砂土地层中地下连续墙的抗震性能研究

李 漪，谢文涛，王红伟，彭 斌，曹伟腾

(1. 湖北省电力规划设计研究院有限公司，湖北 武汉 430040；2. 中国地质大学(武汉)，湖北 武汉 430074 )

0 引言

城市建设的迅猛发展对地下空间开发利用的程度和要求愈来愈高。由于放坡开挖方式不适合狭窄的城市中心地区基坑施工，所以开挖方式必须采用垂向开挖+挡土墙形式[1-3]。地下连续墙具有抗侧刚度大、强度高、防渗性能好以及施工时对周围环境影响小等特点，在城市深基坑工程中应用越来越多[4-6]。另外，我国存在23 条大型地震带，由于地震发生的随机性和难预测预报使地震频发区开挖施工的基坑工程随时面临地震的威胁。因此，开展地震作用下基坑工程抗震设计和施工研究具有重要的现实意义[7-8]。

对于基坑地下连续墙结构，国内外学者主要针对静力作用下稳定性进行相关研究，并取得了重要研究成果。APAI[9]等采用弹塑性有限元法对地下连续墙壁厚和开挖顺序对地面位移和墙身位移进行了研究。柏国利[10]基于现场实测数据，分析了阳逻大桥超大型地下连续墙的变形特点和受力性能。王琨[11]等分析了广州珠江黄埔大桥地下连续墙受力和变形特点。针对南京长江大桥环形地下连续墙，白雪濛[12]结合数值和监测分析，发现地下连续墙主要以环向受力为主，围护桩的土拱效应和嵌岩作用限制了地下连续墙位移，并使墙身最大位移下移，保证了地下连续墙运行安全。裴颖洁[13]等考虑了围护结构与土体的相互作用，分析了地下连续墙与上部结构不同连接方式对墙体的内力和变形影响机理。

目前关于地下连续墙在动力作用下响应规律研究较少。马学宁[14]等开展了地下连续墙基坑小型振动台试验，系统研究了不同施工阶段和插入比对地下连续墙位移和加速度响应特性。韩淋臣[15]运用ANYSY 分析了汶川地震波作用下地下连续墙位移变化规律。总结得到墙体弹性模量和厚度对其抗震性能影响较小，而周围土体弹性模量影响较大。马利军[16]研究了强震作用下不同地下连续墙插入比对地连墙的地震反应特性。结果表明，插入比越大，基坑内土体在地震作用下不同时刻的隆起值明显减小。尽管已有学者开展了地下连续墙地震响应研究，但其力学机理仍然不清。

综上，在现有的基坑围护结构设计规范以及学者们研究中，地震作用下地下连续墙工作机理和抗震性能方面研究较少，相应地也没有一种普适性围护结构抗震设计方法。本文以武汉某基坑地下连续墙为例，运用FLAC2D 软件，设计了地震作用下基坑应力和变形模拟方法，设置黏性边界，对基坑地下连续墙进行地震动力响应分析。

1 武汉市长青片区污水分流改造管槽基坑工程

1.1 工程概况

选用武汉市长青片区雨污分流改造工程的管槽基坑进行地震响应分析。根据GB 50223—2008《建筑工程抗震设防分类标准》要求，雨污管道抗震设防类别属于重点设防区域，应按七度烈度采取抗震措施。另外，本场地分布有砂土，在振动荷载作用下容易产生液化，影响管槽基坑的稳定性。因此，必须对管槽基坑及其围护结构进行地震响应分析。基坑模型如图1 所示。

图1 管槽基坑数值模型

在该模型中，开挖深度为10 m，基坑宽度为10 m。按照GB 50007—2011《建筑地基基础设计规范》，管槽基坑安全等级为1 级，基坑支护采用地下连续墙+2 层横向支撑围护结构。基于静力稳定性要求(安全系数大于1.1)，设计了地下连续墙厚度为60 cm，嵌入深度为10 m。横向支撑采用Q235B 工字型钢，支撑第一层位于开挖深度2 m 处，第二层位于开挖深度6 m 处。

1.2 数值模型

本次采用了有限差分软件FLAC2D 模拟地震工况下地下连续墙支护应力和变形情况。考虑2 种类型的砂土进行分析。一种是松砂，标准贯入锤击数N＜10；另一种是密砂，标准贯入锤击数N＞30。2 种砂土的数值计算参数见表1所列。

