超深地下連續(xù)墻施工槽壁局部穩(wěn)定判據(jù)

李志文 魏剛 郭運華 李毅陽

摘要：地下連續(xù)墻槽段開挖為連續(xù)下切的動態(tài)過程，槽壁穩(wěn)定性控制仍依賴于工程實踐經驗，缺乏成熟的理論指導，槽壁失穩(wěn)事故時有發(fā)生?；谀酀{滲透成膜實驗成果及有效護壁壓力的動態(tài)演化規(guī)律，研究了槽壁土體在旋轉破壞模式下的富余護壁壓力分布規(guī)律，獲得了槽壁穩(wěn)定性控制因素及穩(wěn)定性控制條件，建立了泥漿護壁條件下以土體等效內摩擦角、開挖深度及開挖下切速率、泥漿黏度及重度為參量的槽壁穩(wěn)定性判據(jù)，揭示了槽壁穩(wěn)定施工的關鍵控制要素。研究成果在福州地鐵5號線建新南路60 m深地下連續(xù)墻工程中的應用表明：地表以下10 m內及開挖面以上3 m范圍為槽壁穩(wěn)定性薄弱環(huán)節(jié)，與現(xiàn)場實際吻合，以富余護壁壓力為依據(jù)的槽壁穩(wěn)定判據(jù)可較方便地指導施工作業(yè)。

關鍵詞：地下連續(xù)墻;槽壁穩(wěn)定;穩(wěn)定性判據(jù);泥漿護壁;旋轉型破壞

中圖法分類號：TU753文獻標志碼：ADOI：10.15974/j.cnki.slsdkb.2021.04.008

文章編號：1006 - 0081（2021）04 - 0049 - 05

1 研究背景

地下連續(xù)墻是一種在泥漿護壁的協(xié)同作用下采用機械開挖出深而狹窄的溝槽，并及時進行混凝土灌注的連續(xù)地下墻體，具有施工效率高、污染少、防滲強等優(yōu)點，已逐漸被運用于工程建設中。槽壁穩(wěn)定控制問題是這一施工方法的技術關鍵，為解決這一技術難題，部分學者從槽壁滑動體的力學平衡分析方面研究槽壁穩(wěn)定控制方法。Washbourne[1]、季沖平等[2]、張厚美等[3]運用三維滑動體的平衡分析方法，進行槽壁滑動體的受力分析，得到了不同模式下護壁泥漿最小重度的計算方法;Wong等[4]、Hajnal等[5]運用槽壁兩側土壓平衡分析法，比較槽壁兩側泥漿有效壓力pmax與豎直面的土壓力px相互作用情況來判斷槽段的穩(wěn)定性;劉國彬等[6]、姜朋明等[7]運用單元土體應力極限狀態(tài)分析法，通過把槽壁單元體上的摩爾應力圓的半徑r1與處于極限平衡狀態(tài)下與抗剪強度相切的摩爾應力圓半徑r2的比值進行分析，來判斷槽壁穩(wěn)定性。

另一部分學者研究了泥漿有效護壁壓力的形成機制。李建軍等[8]、楊春鳴等[9]進行護壁泥皮的抗?jié)B性能試驗，得到了在不同滲透時間、泥漿容重以及不同壓差時的泥皮最大抗?jié)B力px;葉偉濤等[10]、靳利安等[11]基于抗?jié)B泥皮有效護壁壓力的試驗結果，從泥漿成皮的壓差條件及關于時間演化規(guī)律出發(fā)，研究不同開挖深度泥漿有效護壁壓力的分布規(guī)律，以及含砂率對泥漿成膜的影響。丁勇春等[12]對地連墻不同施工階段槽壁土體應力狀態(tài)進行分析研究。

基于泥膜有效護壁壓力的時間-空間演化的“駝峰”型分布規(guī)律，假定槽壁滑動面為旋輪線破壞模式，研究泥漿富余護壁壓力沿槽壁深度的空間分布規(guī)律，并建立槽壁穩(wěn)定性判據(jù)，以指導現(xiàn)場施工。

