種記鑫， 魏煥衛(wèi)， 王欽山， 武韜， 王介鯤， 鄭曉*

(1.濟(jì)南軌道交通集團(tuán)有限公司, 濟(jì)南 250000； 2.山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院, 濟(jì)南 250101； 3.山東建筑大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點(diǎn)實驗室, 濟(jì)南 250101)

內(nèi)支撐支護(hù)結(jié)構(gòu)因其支撐力強(qiáng)、布置靈活等優(yōu)勢[1]，被廣泛應(yīng)用于各種地下工程建設(shè)項目中。由于基坑工程頗具復(fù)雜性及不確定性，支護(hù)結(jié)構(gòu)又屬臨時結(jié)構(gòu)，因此基坑倒塌事故時有發(fā)生[2-5]。可靠統(tǒng)計顯示，采用內(nèi)支撐支護(hù)結(jié)構(gòu)形式的工程建設(shè)項目中，由于施工過程中局部構(gòu)件安全性不足而引發(fā)的基坑倒塌事故占多數(shù)。因此，內(nèi)支撐支護(hù)結(jié)構(gòu)局部構(gòu)件失效引發(fā)的結(jié)構(gòu)安全性問題頗具研究意義。截至目前，學(xué)者們已對結(jié)構(gòu)安全和重要性問題開展了一系列相關(guān)的研究：熊思嘉[6]從冗余度的角度，探索內(nèi)撐式基坑在拆撐階段的最不利工況，并提出了優(yōu)化方案; 孫巍巍等[7]利用“拆除構(gòu)件法”,開展了該預(yù)應(yīng)力支撐體系的冗余度研究，結(jié)果表明：對撐失效對結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌的抵御能力最差，在施工過程中應(yīng)更關(guān)注鋼絞線和支撐軸力的監(jiān)測，通過及時對鋼絞線進(jìn)行補(bǔ)張拉和調(diào)整支撐的預(yù)加軸力控制基坑的變形；孫志浩等[8]針對非對稱荷載作用下內(nèi)撐式基坑，研究了兩側(cè)荷載距離不同的非對稱荷載情況對基坑內(nèi)支撐軸力以及坑外地表沉降的影響并對其安全性進(jìn)行了分析。黃華等[9]對基坑搶險工程中的無基座斜撐撐腳穩(wěn)定性問題開展了室內(nèi)物理模型試驗研究并討論了斜撐撐腳地基承載機(jī)理及破壞模式建議對實際工程中斜撐撐腳埋置深度提出了建議。文獻(xiàn)[10-11]針對結(jié)構(gòu)安全性問題，將冗余度概念引入到支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計中，提出了基坑支護(hù)體系冗余度設(shè)計的目的和方法，同時量化計算了支護(hù)結(jié)構(gòu)冗余度。文獻(xiàn)[12-16]利用模型試驗、有限差分法及離散單元法對局部破壞導(dǎo)致的懸臂排樁支護(hù)基坑的變形及受力進(jìn)行了研究,并初步揭示了連續(xù)破壞在基坑長度方向上的傳遞機(jī)理,提出了荷載傳遞系數(shù)的概念。顧家誠等[17]將ABAQUS有限元軟件建立的典型三維基坑模型與同濟(jì)大學(xué)啟明星軟件計算結(jié)果相對比，利用拆除構(gòu)件法對基坑模型進(jìn)行分析，初步揭示了內(nèi)支撐體系基坑破壞傳遞機(jī)理。文獻(xiàn)[18]采用模型試驗和有限差分法對局部錨桿失效引發(fā)的土壓力和支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化等荷載傳遞規(guī)律進(jìn)行了研究，得出錨桿失效數(shù)目較少時，破壞沿錨桿傳遞而失效數(shù)目較多時，破壞發(fā)展至支護(hù)樁。裴強(qiáng)等[19]從抗連續(xù)倒塌模式、抗連續(xù)倒塌機(jī)制以及抗連續(xù)倒塌性能3個方面總結(jié)了節(jié)點(diǎn)破壞導(dǎo)致的連續(xù)性倒塌研究現(xiàn)狀，提出了一種基于超彈性形狀記憶合金的新型自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)，并對設(shè)計方法、抗倒塌性能以及抗震性能的研究進(jìn)行了探討。文獻(xiàn)[20]對不同構(gòu)件極限承載力情況下基坑支護(hù)體系由初始破壞引發(fā)的連續(xù)破壞過程以及不同初始破壞程度下的支撐體系豎向荷載傳遞規(guī)律進(jìn)行了探究,進(jìn)而提出了多道內(nèi)支撐式基坑在豎向上的連續(xù)破壞控制方案。文獻(xiàn)[21]基于可靠性提出了一種用于分析漸進(jìn)式坍塌的系統(tǒng)方法，意在識別冗余結(jié)構(gòu)中的關(guān)鍵要素。

