鄭 剛 ，李志偉

（1. 天津大學 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津 300072；2. 天津大學 土木工程系，天津 300072）

1 引 言

城市地下空間開發(fā)進程的加快對深基坑的變形預測與控制理論和方法研究帶來了重大挑戰(zhàn)，尤其是當基坑周邊存在老舊歷史建筑時，這些建筑建造年代長，且經(jīng)受過地震等災害破壞，整體剛度差，對不均勻沉降的耐受能力極差，環(huán)境保護等級極高，這對基坑變形的控制提出了極其嚴格的要求。因此，當基坑周邊有建筑物存在時，為保證基坑施工的順利進行及周邊建筑物的安全，需要對基坑開挖可能引發(fā)的鄰近建筑物變形情況開展精細化分析。

預估基坑開挖對鄰近建筑物的影響，一般可采用經(jīng)驗簡化法和有限元法進行研究，其中，諸多學者針對經(jīng)驗簡化法，進行了較為深入的研究，如Burland 等[1]、Boscardin 等[2]、Boone[3]、Son 等[4]、Finno 等[5]、Schuster 等[6]、Kotheimer 等[7]，其評估建筑物受基坑開挖影響的基本流程為：首先，預估無坑外建筑物情況下基坑開挖所引發(fā)的坑外土體位移；然后，計算該位移所引發(fā)的建筑物變形，并依據(jù)經(jīng)驗對建筑物的剛度等因素進行適當考慮；最后，根據(jù)建筑物的變形破壞標準判定其相應的破壞等級。

然而，采用經(jīng)驗簡化法評估建筑物變形破壞等級存在一定的缺陷。（1）無法準確評估建筑物的自重及自身剛度對坑外土體位移變化趨勢的影響；（2）沒有考慮建筑物在基坑開挖前由于自重作用而產(chǎn)生的初始不均勻沉降變形及由此而引起的建筑物附加應力；（3）不考慮由基坑開挖引起的建筑物不均勻沉降同開挖前建筑物自重產(chǎn)生的不均勻沉降的疊加效應與建筑物形狀及與基坑（特別是坑外沉降槽）的相對位置關系。因此，采用經(jīng)驗簡化法須依賴很強的工程經(jīng)驗，且所得的建筑物破壞評定結果與實測結果可能會存在較大的差異。

鑒于上述原因，本文采用三維有限元法對基坑開挖及周邊建筑物進行整體分析，建立包含基坑及鄰近建筑物在內(nèi)的整體模型，不僅考慮基坑變形與建筑物變形的相互耦合關系，而且對建筑物的初始變形與內(nèi)力也進行考慮，從而對基坑開挖所引發(fā)的建筑物內(nèi)力與變形狀況進行更為合理地預測。

2 有限元模型的建立及其計算參數(shù)

采用Plaxis 3D Foundation進行模擬，模型的具體參數(shù)如下：

（1）基坑參數(shù)

基坑開挖深度He取12 m；圍護結構采用地下連續(xù)墻，厚度為0.8 m，深度為24 m，插入深度為12 m。圍護結構與土體之間采用界面單元進行模擬，界面參數(shù)Rinter取0.50。

為減小模型的計算時間，本文僅取基坑的1/2進行分析?；诖罅抗こ虒崪y結果的總結[8－12]，模型取坑外土體寬度大于60 m，即大于5 倍開挖深度，同時，當建筑物與基坑相對方位及距離變化時，確保建筑物與模型邊界之間的距離均大于36 m，即大于3He，從而充分保證了模型邊界效應不對建筑物變形產(chǎn)生影響。

為避免支撐的不均勻布置及空間效應對建筑物變形產(chǎn)生影響，使問題的研究集中于建筑物位置變化所帶來的影響，支撐采用板單元進行模擬，模型的4 個側面及底面約束其法向位移，如圖1 所示。同時，考慮到軟土地區(qū)基坑變形的時空效應、鋼支撐架設不及時或混凝土支撐形成強度滯后等因素對基坑變形所產(chǎn)生的影響，模型中的3 道支撐剛度均取為1×105kN/m。

