一、工程概况简介及特点
阳逻长江公路大桥南锚碇基础采用内径为70m、壁厚为1.5m的圆形地下连续墙加钢筋混凝土内衬作为基坑开挖支护结构。地下连续墙混凝土强度等级为水下C35,内衬混凝土强度等级为C30.地下连续墙嵌入弱风化砾岩1~2.5m,总深度为54.5~60.5m.采用逆作法分层开挖土体和施工内衬，开挖至卵石（圆砾）层表面标高－20.3~-24m后浇筑底板，内衬及土体分层厚度为3m.内衬厚度从上向下依次为：6m深度内厚1.5m,6~21m深度内厚2m,21~41.5m深度内厚2.5m.同济大学承担该项目的开挖施工技术研究任务。
二、工程地质条件
工程地质剖面和地下连续墙展开图如图1所示。
该锚碇位于长江南岸的I级阶地，地面标高约为21.5m,覆盖层为厚50.4~51.6m的第四纪冲积粉质粘土、淤泥质粉质粘土、亚粘土夹砂质粉土、粉砂、细砂、含砾细中砂及圆砾，下伏砾岩、砂岩。强风化砾岩顶标高为－27.7~-31.5m,岩性破碎，强度较低；弱风化砾岩顶标高为－29.2~-44.2m,完整性较好，饱和单轴抗压强度在12.8~29.4MPa之间。
三、基坑周边环境情况平面图
该工程位于长江南岸边，邻近南岸大堤，平面位置如图2所示。
四、基坑围护平面图
南锚碇基础工程地下连续墙1/4平面布置图（直径7150mm)和槽段详图如图3所示。
五、基坑围护典型剖面图
围护结构的剖面图如图4所示。
六、计算模型
基坑虽然设计为圆形，结构也按轴对称布置，但考虑到现有的施工工艺和超深地下连续墙施工的复杂性，不可避免地存在施工误差。本文采用两个不同的模型对该深基坑开挖
全过程进行模拟［1]:
a.按轴对称平面应变问题分析；
b.考虑施工误差按椭圆取1/4模型进行三维分析：
轴对称模型内径70m，壁厚1.5m；椭圆计算模型中考虑地下连续墙成墙施工误差5%，即长轴长度比圆直径大5%，内径为73.5m，短轴长度比圆直径小5%，内径为66.5m。
1. 计算范围和边界条件
两种模型水平计算范围均取基坑外侧70m，大于一倍墙体高度，垂直断面上施加水平不动边界；垂直计算范围取进人弱风化岩层13m，水平断面上施加垂直不动边界。计算中在坑外70m范围内考虑施工附加载荷30kPa。地下连续墙深度取嵌入弱风化岩1.0m。
2. 计算工况
根据基坑开挖和围护结构的施工步序，计算中共考虑以下15种工况：开挖至第1道内衬底标高为第1工况；完成第1道内衬后开挖至第2道内衬底标高为第2工况；完成第2道内衬后开挖至第3道内衬底标高为第3工况；依次类推，完成第13道内衬后开挖至第14道内衬底标高（即坑底，地面下41.5m)为第14工况。完成第14道内衬后再不下挖而直接封底。实际上虽然基坑最终开挖至41.5m,但考虑到不可避免地存在坑底土体的挠动，而且须为第14道内衬施工留出操作空间，计算中开挖深度取比实际挖深大1m,即为42.5m,也就是第15工况。
3. 材料模型和参数
本文土体分析采用总应力法，岩土模型取 Drucker-Prager 模型；混凝土采用弹性模型。
七、计算结果分析
1.地下连续墙侧移
图5是轴对称模型圆周上各点、椭圆模型短轴端点和椭圆模型长轴端点各深度计算的侧移随开挖变化情况，图中位移正负号规定为：倾向坑内为负，倾向坑外为正。从上图可看出，地下连续墙侧移随开挖深度增加逐渐增大，挖至坑底时达到最大。按轴对称模型计算的侧移最大值为16.23mm,发生于地面下35m处，侧移都是倾向坑内。椭圆模型侧移沿基坑环向变化，在短轴端点处，侧移都是倾向坑内，最大值为38.07mm,发生于地面下33m处；长轴端点处在一定深度内侧移是倾向坑外的，地面处位移最大，最大值27.06mm,超过该深度位移都是倾向坑外的，最大位移6.74mm,发生于地下44.5m处；在短轴端点和长轴端点之间，位移呈平缓过渡。椭圆模型长轴处侧向位移一开始沿深度全是倾向坑外的，随开挖出现倾向坑内位移，且正负位移分界点逐渐上移，上升至地下32m左右后几乎不再随开挖而发生变化。
按轴对称模型计算的侧向位移很小，主要是由于圆形地下连续墙的拱效应，坑外土压力很大一部分被地下连续墙的环向压应力平衡，大大减小了水平截面上的弯矩，从而使主要由受弯引起的侧向位移变得很小。椭圆模型计算的最大侧移较轴对称模型增长了134.5%,说明一旦发生施工误差，使轴对称条件得不到严格满足，侧移就会成倍增加；而实际施工时，误差在所难免，因此从安全角度出发，设计计算中应该考虑施工误差带来的不利影响。
2. 墙后地表沉降
由于地下连续墙的侧向位移较小，墙后土体的沉降除了在施加超载时有较大变化外，在开挖过程中变化不大。椭圆模型的最大位移虽然较轴对称模型有较大增长，但其绝对值仍然很小，而且椭圆模型还有倾向坑外的位移，因此两个模型计算得出墙后地表沉降差别不大。