上述研究成果極具指導(dǎo)意義，但對支撐構(gòu)件失效所引發(fā)的結(jié)構(gòu)安全性問題缺乏系統(tǒng)的試驗研究。以往學(xué)者在進(jìn)行定性分析的相關(guān)試驗設(shè)計時，相似關(guān)系主要在于滿足幾何相似、力學(xué)相似、物理條件相似以及初始條件這幾個相似條件[22]。根據(jù)模型試驗所研究的相似現(xiàn)象進(jìn)行分類，又可以將模型試驗的類型分為定性模型試驗的定量模型試驗[23]。基于此，以地鐵中廣泛采用的內(nèi)支撐+地下連續(xù)墻的復(fù)合支護(hù)形式為例，利用室內(nèi)模型試驗對內(nèi)支撐局部破壞下基坑支護(hù)體系的響應(yīng)進(jìn)行系統(tǒng)分析，同時針對不利影響引發(fā)的結(jié)構(gòu)安全性問題提出相應(yīng)解決辦法，并通過建立PLAXIS 3D有限元模型進(jìn)行進(jìn)一步拓展分析，望為地鐵建設(shè)等實際工程中所遇到的類似問題提供一定參考。

1 室內(nèi)模型試驗方案

為探究內(nèi)支撐局部破壞對支護(hù)體系的影響規(guī)律，自主設(shè)計并實施了內(nèi)支撐室內(nèi)模型試驗，試驗所用模型箱主要尺存為1 100 mm(長)× 900 mm(寬)×1 200 mm(高)，其主要框架由厚度為10 mm的鋼板及角鋼焊接而成，保證了模型箱的整體剛度和強(qiáng)度。模型箱正立面由厚度為19 mm的透明鋼化玻璃，便于使用數(shù)字照相量測軟件(Photoinfor)觀察，右立面則采用半開放設(shè)計以便于試驗的各種操作，其余面均為鋼板，模型箱示意圖如圖1所示。

圖1 室內(nèi)模型箱簡圖Fig.1 Graph of indoor model box

1.1 土體參數(shù)

試驗土體采用福建廈門標(biāo)準(zhǔn)砂并通過顆粒級配試驗、直接剪切試驗等對土體參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定校對，具體物理參數(shù)指標(biāo)如表1所示。

表1 試驗用砂的基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of sand for test

1.2 模型試驗裝置

如圖2(a)所示，試驗?zāi)Ｐ湍M的支護(hù)結(jié)構(gòu)為內(nèi)支撐+地下連續(xù)墻復(fù)合形式，模型尺寸主要根據(jù)《建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 120—2012)規(guī)范[24]及相關(guān)破壞試驗[25]確立，基坑模型開挖深度為600 mm，墻體嵌固深度為240 mm，滿足相似比1∶40。其中，支撐采用直徑為20 mm、壁厚為2 mm的聚氯乙烯PVC管材，自下而上布置3道、每道4根，共布置12根，支撐豎向間距為200 mm、水平間距為250 mm，支撐左端與鋼板通過橡膠支座固定連接，右端則通過預(yù)留好孔洞的PVC長條形板材(可視為圍檁)與地下連續(xù)墻連接，PVC管材的彈性模量經(jīng)過拉伸試驗測定為3.44 GPa；地下連續(xù)墻采用900 mm(長)×840 mm(寬)×5 mm(厚)的PVC板材，經(jīng)拉伸試驗測定其彈性模量為3.14 GPa；由于模型箱尺寸有限，單純的土體開挖等工況不足以對模型整體產(chǎn)生明顯影響，因此試驗通過采用由千斤頂、反力架、壓力傳感器等組成的加載系統(tǒng)在墻后施加靜力均布荷載的方式，來達(dá)到內(nèi)支撐局部破壞的試驗?zāi)康摹?/p>

