王曉華 賈文彪 胡長明 路 乾 杜逸璞

(1.中鐵一局集團(tuán)建筑安裝工程有限公司,西安 710055；2.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院,西安 710055；3.陜西省巖土與地下空間工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710055)

近年來，城市軌道交通發(fā)展迅猛，大批地鐵車站開始興建，隨之而來的深基坑也不斷涌現(xiàn)，并且不斷地朝著“更大、更寬、更深”的方向發(fā)展[1-2]。地下連續(xù)墻作為基坑支護(hù)形式的一種，有著剛度大、整體性好等優(yōu)點(diǎn)，特別適用于敏感環(huán)境下變形控制和環(huán)境保護(hù)要求較高的基坑工程[3]，但由于地下連續(xù)墻深度較大，成槽過程中容易發(fā)生槽壁土體剝落、坍塌等現(xiàn)象，造成工程事故，因此槽壁穩(wěn)定性一直是工程界重點(diǎn)關(guān)注的問題。

目前針對槽壁穩(wěn)定性問題，不少學(xué)者做出了一些有意義的研究。夏元友等基于二維楔形滑塊模型，提出了考慮土體分層的槽壁穩(wěn)定水平條分法[4]。曹豪榮等通過對文獻(xiàn)、資料調(diào)研，對槽壁失穩(wěn)破壞模式及相應(yīng)的理論分析方法進(jìn)行了歸納總結(jié)[5]。羅愛忠等利用有限差分法，對地下連續(xù)墻成槽施工過程中槽壁應(yīng)力和變形進(jìn)行了數(shù)值分析[6]。秦會來等基于ABAQUS有限元軟件，采用修正劍橋土體本構(gòu)模型，分析了成槽施工誘發(fā)地層變形的特點(diǎn)及相關(guān)影響因素[7]。丁勇春等通過對成槽施工的現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，得到了槽段分段開挖、泥漿持荷時(shí)間及泥漿壓力對槽壁土體側(cè)移和地表沉降的影響[8]。此外還有不少針對異形槽段或特殊條件下的槽壁穩(wěn)定性分析[9-13]。但上述研究多集中在理論失穩(wěn)機(jī)制、數(shù)值模擬及現(xiàn)場實(shí)測方面，并沒有深入研究槽壁穩(wěn)定性的時(shí)空效應(yīng)。

因此，從不同施工階段槽壁土體應(yīng)力狀態(tài)出發(fā)，對槽壁穩(wěn)定性影響因素進(jìn)行探討，重點(diǎn)分析開挖瞬時(shí)槽壁土體穩(wěn)定性的時(shí)空效應(yīng)，并結(jié)合現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)證明時(shí)空效應(yīng)對槽壁穩(wěn)定性的影響作用，最后提出一系列有針對性的保證措施。

1 槽壁土體應(yīng)力分析[14]

地下連續(xù)墻成槽可視為槽深范圍內(nèi)土體瞬時(shí)卸荷過程，對于槽壁土體單元而言，其應(yīng)力狀態(tài)會隨成槽開挖過程而改變，圖1所示為槽壁單元土體M的應(yīng)力分析簡圖。為便于分析，取泥漿液面和地下水位均與地面平齊，q為地面均布荷載，σ1和σ3分別為單元體M受到的豎向應(yīng)力和水平向應(yīng)力。根據(jù)地下連續(xù)墻成槽施工過程，槽壁單元土體M依次經(jīng)歷開挖前初始平衡、開挖瞬時(shí)以及開挖之后三種不同的應(yīng)力狀態(tài)，各階段應(yīng)力狀態(tài)分別用σb、σn、σa表示。

圖1 槽壁單元土體M應(yīng)力狀態(tài)Fig.1 The stress state of soil element M

成槽施工前，在地面均布荷載作用下槽壁土體處于初始K0應(yīng)力平衡狀態(tài)，單元土體M應(yīng)力狀態(tài)表示如下：

總應(yīng)力：

σb1=γ′z+Kcq+γwz

(1a)

σb3=K0(γ′z+Kcq)+γwz

(1b)

有效應(yīng)力：

(1c)

(1d)

式中：γ′為土體浮重度；γw為水的重度；γs為泥漿重度；K0為靜止土壓力系數(shù)；Kc為附加應(yīng)力系數(shù);z為單元土體M的深度。

成槽開挖后，單元土體M應(yīng)力狀態(tài)為：

總應(yīng)力：

σa1=γ′z+Kcq+γwz

(2a)

