蘇州軟土超深地下連續墻成槽施工地層穩定控制

侯冠斐

（中鐵十七局集團有限公司，江蘇 蘇州 215000）

近年來，我國城市地下建設不斷發展，建設中周邊環境日趨復雜，建設難度也不斷增大。長三角軟土地區，地下連續墻是深基坑工程常用的圍護方法之一[1]。地下連續墻施工可大致包括：成槽、吊放鋼筋籠和灌注水下混凝土三個主要階段，如此循環往復施工，可在地下形成一道連續的鋼筋混凝土墻壁，擁有防滲、擋水和擋土等作用。在地下連續墻施工過程中，周圍土體在擾動下經歷了復雜的應力釋放與補償過程，繼而產生一定的地層變形[2-3]。地下連續墻成槽過程中如控制不當，周邊地表沉降明顯，嚴重時可達到后期總沉降量的30%-50%[4]。隨著地層變形不斷增加，圍護地下連續墻離建筑物越來越近，槽壁發生失穩的風險逐漸增加。

地下連續墻成槽過程中，地層失穩主要分為：整體失穩和局部失穩。整體失穩一般發生在地表以下一定深度處，并向上延伸至地表，從地表觀察到土體塌落或產生較大裂縫；局部失穩通常表現為軟弱夾層土體剝落，不能夠直接觀察到，會導致灌注混凝土的充盈系數變大，施工成本增加[5]。相比而言，槽壁整體失穩對工程影響較大，嚴重時可導致機械傾覆或周邊建筑破裂坍塌，具有較大的安全隱患，是地下連續墻工程中關注的熱點問題[1]。

Nash & Jone (1963)[6]采用平面分析法對粘性/無粘性土中地下連續墻成槽穩定性進行研究了，提出了槽壁穩定安全系數計算公式。在此基礎上，Morgenstern（1965）[7]對破壞模型滑動面處阻力的計算進行了改進，并考慮了因懸浮顆粒物引起的泥漿重度的變化，得到了得到了整體失穩經典二維理論分析模型。Filz（2004）[8]考慮地下連續墻成槽過程中泥膜效應，提出泥膜形成標準，并建立泥膜作用下槽壁安全系數計算方法。Piaskowski（1965）[9]考慮空間效應，率先提出了基于極限平衡分析法的整體失穩三維模型。在此基礎上，不少學者對三維模型進行改進，考慮了土拱效應和尺寸效應對槽壁穩定性的影響[10-12]。基于塑性理論的上限分析比極限平衡分析法更能反映失穩特征，并通過最優化分析可以得到更準確的破壞模式[13]。Han (2013)[14]提出了整體失穩三維機動破壞模型，更好的反映了整體失穩極限狀態下土體行為特征。

圖1 槽壁失穩Fig. 1 Sketch of trench instability

本文以蘇州地鐵5 號線某車站地下連續墻工程為背景，研究了蘇州地區超深地下連續墻成槽施工中地層穩定問題。針對施工中出現的地層失穩事故，本文采用現場測量和理論研究相結合的方法，分析了槽壁失穩特征及誘因，并探討了失穩機理。本文為蘇州地區類似地層中地下連續墻成槽施工地層穩定控制提供有益參考。

1 工程概況

蘇州地鐵5 號線竹輝路車站平面布置如圖2 所示。采用地下連續墻作為圍護結構，地下連續墻深48m，槽寬4.5~6m，地下連續墻厚1000~1200mm。如圖3 所示，地下連續墻成槽貫穿①1 雜填土層、①3 素填土層、③1 黏土、③2 粉質黏土、④1 粉質黏土、④2 粉土夾粉砂、⑤1 粉質黏土、⑤1A粉土夾粉質黏土、⑥2 粉質黏土、⑦2 粉砂夾粉土、底部位于⑦3 粉質黏土層，土層參數如表1 所示。地下水位穩定標高為0.81～1.63m，場地內微承壓水含水層主要為④2 粉土夾粉砂層，埋深11.0～18.0m，厚度1.2～15.8m，承壓水含水層主要為⑦2 粉砂夾粉土，埋深32.7～43.7m，厚度4.9～14.4m。淺層土中①1 雜填土層、①3 素填土層、③1 黏土，壓縮性大，靈敏度高，抗剪強度低，在成槽施工擾動下容易出現槽壁失穩風險。

2 地墻成槽施工方案

圖2 基坑平面示意圖Fig. 2 Plan view of the excavation

圖3 工程地質條件Fig.3 geological conditions

表1 土層參數表Table. 1 Soil properties

考慮到成槽深度和地層特征，地下連續墻設計中采用4.5m 和6.0m 兩種分幅長度；為了地下連續墻整體剛度和防滲性能，地下連續墻采用工字鋼接頭進行連接。現場采用金泰SG46 液壓抓斗成槽機，如圖4 所示。成槽機重量約為95t，抓斗開斗寬度為2.8m，單斗最大提升力為600kN。施工前在成槽機下方敷設鋼板，荷載分散。單幅槽段成槽施工時間約為10h-14h.