圖2 模型立面及測點(diǎn)圖Fig.2 Graph of model vertical section and measuring point

監(jiān)測數(shù)據(jù)的采集對整個試驗尤為重要，因此合理的測點(diǎn)布置及觀測方法是保證試驗結(jié)果的前提，為達(dá)到預(yù)期的試驗效果同時考慮模型尺寸的限制，試驗共布置了22個支護(hù)構(gòu)件內(nèi)力觀測點(diǎn)、10個土壓力觀測點(diǎn)、8個整體變形觀測點(diǎn)并結(jié)合數(shù)字照相量測軟件來觀測試驗工程中不同工況下的內(nèi)支撐軸力、地下連續(xù)墻彎矩、土壓力、基坑周圍變形的變化情況,測點(diǎn)布置如圖2(b)所示。

1.3 試驗過程

試驗前的準(zhǔn)備工作具體分為如下步驟。

步驟1模型箱清理工作。首先，將模型箱中原有的土體挖出，土體挖至模型放置面，同時對箱內(nèi)剩余的標(biāo)準(zhǔn)砂進(jìn)行夯實，防止砂體由于松散狀態(tài)導(dǎo)致試驗?zāi)Ｐ驮诜胖秒A段出現(xiàn)沉降。

步驟2各構(gòu)件制備工作。制作地下連續(xù)墻、內(nèi)支撐等模型構(gòu)件，并在各構(gòu)件上布置測點(diǎn)。在布置測點(diǎn)時主要的操作為粘貼應(yīng)變片、焊接端子等，粘貼應(yīng)變片主要通過強(qiáng)力膠進(jìn)行粘貼，此時應(yīng)注意保證應(yīng)變片的平整；在焊接端子時，由于焊筆溫度過高，焊接過程中不得損壞構(gòu)件本身，以免引起試驗的誤差；之外，在連接各測點(diǎn)的傳輸線路時，應(yīng)對各構(gòu)件進(jìn)行合理的編號，且各線路之間要保持一定間距，不得出現(xiàn)纏繞、錯接等問題，構(gòu)件制備工作如圖3所示。

步驟3模型組裝工作。將各個模型構(gòu)件在模型箱內(nèi)進(jìn)行組裝，首先將模型在模型箱內(nèi)的具體位置進(jìn)行暫時性的標(biāo)注；其次，在對應(yīng)鋼板壁上確定好各支撐連接點(diǎn)的位置，可以事先將各個橡膠墊通過強(qiáng)力膠粘貼在鋼板壁上；最后，對模型進(jìn)行定位，在定位過程中，可暫時使用強(qiáng)磁，對模型起到臨時的固定作用，待填砂工作過程中將其取出即可。

步驟4裝置填埋工作。對定位好的模型進(jìn)行填埋工作，填埋采取分層填埋的方法，可以有效減少埋砂時對于結(jié)構(gòu)的影響，填埋標(biāo)準(zhǔn)砂的位置在模型箱的正上方，應(yīng)保證砂體的自然下落，避免由于填砂不均勻?qū)е碌臄?shù)據(jù)誤差。

試驗前的各項工作準(zhǔn)備完成后，試驗正式進(jìn)行，內(nèi)支撐支護(hù)結(jié)構(gòu)室內(nèi)模型試驗?zāi)M的主要工況如表2所示。

為便于后續(xù)對于試驗結(jié)果的分析和表述，對支撐進(jìn)行編號，其拆除順序和構(gòu)件的號碼編排情況如圖4所示，對于支撐的編號規(guī)律可視為ZCi-j，其中，i表示沿基坑深度方向的順序，j表示沿基坑長度方向的順序，拆除支撐的順序為圖4中紅色圓圈中序號標(biāo)注的順序即依次拆除ZC3-3、ZC2-3、ZC1-3、ZC3-1、ZC2-1、ZC1-1共計6根支撐。

圖3 構(gòu)件制備Fig.3 Component preparation

表2 試驗工況Table 2 Test conditions

支撐的編號規(guī)律可視為ZCi-j，其中，i表示沿基坑深度方向的順 序，j表示沿基坑長度方向的順序；①～⑥為拆除支撐的順序圖4 支撐編號及拆撐順序Fig.4 Brace number and removal sequence

