含雙承壓水地層中地連墻槽壁穩定性有限元分析

周忠群，張孟喜，王 鑫，張 強，薛青松

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

隨著城市地下空間不斷開發，地下連續墻技術也得到廣泛運用，地下連續墻成槽過程中槽壁穩定性控制一直是施工質量控制的一項重點工作，而地連墻槽壁穩定性分析一直是巖土工程中的一個難點問題，正確地分析槽壁穩定性，對于確保工程質量安全和工程成本控制具有十分重要的意義。影響槽壁穩定性的因素很多，而對于穿湖地層的地連墻成槽施工，地下水的滲流作用無疑是影響其穩定性的主要因素之一。

當前，國內外學者對滲流作用下的地連墻槽壁穩定性問題作了大量的研究工作。黃鋒[1]考慮成槽開挖時的滲流作用，基于極限分析上限定理，構建運動速度機動場對地連墻局部和整體失穩模式進行了分析；劉楊等[2]針對富水軟弱地層地連墻進行研究，考慮了承壓水作用，基于極限平衡方法分析了槽壁局部失穩機制；Liu等[3]考慮了滲流作用，采用滲流解析模型方法對槽壁進行局部穩定性分析；李建高等[4]考慮了水的滲流作用對槽壁穩定性進行分析，采用解析方法和二維數值計算得出槽壁的安全系數；孟德平[5]考慮了地下水位的影響，采用有限元強度折減法對槽壁穩定性進行分析。以上學者雖然考慮了地下水的滲流作用，但均未對雙承壓含水層槽壁失穩模式進行研究，且缺乏對水的滲流場分析。

考慮滲流作用下地連墻槽壁穩定性分析是一個比較復雜的問題，目前，槽壁穩定性分析方法主要有極限平衡法、有限元法和有限差分法。其中，有限元強度折減法不需要假定破壞面的形狀和位置，也能定量反映出地連墻槽壁的漸進失穩演化過程。因此，本文依托蘇州春申湖路快速化改造工程為背景，采用ABAQUS軟件基于強度折減法對穿湖地層雙承壓含水層地連墻成槽施工進行槽壁失穩破壞模式分析，有限元強度折減法通過不斷調整折減系數對槽壁穩定性進行分析，從而確定滑裂面位置和滑動體形狀，揭示雙承壓含水層槽壁失穩破壞模式及破壞過程，并結合現場聲波實測進行對比分析。

1 槽壁破壞特征及強度折減分析

1.1 滲流作用下地連墻失穩破壞過程

目前，學者們普遍認為邊坡失穩破壞具有漸進破壞特征[6-8]，根據以往大量工程實際案例以及學者們的研究發現，地連墻槽壁失穩破壞和邊坡失穩破壞存在類似特征，槽壁失穩往往表現為局部塌孔向整體滑動演化的漸進破壞過程，并非一次瞬間完成。由于地連墻槽壁土層本身存在局部軟弱土層，且在高水位區進行成槽開挖，滲透系數較大的粉砂層對地下水的滲流力作用影響較為明顯，往往容易最先出現局部應力集中現象，從而使這部分土體單元最先出現局部塑性破壞區。隨著局部塑性破壞區不斷擴大，局部塑性區的應力集中會出現轉移和調整，新的應力集中帶會形成，之后應力集中帶會不斷發展擴大，最終會在槽壁土體形成貫通的塑性破壞滑裂帶。

邊坡的滑裂帶具有軟化特性[9]，地連墻槽壁也具有類似性質，在達到抗剪強度峰值會降到殘余值，含承壓水的雙粉砂層槽壁漸進破壞過程見圖1，塑性滑裂帶起于含承壓水的薄弱粉砂層底部，即點a處，在點a和b，土體剪應力超出峰值點并降到殘余值，點c的剪應力剛達到峰值，而點d的剪應力遠低于峰值抗剪強度。隨著滑裂帶的漸進擴展，雙粉砂層之間的點d也將出現應力集中并達到峰值點，滑裂帶由潛在滑裂面漸進擴展并形成最終貫通滑動面?？梢?，在弧狀滑裂帶的形成過程中，滑帶的強度從峰值降低到殘余值，這是地連墻槽壁整體滑動漸進形成過程中滑裂帶強度的演化特征。