σa3=γsz

(2b)

有效應(yīng)力：

(2c)

(2d)

可見，成槽開挖打破了槽壁土體原有的初始平衡狀態(tài)，引起了應(yīng)力重分布。成槽開挖前、后單元土體M總應(yīng)力差為：

Δσ1=0

(3)

Δσ3=(γs-γw)z-K0(γ′z+Kcq)

(4)

由Skempton建議的超靜孔隙水壓力增量表達(dá)式(式(5))可得槽段開挖引起單元土體M孔隙水壓力變化為：

Δu=B[Δσ3+A(Δσ1-Δσ3)]

(5)

式中：A、B均為孔隙水壓力系數(shù)，對于飽和土，B=1。

將式(4)代入式(5)得：

(6)

由此可得槽段開挖瞬時(shí)單元土體M有效應(yīng)力狀態(tài)為：

K0(γ′z+Kcq)]

(7a)

K0(γ′z+Kcq)]

(7b)

由上述分析可得槽壁單元土體有效應(yīng)力路徑如圖2所示，其中A′圓為初始有效應(yīng)力圓，B′圓為槽段開挖瞬時(shí)有效應(yīng)力圓，C′圓為槽段開挖后有效應(yīng)力圓，B′、C′圓半徑相同，圓心位置相對距離為Δu，在槽壁周圍有均布荷載的情況下，對于正常固結(jié)土和超固結(jié)土而言，1-A>0，而一般情況下(γs-γw)z-K0(γ′z+Kcq)<0，故Δu<0，即在槽段開挖瞬時(shí)會產(chǎn)生負(fù)的孔隙水壓，有利于槽壁穩(wěn)定，隨著時(shí)間推移，負(fù)孔隙水壓慢慢消散，單元土體應(yīng)力路徑逐漸趨于極限破壞線，此時(shí)對于槽壁是不利的，因此在成槽結(jié)束后應(yīng)盡快吊裝鋼筋籠、澆筑混凝土維持槽壁穩(wěn)定，避免因施工間歇過長導(dǎo)致槽壁失穩(wěn)。

圖2 單元土體有效應(yīng)力路徑Fig.2 The effective stress path of soil elements

2 槽壁穩(wěn)定條件

進(jìn)一步分析圖2可得超載條件下槽壁開挖瞬時(shí)的穩(wěn)定條件為：

θ<φ′或sinθ

(8)

式中：φ′為有效應(yīng)力狀態(tài)下土的內(nèi)摩擦角。

而sinθ又可表示為：

[γ′-(γs-γw)]{γ′+(γs-γw)+

2(1-A)[K0γ′-(γs-γw)+K0Kcq/z]}-1

(9)

此時(shí)槽壁穩(wěn)定安全系數(shù)Fs可表示為：

(10)

3 槽壁穩(wěn)定性時(shí)空效應(yīng)

將式(10)右邊分解為兩項(xiàng)，即：

Fs=Fs1+Fs2

(11)

式中：Fs1為基本穩(wěn)定系數(shù)；Fs2為時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)。

(12)

(13)

3.1 基本穩(wěn)定系數(shù)Fs1

進(jìn)一步分析式(12)得到基本穩(wěn)定系數(shù)Fs1與土體有效內(nèi)摩擦角φ′及泥漿重度γs的關(guān)系曲線如圖3所示。取γ′=9.0 kN/m3，γw=9.8 kN/m3，由圖3可得:基本穩(wěn)定系數(shù)隨土體有效內(nèi)摩擦角及泥漿重度增大而增大，并且當(dāng)土層條件一定時(shí)，基本穩(wěn)定系數(shù)的增幅會隨泥漿重度增大而不斷增大，例如：當(dāng)φ′=30°時(shí)，泥漿重度以增量1 kN/m3從10 kN/m3增大到13 kN/m3，對應(yīng)基本穩(wěn)定系數(shù)Fs1的增幅分別為25%、26.15%和28.05%，雖然增大泥漿重度可以適當(dāng)提高槽壁穩(wěn)定性，但較大的泥漿重度會降低成槽速度，并且會增大泥漿制備和回收利用的難度，因此實(shí)際施工中一味增大護(hù)壁泥漿重度提高槽壁穩(wěn)定性的做法并不可取。

— φ′=20°;— φ′=30°;— φ′=40°。圖3 Fs1與φ′及γs的關(guān)系曲線Fig.3 Relations of Fs1，φ′ and γs