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 基坑變形結(jié)果分析

2.1.1 水平位移

地下連續(xù)墻水平位移如圖5所示，主要對加載及拆撐階段墻體水平位移進(jìn)行分析?？傮w來看，墻體的水平位移在加載及拆撐工況下主要呈現(xiàn)出“鼓肚狀”變形，與實際工程中內(nèi)支撐變形整體趨勢相似，在一定程度上反映了室內(nèi)模型試驗的準(zhǔn)確性。在加載10 kPa至60 kPa的過程中，最大位移值由0.9 mm增長到5.0 mm，工況間的最大增長量約為1 mm，墻體的最大水平位移出現(xiàn)在第二根支撐附近；當(dāng)進(jìn)入到拆除支撐的工況以后，最大位移值由5.0 mm增長到了7.8 mm，工況間的最大增長量接近1.7 mm，墻體的最大水平位移則出現(xiàn)在第二根支撐與第三根支撐之間，最大水平位移的位置明顯下移，說明支撐構(gòu)件的失效對于地下連續(xù)墻的水平位移影響較大，且在開挖面以上的中下部位變化將更為明顯。

圖5 地下連續(xù)墻水平位移Fig.5 Horizontal displacement of diaphragm wall

2.1.2 基坑整體變形

基坑整體變形分析主要基于對相機(jī)拍攝的圖片采用Photoinfor圖像處理軟件進(jìn)行后處理，因此有必要對處理范圍做進(jìn)一步說明。圖像處理范圍為如圖6所示，實驗過程中拍照每間隔5 min進(jìn)行一次，挑選各個工況下的典型照片，對其墻后800 mm×500 mm范圍內(nèi)的土體進(jìn)行變形的整體分析，以確定土體的大致運(yùn)動趨勢。

上述處理范圍內(nèi)的總位移變形云圖如圖7所示，第一道支撐位置處的墻體位移及坡頂土體位移較小，說明對內(nèi)支撐支護(hù)結(jié)構(gòu)中的變形控制而言，下部支撐要比上部支撐更為關(guān)鍵。隨著加載以及拆

圖6 圖像處理范圍Fig.6 Image processing range

除支撐工況的不斷進(jìn)行，墻后土體受到的影響范圍不斷變大，且墻體最大位移位置有不斷下移的趨勢，此現(xiàn)象與百分表位移計測得的現(xiàn)象相一致。整個工況過程中土體變形的影響范圍大致穩(wěn)定在基底面(-600 mm)以上至距離墻后約400 mm所形成的“圓弧”區(qū)域范圍內(nèi)，該區(qū)域的邊線可近似為土體的滑動區(qū)。為此提取了整個過程中墻后土體的剪應(yīng)變增量云圖進(jìn)行分析驗證。

土體剪應(yīng)變增量云圖如圖8所示，在土體開挖階段土體的剪應(yīng)變增量并沒有出現(xiàn)明顯的變化曲線，直至加載至40 kPa時，在基底位置處向上出現(xiàn)了明顯的滑移曲線，這與總位移云圖(圖7)中所顯示的結(jié)果相符，在后續(xù)的工況中，該滑移面越來越明顯，但滑移面的位置未發(fā)生明顯的變化。

2.1.3 地表沉降

根據(jù)百分表的測量值得到地表沉降曲線如圖9所示。墻后地表沉降大致分布形勢呈“凹”形，由于加載鋼板位置影響以及土體顆粒與試驗板材相互摩擦，最大沉降位置出現(xiàn)在墻后200 mm處。隨著不同工況的進(jìn)行，地表沉降逐漸增大，相比較拆除支撐階段而言，加載階段對于地表沉降的影響更為明顯，在加載60 kPa時，沉降值達(dá)到了約4.3 mm，增長了近1 mm，拆撐階段地表沉降繼續(xù)增加，但增加幅度放緩，增長了約0.3 mm。

