地连墙兼作水池壁板的接头质量控制参数及厚度优化研究

罗震刚， 周 晨， 王 晶， 陈 伟， 马栋魁， 沈才华

（1.南京市市政设计研究院有限责任公司，南京 210008； 2.河海大学土木与交通学院，南京 210098）

地下连续墙是基础工程在地面上采用一种挖槽机械，在泥浆护壁的辅助作用下挖出一条狭长的深槽，清槽后，在槽内吊放钢筋笼，并进一步浇筑合适的材料，形成具有截水、防渗、承重、挡水结构功能的连续性的地下墙体［1-2］. 该施工技术是由钻进技术中采用泥浆和水下灌注混凝土的方法发展演变而来［3］. 地下连续墙作为深基坑支护结构的常用形式，适用于多种复杂的地质条件，施工质量可靠，工期短，噪声小，施工对周围环境影响小，止水防水及支护效果很理想，同时地下连续墙整体性能较好，兼作永久性建筑的经济性明显，成为目前研究的热点［4-5］. 由于城市内环境与地质水文条件比较复杂，地连墙接头处力学性能薄弱，地连墙基坑开挖施工的事故时有发生［6］. 陈英才［7］等以广州某地铁车站施工为例，介绍了地铁车站地下连续墙接缝施工质量问题造成深基坑开挖中出现涌水涌砂事故的分析和处理方法. 2007年7月14日上海轨道交通某车站标准段出现地连墙渗漏事故［8］. 2016年5月2日下午，上海苏河湾地区某深大基坑围护体地下连续墙出现漏水夹砂的险情，接缝两侧的地下连续墙变形较大，且变形不协调，导致接缝处渗漏事故［9］. 2019年1月8日地处闽江下游冲淤积平原某地下三层车站，由于地连墙墙缝处薄弱，出现渗漏，端头外侧地面出现沉降事故［10］. 因此采用三维数值模拟技术对地连墙基坑工程进行受力分析，弥补规范计算无法考虑三维效应的缺点，对地连墙进行优化研究具有重要实际意义，国内外学者做了很多研究. 余朔［11］利用FLAC3D数值软件模拟了不同开挖深度地下连续墙施工的各个阶段变化过程，基坑水平和纵向位移模拟结果与实测结果变化规律基本一致. 任志国等［12］结合工程实例模拟分析了地下连续墙厚度从0.6 m增加到1.2 m时对支护结构位移及内力的影响规律，结论显示，虽然增加墙体厚度在一定程度上可减小墙体侧移，但考虑到内力的增大和经济性，不建议仅依靠增加地连墙厚度提高安全性. 诸以惇［13］等结合南京纬三路过江隧道盾构工作井地下连续墙的设计，通过数值模拟，研究了连续墙接头形式对于墙体水平位移以及支护体系受力的影响规律. 陈宇［14］依托湛江市东海岛钢铁基地圆形连铸池工程实例，对刚性接头与铰接接头的连续墙结构进行了受力模拟分析，结果表明：接头连接形式的不同对墙体的水平变形大小影响较大，铰接条件下墙体的水平变形值较刚接时增大了24%. 可见地连墙的接头是设计的关键控制因素，而且基坑开挖过程中地层参数、结构体比较复杂，规范法计算很难反映这些复杂的三维效应［15］，因此本文针对白沙门污水处理厂地连墙兼作水池壁板进行三维数值模拟分析，以接头处的安全性作为控制条件，进行厚度的设计优化研究，增加设计的科学性、经济性.

1 工程概况及数值模型构建

1.1 工程平面布置及地层情况

白沙门污水处理厂平面尺寸33.8 m×32.8 m，水池内部结构见图1.

场地经人工填土后平整，地形平坦，场地原始地貌单元是海成一级阶地. 在勘探30 m深度范围内，揭露地层为新近人工填土（Qml）、第四系全新统冲海相沉积土（Q4m）及上第四系下更新统海相沉积土（N2m）. 根据地层土性特征从上而下划分为①、②、③、④、⑤共五个工程地质层，分述如下. 第①层素填土（Qml）：主要由淤泥质土和松散砂土组成，层厚0.50～6.00 m 不等，平均值4.5 m. 第②层砾砂（Q4m）：

含有约20%的中粗砂及少量粉细砂，黏粒含量约占10%左右，层顶埋深1.50～6.00 m，层厚1.00～7.20 m，层厚平均值为4.75 m. 第③层粉砂（Q4mc）：含有20%的细砂及少量中粗砂，局部呈薄层状产出，黏粒含量约占10%左右，层顶埋深13.50～17.20 m，层厚0.70～8.60 m，层厚平均值为4 m. 第④层淤泥（Q4m）：底部含有少量的中粗砂及石英小砾石. 层顶埋深7.80～13.50 m，层厚1.10～8.30 m. 层厚平均值为2.5 m. 第⑤层粉质黏土（N2m）：岩芯局部呈坚硬的半成岩状. 受钻孔深度的限制，该层未揭露，层顶埋深20.40～29.60 m，揭露层厚0.80～29.00 m，层厚平均值为14.25 m.

