浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2021, 55(12): 2252-2259 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2021.12.004

土木工程、交通工程

内隔墙长度对抽水引发基坑围挡侧移的影响

曾超峰,, 廖欢, 李淼坤, 薛秀丽, 梅国雄

1. 湖南科技大学 岩土工程稳定控制与健康监测湖南省重点实验室，湖南 湘潭 411201

2. 广西大学 工程防灾与结构安全教育部重点实验室，广西 南宁 530004

Effect of buttress wall length on retaining wall deflection induced by dewatering

ZENG Chao-feng,, LIAO Huan, LI Miao-kun, XUE Xiu-li, MEI Guo-xiong

1. Hunan Provincial Key Laboratory of Geotechnical Engineering for Stability Control and Health Monitoring, Hunan University of Science and Technology, Xiangtan 411201, China

2. Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety of Ministry of Education, Guangxi University, Nanning 530004, China

收稿日期: 2021-01-4  

基金资助: 国家自然科学基金资助项目（51708206,51978261）；湖南省自然科学基金资助项目（2020JJ5193,2020JJ4300）；湖南省教育厅资助项目（20A190, 17B097）

Received: 2021-01-4  

Fund supported: 国家自然科学基金资助项目（51708206,51978261）；湖南省自然科学基金资助项目（2020JJ5193,2020JJ4300）；湖南省教育厅资助项目（20A190,17B097）

作者简介 About authors

曾超峰（1987—），男，副教授，博导，从事岩土工程方面的研究.orcid.org/0000-0002-0917-9815.E-mail：cfzeng@hnust.edu.cn , E-mail：cfzeng@hnust.edu.cn

摘要

结合实际工程地质条件，开展三维数值分析，研究内隔墙对限制开挖前抽水引发基坑围挡变形的有效性，探究在不同抽水深度与不同围挡嵌固比条件下，内隔墙长度对基坑围挡变形控制效果的影响. 结果表明：随内隔墙长度增大，内隔墙对基坑围挡变形的控制效果增强. 在不同抽水深度条件下，内隔墙对基坑围挡变形的控制效率不同，当抽水深度大于20 m时，内隔墙长度须大于基坑宽度的0.75倍或者采用全贯通式内隔墙，以取得较好的变形控制效果；当抽水深度小于10 m时，可将内隔墙长度设置为基坑宽度的0.25~0.50倍，预期也可取得较可观的变形控制效果. 在不同围挡嵌固深度条件下，内隔墙对变形的控制效率不同，延长基坑围挡嵌固深度能增强内隔墙在抽水深度范围内的变形控制效果.

关键词： 软土地基 ; 基坑抽水 ; 围护结构侧移 ; 内隔墙 ; 有限元计算 ; 嵌固比

Abstract

A series of three-dimensional finite element numerical models were developed, on the basis of practical engineering geological conditions, to explore the effectiveness of buttress wall in reducing retaining wall deflection caused by pre-excavation dewatering. The influence of the buttress wall length on its deformation control effect under different dewatering depth and different penetration ratios were revealed. Results show that the deformation control effect of buttress wall on retaining wall is enhanced with the increase of the buttress wall length. The control efficiency of buttress wall on retaining wall deformation is different under different dewatering depth. When the dewatering depth is greater than 20 m, the length of the buttress wall should be over 0.75 B or set cross wall to totally connect two opposite retaining walls to achieve a satisfactory deformation control effect, where B is the foundation pit width. However, when the pumping depth is less than 10 m, the buttress wall length can be set as 0.25-0.5 B, and at this moment, a significant deformation control effect can be also achieved. Besides, control efficiency of buttress wall on deformation is different under different penetration depth of retaining wall. Extending the penetration depth of the retaining wall can enhance the deformation control effect of the buttress wall in the range of dewatering depth.