表1 砂土计算参数

砂土和地下连续墙的接触通过FLAC2D 自带的接触单元进行模拟。接触单元参数主要有摩擦角、法向刚度和剪切刚度。接触的摩擦角被设置为2/3φ，其中，φ是密砂和松砂的摩擦角。因此，松砂与墙体的接触摩擦角是21.33°，密砂为22.0°。法向刚度Kn和剪切刚度Ks按照式(1)计算[17]。

式中：Δzmin是接触相邻网格法线方向上的最小宽度。因此，松砂的Kn和Ks是1.286 GPa，密砂的Kn和Ks是4.37 GPa。

由于围护结构是在静载荷作用下设计并满足规范安全性要求。然而，围护结构可能在地震作用下破坏并失效。因此有必要开展地震荷载对基坑围护结构稳定性的影响研究。通过工程类比，以及地下连续墙设计资料综合确定了地下连续墙弹性模量、密度和泊松比参数，分别为29.6 GPa，2 100 kg/m3和0.15。横向支撑采用Q235B 工字型钢，密度、弹性模量和泊松比分别是7 850 kg/m3、2×108 kN/m2和0.15。

当开挖完成时地震破坏作用最大。因此，将地震加速度时程曲线应用于开挖结束后模型底部。模型两侧边界x向约束，底部在x和y方向上约束。在地震分析过程中，自由场边界设置在模型上部，自由场边界保持了非反射特性。用黏性阻尼器将侧边边界的主网格与自由场连接起来去模拟静力边界条件，如图1 所示。

1.3 地震波选取与调整

为了评价地震作用对地下连续墙应力和变形的影响，考虑3 种常见地震波形汶川、Whittier Narrows 和Northridge 地震时程曲线。图2 显示了3 种地震波加速度时程曲线。从图中可以看出，汶川波的加速度最大，而作用时间与其他两种地震波近似。因此，汶川波破坏更大，其震源距离地表10 ～20 km，为线源地震。汶川地震的断层错动时间达到了22.2 s，最大加速度达到0.9g。

图2 汶川、Whittier Narrows和Northridge地震波时程曲线

由于地震模拟非常耗时，因此利用地震的显著持续时间进行地震模拟分析。Arias 强度是指强震持续记录时段的加速度平方和，如式(2)所示。

式中：a(t)是加速度时间序列；Td是持续时间；t是时间；g是重力加速度。

基于图2，3 种地震波时程曲线，绘制了Arias 强度随时间的变化曲线，如图3 所示。从图中可以看出汶川地震波比其他2 次地震波对场地的作用时间更长。考虑地震波的破坏大小，选用汶川地震波研究最不利条件下地下连续墙的地震响应特性，并取显著持续时间段进行加载和分析。

图3 三种地震波Arias强度与时间关系

砂土体采用非线性本构模型，并遵循了莫尔· 库仑破坏准则。地下连续墙和横向支撑采用实体单元模拟，满足弹性本构模型。整个模拟步骤见表2 所列。

表2 模拟计算过程

2 数值结果与讨论

基于采用的数值模拟方法和步骤，开展了汶川地震波下地下连续墙响应模拟研究。在地下连续墙墙体每隔1 m，取一个点，总共21 个点，记录地震波下弯矩和剪力变化，如图4 所示。图5为汶川地震波作用期间松砂地层中地下连续墙最大弯矩和剪力变化曲线，其中地震波作用在深度30 m 的位置。从弯矩图可以看出，在整个地震波作用下，弯矩变化剧烈。在18 280 次动态循环时弯矩最大，最大值为1 375.7 (kN·m)/m。此外，任意时刻都未记录到负弯矩，这表明，地下连续墙在汶川地震波作用下处于收拉状态。从剪力图可以看出，在54 860 次循环时出现最大剪力，剪力值为483 kN。另外，在第4 910 次循环时观察到最小剪切力，最小值为-91 kN。在第6 000 次循环以后，剪切力趋于稳定。