图1 加砂高效沉淀池结构图Fig.1 Structure of sand-adding high efficiency sedimentation tank

1.2 三维数值模拟模型的建立

1.2.1 几何模型的建立 结合工程实际情况，整个土体模型尺寸为60 m×60 m×30 m，基坑的尺寸为31.2 m×30.2 m×8.5 m，地下连续墙深26.5 m. 水池内部的内隔墙高7.7 m，厚500 mm 或600 mm，水池底板尺寸为31.2 m×30.2 m×0.8 m. 整体建立的模型见图2.

图2 数值模型示意图Fig.2 Numerical model draning

1.2.2 本构模型及其材料参数的选取 地下连续墙和加砂高效沉淀池采用线弹性模型，接头处考虑搭接效应，采用等效弹性模量弱化处理，土体采用Mohr-Coulomb弹塑性模型［16］，土体和地下连续墙之间采用面对面接触，其中切向行为中摩擦系数为0.5、剪应力界限无限制、弹性滑动刚度无滑移；法向行为采用默认设置.所有实体单元采用C3D8R. 数值模拟土体采用参数数值见表1和表2.

表1 土层参数表Tab.1 Soil layer parameters

1.2.3 数值模拟思路 数值模拟分析思路如下：槽段钢筋混凝土和接头处钢筋混凝土密度均为2500 kg/mm3，槽段弹性模量为32.5 GPa，采用等效弹性模量弱化处理，研究地下连续墙接头处等效弹性模量与槽段等效弹性模量比ξ分别为0.1、0.3、0.5、0.7、0.9、1时基坑变形和地下连续墙内力的规律. 根据我国地连墙建设情况来看，地连墙的厚度一般都小于1.2 m［17］，并同时研究低于1.2 m地下连续墙厚度对地连墙水平位移和接头处抗变形的影响规律，从而优化地下连续墙的设计厚度，并用优化后的地下连续墙厚度模拟水池注水运营期地连墙接头应力应变规律.

表2 钢筋混凝土参数表Tab.2 Parameters of reinforced concrete

2 基坑开挖时不同厚度地连墙的应力应变分布规律

根据接头处钢筋混凝土抗裂设计要求，接头处的拉应变应小于1×10-4，考虑到安全系数，设计的允许控制拉应变为0.3×10-4. 较柔性接头而言刚性接头与地下连续墙整体性更好，可以增强围护结构抵抗侧向变形的能力，降低支护体系受力，提升围护结构的稳定性［18-19］，因此接头处采用十字板+钢筋搭接的方式，不同接头处等效弹性模量与槽段等效弹性模量比（简称为接头等效弹性模量弱化系数ξ）、不同地下连续墙厚度时地连墙位移、内力模拟计算分析结果如下.

2.1 地下连续墙水平位移分析

如图3，随着接头等效弹性模量弱化系数ξ增大，接头处刚度变大，水平位移减小. 当接头等效弹性模量弱化系数ξ为0.7时，地下连续墙水平位移最大值随着墙体厚度增大近似线性减小.

2.2 接头处拉应变分析

如图4（a）所示，接头拉应变随着接头等效弹性模量弱化系数ξ由0.1增加到1而减小. 墙体厚度为600 mm时，接头在短边法向上最大拉应变由1.48×10-4减小到0.32×10-4；在长边法向上最大拉应变由1.46×10-4减小到0.41×10-4. 可见，即使不考虑接头处的弱化效应，地连墙内的拉应变都大于设计允许拉应变值0.3×10-4，不宜作为设计厚度值.

从图4（b）可以看出，墙体厚度为700 mm时，接头拉应变随着接头等效弹性模量弱化系数ξ由0.1增加到1，接头段在短边法向上最大拉应变由1.31×10-4减小到0.32×10-4；在长边法向上最大拉应变由1.41×10-4减小到0.23×10-4，当接头等效弹性模量弱化系数ξ小于0.68时（定义为允许的临界弱化系数ξ），接头拉应变最大值大于混凝土设计控制拉应变，接头处有破坏风险.

