薛青松，林永亮，周忠群，張 雪

（1.中鐵二十局集團第一工程有限公司，江蘇 蘇州 215151；2.上海大學力學與工程科學學院，上海 200444）

0 引言

隨著城市地下空間的不斷開發(fā)利用，作為深基坑圍護結(jié)構(gòu)的地下連續(xù)墻也具有廣泛的運用前景，盡管地連墻成槽施工中積累了豐富的經(jīng)驗，但在成槽土體開挖中依然面臨槽壁塌孔或塌槽問題，尤其承壓水作用下粉砂層土體開挖時，槽壁極易發(fā)生失局部塌孔，根據(jù)以往工程施工經(jīng)驗，槽壁失穩(wěn)既有整體失穩(wěn)，也有局部失穩(wěn)，這些都會對后續(xù)地連墻施工產(chǎn)生很大影響，進而影響最終成墻質(zhì)量。因此，針對承壓水作用下粉砂層失穩(wěn)模式和機理分析就顯得十分必要。

槽壁失穩(wěn)破壞問題一直是地下連續(xù)墻施工中亟待解決的技術(shù)難題，為此，國內(nèi)外學者也對槽壁失穩(wěn)進行了大量的理論分析，Britto 等[1]假定了7種成槽開挖的失穩(wěn)模式，并給出其相應(yīng)的解析解。姜朋明等[2]基于極限分析理論對地連墻成槽施工中的時間效應(yīng)進行了深入分析。張厚美等[3]假定槽壁破壞體為傾斜滑動拋物線柱體，為了確定最危險破壞面對滑動體進行三維理論分析。王軒等[4]結(jié)合現(xiàn)有的槽壁整體穩(wěn)定性分析方法，從理論基礎(chǔ)的角度對槽壁影響參數(shù)進行敏感性分析，并結(jié)合實際效果進行驗證分析。丁勇春等[5]針對成槽施工中的槽壁失穩(wěn)現(xiàn)象，采用理論分析的方法對不同施工階段下的槽壁土體的應(yīng)力路徑進行研究。陳孟紅[6]提出土體破壞平面速度場模型，采用極限分析上限理論對槽壁土體進行分析。Han 等[7-8]針對黏性土層中槽壁局部破壞模式，建立了二維和三維破壞模型對該土層的局部穩(wěn)定性進行了極限理論分析。易岸峰[9]建立了富水地層中槽壁穩(wěn)定性分析模型，依據(jù)極限平衡原理推導出成槽施工中槽壁整體穩(wěn)定性最小護壁泥漿的計算公式。崔根群等[10]分別建立了地連墻整體和局部穩(wěn)定性力學模型，采用極限平衡法推導出了保證槽壁穩(wěn)定的護壁泥漿重度臨界值計算公式。周洋[11]依托蘇州軌道交通5號線地連墻為工程背景，利用整體和局部失穩(wěn)理論解對成槽開挖中槽壁穩(wěn)定性進行分析。劉楊等[12]針對富水軟弱地層建立了局部失穩(wěn)力學模型，對模型進行極限平衡分析，推出槽壁局部失穩(wěn)極限支護壓力和最低泥漿液面高度。歐明喜等[13]采用朗肯極限平衡原理對黏土夾砂層局部穩(wěn)定性進行分析，推出槽壁局部穩(wěn)定性系數(shù)計算公式。

目前，針對復雜地層下地連墻開挖槽壁失穩(wěn)進行了大量的理論分析，但對于承壓水作用下粉砂層槽壁失穩(wěn)機理就鮮有研究，因此，基于實際工程中粉砂層整層失穩(wěn)模式進行計算假定，采用極限平衡分析方法，通過建立槽壁失穩(wěn)三維分析模型，提出承壓水作用下粉砂層槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)計算方法，并結(jié)合工程聲波實測進行對比驗算，在工程實例的基礎(chǔ)上對槽壁穩(wěn)定性主要影響因素進行參數(shù)敏感性分析，可為后續(xù)類似粉砂地層地連墻施工提供些許理論參考。

