苏州软土超深地下连续墙成槽施工地层稳定控制

淦述许

（中铁十七局集团上海轨道交通工程有限公司，上海 200135）

近年来，我国城市地下空间工程迅猛发展，特别是地铁工程建设，常常在城市主干道进行，城市主干道周边的环境越来越复杂，管线比较多，临近建筑物施工也是经常遇到的问题，整个建设难度持续增加。长三角软土地区，受地质条件影响，地铁深基坑围护结构施工往往采用地下连续墙比较多。地下连续墙本身具有结构方面的优势，可在地下形成一道拥有防渗、挡水和挡土等作用的连续钢筋混凝土墙壁。地连墙施工中周围土体会因为受扰动后产生应力释放和补偿产生一定的变形。成槽过程对周围土体的扰动最为明显，如不加以控制，严重时会导致地表严重沉降，有些沉降量甚至可达到后期总沉降量的30%～50%。随着地层变形不断增加，围护地下连续墙离建筑物越来越近，槽壁发生失稳的风险逐渐增加。

地下连续墙成槽过程中，一般会出现整体和局部失稳两种不良状态。地表以下一定深度处发生的失稳现象一般为整体失稳，这种不稳定状态会从下而上延伸，直到地表面，进而在地表出现塌陷或者裂缝等现象。局部失稳通常表现为软弱夹层土体剥落，不能够直接观察到，会导致灌注混凝土的充盈系数变大，施工成本增加。相比而言，槽壁整体失稳对工程影响较大，严重时可导致机械倾覆或周边建筑破裂坍塌，具有较大的安全隐患，是地下连续墙工程中关注的热点问题。

Nash & Jone对地下连续墙成槽稳定性进行研究时采用了平面分析法，提出了槽壁稳定安全系数计算公式。在此基础上，Morgenstern对破坏模型滑动面处阻力的计算进行了改进，并考虑了因悬浮颗粒物引起的泥浆重度的变化，得到了整体失稳经典二维理论分析模型。Filz考虑地下连续墙成槽过程中泥膜效应，提出泥膜形成标准，并建立泥膜作用下槽壁安全系数计算方法。Piaskowski考虑空间效应，率先提出了基于极限平衡分析法的整体失稳三维模型。在此基础上，不少学者对三维模型进行改进，考虑了土拱效应和尺寸效应对槽壁稳定性的影响。基于塑性理论的上限分析比极限平衡分析法更能反映失稳特征，并通过最优化分析可以得到更准确地破坏模式。Han提出了整体失稳三维机动破坏模型，更好地反映了整体失稳极限状态下土体行为特征。

文章以苏州地铁5号线某车站地下连续墙工程为背景，研究了苏州地区超深地下连续墙成槽施工中地层稳定问题。针对施工中出现的地层失稳事故，文章采用现场测量和理论研究相结合的方法，分析了槽壁失稳特征及诱因，并探讨了失稳机理。可为类似地层中地下连续墙质量控制有所借鉴。

1 工程概况

苏州轨道交通5号线竹辉路站平面布置如图1所示。采用地下连续墙作为围护结构，地下连续墙深48 m，槽宽4.5～6 m，地下连续墙厚1 000～1 200 mm。如图2所示，地下连续墙成槽贯穿①1杂填土层、①3素填土层、③1黏土、③2粉质黏土、④1粉质黏土、④2粉土夹粉砂、⑤1粉质黏土、⑤1A粉土夹粉质黏土、⑥2粉质黏土、⑦2粉砂夹粉土、底部位于⑦3粉质黏土层，土层参数如表1所示。地下水位稳定标高为0.81～1.63 m，场地内微承压水含水层主要为④2粉土夹粉砂层，埋深11.0～18.0 m，厚度1.2～15.8 m，承压水含水层主要为⑦2粉砂夹粉土，埋深32.7～43.7 m，厚度4.9～14.4 m。浅层土中①1杂填土层、①3素填土层、③1黏土，压缩性大，灵敏度高，抗剪强度低，在成槽施工扰动下容易出现槽壁失稳风险。

图1 基坑平面示意图

图2 工程地质条件

表1 土层参数表

2 地墙成槽施工方案

考虑到成槽深度和地层特征，地下连续墙设计中采用4.5 m和6.0 m两种分幅长度；为了地下连续墙整体刚度和防渗性能，地下连续墙采用工字钢接头进行连接。现场采用金泰SG46液压抓斗成槽机。成槽机重量约为95 t，抓斗开斗宽度为2.8 m，单斗最大提升力为600 kN。施工前在成槽机下方敷设钢板，荷载分散。单幅槽段成槽施工时间为10～14 h。

成槽开挖前，采用导墙增加导墙的施工精度直接关系着地下连续墙的精度，增加地层稳定性，导墙采用“”型钢筋混凝土结构，结构整体性比较好，内墙面之间净宽根据设计图纸要求比连续墙设计厚度大50 mm，墙的厚度为200 mm，墙顶的宽度为1 000 mm，导墙深度控制在1 600～2 000 mm。墙体采用较高强度的C30钢筋混凝土浇筑。