2 泥漿有效護壁壓力的分布形態(tài)

靳利安等[11]研究了泥膜成膜環(huán)境對有效護壁壓力的影響，并得出了不同開挖深度條件下的有效護壁壓力沿槽深的函數(shù)關系，但沒有計入泥漿黏度的影響，這里將泥漿黏度納入影響因素研究泥漿有效護壁壓力。

泥膜的最大抗?jié)B力與成膜滲透壓差關系：

[Pmax=-0.0049D-1+0.375]? ? ? ? ? ? ? （1）

式中：[Pmax]為泥皮可承受的最大抗?jié)B壓力，MPa;D為泥皮兩側的滲透壓差（泥漿與地下水壓力之差），MPa?？紤]到泥漿沉淀因素影響，根據(jù)福州地鐵5號線不同槽段數(shù)據(jù)統(tǒng)計，泥漿沿深度方向每10 m泥漿容重增加1%，則泥漿成皮壓力隨深度的分布關系有：

[D=γ1+0.001l2l2-γwl1] ? ?（2）

式中：[γ]為泥漿初始重度，kN/m3;[l1]為計算位置距地下水面距離，m;[l2]為計算位置距泥漿液面距離，m。泥皮最大抗?jié)B力隨靜置時間的增長函數(shù)關系為

[Pt=-0.41×t+2-0.55+0.375]? ? ? ? ? （3）

式中：Pt為泥皮可以承受的抗?jié)B力隨時間的變化值，MPa， 極限值為0.49MPa; t為泥皮成型時間，h。泥膜最大抗?jié)B力與泥漿黏度增長函數(shù)關系為

[Ps=-10.84×e-0.225s+0.375]? ? ? ? ? ? （4）

式中：Ps為泥皮可以承受的抗?jié)B力隨泥漿黏度的變化值，MPa;s為泥漿黏度，s。當計入泥漿黏度對最大抗?jié)B力的影響后，可得到泥皮的有效抗?jié)B壓力[P有效]與D、t、s相關的函數(shù)關系式為

[P有效=0.375-0.0049D-11-28.9e-0.225s1-1.1×t+2-0.55]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （5）

典型有效護壁壓力沿槽深分布形態(tài)如圖1所示。

圖1表示不同開挖深度條件下，泥漿有效護壁壓力沿槽深方向的分布形態(tài)。隨著開挖深度增加，槽壁上有效護壁壓力可分為3段：①靠近地表段，隨深度線性增加，表明有效護壁壓力受泥漿重度影響;②線性段以下至開挖面以上10 m范圍，為護壁壓力增加段，表明有效護壁壓力受泥膜的質量控制;③開挖面以上10 m范圍內，為有效護壁壓力的快速衰減段，表明由于泥漿成膜時間較短，有效護壁壓力增長幅度有限。整體上看，有效護壁壓力沿深度方向呈“駝峰”型分布形態(tài)。

3 局部失穩(wěn)模式下槽壁土體主動土壓力

直線型滑裂面的庫倫土壓力理論[13-14]是當今設計擋土墻的主要依據(jù)，部分學者的研究[15-16]表明：擋土墻失效時，其后方土體滑裂面的曲線特征與對數(shù)螺旋線、旋輪線相似，槽壁局部失穩(wěn)模式一般呈旋輪線形態(tài)。

假設當擋土墻墻后土體處于極限平衡狀態(tài)時，土體內部將產生通過墻腳的旋輪線滑裂面，如圖2所示，其方程為

[x = R（θ-sinω）y = R1-cosω]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（6）