1 地連墻破壞機理分析

1.1 地連墻失穩(wěn)破壞模式分析

地連墻成槽施工是個動態(tài)的過程，地連墻在成槽施工中經(jīng)常發(fā)生失穩(wěn)破壞，當土層中存在粉砂層且含有承壓水時，土體極容易發(fā)生局部失穩(wěn)，整個破壞過程往往可分為三個階段，首先是成槽土體開挖導致粉砂層土體出現(xiàn)局部剝落，由此進入槽壁失穩(wěn)破壞的第一階段，從而呈現(xiàn)出小范圍的局部失穩(wěn)。隨著靜置時間的增加，槽壁破壞區(qū)域繼續(xù)擴大，繼而進入槽壁失穩(wěn)破壞的第二階段，破壞區(qū)域范圍會進一步擴大，進而導致整個粉土夾砂層出現(xiàn)整層滑動破壞，即為粉砂層整層失穩(wěn)破壞。之后，粉砂層整層失穩(wěn)破壞會不斷延伸至上覆土體，進而導致上部土體出現(xiàn)失穩(wěn)破壞，失穩(wěn)破壞的范圍持續(xù)增大，最終進入槽壁失穩(wěn)破壞的第三階段，槽壁土層會出現(xiàn)跨多層大范圍的整體失穩(wěn)破壞。而在實際地連墻施工中，槽壁失穩(wěn)破壞的第三階段的破壞形狀可分為兩種形態(tài)，一種是當粉砂層的上覆土層厚度較淺時，粉砂層整層失穩(wěn)區(qū)域會沿著上覆土層一直延伸至地表，從而槽壁會呈現(xiàn)出滑動體沿著地表發(fā)生整體滑動失穩(wěn)，如圖1 所示。另一種形態(tài)是當粉砂層的上覆土層厚度較深時，粉砂層整層失穩(wěn)區(qū)域會沿著上覆土層延伸至上覆土一定范圍內(nèi)，而不會延伸至地表，槽壁從而會出現(xiàn)滑動體沿著上覆土層一定深度范圍內(nèi)發(fā)生整體滑動失穩(wěn)，如圖2所示。

圖1 延伸至地表整體失穩(wěn)Fig.1 Overall instability of the overlying surface

圖2 延伸至上覆土層整體失穩(wěn)Fig.2 Overall instability of the overlying soil layer

1.2 粉砂層槽壁失穩(wěn)分析

圖3 為蘇州春申湖路快速化改造工程中湖區(qū)地連墻局部失穩(wěn)破壞的超聲波檢測圖，圖中顯示槽壁局部失穩(wěn)出現(xiàn)在粉土夾砂層，破壞區(qū)形狀呈現(xiàn)楔形體滑動破壞。失穩(wěn)破壞區(qū)域位于⑥3粉土夾砂層，且該土層存在一定水頭高度的承壓水，從而導致該土層出現(xiàn)局部失穩(wěn)，而④2粉土夾砂層含有微承壓水卻沒有發(fā)生局部失穩(wěn)破壞是由于在湖區(qū)槽段在成槽施工前采取了減壓降水措施，降低了④2粉土夾砂層的微承壓水頭高度，因此，該土層超聲波檢測圖顯示槽壁較為平整，無明顯失穩(wěn)破壞。由此得出，粉土夾砂層在承壓水的作用下槽壁容易發(fā)生局部失穩(wěn)破壞，且破壞區(qū)域形狀表現(xiàn)為楔形滑動體沿著某個滑裂面出現(xiàn)滑動破壞。