圖1 模型網(wǎng)格圖 Fig.1 Mesh of model

所得的坑外地表沉降最大值為30.2 mm，即約為0.25% He，滿足工程經(jīng)驗要求[13]，同時，所得地表的沉降分布同Hsieh 等[11]基于工程實測所提出的經(jīng)驗曲線非常接近，這將在下文進一步驗證。此外，圍護結構的最大側移值為50.9 mm，即為0.42%He，亦在合理的工程經(jīng)驗范圍[13]之內(nèi)，這也進一步說明本文所取的支撐剛度參數(shù)是可行的。

具體的開挖流程為：第1 步開挖至-1.5 m；架設第1 道支撐（-1.0 m）；第2 步開挖至-5.5 m；架設第2 道支撐（-5.0 m）；第3 步開挖至-9.5 m；架設第3 道支撐（-9.0 m）；第4 步開挖至底（-12 m）。

（2）土層參數(shù)

采用天津市區(qū)典型土層（粉質黏土，中等-高壓縮性土）進行模擬，且僅考慮均質土層，厚度取60 m。本構模型采用考慮土體小應變變形的硬化土模型（HSS），具體物理力學指標如表1 所示，其中γ為土體的重度，c 和φ 分別為土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角，E50、Eoed及Eur分別為土體的主偏量加載剛度模量、側限壓縮剛度模量和卸載/再加載剛度模量。此外，為了考慮土體的小應變剛度行為，HSS模型在硬化模型（HS）的基礎上，增加了初始剪切模量G0和剪切應變水平0.7γ ，0.7γ 表示G0衰減至70%時的應變水平[14－15]。

（3）建筑物參數(shù)

建筑物外形輪廓為長條形，高為9 m，長為 22.5 m，寬為4.5 m，長高比為2.5，門、窗洞口尺寸分別為2.0 m×1.5 m、1.8 m×1.5 m，具體尺寸如圖2 所示。

表1 土層物理力學參數(shù) Table 1 Physico-mechanical parameters of soil

圖2 建筑物尺寸示意圖（單位：mm） Fig.2 Dimension of building (unit: mm)

為簡化起見，建筑物的墻體與樓板均考慮為理想彈性材料，其中，縱墻、橫墻及橫隔墻的厚度均為0.24 m，考慮到老舊歷史建筑物受地震影響較為嚴重，且剛度退化顯著等原因，取墻體的彈性模量E0為220 MPa，泊松比為0.1，且采用8 節(jié)點四邊形板單元進行模擬。樓板厚度取0.10 m，彈性模量取為30 GPa，泊松比取0.2，采用6 節(jié)點三角形板單元進行模擬，如圖3 所示。

圖3 建筑物網(wǎng)格圖 Fig.3 Mesh of building

此外，建筑物采用墻下條形基礎，縱墻、橫墻及橫隔墻的條形基礎截面尺寸均為1 m×1 m，并考慮為理想彈性材料，彈性模量取5 GPa，泊松比為0.2，且不考慮基礎與地基土體之間的相對位移，即二者的單元采用共同的節(jié)點，不設置接觸界面。

（4）建筑物與基坑相對位置參數(shù)

選取了建筑物橫墻和縱墻分別垂直于基坑邊的兩種情況進行分析，且建筑物距地下連續(xù)墻的距離D 分別取1、3、6、9、12、18、24、30 m。

3 無建筑物時的坑外土體沉降

工程實踐表明[16－17]，土體存在顯著的小應變剛度特性，即土體的剛度與其應變有著重要的關系，尤其是當土體發(fā)生極小應變時，土體的剛度遠遠高于常規(guī)試驗得到的剛度，然而，對于一般的巖土工程，如基坑、隧道及基礎工程等，以及常規(guī)的室內(nèi)試驗，土體的應變一般在0.01%～0.3%的范圍內(nèi)，如圖4 所示[17]，這使得剛度與應變的緊密關系無法得到體現(xiàn)，勢必對工程的設計與施工產(chǎn)生影響。

圖4 土體在各種巖土工程條件下的應變范圍 Fig.4 Strain range of soil in a variety conditions of geotechnical engineering

在對基坑變形進行有限元分析過程中，不考慮土體小應變剛度行為將使所得的坑外沉降分布范圍明顯偏大[18]（見圖5），這可能導致對建筑物的沉降差、傾斜或局部傾斜的低估。故在研究基坑變形過程中，尤其是針對坑外環(huán)境保護要求嚴格的基坑工程，合理考慮土體的小應變特性，是非常必要的。采用HSS 模型對上述基坑算例進行分析，得到了如圖5 所示的坑外地表沉降曲線。