圖1 含承壓水的雙粉砂層槽壁漸進破壞示意

1.2 考慮滲流的強度折減法的基本原理

穿湖地層地連墻成槽施工，圍堰外側水位較高，產生的滲流力對槽壁作用較為明顯，因此，有限元模擬中必須要考慮滲流場作用。而實際中，土體滲流場和應力場之間是相互聯系、相互影響的，其實質為應力場作用于土體上，使土體變形，從而改變土體的滲流特性，滲流場因此發生變化，滲流場的變化又會導致水頭分布的改變，使土體的有效應力和作用在土體的滲流力發生改變，即應力場發生改變[10]。因此，為了分析穩定滲流下槽壁穩定性，必須考慮滲流和應力的耦合。ABAQUS軟件可以對土中水的滲流和土體應力進行耦合分析，孔隙水的模擬主要由滲透系數和孔隙比來設置，而靜水壓力作用通過設置浸潤面和底面的孔隙壓力從而自動生成線性分布孔隙水壓力，兩層承壓水層應進行分段設置孔隙水壓力。

強度折減法在ABAQUS中的實現主要通過對土層塑性參數屬性進行場變量設置，通過場變量中多組折減系數的設置來進行有限元強度折減，具體折減過程是將地連墻所在土層抗剪強度參數c，tanφ同時除以一個試算的折減系數Fr，得到一組新的cm、φm值，然后將其作為新的參數代入有限元進行試算，反復多次，直至槽壁土體符合給定的臨界破壞狀態判別標準時，對應的Fr即為槽壁的穩定性安全系數。其中，參數cm、φm分別由以下兩式求得，即

cm=c/Fr

(1)

φm=arctan(tanφ/Fr)

(2)

1.3 槽壁失穩的判斷準則

強度折減法的判斷準則最早是在判斷邊坡失穩中誕生的，之后在邊坡和基坑中得到廣泛應用[11-13]，就方法而言，判斷準則在地連墻槽壁失穩中也同樣適用，目前用于失穩判據大致可以分3類：①收斂判據。折減后的土體強度參數使得有限元計算在規定的迭代次數內不能收斂。②位移判據。當折減系數增大到某一特定值時，槽壁位移會發生突變，即可認為槽壁已經失穩破壞。③塑性區判據。通過對有可能發生破壞的區域內廣義剪應變等物理量的變化和分布來判斷，當塑性區從槽壁深處某一位置貫通至地面。目前，位移判據和塑性區判據應用最廣，位移判據可以清晰得出槽壁的穩定安全系數，而塑性區判據可以清晰看出滑裂面的位置和形狀，能很好反映出漸進破壞演化過程。為了全面準確地分析槽壁破壞過程以及得出安全系數，本文依據位移突變和塑性區貫通判斷準則對槽壁穩定性進行綜合判斷。

2 有限元模型計算

2.1 工程背景

為了研究地連墻穿越雙粉砂層在承壓水作用下的成槽破壞模式及破壞過程，本文依托蘇州春申湖路快速化改造工程進行有限元模型計算。該工程以明挖隧道形式由西向東穿越陽澄西湖，湖中段基坑施工長度為2 685 m，基坑深度10.54～18.17 m，隧道采用圍堰明挖法，圍堰采用拉森鋼板樁進行隔水施工，抽水變陸地后在湖底施工，現場施工和地質分布見圖2。湖中段基坑圍護結構采用地下連續墻，由于在湖中進行地連墻成槽施工，地下水較為豐富，潛水位位于地下2 m，且在④2粉土夾砂層和⑥3粉土夾砂層分別存在微承壓水和承壓水，微承壓水頭標高為1 m，承壓水頭標高為-2 m，地連墻在進行成槽開挖時很容易發生塌槽現象，給工程質量安全和成本控制帶來極大挑戰。