式中：R為旋轉半徑，m;[ω]為旋輪線轉角，（°）。

旋輪線上任意一點的斜率可表示為

[tanθ=dydx=tanπ2-ω2]? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（7）

旋輪線上任意點的切線與水平方向的夾角為

[θ = π2 - ω2]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（8）

如圖3所示，在地表以下深度為y處取一厚度為dy的微小單元體，微分單元頂面受垂直向下的壓力py，地面受豎直向上的反力py+dpy，單元體自重為dw，假設泥漿滲透范圍與原狀土間的摩擦力為[τ1]，垂直于滑動面的不動土體反力r，擋土墻的水平反力，即主動土壓力為px，[τ2]為破壞面處的摩擦力。

由旋輪線上任意點的切線與水平方向的夾角公式，可知當旋輪線轉角為0時，即x=y=0時，θ=90°;在墻腳處，旋輪線轉角為120°時，θ=30°。當旋輪線通過墻趾時，旋輪線轉角為120°，θ=30°，可得旋輪半徑：

[R=H1-cosω=2H3] （9）

對于滑裂面任意[y0]處：

[ω=arc1-y0R=arc1-3y2H]? ? ? ? （10）

將式（10 ）帶入式（8）中，可得：

[θ = π2 - arc1-3y2H2]? ? ? ? ? ? ? ? ? （11）

式（11）即為開挖深度與微元體滑裂角之間的關系式。

水平微分單元上表面長度為

[DE=b1=H-ycotθ]? ? ? ? ? ? ? （12）

水平微分單元下表面長度為

[GF=b2=H-y-dycotθ]? ? ? ? ? （13）

水平微分單元自重為

[dw=b1+b22dyγ]? ? ? ? ? ? ? ? ? （14）

考慮微分單元體在x方向的受力為

[px+τ2 cotθ-r=0]? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（15）

考慮微分單元體在y方向的受力為

[dpydy=γ+1H-ypy- r -τ1+τ2tanθ]? ?（16）

對于無黏性土，各參數(shù)為

[px=Kpy， τ1=pxtan δ， τ2=rtanφ]? ? ? ? ?（17）

對于黏性土，引入等效內摩擦角[17]，根據(jù)主動土壓力相等原理的土層等效內摩擦角計算公式為

[φD=90°-]

[2tan-1tan245°-φ2-4Ctan45°-φ2γH+D+4C2γ2H+D2] （18）

式中：[φD]為等效內摩擦角，（°）;[φ]為土體內摩擦角，（°）;C為土體內聚力，MPa;[γ]為土體重度，kN/m3，H為埋深，m;D為擋土墻插入深度，m;這里取為0。

將式（17）代入式（15）和（16），可得：

[dpydy=1-cosθ-2φsinθ-φKtanθcosφpyH-y+γ]? （19）

由O點的力矩平衡可得：

[pxLIody+τ2LOMLEF+bbdpy-dw2]=0? ? ? （20）

將式（14）和式（17）帶入式（20）化簡得：

[Kpydybtanθ+τ2bdysin2θ+bdpy-γbdy=0]? ?（21）

等式兩端除以[dyb]得：

[dpydy=γ+1b2Kpytanθ+2Kpytanθ1-cotθ tanφsin2θ? ? ? =γ+2Kpyb tanθ1+tanφ tanθ1-cotθ tanφsin2θ]

（22）

由式（19）和式（22）聯(lián)立可求出土側壓力系數(shù)K為

[K=12+2tanφ tanθ1-cotθ tanφsin2θ+tanθcosφcosθ-2φsinθ-φ]

（23）

[px=K（q-γHαK-2）（H-yH）αK-1+γ（H-y）αK-2]

（24）

由式（23）可知，側壓力系數(shù)K并不是一個定值，而是與破壞面和水平面的夾角[θ]以及土的內摩擦角[φ]相關的變量。當擋土墻深度為60 m時，可得土側壓力系數(shù)K隨[θ]和[φ]的變化關系，如圖4所示。當[θ]為定值時，土側壓力系數(shù)K隨填土有效內摩擦角[φ]的增大而減小;當[φ]為定值時，側壓力系數(shù)K隨[θ]增加而先增大后減小，且在[θ]=50°時達到峰值。