Keywords： soft soil ; foundation pit dewatering ; wall deflection ; buttress wall ; finite element calculation ; penetration ratios

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本文引用格式

曾超峰, 廖欢, 李淼坤, 薛秀丽, 梅国雄. 内隔墙长度对抽水引发基坑围挡侧移的影响. 浙江大学学报(工学版)[J], 2021, 55(12): 2252-2259 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2021.12.004

ZENG Chao-feng, LIAO Huan, LI Miao-kun, XUE Xiu-li, MEI Guo-xiong. Effect of buttress wall length on retaining wall deflection induced by dewatering. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2021, 55(12): 2252-2259 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2021.12.004

由于城市用地紧张，地铁基坑建设将紧邻已有地下设施，须严格控制深基坑施工引起的环境变形[1-5]. 目前国内外学者普遍认为基坑围挡变形起点是土方首次开挖[6-9]，实际上深基坑的变形贯穿施工全过程. 在地下水位较高的地区，围护结构施工结束常要进行数周的开挖前抽水施工，一方面用以检验降水井的成井效果[10-11]；另一方面，当基坑邻近既有建筑设施或场地含多个水力联系密切的含水层时，会在开挖前进行若干次抽水试验以评估基坑围挡止水效果[12-14]. 与土方开挖阶段的分层降水施工不同，在开挖前抽水施工前，坑内支撑体系尚未建立（或仅有墙顶首道支撑），且水泵通常埋设较深[14-16]，可以预计，开挖前抽水对基坑围挡的影响应比开挖后的降水施工大.

曾超峰等[11, 17]通过工程实测发现，开挖前约10 天的抽水施工可引起基坑围挡顶部出现10~15 mm的水平位移，虽然在施做墙顶首道钢支撑后墙顶侧移显著减小，但深埋位置的墙体侧移更大，并引起坑外建筑沉降约8 mm. 郑刚等[14]在某地铁基坑内先施工墙顶首道支撑，继而开展开挖前抽水测试，可仅3.2 d的坑内群井抽水即可引起最大约8 mm的围挡侧移和12 mm的坑外地面沉降. 以上案例说明，开挖前抽水引起的基坑围挡变形是富水地层深基坑施工典型且客观的问题.

墙顶首道支撑能限制墙顶侧移，那么沿墙深度方向设置连续的横隔墙，以提供深度方向连续的侧向支撑，应能较好地限制围挡变形，而仅当基坑某一侧需要严格控制变形时，可采用非贯通式内隔墙（本研究称为扶壁式内隔墙）. 欧章煜采用坑内设置内隔墙的无支撑支护技术实现了基坑开挖过程变形的有效控制[18]. 而在一些变形敏感环境中，虽然时常采用内隔墙对长条形基坑进行分区，以利用分块开挖的空间效应减小对环境的影响[19]，但在基坑设计中并未考虑内隔墙对基坑围挡侧向约束的贡献.

目前有关于内隔墙优化布置控制变形的文献鲜见，欧章煜团队的研究针对土方开挖阶段内隔墙的变形控制效果和优化布置方案[20-22]. 本研究结合实际工程地质条件，通过数值模拟探讨坑内设置扶壁式内隔墙对限制开挖前抽水引发基坑围挡变形的有效性，分析在不同抽水深度、内隔墙长度及围挡嵌固深度条件下，抽水引发的基坑围挡变形特性，并提出内隔墙的优化布置方案.

1. 工程背景

如图1所示为天津某地铁车站基坑的布置方案图. 基坑分为A、B段，长、宽分别为200、20 m，围护结构采用0.8~1.0 m厚的地下连续墙，标准段墙体深度为33 m. 土层分布及主要的物理指标详见表1. 表中，H为土层底部埋深，γ为土的重度，ω为水的质量分数，e为孔隙比，N为标准贯入试验锤击数，ES为土的压缩模量，c'为土的有效黏聚力，φ'为土的有效摩擦角，K0为土体静止侧压力系数. 以上参数通过现场勘查报告得到.