圖2 春申湖明挖隧道現場情況

2.2 數值模型

本文采用有限元軟件ABAQUS對春申湖隧道地連墻成槽施工進行數值模擬，基于對稱原理，可以將現場地連墻進行簡化，按現場實際1/4尺寸建立三維數值模型，考慮到模型的邊界尺寸效應，三維模型尺寸取60 m×60 m×90 m，依據據現場實際地連墻長度、厚度和深度，模型中分別取3、0.6、45 m。有限元網格劃分如圖3所示，模型采用孔隙流體/應力耦合的C3D8P八節點六面體單元，土體采用Mohr-Coulomb屈服準則模型，導墻采用彈性單元，模型側面邊界約束水平位移，底面邊界約束水平和豎向兩個方向的位移，上表面為自由面，孔壓邊界條件為側面和底面默認為不透水面，水位浸潤面孔壓設為零，底面孔壓根據浸潤面以下土層深度呈現線性分布，但由于粉砂層中存在承壓水，需對潛水層和承壓水層進行分段設置孔壓，從而更準確地模擬現場實際的孔隙水壓力分布。

圖3 有限元網格劃分(單位：m)

根據實際地質勘測，沿線場地地表下90.3 m深度范圍內地基土構成除填土外，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。計算模型的土層物理力學參數信息見表1。

表1 土層物理力學參數

3 數值結果分析

3.1 有限元滲流場分析

成槽開挖前沿深度方向的孔隙水壓力分布見圖4a，由于該地層中在上粉砂層和下粉砂層中存在微承壓水和承壓水，且微承壓水頭為1 m，而承壓水頭為-2 m，和潛水面齊平，故圖4a中微承壓水層孔隙水壓力比鄰近層凸出一部分，說明該層水壓力比鄰近層的孔隙水壓大，而承壓水層無突變。地連墻成槽開挖后的孔壓等值線云圖見圖4b。由圖4b可知，此時槽壁滲流的浸潤面即為孔壓為0的分界面，開挖后地連墻附近孔壓分布呈現漏斗狀。

圖4 沿深度孔隙水壓力分布

土體開挖過程中孔隙水有效速度矢量見圖5a，由圖5a中可知，孔隙水流主要集中在槽壁底端附近，說明滲流力在槽壁底端出現集中現象，在下粉砂層出現流線聚集，且流線較長，流線由槽壁外側向槽壁內側移動，由此說明該土層流速過快，產生的滲流力較大，對槽壁的沖擊較大，而該土層滲流力較大是由于粉砂層滲透系數較大，且靠近槽段底端。下粉砂層底端處孔隙水有效滲透速度隨折減系數變化見圖5b。由圖5b可知，下粉砂層有效滲透速度隨著折減系數的增加而增加，增長曲線呈現線性增長，當折減系數依次增大，土層的抗剪強度隨之降低，土層塑性破壞程度越來越大，導致土層中孔隙占比增大，滲透系數也隨之增大，孔隙水的有效滲透速度將相應增大。由此說明，應力場和滲流場是相互影響的，強度折減不僅會降低土層的抗剪強度，也在一定程度上改變土層的滲透系數，造成滲流力作用更加明顯，從而加速粉砂層局部破壞進程。