2.2 構(gòu)件內(nèi)力結(jié)果分析

2.2.1 支撐軸力

如圖10所示，支撐軸力曲線的顏色按照基坑深度方向進(jìn)行劃分，所涉及的支撐編號如圖4所示。由于本次實驗采用的是全量法分析，這意味著在一開始支撐就埋設(shè)進(jìn)了土體之中，所以起初上部支撐的軸力要大于下部支撐，但隨著開挖工況的進(jìn)行，下部支撐受力逐漸增大，上部支撐受力隨之減小，直至開挖到基底處時，第三道支撐受力最大，最大軸力為21 N；進(jìn)入加載階段后，第二道支撐與第三道支撐的軸力繼續(xù)明顯增大，當(dāng)加載至60 kPa時，第二道支撐受力最大，最大軸力為163 N；隨著ZC3-3、ZC2-3、ZC1-3三根支撐的拆除，臨近一側(cè)三根支撐的軸力均出現(xiàn)了不同程度的增大，其中ZC3-2的軸力增長到了224 N，與加載結(jié)束相比增長了85 N，可見支撐失效對于周圍支撐軸力的變化影響顯著；綜合整個工況來看，由于受到空間效應(yīng)和尺寸效應(yīng)的影響，基坑中部的三道支撐的軸力基本均大于靠近玻璃側(cè)的三道支撐的軸力。

圖7 基坑模型總位移云圖Fig.7 Nephogram of total displacement of excavation

圖8 基坑模型剪應(yīng)變增量云圖Fig.8 Nephogram of shear deformation increment of excavation

圖9 地表沉降曲線Fig.9 Surface settlement curve

圖10 支撐軸力變化Fig.10 Axial force change of brace

2.2.2 地下連續(xù)墻彎矩

根據(jù)圖2中的彎矩監(jiān)測點(diǎn)的布置情況可知，對于地下連續(xù)墻彎矩的監(jiān)測共布置了兩列，可分為：鄰近拆撐位置一側(cè)和遠(yuǎn)離拆撐位置一側(cè)，其彎矩變化情況如圖11、圖12所示。

由于模型和測點(diǎn)布置均為對稱的，所以在開挖階段和加載階段兩列測點(diǎn)數(shù)據(jù)變化規(guī)律及數(shù)值大小基本一致，在這里只對臨近拆撐位置一側(cè)的彎矩變化情況進(jìn)行分析，如圖11所示，在開挖工況下，地下連續(xù)墻所受的彎矩主要受到支撐軸力的變化影響，隨著開挖面的不斷下移，下部支撐逐漸發(fā)揮作用，墻體在支撐位置附近也就出現(xiàn)了較為明顯的負(fù)彎矩，墻體整體所受彎矩不斷增大，其絕對值最大值由工況一最初的0.16 N·m增長至0.78 N·m。圖11(b)為不同加載大小下彎矩曲線，在加載階段下，墻體的彎矩分布形勢已趨于穩(wěn)定，為明顯的支撐式構(gòu)件受力形態(tài)，正彎矩的極值點(diǎn)出現(xiàn)在兩道支撐之間，負(fù)彎矩的極值點(diǎn)出現(xiàn)在支撐位置附近以及開挖面附近，且彎矩隨著加載的增大而明顯增大，最大彎矩出現(xiàn)在第一道支撐與第二道支撐之間，為11.4 N·m。

圖11 地下連續(xù)墻彎矩變化Fig.11 Moment change of diaphragm wall

如圖12所示，在支撐拆除階段，墻體在鄰近拆撐位置一側(cè)與遠(yuǎn)離拆撐位置一側(cè)的彎矩變化情況出現(xiàn)了明顯的差異：在鄰近拆撐位置一側(cè)，由于支撐的拆除，導(dǎo)致原本為支撐式受力方式變?yōu)閼冶凼绞芰Ψ绞?，原本由支撐軸力產(chǎn)生的負(fù)彎矩，變?yōu)檎龔澗?；在遠(yuǎn)離拆撐位一側(cè)，彎矩的分布形態(tài)并未發(fā)生明顯改變，但隨著拆除支撐根數(shù)的增加，彎矩不斷增大，最大值為14.31 N·m，這說明支撐的拆除會引起周圍支撐軸力的增大，進(jìn)而會導(dǎo)致遠(yuǎn)離拆撐位置一側(cè)的彎矩增大。

圖12 地下連續(xù)墻彎矩變化Fig.12 Moment change of diaphragm wall

3 數(shù)值模擬分析

由于試驗?zāi)Ｐ椭性O(shè)置的監(jiān)測點(diǎn)有限，很難以掌握基坑模型任意一點(diǎn)的變化情況，并且，試驗采用了先設(shè)置支撐后開挖的全量法模擬，可能與實際情況存在出入，難免存在誤差，為了驗證試驗數(shù)據(jù)的合理性，同時更是為了詳細(xì)探究支撐失效后荷載的傳遞情況及變形的影響范圍等安全性問題，文章利用PlAXIS 3D[26]有限元軟件建立試驗的仿真模型，通過數(shù)值模擬進(jìn)一步揭示局部破壞的部分機(jī)理。