圖5 坑外地表沉降曲線 Fig.5 Settlement curves of ground surface

由圖可知，利用考慮土體小應變變形的HSS 模型預測得到的坑外地表沉降曲線與Hsieh 等[11]基于實測所提出的經(jīng)驗曲線非常接近，沉降槽由主要影響區(qū)（0≤D≤2He，其中：D 為坑外地面距基坑邊的水平距離）和次要影響區(qū)（2He≤D≤4He）構成。同時，以D =1.4 He作為分界線，可將沉降槽曲線分為兩段，當D≤1.4He時，沉降曲線呈下凹變形，而當D >1.4 He時，沉降曲線呈上凸變形，且在D =0.5 He及D =2He時，曲線的下凹及上凸撓曲變形最為顯著。

4 自重作用下建筑物的初始變形

將基坑開挖前建筑物因自重作用而產(chǎn)生的不均勻沉降變形稱為初始變形。在實際工程中，在建筑物施工過程及竣工之后，建筑物將在自重作用下產(chǎn)生不均勻沉降，并將引發(fā)建筑物產(chǎn)生附加內(nèi)力。因此，有必要對建筑物已有的變形與內(nèi)力進行考慮。

假設建筑物是一次形成，而不考慮分層建造過程，分析了建筑物在自重作用下所產(chǎn)生的不均勻沉降，如圖6 所示，其最大沉降發(fā)生在中部區(qū)域，最大的差異沉降值為4.1 mm，其對應的撓度比約為0.2‰，且最大局部傾斜約為0.7‰。

圖6 縱墻墻體沉降曲線 Fig.6 Settlement curve of longitudinal wall

已有的研究表明[13]，對于黏土地層中產(chǎn)生下凹撓曲變形的砌體結構，當長高比小于3 時，其容許撓度比為0.4‰；當長高比大于5 時，其容許撓度比為0.67‰～0.71‰。而對于發(fā)生上凸撓曲變形的砌體結構，當長高比為1 時，其容許撓度比為0.2‰；當長高比等于5 時，其容許撓度比為0.4‰。此外，由規(guī)范[19]可知，對于中、低壓縮性地基中建筑物，其局部傾斜限值為2‰。故本文的建筑物算例在自重作用下產(chǎn)生的不均勻沉降雖不會導致建筑物發(fā)生破壞，但相對于上述的撓曲變形限值已相對較大。

由圖7 可知，當建筑物在自重作用下發(fā)生不均勻沉降時，其撓曲變形引發(fā)建筑物縱墻墻體的主拉應變（pmaxε ）主要集中在墻體靠近基礎的位置及邊跨洞口的斜對角角隅處，其中最大主拉應變（0.68‰）發(fā)生在邊跨一層窗口的上沿。

5 橫墻垂直于基坑邊的建筑物變形

5.1 建筑物沉降

當建筑物的橫墻垂直于基坑邊時，距基坑邊不同距離建筑物的橫墻沉降曲線如圖8 所示。

圖7 縱墻墻體主應變矢量圖 Fig.7 Sketch of principal strain vector of longitudinal wall

圖8 橫墻沉降變化曲線 Fig.8 Settlement curves of cross wall

由圖可知，建筑物的存在對坑外土體的沉降趨勢影響很小，建筑物的沉降曲線與無建筑物時的坑外地表沉降曲線的變化趨勢基本保持一致。但建筑物的存在一定程度上增大了天然地表的沉降值，其中最大增幅可達天然地表最大沉降值的1/2，且增幅隨建筑物與基坑邊距離的增大呈減小的趨勢。

5.2 建筑物撓曲變形特點

圖9 給出了縱墻撓曲變形曲線。由圖可知，橫墻垂直于基坑邊的建筑物發(fā)生了小幅的撓曲變形，其中當D =1 m 時，撓曲變形幅值達到最大值（1.4 mm），約為建筑物初始撓曲變形值的1/3。

圖9 縱墻撓曲變形曲線 Fig.9 Flexure deformation curves of longitudinal wall

對比不考慮與考慮建筑物初始不均勻沉降兩種情況下，墻體主拉應變的分布，如圖10 所示（當D>6 m 時，墻體主拉應變很小，故未給出）。

圖10 縱墻墻體主拉應變矢量圖 Fig.10 Sketch of principal tensile strain vector of longitudinal wall