图 1

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图 1   天津某地铁车站基坑布置方案

Fig.1   Layout of a metro excavation in Tianjin


图 2

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图 2   C3测斜孔处侧移实测值与计算值对比

Fig.2   Computed wall deflection at C3 and its comparisons with observed data


表 1   土层分布及物理力学参数

Tab.1  Soil distribution and mechanical parameters of soil layers

土性 H/m γ/(kN·m−3) ω /% e N ES /MPa c'/ kPa φ'/(°) K0/(m·d−1)
粉质黏土 5.5 19.35 29.90 0.811 4.4 4.00 18 20 0.49
黏质粉土 11 19.30 26.50 0.792 11.2 8.26 15 26 0.43
粉质黏土 19 20.10 26.40 0.696
7.5 5.80 20 21 0.50
砂质粉土 24 20.15 21.90 0.640 22.4 8.71 16 27 0.42
黏土 27 19.75 30.40 0.764 16.1 5.98 25 15 0.55
砂质粉土 33 20.65 20.20 0.583 26.7 8.29 14 27 0.35
粉质黏土 37 20.50 22.40 0.611 16.0 7.26 24 19 0.39
粉砂 42 20.50 18.20 0.585 49.3 10.50 8 37 0.30
粉质黏土 50 19.30 23.80 0.864 − 6.20 17 23 0.39

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为了保护基坑B段的已有建筑，围护结构最终侧移量被要求控制在小于开挖深度的0.14% （即，27 mm）. 可是，仅基坑A段开挖前10 d的群井抽水测试（坑内最大降水深度约16 m，坑外无水位下降）即引起基坑围挡发生最大约10 mm的侧移（C3测斜孔处，关于该工程的详细介绍可参见文献[17]）. 因此开挖前抽水引起的基坑变形问题不容忽视，尤其对于紧邻既有结构的基坑工程而言.

2. 模型建立及验证

建立2类模型. 针对实际工程条件建立原始数值计算模型，并利用工程实测数据校核模型；基于原始模型建立含扶壁式内隔墙的数值计算模型，并研究在布置不同长度内隔墙的条件下基坑围挡结构的变形特性.

2.1. 原始模型建立

根据工程地质条件，土层取深度50 m以上部分为模拟对象，为了便于计算，模型中的土体被平整地分为9层，土体模拟单元采用C3D8P. 各土层采用修正剑桥模型模拟，模型主要计算参数见表2. 表中，KV指各土层竖直方向渗透系数，KH指土体水平方向的渗透系数，λ、κ、M分别为剑桥模型压缩系数、回弹系数、临界状态应力比. 其中，λ、κ、M通过三轴试验得到，KV、KH通过抽水试验的模拟反演得到.

表 2   数值模型中主要土层分布及物理力学参数

Tab.2  Soil distribution and parameters used in mode

土性 H/m λ κ M KV /(m·d−1) KH /(m·d−1)
粉质黏土 5.5 0.055 3 0.006 5 0.979 0.1 0.1
黏质粉土 11.0 0.031 2 0.003 6 1.192 0.5 0.5
粉质黏土 19.0 0.044 5 0.005 2 0.979 1.0×10−4 5.0×10−4
砂质粉土 24.0 0.029 3 0.003 4 1.202 1.0 1.0
黏土 27.0 0.039 7 0.004 6 0.800 1.0×10−5 5.0×10−5
砂质粉土 33.0 0.028 3 0.003 3 1.202 0.7 1.0
粉质黏土 37.0 0.032 0 0.003 7 0.900 3.0×10−4 5.0×10−4
粉砂 42.0 0.019 1 0.002 2 1.382 1.5 2.5
粉质黏土 50.0 0.030 5 0.003 5 0.900 2.0×10−4 5.0×10−4