3.1 模型建立

3.1.1 網(wǎng)格劃分

模型尺寸按照試驗?zāi)Ｐ拖渲型馏w的尺寸進(jìn)行1∶1的仿真，支撐及地下連續(xù)墻等主要構(gòu)件的尺寸及間距均按照模型試驗中的尺寸標(biāo)準(zhǔn)而設(shè)立。對于模型的豎向邊界面進(jìn)行y方向的位移約束，橫向邊界面進(jìn)行x方向的位移約束，底部邊界面則進(jìn)行x、y、z3個方向上的位移約束，模型的單元網(wǎng)格劃分如圖13所示。

圖13 有限元網(wǎng)格劃分Fig.13 Finite element mesh generation

3.1.2 土體參數(shù)

數(shù)值模擬采用的土體本構(gòu)模型為摩爾庫倫模型，數(shù)值模型中的土體參數(shù)同樣按照實際試驗中標(biāo)準(zhǔn)砂的物理指標(biāo)進(jìn)行確立，如表3所示。其中，土體的非飽和重度為17 kN/m3、飽和重度為18 kN/m3，泊松比取0.3。

表3 模型結(jié)構(gòu)構(gòu)件參數(shù)Table 3 Model structural member parameters

3.1.3 材料參數(shù)

實驗?zāi)Ｐ椭械闹渭皣鷻_結(jié)構(gòu)采用軟件中的beam單元進(jìn)行模擬，地下連續(xù)墻采用板單元進(jìn)行模擬，墻體與土體的相互作用采用界面單元模擬，由于試驗中支撐的另一側(cè)連接在鋼板上，所以在數(shù)值模型中限制了支撐懸空一側(cè)的x、y、z3個方向上的位移，對于試驗中加載鋼板則采用了長為840 mm、寬為280 mm的均布面荷載進(jìn)行模擬，具體各結(jié)構(gòu)構(gòu)件的物理指標(biāo)參數(shù)如表3所示。

3.2 模型結(jié)果對比分析

對數(shù)值計算的結(jié)果進(jìn)行對比驗證，以加載至30 kPa的工況為例，提取模型試驗中量測水平位移與地下連續(xù)墻彎矩位置處的計算結(jié)果進(jìn)行對比。如圖14所示，試驗測量的水平位移和地下連續(xù)墻彎矩與數(shù)值模擬計算結(jié)果在總體變化趨勢上基本一致，數(shù)值計算值整體上小于試驗測量值，其中，水平位移的最大差值為0.7 mm，彎矩的最大差值為 4.2 N·m，并且最大差值位置均出現(xiàn)在基坑深度200 mm處附近，其余位置的模擬結(jié)果吻合較好，這就驗證說明采用Plaxis 3D有限元軟件建立數(shù)值模型能夠較好地反映實際情況，可以用于進(jìn)一步研究。

圖14 數(shù)值計算與試驗結(jié)果對比Fig.14 Comparison between numerical calculation and experimental results

3.3 支撐局部失效對支護(hù)體系的影響分析

3.3.1 變形影響

為了更直觀地觀察支撐局部失效后基坑整體的變形變化情況，提取支撐拆除階段模型的水平位移增量三維云圖，如圖15所示，當(dāng)拆除1根支撐后，拆撐位置處的墻體水平位移明顯增大，且以該位置為中心向墻體的四周擴(kuò)散，一直擴(kuò)散至鄰近支撐附近，當(dāng)拆除其余兩根支撐時，同樣地，墻體的水平位移依舊從拆撐位置向四周擴(kuò)散，但不會對最下層支撐位置處的墻體產(chǎn)生明顯影響，綜合圖15中3個云圖來看，支撐局部失效后，其變形的影響范圍是有限的，結(jié)合支撐軸力、圍護(hù)墻彎矩的變化情況，鄰近支護(hù)構(gòu)件會限制這種位移影響的擴(kuò)散，但鄰近構(gòu)件的內(nèi)力也會隨之增大。