由圖可知，不考慮與考慮建筑物的初始不均勻沉降對墻體的拉應變分布有著重要影響，當不考慮初始變形時，墻體的主拉應變隨著與基坑邊距離的增大而減小，并逐漸趨于0，其中最大主拉應變可達0.21‰，遠小于砌體結構的極限拉應變（0.75‰），即基坑開挖對建筑物的影響很小；而當考慮建筑物的初始變形時，當D =1 m 時，墻體的主拉應變達到了0.72‰，僅略小于砌體結構的極限拉應變，這表明考慮建筑物的初始變形得到的墻體拉應變將顯著增大，即墻體的拉應變主要由初始變形引起，而由基坑開挖所引發(fā)的墻體拉應變較小。

6 縱墻垂直于基坑邊的建筑物變形

6.1 建筑物沉降

當建筑物的長邊（即縱墻）垂直于基坑邊時，其縱墻墻體的沉降曲線如圖11 所示。

圖11 縱墻墻體沉降變化曲線 Fig.11 Settlement curves of longitudinal wall

由圖可知，建筑物的存在對坑外地表沉降變化趨勢影響依然較小，僅在坑外沉降槽最低點及上凸撓曲最大點的位置處，建筑物的存在對沉降曲線的變化趨勢有一定影響。同時，建筑物的存在亦顯著增大了坑外天然地表的沉降值，其中最大增幅約為天然地表沉降最大值的1/3。

6.2 建筑物撓曲變形特點

為了了解建筑物存在對坑外土體沉降曲線撓曲變形的影響，對應于不同位置建筑物所跨越的區(qū)間，采用如圖12 所示的方法截取對應區(qū)間內(nèi)天然地表沉降曲線的撓曲段，如圖13（a）所示，并與建筑物縱墻的撓曲曲線（見圖13（b））進行對比，此外，圖13（c）給出了建筑物考慮初始變形后的撓曲變形曲線。

圖12 天然地表及縱墻撓度曲線計算示意圖 Fig.12 Calculation of flexure deformation of green field and longitudinal wall

圖13 建筑物跨度區(qū)間內(nèi)天然地表與縱墻墻體撓曲變形曲線 Fig.13 Flexure deformation curves of green field and longitudinal wall

由圖13（a）、（b）可知，建筑物的撓曲變形曲線的撓曲值明顯小于天然地表沉降曲線的撓曲值，但二者的變化趨勢基本保持一致，其中撓曲曲線下凹及上凸變形的分界點位置亦基本相同，這表明建筑物的存在對天然地表撓曲曲線的變化趨勢影響很小，但由于建筑物具備一定的剛度，其存在將較大地改變撓曲變形曲線的撓曲值。同時，隨著建筑物與基坑邊距離的變化，建筑物呈不同下凹或上凸變形性狀，考慮建筑物的初始變形與否將顯著影響建筑物的內(nèi)力與變形，如圖13（c）所示，具體的建筑物變形特征如下：

（1）建筑物呈下凹撓曲變形

當建筑物距基坑邊距離小于1/2He，如D 取1 m和3 m 的情況，此時建筑物將跨越坑外沉降槽最低點，并產(chǎn)生下凹狀的撓曲變形，其撓曲趨勢與建筑物初始沉降的撓曲趨勢相同，即均呈現(xiàn)下凹撓曲變形，若此時同時考慮建筑物的初始變形，將使建筑物的撓曲程度更為顯著。

如圖13（b）所示，當D =1 m 時，下凹撓曲變形撓度最大值可達5.7 mm，其對應的撓度比為0.25‰（＜0.4‰），若考慮建筑物的初始撓曲變形，可得總撓曲變形值達9.7 mm，所對應的撓度比為0.43‰，大于砌體結構容許撓度比（0.4‰）。這表明考慮建筑物初始不均勻沉降與否對建筑物的安全評估結果有著重要影響。

對比不考慮與考慮建筑物初始變形兩種情況下的縱墻墻體拉應變分布（見圖14）可知，當D =1 m時，不考慮與考慮建筑物的初始不均勻沉降所對應的墻體的主拉應變最大值分別為1.06‰、1.22‰，二者相差15%；當D=3 m 時，不考慮與考慮建筑物的初始不均勻沉降所對應的墻體的主拉應變最大值分別為0.66‰、0.92‰，二者相差48%。這表明當建筑物跨越坑外沉降槽時，不考慮建筑物的初始不均勻沉降將使得墻體的主拉應變可能低估約50%。