图6是轴对称模型圆周上各点（图中称为A点）、椭圆模型短轴端点（图中称为B点）和椭圆模型长轴端点（图中称为C点）墙后沉降随开挖变化情况。实际施工时，由于坑内降水引起墙外水位下降，土体有效应力增大会引起固结沉降，实测位移会比计算位移有较大增加。而且随开挖深度增加降水深度也增大，墙后地表沉降随开挖过程也会有较大变化。
3.坑底隆起
由于坑内开挖卸载，开挖面会回弹隆起，开始时隆起随开挖深度增加而增大，因为卸荷量增大，土的回弹应变和位移也增大；在开挖至一定深度后，虽然土体回弹应变还在增大，但剩余土层厚度变小，隆起量反而减小。这是嵌岩地下连续墙支护不同于一般地下连续墙支护的地方。靠近墙边的土体隆起量小于基坑中心隆起量，这是受墙体约束的影响。
图7所示的坑底隆起量随离开墙的距离变化情况，椭圆模型长轴方向的隆起量和分布规律与短轴方向的基本相同。轴对称模型和椭圆模型除了在近墙处隆起有明显差异外，其他规律基本一致。两种模型计算得出的基坑中心隆起量十分接近。轴对称模型中靠近墙边的土体与墙体没有发生相对位移，但椭圆模型中发生了相对滑移，这是由于轴对称模型土体不能沿基坑环向位移，而椭圆模型土体受挤压后可沿基坑环向位移，使挤压力变小从而产生了相对滑移。
4.墙体竖向应力分布和环向应力分布
墙体竖向应力分布和环向应力分布如图8、9.
5.内衬受力
典型内衬受力如图10、11所示。
八、位移实测分析
图12是墙体位移测斜图，四个测孔按90°间隔布置。从图12可看出，P01孔和P02孔测斜图形基本一致，P02孔数值较大；P03孔和P04孔测斜图形相似，但明显不同于P01孔和P02孔。P01孔和P02孔在挖至第7层以前发展缓慢，第8层以后发展迅速，在30m至40m之间尤为明显，同时墙脚稍有倾向坑外。P03孔开挖前第3层土侧移向坑内迅速发展，开挖第4层、第5层土侧移增量倾向坑外，第6层又稍倾向坑内，在墙顶和墙底部分区域超过第3层时侧移量，但大部分仍小于第3层时坑内侧移量，从第7层到第9层，倾向坑外侧移大量发展，在46m深处达到近16mm,开挖第10层时，25m深度以上稍有倾向坑外侧移增量，25m以下增量方向倾向坑内，开挖第11层时，上部12m仍有少量倾向坑外侧移增量，12m以下则有较大倾向坑内增量。P04孔不同于P03孔，开挖第4层时，墙体中部有部分区域侧移仍倾向坑内，第5层至第7层稍有倾向坑外位移，但不明显，开挖第8层土体倾向坑外侧移有较大发展，第9层向坑外发展最明显，部分高度占向坑外侧移总量的一半以上，第10层和第11层侧移增量仍倾向坑外，增幅趋缓，但35m以上增幅仍较大。随着倾向坑外侧移大小的不断发展，其所占墙高比例也不断增加，侧移零点的位置逐渐上移。
侧移实测值无论在发展规律还是最大值都与按轴对称模型计算值存在较大差异，轴对称模型计算值明显偏于不安全，说明此类结构虽然设计为轴对称圆形，但由于地层材料、结构布置、施工方式等非轴对称性，其变形明显具有非对称性，在整个圆周方向必然不均匀，即使在相邻90°处也存在明显差异，甚至变化规律完全不一致。但是，要彻底考虑存在的这么多的不对称性目前还十分困难，只好寻求其他近似解决办法，比较椭圆模型计算结果和实测值，发现测量值都在按5%施工误差所建模型计算结果控制之内，当然实际施工时由于进行了严格控制，不可能发生这么大施工误差，但综合考虑地层、结构和施工等不均匀性，人为地放大此误差，可以弥补不考虑其他不均匀性带来的误差。
九、专家点评
1.圆形嵌岩地下连续墙拱效应有效地减少了墙体竖向应力和侧向位移，墙后土体的侧压力主要由墙体的环向轴力平衡；
2.圆形嵌岩地下连续墙对结构施工误差很敏感，考虑5%施工误差后，结构受力和变形都有显著增长，且出现了倾向坑外位移，从安全角度考虑，设计时考虑施工误差是有必要的；
3. 开始开挖时开挖面土体隆起随开挖深度增加而增大，挖至一定深度后，隆起值减少；受墙体约束的影响，开挖面上近墙处隆起比基坑中心小；
4. 因墙体侧向位移绝对值较小，墙后地表沉降在开挖过程中变化不大，沉降主要由施工超载引起；由于墙体对墙后土体的约束，地表沉降最大值距墙有一定距离；
5. 墙体进入坚硬土层后应力会发生较大变化，墙体嵌岩部分存在应力集中，拉应力和压应力都很大，施工误差后，应力集中更加明显；
6. 实测侧移结果都在按5%施工误差所建椭圆模型计算结果控制之内，说明人为地放大施工误差，可以弥补不考虑其他地层、结构和施工等不均匀性带来的误差。
参考文献
[1]吕凤梧，徐伟．深基坑开挖支护的弹塑性有限元数值模拟与分析．建筑技术，2002,32(2):88~91
作者：徐伟 刘玉涛（同济大学土木工程学院）
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