泥漿護(hù)壁的基本原理是利用泥漿側(cè)向壓力平衡槽壁土壓力和靜水壓力，從而保證槽壁穩(wěn)定，為增大泥漿側(cè)向壓力，除增加泥漿重度之外，提高泥漿液面也能達(dá)到這一效果。圖4為泥漿液面提高后槽壁泥漿壓力的分布示意，此時(shí)槽壁單元土體水平方向有γsh(h為泥漿液面超出地下水位的高度)的增量，而豎直方向應(yīng)力狀態(tài)不變，于是可得到：

(14)

(15)

超高泥漿壓力增量；無超高泥漿壓力。圖4 超高泥漿液面高度時(shí)泥漿壓力分布Fig.4 Slurry pressure at an ultra-high slurry level

由式(14)可得：當(dāng)提高泥漿液面后，基本穩(wěn)定系數(shù)Fs1與槽壁深度z密切相關(guān)，取γ′=9 kN/m3，γs=11 kN/m3，γw=9.8 kN/m3，得到基本穩(wěn)定系數(shù)相對增量隨槽壁深度變化規(guī)律如圖5所示。分析圖5可得：提高泥漿液面對淺層土體的影響遠(yuǎn)大于深層土體，在z=2h處，基本穩(wěn)定系數(shù)提高了4.7倍，z=4h處為1.9倍，z=8h處為1.3倍。可見，提高泥漿液面總體效果大于增大泥漿重度。實(shí)際施工中通常要求泥漿液面必須高出地下水位0.5 m以上。

3.2 時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)Fs2

對于時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)Fs2，由于Δu=(γs-γw)z-K0(γ′z+Kcq)<0，式(13)又可表示為：

(16)

由式(16)得出：時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)Fs2的實(shí)質(zhì)是槽深范圍內(nèi)土體側(cè)向卸荷引起負(fù)的孔隙水壓力，當(dāng)負(fù)孔隙水壓力Δu隨時(shí)間慢慢消散，槽壁穩(wěn)定性便逐漸減小。Δu不僅受泥漿重度影響，而且與土體孔隙水壓力系數(shù)A、靜止土壓力系數(shù)K0及地面超載q密切相關(guān)。假設(shè)槽壁土體為正常固結(jié)土，取孔隙水壓力系數(shù)A=0.75，土體有效內(nèi)摩擦角φ′=25°，則靜止土壓力系數(shù)K0=0.58，此外同樣取γ′=9 kN/m3、γs=11 kN/m3、γw=9.8 kN/m3，此時(shí)時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)Fs2可表示為：

泥漿液面無超高時(shí)：

Fs2=0.02Kcq/z+0.11

(17)

泥漿液面超高時(shí)：

(18)

m=l/b

n=z/b

式中：Kc為附加應(yīng)力系數(shù)[15]；l為矩形荷載長邊；b為矩形荷載短邊；z為槽壁深度。

圖關(guān)系曲線Fig.5 Relations between and z/h

以圖6所示槽壁土體破壞模式為例，計(jì)算得到滑動(dòng)體寬度B為：

圖6 槽壁土體破壞模式Fig.6 The failure mode of the trench

B=Hcrcotθ

(19)

將Hcr=Lsinθ/(2tanφ′)[16]代入式(19)并整理得：

(20)

以長為6 m的單幅槽段為例，依據(jù)塑性極限破壞理論取破裂角θ=45°+φ′/2，由式(20)可得其矩形荷載施加范圍為6.00 m×3.46 m。取地面超載q=75 kPa，得到槽壁中點(diǎn)及兩端土體單元時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)Fs2隨槽壁深度z的變化曲線如圖7所示。

— h=0 m,槽壁端點(diǎn)；— h=0 m,槽壁中點(diǎn)；----- h=0.5 m,槽壁端點(diǎn)；----- h=0.5 m,槽壁中點(diǎn)。圖7 Fs2-z關(guān)系曲線Fig.7 Relations between Fs2 and z

由圖7可得：槽壁中點(diǎn)及兩端土體單元時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)Fs2隨槽壁深度z的變化規(guī)律相同，即隨槽壁深度的增大不斷減小至趨于定值，并且成槽對淺層土體的擾動(dòng)程度在時(shí)空效應(yīng)方面要大于深層土體，進(jìn)一步對比分析發(fā)現(xiàn)，泥漿液面超高對時(shí)空穩(wěn)定系數(shù)的影響隨槽壁深度的增大逐漸削弱。此外，超載條件下槽壁中點(diǎn)處的淺層土體相較于槽段端部更容易受成槽施工的影響。