圖14 縱墻墻體主拉應變矢量圖 Fig.14 Principal tensile strain vector of longitudinal wall

（2）建筑物呈上凸撓曲變形

當建筑物的縱墻跨越天然地表沉降曲線的上凸區(qū)域時，如D≥9 m 的情況，此時建筑物將發(fā)生上凸撓曲變形，如圖13（b）所示，其中，撓曲最大值可達3.2 mm（撓度比=0.14‰），僅略小于上凸撓曲變形的撓度比容許值（0.2‰），這表明此時建筑物的上凸撓曲變形已較為接近建筑物的撓曲限值。而當考慮建筑物初始變形時，建筑物的初始撓曲變形與基坑開挖所引發(fā)的上凸撓曲變形趨勢相反，二者變形相互抵消，且由于初始變形的下凹撓曲程度大于基坑開挖所引起的上凸撓曲程度，這將使建筑物的撓曲變形轉變?yōu)橄掳紦锨冃危掖藭r的下凹撓曲變形程度一般較小，故當考慮了建筑物的初始變形，其變形往往是可以接受的，即建筑物是安全的。

圖15 縱墻墻體主拉應變矢量圖 Fig.15 Principal tensile strain vector of longitudinal wall

對比不考慮與考慮建筑物初始不均勻沉降兩種情況下縱墻墻體拉應變的分布特點（見圖15）可知，當不考慮建筑物的初始變形時，由于上凸撓曲變形而引發(fā)的墻體主拉應變最大值可達0.79‰，大于砌體結構的極限拉應變（0.75‰），而當考慮了建筑物的初始變形時，墻體的拉應變則主要由于下凹撓曲變形而引發(fā)，且最大值僅為0.74‰。這表明當建 筑物跨越坑外土體沉降槽的上凸區(qū)域時，若不考慮建筑物初始下凹撓曲變形的影響，建筑物將發(fā)生上凸撓曲變形，產(chǎn)生了可導致墻體發(fā)生開裂的撓曲，而考慮初始變形的影響時，建筑物的上凸撓曲變形與初始下凹撓曲變形相互抵消，甚至使得建筑物發(fā)生輕微的下凹撓曲變形，建筑物反而相對安全，故此時若不考慮建筑物初始變形的影響，對坑外鄰近建筑物的安全評估將是偏于安全的。

（3）建筑物呈“∽”型撓曲變形

當建筑物的近基坑端跨越坑外沉降槽最低點，而遠基坑端跨過沉降槽上凸區(qū)域時（如D =6 m）建筑物將發(fā)生“∽”型的撓曲變形，在近基坑端產(chǎn)生下凹撓曲變形，而遠基坑端則發(fā)生上凸式的撓曲變形，并大致以D=1.4He作為凹凸的分界點。

當不考慮建筑物的初始變形時，“∽”型的撓曲變形程度較小，由此引發(fā)的墻體主拉應變值亦較小（見圖16），而當考慮建筑物的初始變形時，初始下凹撓曲變形與“∽”型撓曲變形相互疊加，使得墻體的最大拉應變可達0.75‰，這說明對于縱墻垂直于基坑邊的長條形建筑物，當其縱墻較長，且能同時跨越坑外沉降槽最低點和上凸區(qū)域時，在對建筑物變形及內(nèi)力進行研究時，有必要對其進行分段考慮，取距基坑邊1.4He處作為下凹撓曲變形和上凸撓曲變形的分界線，對于近基坑側的下凹撓曲變形，應充分考慮建筑物的初始不均勻沉降的影響，而對于遠基坑側的上凸撓曲變形，不考慮建筑物的初始變形則是偏于保守的。

圖16 墻體主拉應變矢量圖 Fig.16 Principal tensile strain vector of wall

7 建筑物剛度變化對變形的影響

為建模方便，文中通過調(diào)整墻體的彈性模量來改變建筑物的自身剛度，分別取前文墻體彈性模量E0的1/5 及5 倍進行對比分析。圖17 給出了縱墻墻體撓曲變形曲線。

由圖可知，對于距基坑相同位置，但不同剛度的建筑物，建筑物剛度的改變并沒有改變撓曲變形峰值的位置，而僅僅改變了峰值的大小，這說明建筑物的撓曲變形趨勢主要取決于坑外土體的沉降變化趨勢，而基本不受建筑物剛度的影響，而撓曲變形的幅值則與建筑物的剛度緊密相關。