成槽施工泥浆采用膨润土泥浆比较多。因为膨润土泥浆可最大限度悬浮部分土颗粒，进而可达到减少槽底浮泥、增加泥浆的容重的目的，从而有利于提高开挖的稳定性。泥浆渗透到孔周围土体时，粘土颗粒会封堵土颗粒间的孔隙，一层不透水薄膜的泥皮会在槽壁上形成，以静液压力作用在开挖槽壁上，保证土压和水压的平衡。现场施工中泥浆经常添加重质纯碱和中度CMC，泥浆参数如表2所示。此外，通过控制泥浆含砂率来提高粘度（25～30 s），以防止③粉土夹粉砂层出现坍塌失稳。

表2 泥浆参数

3 地下连续墙槽壁稳定性分析

3.1 地下连续墙槽壁失稳机理

大量工程事故表明，失稳破坏深度在地表以下5～15 m处，失稳破坏面在地表沿着整个槽段展布，呈椭圆形区域。在各种影响因素中，导墙或护筒对整体稳定性的影响非常小，泥浆液面与地下水位的高差对开挖稳定性的影响最敏感。失稳通常发生在当泥浆高度降到地下水位以下约1 m位置。Tsai现场试验表明，砂性地层中，泥浆液面下降是槽壁失稳主因，失稳破坏发生在深度/槽深=0.2位置处，并逐渐发展至地表，造成地表大范围沉降。

成槽稳定性分析中，二维平面应变分析表明，深层土体稳定性差，三维分析则表明，地表以下浅层土体稳定性差。Han根据成槽受力特征，建立了基于功率平衡条件（Pv=Pe）的槽壁失稳机制，并构建了槽壁失稳破坏三维机动模型，在此基础上利用上限分析定理推导了槽壁稳定安全系数上限解，

其中，hsr为泥浆液面至地表距离，c'为土体有效粘聚力，φ'为土体有效摩擦角，γ为土体容重，γsr为泥浆重度；f21，f21，f21和f21分别为无量纲系数。

分析中通过对上限解进行最优化，可以得出槽壁失稳最小破坏深度及对应的安全系数，有效的揭示了失稳特征及机制。

3.2 槽壁失稳事故分析

项目实施过程中，大部分地下连续墙在施作过程中，地层稳定保持较好，地层变形在控制范围内。槽壁失稳事故发生正在SQ-14幅段成槽过程中。SQ-14幅段长度为4.5 m，宽度为1 m，深度为48 m。SQ-14成槽开挖不久，发现槽内泥浆出现泄漏，泥浆液面迅速下降到导墙下方，位于地表以下约2.5 m处；此时，槽段周边地表出现一些明显的裂缝，裂缝区域内的土体沉降显著，如图3所示为沉降和裂缝图。超声波探测结果显示，导墙以下约3 m位置处土体出现坍塌破坏，如图4所示。事故出现后，现场立即采取应急措施，首先暂停施工，并对失稳风险区域进行隔离。采用技术人员对槽内进行探查，发现漏浆位置并采取堵漏措施。堵漏完成后，向槽内补充高密度泥浆，并维持泥浆液面略低于导墙顶面，在此基础上再次进行成槽施工。

图3 槽段周边沉降及裂缝

图4 超声波成孔检测

采用理论方法对失稳事故进行验证，结果如表3所示，可以发现，当泥浆液面维持在地表时（hsr=0 m），槽壁安全系数均大于1，通过适当增加泥浆重度可以增加槽壁安全系数；当泥浆液面下降至地表下-2 m时（hsr=2 m），槽壁安全系数迅速减小并小于1，随着泥浆重度的增加，破坏深度由3.23 m降低至3.05 m，而安全系数则由0.69增加至0.95，破坏深度减小意味着潜在失稳范围缩小，而安全系数则会相应增大。需要注意的是，相比泥浆重度，泥浆液面变化对槽壁稳定性影响更为显著。成槽施工中，要重点关注泥浆液面变化，同时，辅以增加泥浆重度来提升槽壁稳定性。

表3 槽壁稳定计算

4 结论

文章对苏州地区超深地下连续墙成槽施工地层稳定展开研究。通过对苏州地铁5号线竹辉路车站地下连续墙工程中出现的成槽失稳案例进行分析，研究了苏州典型地层下成槽失稳特征及诱因。研究发现，因为泥浆的渗漏，泥浆液面迅速下降引起槽壁支护压力不足是诱发槽壁失稳主要原因，槽壁失稳深度位于导墙以下约3 m处。采用理论分析法对失稳事故进行验证，计算结果和现场测量较吻合。理论分析表明，槽壁失稳初期主要位于浅层土中，泥浆重度变化可以提升槽壁稳定，而泥浆液面变化对槽壁稳定影响显著。