3.3 槽壁穩(wěn)定時(shí)空效應(yīng)分析

將式(16)、(15)相比得：

(21)

— h=0 m,槽壁端點(diǎn)；— h=0 m,槽壁中點(diǎn)；----- h=0.5 m,槽壁端點(diǎn)；----- h=0.5 m,槽壁中點(diǎn)。圖關(guān)系曲線Fig.8 Relations between and z

上述分析都是建立在無黏性土的基礎(chǔ)之上，對于黏性土而言，槽壁開挖瞬時(shí)土體單元應(yīng)力狀態(tài)如圖9所示，此時(shí)槽壁穩(wěn)定安全系數(shù)Fs可表示為：

圖9 槽段開挖瞬時(shí)黏性土體單元應(yīng)力狀態(tài)Fig.9 The stress state of viscous soil element at the moment of trenching

Fs=sinφ′/sinθ=Fs1+Fs2+Fs3=

(22)

其中，F(xiàn)s1和Fs2同式(12)、(13)。Fs3由黏聚力產(chǎn)生，其表達(dá)式如下：

(23)

式中：c′為有效應(yīng)力狀態(tài)下的黏聚力。

(24)

4 槽壁穩(wěn)定性時(shí)空效應(yīng)實(shí)踐驗(yàn)證

4.1 工程背景

西安地鐵鐘樓站為西安地鐵二、六號線換乘車站，車站位于東大街與北大街交匯口處，沿東大街東西向敷設(shè)。車站主體全長約為247.5 m，整體形狀較為異形，基坑深度為27.10～30.15 m，寬度約為27.5～40.3 m，平面示意見圖10。車站主體采用半蓋挖順作法施工，支護(hù)體系由1 000 mm厚地下連續(xù)墻+四道水平支撐+立柱樁臨時(shí)支撐組成。

圖10 基坑及試驗(yàn)槽段平面示意 mFig.10 The schematic plan of the deep excavation and test trenches

4.2 監(jiān)測方案

綜合考慮成槽深度以及現(xiàn)場施工條件，以車站標(biāo)準(zhǔn)段南側(cè)3幅較深槽段ALQ33、ALQ26和BLQ31作為研究對象進(jìn)行全程監(jiān)測，各試驗(yàn)槽段平面位置如圖10。以槽段ALQ33為例，單幅槽段具體監(jiān)測方案如圖11所示，監(jiān)測的主要內(nèi)容包括：土體水平位移、地表沉降以及土壓力分布。測斜管A-E和A-M分別布置在槽段端部和中部，距槽壁垂直距離均為60 mm，深度為30 m；為避開人防工程，土壓力測孔S-E和S-M同樣布置在離槽壁垂直距離為60 mm的端部和中部，沿槽段長度方向與測斜管位置平齊，深度方向每隔5 m埋設(shè)一個(gè)土壓力盒，測孔總深度為40 m；地表沉降監(jiān)測點(diǎn)同樣在槽段端部和中部沿槽段寬度方向不等距各布置1組，編號為D-E(1～3)和D-M(1～3)，離槽壁垂直距離依次為1,3,5 m。

4.3 結(jié)果分析

1)土體側(cè)向位移。圖12所示為測孔B-E和B-M在地連墻施工各階段引起土體側(cè)向位移的變化情況(正值表示土體向槽內(nèi)變形)，可以看出:成槽階段土體整體向槽內(nèi)方向變形并且側(cè)向位移隨深度呈不斷減小的趨勢，測孔B-E和B-M最大位移分別為10.79，12.46 mm，均發(fā)生在地表左右；混凝土澆筑階段，在混凝土側(cè)向應(yīng)力補(bǔ)償作用下，土體被擠壓向槽外方向變形，此時(shí)測孔B-E和B-M最大位移分別為-8.81,-9.64 mm，位移最大值均發(fā)生在孔深10.50 m；混凝土硬化階段，由于側(cè)向澆筑壓力消散，土體進(jìn)一步向槽內(nèi)方向變形但變化較小，此階段土體最大側(cè)向位移增量分別為4.26，5.21 mm。

a—B-E測孔；b—B-M測孔。— 成槽；— 混凝土澆筑；— 混凝土硬化。圖12 地下連續(xù)墻施工全過程土體側(cè)向變形Fig.12 Lateral deformation of the earth under construction of the diaphragm wall