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原始模型中基坑的平、立面布置与工程中实际基坑布置大致相同，基坑围护结构及降水井均采用线弹性模型模拟，土与结构相互作用采用Abaqus中零厚度接触面模拟，该接触面模型可模拟土体与结构间由于相对滑移产生的摩擦，并服从Coulomb摩擦定律，其相关计算参数见表3. 表中，E为弹性模量，v为泊松比，Δs为与土体间的极限剪切滑移量，μ为围护结构或降水井与土体间的摩擦系数. 弹性模量依据混凝土设计规范选取，其余参数取值参见文献[11]. 模型土体边界设置在围护结构后方100 m处，工程中降水试验表明基坑围护结构已完全截断坑内外水力联系，使得降水过程中坑外未发生水位下降，因此，模型土体边界的设置时无须考虑降水影响半径的问题，根据曾超峰等[11]进行的类似研究，此时，将模型土体侧向边界设置在围护结构后方100 m将不会出现边界约束条件影响模型计算结果的问题.

表 3   围护结构和降水井的计算参数

Tab.3  Parameters for retaining wall and dewatering well

构件 E/GPa v Δs/mm μ 模拟单元
围护结构 30 0.2 5 0.3 C3D8I
降水井 210 0.2 5 0.3 S4

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模型边界条件为除模型顶面外，限制土体各个面的水平方向位移，底面同时限制其竖向位移，且设置为不透水边界；侧面设置常水头补给（水头在地面位置）. 降水井过水断面（土体单元与降水井的接触面）设置DOF（drainage-only flow）渗流边界条件，根据文献[11]经验，DOF渗流边界可以很好地模拟基坑降水过程，并可通过调整DOF设置范围实现不同深度的降水，此处的DOF边界条件假定过水断面上任一位置处的法向渗流速度与该处孔隙水压力成正比，比例因子为渗流系数ks，ks可由实测单井抽水量和降水井几何参数组成的公式计算得到，具体计算方法参见文献[11].

2.2. 模型验证

对比基坑A南侧测斜孔C3位置处的侧移计算值与实测值[23]，如图2所示. 图中，δh为围护结构侧移. 可以看出，本研究模型计算得到的围护结构侧移分布接近于工程实测结果，深部位置小幅偏差的原因可能是本研究模型采用等厚度、均质地层分布，无法反应实际地层可能出现的顶底板位置起伏及土性参数各项异性. 总体而言，本研究模型可大致反映开挖前抽水过程中的围护结构受力变形特性.

2.3. 含内隔墙模型计算工况

在原始模型基础上增加对扶壁式内隔墙的建模，为了建模方便，统一将基坑平面设置为长200 m、宽20 m的矩形. 本研究仅探讨扶壁式内隔墙长度l对计算结果的影响，为此，内隔墙高度、厚度分别统一设置为33、1 m，内隔墙间距统一设置为67 m. 曾超峰等[23]发现，当相邻内隔墙的间距d<5B时（B为基坑宽度，本研究取B=20 m），内隔墙对基坑整体变形的限制效果开始显现，当d<3B时，内隔墙对基坑变形的限制作用更加明显. 为了在原有研究基础上进一步优化内隔墙长度，将相邻内隔墙的间距统一设置为67 m（3B~5B），内隔墙计算参数同表3中围护结构参数. 如图3所示为内隔墙布置方案图. 如表4所示，本研究共设置26种计算工况，以考虑不同降水深度条件、内隔墙长度以及围挡深度（围挡嵌固比）对基坑变形特性的影响. 表中，Hd为降水深度，h1为基坑围挡深度，R为嵌固比.

图 3

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图 3   模型中内隔墙布置方案

Fig.3   Layout of buttress wall in model


表 4   含内隔墙模型的计算工况

Tab.4  Calculation cases for model with buttress wall

工况组 B/m l/m Hd/m d/m R
20−0 20 0 11,16,19,21.5 27,33,37,41 0.534,0.875,1.102,1.386
20−5 20 5 11,16,19,21.5 — —
20−10 20 10 11,16,19,21.5 — —
20−15 20 15 11,16,19,21.5 27,33,37,41 0.534,0.875,1.102,1.386
20−20 20 20 11,16,19,21.5 — —

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如图4所示为工况20-10的围护结构与内隔墙有限元网格图，由于基坑平面存在几何上的对称性，故采用1/2模型进行建模计算. 图中，L为基坑的1/2长度.