3.3.2 支撐軸力影響

提取支撐拆除階段所有支撐構(gòu)件的軸力，計算所有支撐的荷載傳遞系數(shù)即支撐局部失效達(dá)到平衡后的軸力值與開挖完成時的支撐軸力值之比，觀察其變化情況，如表4所示。在第一根支撐ZC3-3被拆除后，ZC2-2軸力激增為先前的1.76倍，其x方向的ZC4-1及ZC2-1分別增大到1.53倍及1.43倍，可見在支撐失效后對垂直方向未失效支撐的影響大于對水平方向；當(dāng)失效2根支撐后，最上層ZC3-1的荷載傳遞系數(shù)1.15較失效1根支撐后的1.02增大并不明顯，僅0.13；而第二根失效支撐ZC3-2的水平鄰近支撐荷載傳遞系數(shù)分別較失效1根支撐增大了0.57和0.44。由此可知隨著失效支撐的深度降低，其對垂直方向的支撐影響逐漸降低而對水平方向支撐的影響逐漸增加。失效3根支撐下，緊鄰支撐的荷載傳遞系數(shù)繼續(xù)明顯增大，但不會越過緊鄰支撐傳遞到遠(yuǎn)處的支撐構(gòu)件上，這驗證了內(nèi)支撐局部失效后，荷載傳遞具有明顯的就近現(xiàn)象，且隨著失效支撐根數(shù)的增加，荷載傳遞系數(shù)也隨之增大。

3.3.3 地下連續(xù)墻彎矩

為了更直觀地觀察地下連續(xù)墻彎矩的變化情況，提取了地下連續(xù)墻主受力方向的變化云圖，如圖16

圖15 基坑水平位移增量云圖Fig.15 Nephogram of horizontal displacement increment of excavation

表4 失效1根支撐后各支撐的荷載傳遞系數(shù)Table 4 Load transfer coefficient of each brace after failure of one brace

圖16 地下連續(xù)墻彎矩變化云圖Fig.16 Cloud diagram of bending moment change of diaphragm wall

所示，地下連續(xù)墻的彎矩沿基坑長度方向呈中間大、兩頭小的分布形勢，這主要受模型尺寸的影響，中部所受的尺寸效應(yīng)影響較小；在第二、三道支撐位置處，地下連續(xù)墻所受彎矩較大，可見地下連續(xù)墻的中下部位要比其上部更為關(guān)鍵；在加載完成階段，地下連續(xù)墻在每道支撐位置處產(chǎn)生了明顯的負(fù)彎矩，上下相鄰支撐之間的彎矩則主要為正彎矩，該分布形勢與室內(nèi)模型試驗所測量的結(jié)果一致，隨著支撐的拆除，其緊鄰的支撐受到的軸力增大，該處的負(fù)彎矩也隨之增大，且支撐失效的根數(shù)越多，該現(xiàn)象越明顯，此時，與破壞位置緊鄰的支撐處受到了較大的彎矩，在實際工程中應(yīng)重視對該部位的加固。

4 結(jié)論

針對內(nèi)支撐局部失效所引發(fā)的結(jié)構(gòu)安全性問題，采用室內(nèi)模型試驗和數(shù)值模擬結(jié)合的研究方法，通過對比構(gòu)件失效前后基坑變形及結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化情況，得到以下結(jié)論。

(1)墻體的水平位移在加載及拆撐工況下主要呈現(xiàn)出“鼓肚狀”變形，下部支撐構(gòu)件的失效對于地下連續(xù)墻的水平位移及彎矩影響較大，與上部支撐相比下部支撐失效對支護(hù)體系更不利。實際工程中要重視下部支撐的監(jiān)測與加固。荷載對地表沉降造成的影響要大于支撐破壞。

(2)支撐失效處的墻體水平位移明顯增大，以該位置為中心向墻體的四周擴(kuò)散至鄰近支撐附近，鄰近支護(hù)構(gòu)件會限制這種位移影響進(jìn)一步擴(kuò)散，但其內(nèi)力也會隨之增大。

(3)最下層支撐失效后對垂直方向未失效支撐的影響大于對水平方向，隨著失效支撐的深度降低，其對垂直方向的支撐影響逐漸降低而對水平方向支撐的影響逐漸增加。內(nèi)支撐局部失效后，荷載傳遞具有明顯的就近現(xiàn)象，且隨著失效支撐根數(shù)的增加，荷載傳遞系數(shù)也隨之增大。