從單幅地連墻施工全過程來看，成槽階段土體向槽內(nèi)方向變形最大，即是槽壁最危險(xiǎn)的階段，進(jìn)一步對比成槽階段兩個(gè)測孔發(fā)現(xiàn):測孔B-M土體側(cè)向位移整體大于B-E，且主要發(fā)生在孔深10 m范圍內(nèi)，表明土體側(cè)向變形在淺層出現(xiàn)了較為明顯的空間效應(yīng)。因此在成槽時(shí)，應(yīng)避免開挖槽段周圍堆載，特別是槽段中部區(qū)域。此外，成槽后應(yīng)盡量減小施工間歇，及時(shí)吊裝鋼筋籠和澆筑混凝土，確保槽壁穩(wěn)定。

2)地表沉降。圖13所示為槽段ALQ33和ALQ26施工全過程4組地表沉降監(jiān)測點(diǎn)的變化規(guī)律,其監(jiān)測布點(diǎn)位置相同。從中可以看出:地表沉降隨地連墻施工不斷累積并逐漸趨于定值;槽段ALQ33和ALQ26施工完成后最大地表沉降分別為13.19，17.41 mm，發(fā)生位置為ALQ33段和ALQ26段的D-M1和D-M1位置測點(diǎn)處。從垂直槽段方向來看，地表沉降隨離槽壁距離的增大而減小；從平行槽段方向來看，槽段ALQ33施工時(shí)地表沉降表現(xiàn)出了一定的空間效應(yīng)，槽段中部地表沉降相較于端部偏大。而槽段ALQ26施工時(shí)中部和端部的地表沉降大致相等且沉降量較大，并未表現(xiàn)出空間效應(yīng)，可能是因?yàn)椴鄱蜛LQ26周圍施工荷載集中，施工機(jī)械來回行走對地表沉降產(chǎn)生了較大的影響。

a—ALQ33段；b—ALQ26段?！?D-E1;— D-E2;— D-E3;— D-M1; — D-M2;— D-M3。圖13 地下連續(xù)墻施工全過程地表沉降Fig.13 The subsidence under construction of the diaphragm wall

a—S-E1測孔;b—S-M1測孔。圖14 地下連續(xù)墻施工全過程土壓力分布Fig.14 Evolution of earth pressure under construction of the diaphragm wall

3)土壓力分布。圖14所示為測孔S-E1及S-M1在地連墻施工各階段槽段外土壓力分布情況，分析地下連續(xù)墻施工全過程地表下5，25 m深度處土壓力變化發(fā)現(xiàn)，測孔S-E1成槽階段5，25 m深度處土壓力分別減小至初始應(yīng)力的 92.31%和98.43%；混凝土澆筑階段5，25 m深度處土壓力分別增大至初始應(yīng)力的123.38%和100.22%；混凝土硬化階段5，25 m深度處土壓力分別為初始應(yīng)力的114.58%和99.77%。測孔S-M1土壓力變化規(guī)律與S-E1相同，但相同深度處土壓力變化幅度較大，成槽階段兩個(gè)深度處的土壓力分別為初始應(yīng)力的85.12%和101.04%；混凝土澆筑階段分別為139.19%和102.82%；混凝土硬化階段分別為130.58%和102.37%。一方面說明地下連續(xù)墻施工對淺層土體擾動(dòng)較大，另一方面說明空間效應(yīng)對土壓力的分布有一定程度的影響。

5 結(jié)束語

1)地下連續(xù)墻成槽施工應(yīng)盡量減小施工間歇，充分利用時(shí)效作用，在成槽完成后盡快吊裝鋼筋籠和澆筑混凝土，確保槽壁穩(wěn)定安全。

2)增大泥漿重度可以提高槽壁穩(wěn)定性，但相較于提高泥漿液面高度效果有限。提高泥漿液面高度對槽壁淺層土體穩(wěn)定性影響顯著，因此周圍環(huán)境復(fù)雜時(shí)應(yīng)根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際情況充分考慮泥漿液面超高的有利作用。

3)通過理論分析和現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)得出：成槽階段槽壁中部處的淺層土體相較于端部更容易受到施工擾動(dòng)，從而影響槽壁穩(wěn)定;在成槽過程中應(yīng)避免開挖槽段周圍堆載及重車走動(dòng)，可以減小槽壁中部變形以及延緩時(shí)效作用降低的速率。