4 槽壁局部失穩(wěn)判據(jù)及參數(shù)敏感性分析

根據(jù)前文分析，槽壁穩(wěn)定的條件是泥漿有效護壁壓力對矩心O的力矩不小于主動土壓力Px對矩心O的矩。由于有效護壁壓力與主動土壓力均作用于泥膜，以有效護壁壓力與主動土壓力的平衡關系作為槽壁局部失穩(wěn)的判據(jù)，槽壁穩(wěn)定富余壓力[P富余]為有效護壁壓力式（4）與主動土壓力式（24）之差。

[P富余=P有效-Px]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （25）

由式（25），可根據(jù)土體參數(shù)、泥漿參數(shù)、施工情況作出護壁富余壓力沿槽壁深度的分布關系。當富余有效壓力小于零時，則可能發(fā)生局部失穩(wěn)。

以開挖速率V（取值范圍1～4 m/h）、泥漿粘度s（取值范圍18～35 s）、土層等效內摩擦角φ（取值范圍18°～28°）、土層重度γ（取值范圍1.05～1.25 kN/m3）、開挖深度H（取值范圍20～60 m）為參數(shù)，且各參數(shù)在取值范圍內按0～1范圍標準化，根據(jù)式（25）分別取不同參數(shù)組合計算富余有效護壁壓力，并擬合，可得：

[P富余=0.066s-0.1V+0.067φ+0.026γ-0.04H] （26）

其中，[V]，[s]，[φ]，[γ]，[H]分別為以上參數(shù)的標準值，標準化計算公式如下：

[A=A-AminAmax-Amin]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（27）

由式（26）可以看出，影響富余有效護壁壓力的因素敏感性排序分別為：開挖速率>等效內摩擦角>泥漿黏度>開挖深度>泥漿重度。

因此，在控制槽壁穩(wěn)定性過程中，最重要的是控制開下切速率，其次是根據(jù)土層等效內摩擦角采取合理的加固措施，最后是泥漿黏度及重度的合理配制。

5 工程應用

5.1 工程條件

建新南路站位于福州市倉山區(qū)百花洲路南側，為地下3層島式車站，車站內凈總長151.8 m，站中心基坑深度約24.15 m，頂板覆土約3.49 m。主體圍護結構均采用 1 000 mm地下連續(xù)墻，共有64幅，連續(xù)墻頂標高5.3 m，底標高-54.3 m，墻高59.6 m。建新南路站地連墻施工時，采用傳統(tǒng)的三抓成槽一次到底的施工方法。

主要地層分布為：①雜填土。以人工堆填的黏性土為主，夾雜有碎石、磚塊等建筑垃圾，局部含少量中粗砂和淤泥。②填砂。以礫粗砂、中粗砂回填為主，局部夾有少量填石和黏性土，層頂埋深1m，層底埋深6.8 m。③填石。以碎石塊為主，粒徑一般為5～35 cm，最大粒徑>130 cm，填石含量約60%～90%，層頂埋深0～0.5 m，層底埋深1～5.7 m。④粉質黏土。局部夾少量碎石，層頂埋深1.8～3.3 m，層底埋深2.7～4.5 m，厚0.2～2.3 m。⑤淤泥夾砂。以黏粒為主，部分夾少量薄層細砂或混有少量砂，厚2.8～16.0 m。⑥（泥質）中細砂。以粉砂和中砂為主，均含有少量淤泥，級配較差，厚0.7～13.4 m。⑦粉質黏土。黏性較好，部分粉粒含量較高，土質不均，局部含少量砂。層厚1.4～6.4 m。⑧（含泥）中粗砂。粒徑不均勻，上部以中粗砂、礫粗砂為主，局部夾有粉細砂透鏡體及混有少量的淤泥，下部多含礫石、圓礫，厚2.1～20.1 m。⑨卵石。中密為主，飽和，卵石多呈橢球狀，磨圓度較好，中等風化，粒徑一般為3～20 cm，最大粒徑>50 cm，含量為55%～85%。該層上部黏性土和礫石含量較高，下部主要為卵石，間隙主要由中粗砂充填，厚14.6～24 m。⑩強風化花崗巖（砂土狀）。風化強烈，巖石堅硬程度屬極軟巖，巖體完整程度屬破碎，巖體基本質量等級分類屬Ⅴ類。層頂埋深55.6～59.5 m，層底埋深60.34～65.03 m，厚3.1～6.13 m，平均厚度4.42 m。