图 4

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图 4   工况20−10模型围护结构与内隔墙有限元网格图

Fig.4   Finite element meshes of retaining wall and buttress wall for case of 20−10


3. 结果与分析

3.1. 围护结构侧移沿水平方向分布模式

如图5所示，以降水深度11.0、21.5 m为例，绘制2#围护结构顶端侧移沿基坑水平方向分布. 图中，x为距离1#围护结构的长度；δh1为当Hd=11.0 m时，2#围护结构顶端侧移；δh2为当Hd=21.5 m时，2#围护结构顶端侧移. 可以看出，布置内隔墙会限制2#围护结构的变形并改变围护结构变形模式，内隔墙长度越长，与它相连一侧的围护结构（2#）变形越小. 说明由围护结构与内隔墙组成的T形结构具有较好的抗弯曲变形能力，能限制基坑变形. 须指出，单幅内隔墙的变形控制影响范围约为其两侧0~30 m（共60 m）. 在工程中可以将相邻内隔墙间距设置在0~30 m，以利用相邻内隔墙变形控制叠加效应获得更大幅度的变形. 对比不同降水深度时的变形曲线可以发现，当降水深度较小时，内隔墙的变形限制效率似乎更高，例如，当Hd=11.0 m时，5 m的内隔墙即可限制近乎50%的侧移，当Hd=21.5 m时，即使内隔墙长度为15 m，其对侧移的限制也达不到50%.

图 5

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图 5   2#围护结构顶端侧移沿基坑水平方向分布

Fig.5   Distribution of deflection on top of wall 2# along pit horizontal direction


3.2. 围护结构侧移沿深度分布模式

如图6所示为降水深度11 m、21.5 m时，内隔墙位置处2#围护结构侧移沿深度方向分布. 图中，δh3为当Hd=11 m时，内隔墙位置处2#围护结构侧移；δh4为当Hd=21.5 m时，内隔墙位置处2#围护结构侧移. 随着内隔墙长度增大，围护结构变形不断减小. 当l=B时（工况20−20），内隔墙位置处围护结构的侧移几乎为0. 原因是此时内隔墙贯穿整个基坑，2#围护结构、内隔墙、3#围护结构连成整体，形成I形结构，内隔墙同时限制两侧围护结构的侧移. 内隔墙的变形限制效应似乎仅发生在降水深度范围，在不同内隔墙长度工况下，降水深度以下的围护结构侧移几乎重合. 这说明，内隔墙的深度不必与围护结构深度相同；相反，将内隔墙深度减小至目标降水深度位置，可以更经济的方式实现同样的变形控制效果.

图 6

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图 6   内隔墙位置处2#围护结构侧移沿深度分布

Fig.6   Distribution of 2# wall deflection along depth at buttress wall section


3.3. 围护结构侧移随内隔墙长度发展规律

内隔墙长度不同会引起内隔墙位置处的围护结构侧移出现差异. 如图7所示为在不同降水深度条件下，2#与3#围护结构在内隔墙位置截面的最大侧移δhc和l/B的关系. 可以看出，对于3#围护结构，只有当l=B时（此时，内隔墙贯通基坑，同时与2#与3#围护结构相连），3#围护结构侧移才大幅度被减小，对于其他扶壁式内隔墙的工况，3#围护结构侧移几乎不受影响. 对于2#围护结构，在同一降水深度条件下，墙体侧移均随l/B的增大呈非线性减小. 对于不同的降水深度，墙体侧移随l/B的变化规律并不统一. 当Hd较大时，l/B须达到较大值，内隔墙的变形控制作用才凸显（如当Hd=21.5 m时，只有当l/B>0.75时，内隔墙才能发挥明显的变形限制作用）. 当Hd相对较小时，仅较小的l/B即能体现出较强的变形限制作用（如当Hd=11 m时，l/B=0.25就使得围护结构侧移明显缩减，但继续增加内隔墙长度，围护结构侧移缩减幅度放缓，直到l/B>0.75后，内隔墙的变形控制作用再次凸显）. 如图8所示为归一化的围护结构侧移随l/B的变化规律. 图中，δhc，max为不同降水深度条件下l/B=0时的最大墙体侧移.