从图4（c）可以看出墙体厚度为800 mm时，随着接头等效弹性模量弱化系数ξ由0.1增加到1，接头段拉应变在短边法向上最大拉应变由1.28×10-4减小到0.18×10-4；在长边法向上最大拉应变由1.36×10-4减小到0.20×10-4，当接头等效弹性模量弱化系数ξ大于0.65时，接头拉应变最大值小于混凝土设计控制拉应变，接头处于安全状态；当接头等效弹性模量弱化系数ξ小于0.65时，接头拉应变最大值大于混凝土设计控制拉应变，接头处混凝土被拉裂，接头处有破坏风险.

从图4（d）可以看出，墙体厚度为900 mm时，随着接头等效弹性模量弱化系数ξ由0.1增加到1，接头段在短边法向上最大拉应变由1.18×10-4减小到0.18×10-4；在长边法向上最大拉应变由1.23×10-4减小到0.20×10-4，当接头等效弹性模量弱化系数ξ小于0.66时，接头拉应变最大值大于混凝土设计控制拉应变，接头处混凝土被拉裂；当接头等效弹性模量弱化系数ξ大于0.66时，接头拉应变最大值小于混凝土极限拉应变，接头混凝土处于安全状态.

从图4（e）可以看出，墙体厚度为1000 mm时，随着接头等效弹性模量弱化系数ξ由0.1增加到1，接头段在短边法向上最大拉应变由1.08×10-4减小到0.18×10-4；在长边法向上最大拉应变由1.17×10-4减小到0.19×10-4，当接头等效弹性模量弱化系数ξ 小于0.65 时，接头处混凝土被拉裂，当接头等效弹性模量弱化系数ξ 大于0.65时，接头处于安全状态.

图3 不同接头等效弹性模量弱化系数ξ 和不同墙体厚度时地连墙最大水平位移Fig.3 Maximum horizontal displacements of diaphragm wall with different joint equivalent elastic modulus weakening coefficient ξ and different wall thicknesses

图4 接头拉应变最大值（不同墙体厚度）Fig.4 Maximum tensile strain of joint（different wall thicknesses）

从图4（f）可以看出，接头等效弹性模量弱化系数ξ为0.7时，理论上讲增加地连墙的厚度能够有效地提高地连墙的刚度［20］，接头处拉应变最大值随着墙体厚度增大而减小，在地连墙厚度为800 mm时接头拉应变随着地连墙厚度增大略有回弹趋势.

可见当地连墙厚度小于800 mm时，接头等效弹性模量临界弱化系数ξ随厚度的增加而减小，但地连墙厚度大于800 mm时，由于地连墙厚度、刚度以及地层分布的复杂性，临界弱化系数ξ基本不变，因此建议采用允许拉应变安全控制的临界弱化系数ξ作为接头段施工质量控制参数进行优化设计.

综合考虑安全性和经济性要求，地下连续墙厚度采用800 mm，取近似接头等效弹性模量临界弱化系数ξ为0.7作为本工程接头段施工质量控制要求.

3 800 mm厚度地连墙运营期的应力应变分布规律分析

3.1 地下连续墙厚度为800 mm时运营期墙体水平位移分析

从图5 地连墙水平位移最大值可以看出墙体厚度为800 mm 时，当接头等效模量弱化系数为0.7 时，地下连续墙水平位移最大值在短边法向上由4.25 mm 减小到3.98 mm，在长边法向上由4.75 mm减小到4.35 mm.

3.2 地下连续墙厚度为800 mm 时运营期墙体接头段拉应变分析

由图6可以看出墙体厚度为800 mm时，接头最大拉应变在短边法向上由0.87×10-4减小到0.19×10-4；在长边法向上由0.88×10-4减小到0.27×10-4. 结合图4，当接头等效弹性模量弱化系数ξ为0.7 时，800 mm 厚度地下连续墙均能满足开挖期和运营期地连墙接头变形要求.

图5 地连墙水平位移最大值Fig.5 Maximum horizontal displacements of diaphragm wall

图6 接头拉应变最大值Fig.6 Maximum tensile strains of joint

4 结论

1）地连墙兼作永久建筑的接头段是地连墙最关键的控制性部位. 随着接头等效弹性模量弱化系数ξ增大，接头处刚度变大，地下连续墙水平位移最大值减小. 采用接头段设计允许拉应变为安全控制值，当地连墙厚度小于800 mm时，接头等效弹性模量临界弱化系数ξ随厚度的增加而减小，但地连墙厚度大于800 mm时，由于地连墙厚度、刚度以及地层分布的复杂性，临界弱化系数ξ基本不变. 所以依靠增加厚度弥补接头段施工质量差是不可行的.

2）本文结合实际工程，采用接头段允许拉应变为安全控制值，提出采用接头等效弹性模量临界弱化系数ξ作为接头施工质量控制参数，优化了白沙门污水处理厂地连墙兼作水池壁板的设计厚度，指导了实际工程，更为地连墙接头段施工质量控制提供了理论依据，具有重要实际价值.