圖3 湖區(qū)槽段超聲波檢測圖Fig.3 Ultrasonic inspection of grooves in the lake area

地連墻施工需要穿越粉砂層，且粉砂層存在承壓水時，使得護壁泥漿的壓力不足以平衡側(cè)向的土壓力和水壓力的合力，從而導致粉砂層槽壁出現(xiàn)局部失穩(wěn)坍塌。本文依據(jù)上述工程中粉土夾砂層破壞形狀從整層失穩(wěn)破壞模式的角度對槽壁進行穩(wěn)定性力學分析，一般認為粉砂層整層破壞為槽壁整體破壞的前提，考慮到地層中存在粉砂層且含有承壓水的情況，滑動體破裂面形狀一般為橢圓面，為了簡化計算分析，假定粉砂層在承壓水的作用下槽壁失穩(wěn)破壞的形狀為三角楔形滑動體，建立了粉砂層槽壁失穩(wěn)破壞的剖面圖，如圖4 所示。圖中，粉砂層有效重度為γ′0，粉砂層厚度為d0，泥漿重度為γs，泥漿高度為hs，地下水重度為γw，地下水高度為hw，承壓水頭高度為h1。

圖4 地連墻穿越粉砂層失穩(wěn)破壞剖面圖Fig.4 Instability failure profile of the diaphragm wall through silty sand layer

2 槽壁穩(wěn)定性極限平衡分析

圖5 為粉砂層槽壁失穩(wěn)計算圖示，滑動體ABCDEF 高度為d0，滑動體長度為槽段長度L，滑動體滑裂面角度為θ，取θ= 45° +φ′0/2。取圖5 失穩(wěn)模型圖中滑動體ABC 進行受力分析，根據(jù)槽壁實際受力狀態(tài)建立平面受力分析圖，如圖6 所示。圖6 中，Q為附加荷載和上覆土層的合力，G為滑動體的自重，Ps為護壁泥漿壓力的合力，Pw為地下水壓力的合力，T1和N為滑動面ACDF 上切向合力和法向合力，T2為滑動體兩側(cè)面ABC（DEF）上土體黏聚力合力。

圖5 地連墻槽壁失穩(wěn)計算圖示Fig.5 Calculation diagram of the instability of the trench wall of the diaphragm wall

圖6 失穩(wěn)模型受力分析圖Fig.6 Force analysis diagram of the instability model

滑動體ABCDEF的自重G為：

式中：γ′0為粉砂層的有效重度，VABCDEF為整個滑動體的體積。

作用在地面附加均布荷載為q，根據(jù)建筑基坑支護技術(shù)規(guī)程對地面附加荷載引起附加豎向應(yīng)力標準值計算公式進行BCEF 面上平均附加豎向應(yīng)力的計算，從而求出地面附加荷載作用下在BCEF 面上產(chǎn)生的合力，則作用在滑動體上的上覆土層的附加荷載合力Q為：

式中：σave為地面附加荷載引起的平均附加豎向應(yīng)力，γm為上覆土層加權(quán)平均重度，γm=(γ1d1+…+γndn)/(d1+… +dn)，d為 上 覆 土 層 的 總 厚度，d=d1+… +dn。

作用在滑動體上泥漿壓力分布呈現(xiàn)梯形分布，如圖7所示。則根據(jù)梯形面積公式可求出作用在滑動體上的泥漿壓力合Ps為：

圖7 滑動體上泥漿壓力和水壓力分布圖Fig.7 Mud pressure and water pressure distribution on sliding body

式中：γs為護壁泥漿的重度，hs為滑動體頂面至泥漿液面的高度。

作用在滑動體上的地下水壓力應(yīng)包括潛水壓力和承壓水壓力兩部分，地下水壓力分布如圖7所示。則根據(jù)分布圖可得出作用在滑動體上的地下水壓力的合力Pw為：

式中：γw為地下水的重度，hw為滑動體頂面至地下潛水面高度，h1為承壓水頭高度。

作用在滑動體滑裂面ACDF 上的法向力合力N為：

作用在滑動體滑裂面ACDF 的切向力合力T1為：

式中：SACDF為滑裂面ACDF 的面積，φ′0為粉砂層的有效內(nèi)摩擦角，c′0為粉砂層的有效黏聚力。

作用在滑動體兩側(cè)面ABC（DEF）上黏聚力合力T2為：

式中：SABC和SDEF分別為側(cè)面ABC 和側(cè)面DEF 的面積。

為了考慮承壓水作用下粉砂層地連墻成槽施工中的槽壁穩(wěn)定性，引入槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)定義為滑動體的抗滑力與下滑力的比值，即：