圖17 縱墻墻體撓曲變形曲線 Fig.17 Flexure deformation curves of longitudinal wall

圖18、19 分別給出了縱墻墻體不同剛度情況下的主拉應變矢量圖，以對比不同剛度情況下考慮建筑物初始變形與否所得的墻體拉應變分布，由圖可知，當建筑物剛度較低時，建筑物的初始變形較為顯著，此時若對該初始變形不進行考慮，將導致墻體拉應變被顯著低估，考慮建筑物初始變形所求得的墻體拉應變將顯著高于不考慮初始變形的墻體拉應變，且最大拉應變的分布位置也顯著不同。因此，在對建筑物進行安全評估時，有必要對其初始變形加以考慮。而當建筑物剛度較高時，建筑物的初始變形較小，此時初始變形對建筑物墻體拉應變的影響相對較小，考慮與不考慮初始變形僅僅對墻體拉應變產(chǎn)生輕微的影響，故對于剛度較高的建筑物，考慮其初始變形對建筑物安全評估結果的影響較小。

圖18 縱墻墻體主拉應變矢量圖(E =0.2E0) Fig.18 Principal tensile strain vector of longitudinal wall (E =0.2E0)

圖19 縱墻墻體主拉應變矢量圖(E =5.0E0) Fig.19 Principal tensile strain vector of longitudinal wall (E =5.0E0)

8 結 論

（1）對于橫墻垂直于基坑邊的矩形建筑物，基坑開挖對建筑物撓曲變形的影響較小，但對初始不均勻沉降的影響較大，此時在對建筑物進行安全評估時，有必要對建筑物的初始不均勻沉降加以考慮。

（2）對于縱墻垂直于基坑邊且跨越坑外沉降槽最低點時，墻體將產(chǎn)生下凹撓曲變形，該變形趨勢與建筑物的初始撓曲變形趨勢相同，若此時考慮初始變形的影響，將在一定程度上增大墻體的變形及拉應變，并改變墻體最大拉應變所在位置，且初始變形的影響程度與建筑物的剛度緊密相關，隨著建筑物剛度的降低，初始變形對墻體拉應變的影響將顯著增大。故此時在對建筑物進行安全評估時，合理考慮建筑物的初始變形將使評估結果更偏于安全。

（3）對于縱墻垂直于基坑邊的建筑物，當建筑物跨越坑外沉降槽的上凸區(qū)域時，建筑物將發(fā)生上凸撓曲變形。對于不同剛度的建筑物，其初始下凹撓曲變形的撓曲與基坑開挖引起的上凸撓曲變形的撓曲呈相互抵消的趨勢。當建筑物初始撓曲大于基坑開挖引起的撓曲時，墻體的撓曲變形趨勢將由上凸撓曲轉變?yōu)橄掳紦锨?，故此時在對建筑物進行安全評估時，不考慮建筑物的初始不均勻沉降將是偏于保守的。

（4）對于縱墻垂直于基坑邊的建筑物，當建筑物近基坑端跨越坑外沉降槽最低點，而遠基坑端跨越沉降槽的上凸區(qū)域，此時建筑物分為下凹及上凸撓曲變形兩段，應分別對下凹段和上凸段進行變形分析，且對于建筑物的下凹部分，應考慮建筑物初始變形的影響。

（5）當不考慮建筑物初始變形時，建筑物剛度的改變并未改變其墻體拉應變分布趨勢，拉應變的分布仍主要與建筑物和基坑距離的變化有關。但建筑物剛度的變化可顯著影響墻體拉應變的大小。

（6）對于軟弱地基上的長度較大的建筑物，當建筑物剛度較低，考慮建筑物初始變形時，基坑開挖引起的建筑物墻體最大拉應變將顯著高于不考慮初始變形的墻體拉應變，且最大拉應變的分布位置也顯著不同，此時在對建筑物進行安全評估時，有必要對其初始變形加以考慮。而當建筑物剛度較大時，不考慮建筑物的初始變形則對安全評估的結果影響較小。

當然，上述數(shù)值分析得到的規(guī)律均會隨建筑物結構形式、基坑開挖深度、支護結構剛度、土質條件等因素的變化而變化，實際工程中，應針對具體情況進行分析。

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