圖5 孔隙水有效速度分布及變化

3.2 槽壁失穩漸進破壞模式分析

圖6為雙粉砂層地連墻槽壁在承壓水作用下塑性區破壞演變過程圖，從圖6可以看出，有限元強度折減法能夠真實地反映槽壁整體失穩滑動的破壞過程，通過對土層進行整體強度折減，塑性破壞區一開始出現于槽壁下粉砂層底部和上粉砂層，隨著強度折減次數的不斷迭加，塑性區不斷由上下粉砂層向中間擴展增大，直到塑性破壞區重疊連通，由此槽壁出現大范圍整體失穩滑動破壞，滑動破壞面最終呈現弓字狀。塑性破壞區起于雙粉砂層底部，由于粉砂層本身不太穩定，且滲透系數較大，在承壓水作用下很容易出現塑性破壞，從圖5a也可以清晰看出，當成槽開挖至槽底時，孔隙流體會出現流動現象，從而造成孔隙水壓力重新分布，會在槽壁底部產生較大的滲流力，造成下粉砂層底部最先出現塑性區，而上粉砂層在微承壓水作用下也會很快出現塑性區，由于雙粉砂層起始小范圍的塑性區會造成鄰近土層抗剪強度不斷被削弱，從而使塑性區不斷向鄰近土層擴展，塑性區不斷延伸重疊，最終會連通雙粉砂層，造成槽壁整體滑動失穩。其實，塑性破壞區一般起于薄弱土層，這里的薄弱土層包括兩個方面，一方面土層自身抗剪強度參數較小，土層自身存在安全隱患；另一方面，土層所受外力過大，如滲流作用下的滲流力，會對土層產生很大的沖擊作用，從而造成土層的不穩定性。由以上分析得出，地連墻槽壁穩定狀態會隨著時間的推移不斷發生變化，槽壁失穩破壞會經歷從局部失穩到整體失穩的破壞演化過程，穩定狀態會經歷穩定、欠穩定和不穩定三個過程。圖7為槽壁下粉砂層底端水平位移隨折減系數變化。由圖7可知，在折減系數達到1.35時，位移發生突變，此時槽壁處于不穩定狀態，往往容易發生局部失穩破壞現象，故槽壁穩定性安全系數為1.35。

圖6 塑性破壞區發展過程

圖7 水平位移隨折減系數變化

3.3 雙粉砂層開挖相互耦合影響分析

不同開挖深度下粉砂層等效塑性應變云圖見圖8。由圖8可知，開挖15 m時，經過不斷的強度折減，槽壁會在粉砂層最先出現局部塑性破壞區；開挖45 m時，在經過多次重復強度折減下，槽壁會在雙粉砂層出現明顯的塑性破壞區。兩種工況下上粉砂層的等效塑性應變對比見表2。由表2可知，兩種工況下粉砂層塑性應變趨勢基本一致，最大的塑性應變都是出現在粉砂層底部，且隨著下粉砂層的開挖會對上粉砂層的塑性應變產生一定影響，粉砂層頂部塑性應變由0.12變為0.27，變化幅度較小，而粉砂層底部由0.67變為7.65，變化幅度較大，由此說明，下粉砂層開挖會對上粉砂層產生一定的影響，且對粉砂層底部塑性應變比頂部影響大。綜上所述，粉砂層相比于其他黏性土層對土體強度折減更為敏感，在土體強度不斷折減降低的條件下，更容易發生槽壁失穩破壞。

圖8 不同開挖深度下粉砂層等效塑性應變云圖

表2 不同開挖深度下上粉砂層等效塑性應變

3.4 開挖深度對槽壁安全系數的影響

考慮滲流和不考慮滲流作用時槽壁安全系數隨開挖深度變化見圖9。由圖9可知，兩種曲線下，考慮滲流作用比不考慮滲流作用下的曲線整體偏下，說明滲流作用對成槽開挖中槽壁穩定性影響較大，考慮滲流作用時，實際工程中對高水位區的成槽開挖一定要嚴格控制地下水位造成的滲流影響，尤其在對承壓含水層地連墻成槽開挖，一定要采用減壓降水措施。此外，隨著成槽開挖深度的不斷增加，槽壁穩定性安全系數會下降很快，當開挖深度為15 m時，穩定性安全系數為1.61，開挖深度為45 m時，穩定性安全系數下降至1.35，降幅達16.1%。由此可見，開挖深度對地連墻成槽開挖影響較大，實際工程中對于超深地連墻的開挖一定要嚴格控制成槽施工對槽壁土體造成的擾動影響。