式中：Ts為滑動體的抗滑力，Tg為滑動體的下滑力，按式（9）計算。

3 工程實例穩(wěn)定性分析

3.1 實例穩(wěn)定性分析

蘇州春申湖5 標段起于蘇嘉杭高速東側(cè)K9+830 處，終點樁號K14+299.287，主線全長4.47 km，隧道采用圍堰明挖法，基坑深度1.17～24.63 m，林家路處基坑最大深度24.63 m，湖中段基坑深度10.54～18.17 m，湖中基坑圍護結(jié)構(gòu)采用地下連續(xù)墻，地下連續(xù)墻主要為一字型，地連墻分幅槽段長度為6 m，墻厚為1 m，墻深度兩側(cè)導墻采用L型，現(xiàn)場地連墻施工如圖8所示。

圖8 現(xiàn)場地連墻成槽施工Fig.8 On-site construction of trenches with diaphragm walls

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘探，沿線場地地表下90.3 m深度范圍內(nèi)地基土構(gòu)成除填土外，其余為第四系濱海、第四系河泛、河床相沉積物，一般由黏性土、粉（砂）土組成。場地淺層地下水中孔隙潛水主要賦存于淺部填土及黏性土中。場地微承壓水主要賦存③3粉土及④2粉土夾粉砂中，其富水性一般，透水性較好，區(qū)內(nèi)承壓水主要賦存于⑥3粉土夾粉砂及⑦2粉土層中，富水性中等。

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘察，湖區(qū)地下潛水穩(wěn)定標高在-2 m，微承壓水主要存在于③3粉土及④2粉土夾砂層中，承壓水最高水頭標高為1.7 m。根據(jù)現(xiàn)場抓槽試驗結(jié)果，④2粉土夾砂層粉砂性較重，且該層存在一定水頭高度的微承壓水，加劇槽壁的不穩(wěn)定性，容易發(fā)生槽壁塌孔現(xiàn)象。在湖區(qū)K11+460附近進行試抓槽試驗，湖區(qū)槽段的地質(zhì)橫剖面圖如圖9 所示，土層物理力學參數(shù)見表1，成槽深度為15 m，塌孔范圍主要在④2粉土夾砂層。