圖4 金泰SG46 液壓抓斗成槽機Fig. 4 SG46 hydraulic diaphragm wall grabs

成槽開挖前，采用導墻增加導墻的施工精度直接關系著地下連續墻的精度，增加地層穩定性，導墻采用“”型整體式鋼筋混凝土結構（如圖5 所示），內墻面之間凈寬比連續墻設計厚度大5cm，墻厚20cm，墻頂寬100cm，導墻深度為160cm~200cm。墻體采用較高強度的C30 鋼筋混凝土澆筑。

圖5 導墻結構圖Fig. 5 Structure diagram of guide wall

成槽施工泥漿以膨潤土泥漿為主。膨潤土泥漿可以懸浮部分開挖土顆粒，減少槽底浮泥，從而可以增加泥漿的容重[12]，有利于提高開挖的穩定性。當泥漿向孔周圍土體入滲，土顆粒間的孔隙被粘土顆粒封堵后，很快就可以在槽壁上形成一層類似于不透水薄膜的泥皮，以保證泥漿的靜液壓力作用在開挖槽壁上，抵抗槽壁周圍地基土體的土壓力和水壓力。現場施工中以膨潤土泥漿為主，并添加重質純堿和中度CMC，泥漿參數如表2 所示。此外，通過控制泥漿含砂率來提高粘度（25s-30s），以防止③粉土夾粉砂層出現坍塌失穩。

圖6 泥膜形成示意圖Fig. 6 Formation of filter cake

表2 泥漿參數Table. 2 Parameters of bentonite slurry

3 地下連續墻槽壁穩定性分析

3.1 地下連續墻槽壁失穩機理

大量工程事故表明[15]，失穩破壞深度在地表以下5m-15m 處，失穩破壞面在地表沿著整個槽段展布，呈橢圓性區域。在各種影響因素中，導墻或護筒對整體穩定性的影響非常小，泥漿液面與地下水位的高差對開挖穩定性的影響最敏感。失穩通常發生在當泥漿高度降到地下水位以下約1m 位置。Tsai (2000)[16]現場試驗表明，砂性地層中，泥漿液面下降是槽壁失穩主因，失穩破壞發生在深度/槽深=0.2 位置處，并逐漸發展至地表，造成地表大范圍沉降。

成槽穩定性分析中，二維平面應變分析表明，深層土體穩定性差，三維分析則表明，地表以下淺層土體穩定性差。Han (2013) [14] 根據成槽受力特征，建立了基于功率平衡條件（PV=Pe） 的槽壁失穩機制，并構建了槽壁失穩破壞三維機動模型，在此基礎上利用上限分析定理推導了槽壁穩定安全系數上限解，

其中，hsr為泥漿液面至地表距離，c′為土體有效粘聚力，φ′為土體有效摩擦角，γ 為土體容重，γsr為泥漿重度；f21，f22，f23和f24分別為無量綱系數。

分析中通過對上限解進行最優化，可以槽壁失穩最小破壞深度及對應的安全系數，有效地揭示了失穩特征及機制。

3.2 槽壁失穩事故分析

項目實施過程中，大部分地下連續墻在施作過程中，地層穩定保持較好，地層變形在控制范圍內。槽壁失穩事故發正在SQ-14 幅段成槽過程中。SQ-14 幅段長度為4.5m，寬度為1m，深度為48m。SQ-14 成槽開挖不久，發現槽內泥漿出現泄漏，泥漿液面迅速下降到導墻下方，位于地表以下約2.5m 處；此時，槽段周邊地表出現一些明顯的裂縫，裂縫區域內的土體沉降顯著。超聲波探測結果顯示，導墻以下約3m 位置處土體出現坍塌破壞，如圖9 所示。事故出現后，現場立即采取應急措施，首先暫停施工，并對失穩風險區域進行隔離。采用技術人員對槽內進行探查，發現漏漿位置并采取堵漏措施。堵漏完成后，向槽內補充高密度泥漿，并維持泥漿液面略低于導墻頂面，在此基礎上再次進行成槽施工。

圖7 槽壁失穩機動模型Fig. 7 Calculation model

圖8 槽段周邊沉降及裂縫Fig8 Significant settlement surrounded by cracks

圖9 超聲波成孔檢測Fig.9 Ultrasonic testing

采用理論方法對失穩失穩事故進行驗證，結果如表3 所示，可以發現，當泥漿液面維持在地表時（hsr=0 m），槽壁安全系數均大于1，通過適當增加泥漿重度可以增加槽壁安全系數；當泥漿液面下降至地表下-2m 時（hsr=2 m），槽壁安全系數迅速減小并小于1，隨著泥漿重度的增加，破壞深度由3.23m 降低至3.05m，而安全系數則由0.69 增加至0.95，破壞深度減小意味著潛在失穩范圍縮小，而安全系數則會相應增大。需要注意的是，相比泥漿重度，泥漿液面變化對槽壁穩定性影響更為顯著。成槽施工中，要重點關注泥漿液面變化，同時，輔以增加泥漿重度來提升槽壁穩定性。

4 結語

本文對蘇州地區超深地下連續墻成槽施工地層穩定展開研究。通過對蘇州地鐵5 號線竹輝路車站地下連續墻工程中出現的成槽失穩案例進行分析，研究了蘇州典型地層下成槽失穩特征及誘因。研究發現，因為泥漿的滲漏，泥漿液面迅速下降引起槽壁支護壓力不足是誘發槽壁失穩主要原因，槽壁失穩深度位于導墻以下約3m 處。采用理論分析法對失穩事故進行驗證，計算結果和現場測量較吻合。理論分析表明，槽壁失穩初期主要位于淺層土中，泥漿重度變化可以提升槽壁穩定，而泥漿液面變化對槽壁穩定影響顯著。

表3 槽壁穩定計算