初見水位埋深為0.90～3.90 m，穩(wěn)定水位埋深為1.50～4.70 m。主要含水層為第⑧⑨地層，現(xiàn)場鉆孔提水試驗表明砂卵石層為強透水層。各土層參數(shù)取值如表1所示。

5.2 應用效果

基于上述研究成果，根據(jù)開挖深度H及對應的土體等效內摩擦角、重度、以及實測泥漿黏度，代入式（26），選取合適的開挖下切控制速率。當降低下切速率不能滿足局部穩(wěn)定性控制要求時，采用投入鋸末等措施增大局部土層等效內摩擦角的方法。通過驗算分析，最終確定的泥漿性能指標為：比重1.05～1.08 g/cm3，粘度25～30 s，砂-黏土地層V=1 m/h，其他地層V=3 m/h，含沙率<4%，pH值8～9。驗算的槽壁富余護壁壓力分布如圖5所示。

施工結束后的墻體聲波檢測結果表明：64幅連續(xù)墻垂直度及平整度均滿足要求，合格率100%。

6 結 論

根據(jù)泥漿成膜機制，研究了有效護壁壓力沿槽壁深度的分布形態(tài)。針對槽壁局部旋轉破壞模式，給出了泥漿護壁作用下的槽壁主動土壓力解析式?；谟行ёo壁壓力與槽壁主動土壓力的平衡關系，提出了以富余有效護壁壓力判斷槽壁局部穩(wěn)定性的方法。研究發(fā)現(xiàn)：

（1）在地表以下10 m范圍內及孔底以上5 m范圍內槽壁上的泥漿有效護壁壓力不足，是地下連續(xù)墻整體破壞及局部破壞的主要原因。

（2）富余有效護壁壓力的影響因素按敏感性大小排序依次為：開挖速率>等效內摩擦角>泥漿黏度>開挖深度>泥漿重度。因此，選擇合適的開挖下切速率對控制砂性土層的槽壁局部穩(wěn)定性最重要，其次為改善土層等效內摩擦角。

（3）采用富余有效護壁壓力判據(jù)，可以判斷開挖面附近槽壁局部穩(wěn)定性，并針對穩(wěn)定性不足條件，方便地給出處理措施或施工控制指標。

綜上所述，富余有效護壁壓力判據(jù)可有效解決地連墻槽壁穩(wěn)定性判斷問題。

參考文獻：

[1] Washbourne J. Three-dimensional stability analysis of diaphragm wall excavations[J]. Ground Engineering， 1984， 17（4）：24-26， 28.

[2] 季沖平， 余紹鋒. 地下連續(xù)墻泥漿槽穩(wěn)定性分析的一種方法[J].華東交通大學學報，1998，15（3）： 13-17.

[3] 張厚美，夏明耀.地下連續(xù)墻泥漿槽壁穩(wěn)定的三維分析[J].土木工程學報，2000，33（1）：73-76.

[4] Wong， Greg C Y . Stability analysis of slurry trenches[J]. Journal of Geotechnical Engineering， 1984， 110（11）：1577-1590.

[5] Hajnal I， Márton J， Regele Z. Construction of diaphragm walls[J]. Simon A B， Trans. New York： John Wiley & Sons Inc.，1984（48）： 1-6.