图 7

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图 7   内隔墙位置处围护结构最大侧移与l/B的关系

Fig.7   Relationship of maximum wall deflection and l/B at buttress wall section


图 8

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图 8   归一化围护结构侧移与l/B关系

Fig.8   Relationship of normalized wall deflection and l/B


在实际基坑工程中，当目标降水深度较小（如Hd<0.3H，本研究即Hd<10 m ，或降水深度未达到承压含水层位置）时，若确需采用扶壁式内隔墙限制基坑变形，可将内隔墙长度设置为0.25B~0.5B，预期可取得较可观的变形控制效果. 当目标降水深度较大（如Hd > 0.6 H，本研究即Hd > 20 m，或降水深度达到承压含水层位置）时，建议内隔墙长度大于0.75 B，有条件的可以做成全贯通式内隔墙（即l=B，许多地铁基坑施工采用的分区施工应用了全贯通式内隔墙对长条形基坑进行分区）.

3.4. 基坑围挡嵌固比的影响

如图9所示为4种嵌固比（R=0.534、0.875、1.102、1.386）与内隔墙位置处2#围护结构最大侧移δhc-2的关系. 图中，R=Hp/He ，其中Hp为围护结构的嵌固深度，He为开挖深度，本研究取He=17.6 m. 可以看出，随着嵌固深度的增大，内隔墙位置处2#围护结构最大侧移逐渐减小. 外对比2条曲线的差值，发现内隔墙对围护结构最大侧移的控制作用会随嵌固比R的增大而增强，例如相较无内隔墙的情况，当R=0.534时，设置内隔墙能减小约15%的最大侧移，当R=1.386时，设置内隔墙可减小约41%的最大侧移.

图 9

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图 9   嵌固比与内隔墙位置处围护结构最大侧移关系

Fig.9   Relationship penetration ratios maximum wall deflection


如图10所示为在不同嵌固比下，2#围护结构顶端侧移δh2沿基坑水平方向的分布. 研究发现，在水平方向上的一定范围内，内隔墙减小了原来的变形，但是内隔墙的变形控制水平影响范围不随R的增大而明显增大. 无论R如何变化，内隔墙在水平方向上的变形控制影响范围始终在其两侧0~30 m.

图 10

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图 10   2#围护结构顶端侧移沿基坑水平方向分布

Fig.10   Maximum deflection of wall 2# along pit length direction


如图11所示为在不同嵌固比下内隔墙位置处2#围护结构侧移沿深度δh2的分布. 可以看出，不论基坑围挡嵌固深度是长还是短，内隔墙都体现了较好的变形限制作用，但该限制作用主要发生在降水深度范围内（该范围内有无内隔墙的曲线差异较明显）. 不论有无内隔墙，基坑围挡侧移均整体随嵌固比的增大而减小，这一变形减小主要发生在降水深度范围内，说明延长基坑围挡嵌固深度能限制降水深度范围内的基坑围挡侧移.