圖9 槽壁安全系數隨開挖深度變化

3.5 現場聲波實測對比

為了驗證數值分析結果的準確性，本文選取對應地層抓槽試驗和正式成槽開挖的聲波實測圖和數值模擬結果進行對比分析，由于抓槽試驗開挖了15 m，故數值結果選取開挖15 m時槽壁等效塑性等值云圖作為對比參照。數值模擬與聲波實測對比見圖10。

圖10 數值模擬與聲波實測對比

從圖10a可以看出，成槽開挖15 m數值模擬云圖中塑性應變等值線主要集中分布于④2粉土夾砂層，顯示出塑性破壞區主要出現在粉土夾砂層中，聲波實測圖表現為在④2粉土夾砂層中發生局部塌孔現象，這是由于粉土夾砂層本身不穩定，滲透系數較大，在微承壓水的作用下容易發生滲透破壞，從而造成局部塌孔。

從圖10b可以看出，不考慮微承壓水的條件下成槽開挖45 m時，數值結果并未出現圖8b中兩層明顯塑性破壞區，而正式成槽開挖聲波實測也只在下層粉土夾砂層出現大面積塌槽，而上層粉土夾砂層并未出現明顯塌孔，這是由于在此前進行了抓槽試驗，得出微承壓水是造成粉砂層塌孔的主要原因，正式施工前采用減壓降水措施，降低了微承壓水頭，從而提高了④2粉土夾砂層的成槽穩定性。實際上，強度折減下的槽壁塑性破壞區范圍往往比現場聲波實測顯示的粉砂層局部塌孔的要大很多，因為現場聲波實測只是整體強度折減下出現整體滑動的前期局部破壞某一階段，并不是強度折減下計算不收斂的最終結果，在這一局部階段，數值分析結果表現為槽壁局部小范圍塑性區破壞，聲波實測結果表現為粉砂層局部塌孔或整層失穩塌槽。經實測對比分析所得，數值模擬結果和聲波實測基本吻合，既驗證了數值模擬的準確性，也揭示出粉砂層在承壓水作用下較其他黏性土層更容易發生局部塑性失穩的事實。

4 結 論

本文開展滲流作用下雙承壓含水層地連墻成槽開挖的數值模型分析，通過強度折減法對地連墻破壞模式和槽壁穩定性進行研究，主要得到以下結論：

(1)考慮滲流作用的粉砂地層地連墻成槽開挖，滲透系數較大的粉砂層滲透速度較大，所受滲透力較大，容易發生滲透破壞，且粉砂層有效滲透速度會隨著土體強度折減系數的增加呈現線性增加趨勢，說明土體的應力場與滲流場存在相互影響，粉砂層局部失穩破壞往往是由于土體強度降低和滲透力增大綜合影響產生的。

(2)確定了滲流作用下雙承壓含水層在成槽開挖中的破壞模式，在雙粉砂層底端最先出現塑性區，隨后塑性區由雙粉砂層不斷向中間擴展，最后雙粉砂層會連通形成貫通的塑性滑裂帶，滑裂面形狀最終呈現弓字狀，槽壁整體滑動失穩往往是由于粉砂層局部失穩造成的。

(3)地連墻成槽開挖對雙粉砂層等效塑性應變存在相互影響，隨著下粉砂層的開挖會導致上粉砂層等效塑性應變增大，且對粉砂層的影響表現為上部影響小，底部影響最大。此外，考慮滲流作用時槽壁穩定性系數整體會比不考慮滲流作用時大，隨著開挖深度的不斷增大，槽壁穩定性安全系數會不斷降低。

(4)結合實際工程的聲波實測結果進行對比分析，數值計算結果和聲波實測較為吻合，從而一定程度上驗證了數值模擬的準確性，也更好地揭示了粉砂層在承壓水作用下較其他黏性土層更容易發生局部塑性失穩的事實。