圖9 湖區(qū)槽段地質(zhì)橫剖面圖Fig.9 Geological cross section of the lake area

表1 土層物理力學參數(shù)Table1 Physical and mechanical parameters of soil

參照地質(zhì)勘察情況，將湖區(qū)土層的參數(shù)信息代入上述推導的穩(wěn)定性安全系數(shù)公式（8）和（9）。根據(jù)現(xiàn)場實際設(shè)計資料，相關(guān)土層及施工參數(shù)取值如下，地下水容重γw為10 kN/m3，地面附加荷載取20 kPa，現(xiàn)場實測泥漿重度γs為11 kN/m3，泥漿液面保持與導墻頂面齊平，粉土夾砂層的有效黏聚力c′0為3.2 kPa，有效內(nèi)摩擦角φ′0為26.8o。當?shù)叵滤唇邓畷r，地下水位位于地面以下2 m，將上述參數(shù)信息代入本文推導的穩(wěn)定性安全系數(shù)計算公式，得出Ts= 1456.10 kN，Tg= 1681.52 kN，F(xiàn)s=0.87，地下水位位于地下2 m 時，穩(wěn)定性安全系數(shù)小于1，槽壁很可能會發(fā)生粉砂層局部失穩(wěn)破壞。根據(jù)現(xiàn)場降水驗證試驗，采用井點降水來降低地下水位至地下4.5 m，且通過減壓降水來降低承壓水頭，再次代入穩(wěn)定性計算公式得出Ts=2210.12 kN，Tg= 2035.21 kN，F(xiàn)s= 1.09，穩(wěn)定性安全系數(shù)明顯提高，槽壁基本能保持粉砂層局部穩(wěn)定性。為了驗證理論計算的準確性，將理論計算結(jié)果和現(xiàn)場試抓槽試驗進行對比分析。現(xiàn)場抓槽深度為15 m，圖10（a）為減壓降水前抓槽試驗超聲波檢測結(jié)果圖，檢測結(jié)果顯示距地面10m 左右出現(xiàn)塌孔，塌孔范圍主要存在于④2粉土夾砂層，由此可得，現(xiàn)場聲波實測結(jié)果和理論計算結(jié)果較為吻合。根據(jù)現(xiàn)場減壓降水驗證試驗，采用井點降水來降低地下水位至地下-4.5 m，且同時對粉砂層采用減壓降水來降低微承壓水頭，圖10（b）為減壓降水后抓槽試驗超聲波檢測結(jié)果圖，由圖可知，槽壁整體完整性較好，粉砂層無明顯的塌孔現(xiàn)象。理論計算結(jié)果和現(xiàn)場試驗較為吻合，從而驗證了粉砂層穩(wěn)定性理論計算公式的準確性。

圖10 現(xiàn)場抓槽試驗超聲波檢測圖Fig.10 Ultrasonic inspection diagram of on-site gripping test

3.2 穩(wěn)定性參數(shù)分析

為了探究承壓水作用下粉砂層槽壁失穩(wěn)主要影響因素的敏感性程度，本文基于上述工程實例基礎(chǔ)上，采用上述的穩(wěn)定性系數(shù)計算公式分別從承壓水頭、地下水位、泥漿液面、泥漿重度以及地面附加荷載對粉砂層槽壁穩(wěn)定性影響因素進行參數(shù)分析。

3.2.1 承壓水頭的影響分析

圖11 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨承壓水頭變化圖，由圖可知，承壓水對粉砂層槽壁穩(wěn)定影響很大，穩(wěn)定性安全系數(shù)隨承壓水頭的增大呈現(xiàn)直線減小趨勢。經(jīng)計算，當承壓水頭高度為0 m 時，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.09，承壓水頭高度為6 m 時，穩(wěn)定性安全系數(shù)降至0.33，降幅達到69.7%。承壓水頭高度每增加1.5 m，穩(wěn)定性安全系數(shù)會下降17.4%左右。因此，在承壓水頭較高的地層進行成槽開挖時，一定不能忽視承壓水對粉砂層成槽開挖的影響，工程中盡可能在承壓水頭較低的季節(jié)施工，如遇工期緊急，在地連墻正式成槽施工前，應(yīng)進行必要的減壓降水措施，降低承壓水頭高度，從而避免粉砂層在高承壓水頭作用下發(fā)生局部失穩(wěn)破壞。

圖11 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨承壓水頭高度變化Fig.11 Variation of stability safety factor with the height of artesian water head

3.2.2 地下水位的影響分析

3.2.3 泥漿液面的影響分析

圖13 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿液面深度變化圖，由圖可知，泥漿液面對維持槽壁穩(wěn)定起著至關(guān)重要的作用，隨著泥漿液面的下降，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)會逐漸降低。經(jīng)計算，當泥漿液面深度為0 m 時，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.09，當泥漿液面深度為2 m，穩(wěn)定性安全系數(shù)降至0.81，降幅達到25.7%。實際上，隨著地連墻成槽靜置時間的增加，泥漿會發(fā)生絮凝沉淀，泥漿液面會不斷下降。因此，在成槽施工中，應(yīng)時刻關(guān)注泥漿液面的變化，并及時進行補漿，以保持液面在合理安全的深度。

圖13 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿液面深度變化Fig.13 Variation of stability safety factor with slurry level depth