图4 弯矩和剪力变化曲线

图5 地震波作用位置对地下连续墙弯矩影响

为了研究不同深度施加地震波对地下连续墙支护结构的影响，模拟了汶川地震波施加位置为30 m、60 m 和90 m 时地下连续墙应力和变形行为。图5 和图6 分别绘制了不同施加位置最大和最小弯矩以及最大和最小剪力沿着墙体分布情况。整体上，地震波作用下，弯矩和剪力分布复杂。弯矩在6 m 深度以上，小幅波动，超过6 m 后，急剧增加；在深度12 m 时，达到最大值，而后急剧减小到0。对于剪力来说，在深度6 m 以上位置，剪力小幅波动；超过6 m 时，急剧增加，在深度8 m 时，达到最大值，而后急剧减小，在深度14 m 位置时，减小到0；最后在14 ～20 m 之间，线性递增。不同地震波作用位置下地下连续墙弯矩和剪力变化趋势近似，但数值变化较大。另外，在地震作用下，地下连续墙的弯矩和剪力分别达到静力分析的2.8 倍和2.7 倍。当作用位置由深度30 m 提高到60 m，最大弯矩和最大剪力分别减少约24%和19%。而当深度由60 m 增加到90 m 时，最大弯矩和最大剪力分别减少约8%和11%。因此，地震波越接近于地下连续墙时，对墙体的破坏作用越大。

图6 地震波作用位置对地下连续墙剪力影响

开展了不同砂土地层下地震波对地下连续墙性能的影响。图7 和图8 分别为不同松砂和密砂地层中汶川地震波作用下地下连续墙弯矩和剪力分布曲线。

图7 不同砂土类型弯矩变化曲线

图8 不同砂土类型剪力变化曲线

从图7 中可以看出，松砂中墙体的各个位置弯矩都比密砂的弯矩大，其中最大弯矩比密砂高21%。由图8 可知，虽然在松砂中沿墙深度的剪力值较高，但在密砂中墙体支撑点的剪力值明显高于松砂。当安装6 m 深度的支撑时，密砂中地下连续墙剪力比松砂高54%。因此，在地震荷载下，地下连续墙在密砂中的弯矩较松砂的弯矩小，但剪力较高。因此，在密砂中需要加大横向支撑，提高地下连续墙抗剪能力，例如配备更多的抗剪钢筋、预埋钢板等措施。

另外，研究了地震波作用下横向支撑轴力变化效应特性。图9 为松土层，汶川地震波作用于深度60 m 处，位于深度2 m 处横向支撑轴力变化曲线。从图中可以看出，在15 210 次动态循环次数下，横向支撑出现最大轴向力，最大值为1 037 kN。此外，当动态循环次数达到124 000 次时，观察到轴向支撑力的波动减弱。表3 给出了不同地震波作用位置和砂土地层中最大横向支撑轴力。表中Fst和Fse分别是最大静态轴力和最大动态轴力。从表中可以看出，相同土层中，地震波越远离支撑位置，Fse越大。另外，相同地震波作用位置，密砂土层中Fse值比松砂大。在汶川地震波作用下，Fse/Fst最大达到17.42。这表明地震作用下支撑轴力远大于静力状态下轴力，严重威胁横向支撑的安全。另外，支撑轴力的设计值为4 000 kN，不考虑地震荷载后，横向轴力都未破坏，而考虑地震荷载后，大部分情况下支撑都处于破坏状态。因此，在高烈度地震区域，应该考虑地震对围护结构的影响。

表3 不同地震波作用位置和砂土类型下横向支撑轴力

图9 不同动态循环次数下横向支撑轴力变化

3 结论

本文针对武汉市管槽基坑工程，研究了汶川地震作用下地下连续墙的响应特征。主要结论如下：

1)基于FLAC2D 有限差分软件，提出了一种基坑地震响应快速模拟方法。

2)研究了地震波作用位置和地层类型对地下连续墙地震响应规律。结果表明，地震波越接近于地下连续墙时，墙体弯矩和剪力越大，对墙体的破坏作用越大。在密砂地层中，墙体弯矩和剪力明显大于在松砂地层中，但横向支撑轴力大于松砂地层中的轴力。

3)在地震作用下，地下连续墙的弯矩和剪力分别达到静力分析的2.8 倍和2.7 倍。在静力条件下，横向支撑法是一种可接受的控制墙体下位移的方法，但在地震作用下，横向支撑轴力将增大，极有可能破坏。因此，建议在高地震烈度区，基坑设计应充分考虑地震破坏作用。例如：增加横向支撑；增加地下连续墙中抗剪钢筋；预埋钢板等措施。