图 11

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图 11   内隔墙位置处2#围护结构侧移沿深度分布

Fig.11   Wall deflection along depth at buttress wall section


4. 讨　论

本研究仅考虑开挖前抽水过程，因此，所得的内隔墙优化布置方案适用于开挖前抽水阶段控制抽水施工引起的变形. 若计划应用内隔墙替代传统内支撑实现基坑土方开挖过程的无支撑施工，应同时参考本研究结果与欧章煜团队的结果[20-22]（欧章煜团队针对土方开挖过程中如何布置内隔墙给出建议，本研究结果与之互补，可为工程人员提供在不需要传统内支撑的条件下满足基坑施工全过程变形控制的内隔墙布置方案）. 若仅考虑采用内隔墙进行基坑分块施工，仍可参考本研究结果进行合理的内隔墙布置，让内隔墙能更好地在不同开挖前抽水条件下进行基坑围挡变形的控制，在基坑土方开挖过程中，仍可采用传统设计理论得到的支撑布置方案进行变形控制，在不增加或不过多增加造价的前提下，实现基坑施工全过程引发变形的精细控制，这对软土环境或变形敏感区的基坑工程实践有较好的现实意义.

5. 结　论

（1）基坑单侧设置扶壁式内隔墙对基坑变形影响明显，当降水深度一定时，内隔墙长度越大，内隔墙−围护结构整体的抗弯刚度越大，围护结构侧移越小. 内隔墙的变形控制作用受围挡嵌固比的影响，嵌固比越大，内隔墙的变形控制作用越强.

（2）在不同降水深度条件下，内隔墙对变形的控制效率不同. 实际工程中出于对控制成本的考虑，当降水深度较小时，可将内隔墙长度设置为基坑宽度的0.25~0.50倍，预期可取得较可观的变形控制效果；当降水深度较大时，内隔墙长度应超过基坑宽度的0.75倍或者采用全贯通式内隔墙才可取得较好的变形控制效果.

（3）内隔墙的变形控制作用有一定影响范围，且基本不受嵌固比的影响：在水平方向上，影响区域在内隔墙两侧0~30 m；在深度方向上的影响区域大致小于降水深度. 对于变形控制要求较高的工程，可设置相邻内隔墙的间距小于30 m，以利用相邻内隔墙变形控制叠加效应，起到更大幅度的变形控制效果. 在深度方向，可将内隔墙深度设置在目标降水深度处.

（4）研究结果可为工程设计考虑内隔墙支护贡献并针对不同抽水要求更经济合理布置内隔墙提供理论参考.

（5）本研究针对的是内隔墙长度对抽水引发基坑围挡侧移的影响，后期可开展内隔墙高度方面的相关影响研究.

参考文献

徐长节, 曾晓鑫, 戚晓锴, 等

拱形双排隔离桩位置对既有隧道的影响分析

[J]. 铁道科学与工程学报, 2018, 15 (6): 1501- 1508

DOI:10.3969/j.issn.1672-7029.2018.06.019      [本文引用: 1]

XU Chang-jie, ZENG Xiao-xin, QI Xiao-kai, et al

Analysis of influence of position of arch double row isolated pile on existing tunnel

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陈仁朋, 孟凡衍, 李忠超, 等

邻近深基坑地铁隧道过大位移及保护措施

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CHEN Ren-peng, MENG Fan-yan, LI Zhong-chao, et al

Considerable displacement and protective measures for metro tunnels adjacent deep excavation

[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2016, 50 (5): 856- 863

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陈仁朋, 叶跃鸿, 王诚杰, 等

大型地下通道开挖对下卧地铁隧道上浮影响

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CHEN Ren-peng, YE Yue-hong, WANG Cheng-jie, et al

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李卓峰, 林伟岸, 朱瑶宏, 等

坑底加固控制地铁基坑开挖引起土体位移的现场测试与分析

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LI Zhuo-feng, LIN Wei-an, ZHU Yao-hong, et al

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WANG Can, LING Dao-sheng, WANG Yu-heng, et al

Influence of soft clay structure on pit excavation and adjacent tunnels

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谢康和, 柳崇敏, 应宏伟, 等

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XIE Kang-he, LIU Chong-min, YING Hong-wei, et al

Analysis of settlement induced by dewatering during excavation in layered soil

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曾超峰, 郑刚, 薛秀丽

大面积基坑开挖前预降水对支护墙变形的影响研究

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内隔墙对开挖前抽水引发软土区地铁深基坑变形的控制效果

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