[6] 劉國彬，黃院雄.超載時地下連續(xù)墻的槽壁穩(wěn)定分析與實踐[J].同濟大學學報：自然科學版，2000，28（3）：267-271.

[7] 姜朋明，胡中雄.地下連續(xù)墻槽壁穩(wěn)定性時空效應分析[J].巖土工程學報，1999，21（3）：338-342.

[8] 李建軍，邵生俊，楊扶銀，等.防滲墻粗粒土槽孔泥皮的抗?jié)B性試驗研究[J].巖土力學，2012，33（4）：1087-1093.

[9] 楊春鳴，邵生俊.粗粒土地層防滲墻泥皮的形成機制及其抗?jié)B性能試驗研究[J].水力發(fā)電學報，2013，32（6）：208-215.

[10] 葉偉濤， 王靖禹， 付龍龍， 等. 福州中粗砂地層泥水盾構泥漿成膜特性試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報，2018，37（5）：1260-1269.

[11] 靳利安， 郭運華. 泥漿護壁壓力分布形態(tài)及槽壁穩(wěn)定控制方法研究[J]. 水利水電快報，2019，40（9）： 41-47.

[12] 丁勇春，李光輝，程澤坤，等. 地下連續(xù)墻成槽施工槽壁穩(wěn)定機制分析[J]. 巖土力學與工程學報，2013，32 （增I）： 2704-2709.

[13] 王元戰(zhàn)，李新國，陳楠楠.擋土墻主動土壓力分布與側壓力系數(shù)[J].巖土力學，2005，26（7）：1019-1022.

[14] 應宏偉，蔣波，謝康和.考慮土拱效應的擋土墻主動土壓力分布[J].巖土工程學報，2007，29（5）：717-722.

[15] 王仕傳，凌建明.剛性擋土墻非線性主動土壓力分析[J].地下空間與工程學報，2006（2）：242-244.

[16] 曹振民.擋土墻填土曲線破裂面主動土壓力分析[J].中國公路學報，1995（增1）：7-14.

[17] 周旋.等效內摩擦角計算方法及其應用[J].水運工程，2016（7）：22-25.

（編輯：唐湘茜）

A new stability criterion of trench wall in constructing superdeep diaphragm wall

LI Zhiwen1，WEI Gang1，GUO Yunhua2，LI Yiyang2

（1. PowerChina Railway Construction Co.， Ltd，Beijing 100044， China ;? ?2. Hubei Key Laboratory of Roadway，Bridge and Structure

Engineering，Wuhan University of Technology，Wuhan? 430070，China;? 3. Wuhan University of Technology Advanced Technology

Research Institute of Zhongshan City，Zhongshan 528400， China ）

Abstract：As the trench excavation process is a continuous undercutting process， the stability control of trench wall still depends on the experience of engineering practice ， and the criterion of trench wall stability has not been finally resolved theoretically， stability accidents happen frequently. In this paper， based on the test results of slurry infiltration and film formation， using the principle of earth pressure balance on both sides of the slurry film， considering the rotating failure mode of the trench wall earth， the spatial distribution of the excess protective wall pressure along the trench depth is studied and the result shows that： the main factors affecting the stability of the trench wall are the equivalent internal friction angle of the earth， followed by excavation depth and excavation speed， and then the viscosity and gravity of the slurry. A new stability criterion of trench wall is set up based on the main affecting factors. The application of the study results in 60 m depth diaphragm wall at Xinjiannanlu of No. 5 subway in Fuzhou city， Fujian Province， showed that the analyzed weak stability area is located within 10 m below the surface and 3 m distance from the excavation surface， which is in accordance with the practical site condition.The stability criterion of groove wall based on surplus wall pressure can guide construction conveniently.

Key words：diaphragm wall; stability of trench wall; stability criterion; slurry trench wall protection; rotating failure