3.2.4 泥漿重度的影響分析

圖14 為槽壁穩(wěn)定性系數(shù)隨泥漿重度變化圖，由圖可知，泥漿重度也是維持槽壁穩(wěn)定的一個重要因素，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿重度增加大致呈現(xiàn)線性增長。經(jīng)計算，當泥漿重度為10.5 kN/m3，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.02，當泥漿重度為12.5

圖14 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿重度變化Fig.14 Variation of stability safety factor with mud weight

圖12 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地下水位深度變化圖，由圖可知，穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地下水位深度呈曲線增長。經(jīng)計算，當?shù)叵滤簧疃葹?m時，穩(wěn)定性安全系數(shù)為0.61，當?shù)叵滤唤抵恋叵? m 時，穩(wěn)定性安全系數(shù)增至1.18，增幅達到93.4%。因此，對于湖區(qū)地連墻進行圍堰施工，一定要采取必要的降水措施，降低槽壁兩側(cè)的地下水位至一定深度，才能保證粉土夾砂層在成槽施工中不會出現(xiàn)失穩(wěn)破壞。kN/m3時，穩(wěn)定性安全系數(shù)增至1.29，增幅達到26.5%。實際上，泥漿護壁作用主要體現(xiàn)在泥漿對槽壁的靜水壓力，而靜水壓力與泥漿重度成線性增長關(guān)系，因此，為了提高槽壁穩(wěn)定性，可以通過適當增加泥漿重度來增大槽壁側(cè)向靜水壓力，但泥漿重度也并不是越大越好，同時還要考慮混凝土的澆筑難易度和沉渣厚度等方面的影響。

圖12 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地下水位深度變化Fig.12 Variation of stability safety factor with underground water level depth

3.2.5 地面附加荷載的影響分析

圖15 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地面附加荷載變化圖，由圖可知，穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地面附加荷載的增加呈現(xiàn)下降趨勢。經(jīng)計算，當?shù)孛娓郊雍奢d為0 kN/m2時，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.21，當?shù)孛娓郊雍奢d為40 kN/m2時，穩(wěn)定性安全系數(shù)為0.99，降幅達到18.2%。地面附加荷載每增加10 kN/m2，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)則下降4.6%。因此，地面附加荷載也會對粉砂層槽壁穩(wěn)定性產(chǎn)生一定影響，在成槽施工時應(yīng)盡量使大型機械遠離施工槽段，也能使粉砂層槽壁穩(wěn)定性得到相應(yīng)地提高。

圖15 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地面附加荷載變化Fig.15 Variation of stability safety factor with additional ground load

4 結(jié)論

（1）基于實際工程中粉土夾砂層在承壓水作用下的破壞模式對粉砂層槽壁失穩(wěn)模型進行計算假定，建立三維滑動體計算模型，采用極限平衡原理對粉砂層槽壁失穩(wěn)進行受力分析，提出承壓水作用下粉砂層槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)的計算公式。

（2）通過工程實例進行對比分析，結(jié)果表明，本文提出的粉砂層槽壁穩(wěn)定性理論計算公式基本是可靠的，可為后續(xù)承壓水作用下粉砂層地連墻成槽施工提供一些理論參考。

（3）基于實際工程案例，采用本文提出的計算公式對槽壁穩(wěn)定性影響因素進行分析，結(jié)果表明，承壓水、地下水位、泥漿液面深度以及泥漿重度對粉砂層槽壁穩(wěn)定性影響較大，尤其是承壓水和地下水位是造成粉砂層槽壁失穩(wěn)最主要因素，地面附加荷載對槽壁穩(wěn)定性也會產(chǎn)生一些影響，不過和其他因素相比影響較小。

（4）本文提出的承壓水作用下粉砂層槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)應(yīng)根據(jù)實際工程安全等級進行安全取值，如何根據(jù)實際工程的要求以及考慮不同影響因素進行安全系數(shù)的取值有待后續(xù)進一步研究。