地连墙成槽施工对周边环境的影响及控制

唐寅伟， 刘 维， 史培新， 唐 强， 陈秀鸣

(1. 苏州大学 轨道交通学院， 江苏 苏州 215000； 2. 苏州轨道交通集团有限公司， 江苏 苏州 215000)

近年来，刚度大、整体性强、防渗性和耐久性可靠的地下连续墙在地下空间开发过程中的应用越来越广泛.在软土地层为主的地区，地下连续墙是深基坑工程常用的围护手段之一[1].许多单幅地下连续墙连接成整体地下连续墙.单幅地连墙施工大致包括成槽、吊放钢筋笼和灌注水下混凝土等3个主要阶段.如此循环往复施工，可在地下形成一道连续的钢筋混凝土墙壁，具有防渗、挡水和承重等作用.在地连墙施工过程中，周围土体在扰动下经历了复杂的应力释放与补偿过程，继而产生一定的地层变形[2].地连墙成槽过程中，如控制不当，周边地表沉降明显，严重时可达到后期总沉降量的30%～50%[3]，甚至造成地面塌陷，影响附近建筑物的安全.因此，加强对地连墙成槽施工阶段的地层变形控制显得尤为必要.在地下连续墙成槽施工期间，可采用限制周边荷载、选择合适的导墙等措施加强槽壁的稳定性，控制地层变形[4].根据工程经验，在维持槽壁稳定的外力中，泥浆产生的静液压力占到75%～90%，控制泥浆性能可以有效地限制地层变形.刘国彬等[5]探讨了超载情况下的槽壁稳定措施，发现工程中利用树根桩形成土拱、用以屏蔽附加荷载所产生的水平应力的措施，对地层变形控制起到了一定的作用.周松等[6]的模拟研究结果表明，降水能有效提高地下连续墙槽壁稳定性，合理确定深井降水深度和降水时间，有效控制和减小对周围环境的影响.然而，已有的研究中对实际工程中的地层变形控制措施及效果评价较少.

为此，笔者以苏州地铁5号线某车站地下连续墙工程为依托，针对地连墙施工对临近建筑物的扰动问题，采用理论研究和现场监测相结合的办法对施工过程中地层稳定和变形规律进行研究，并根据研究结果对实际工程中的地层变形控制措施及效果进行评价，为苏州地区类似地层地连墙施工提供参考.

1 工程概况

苏州地铁5号线某车站平面布置如图1所示.工程地质条件如图2所示.基坑东西长104.0 m，南北长24.0 m，基坑采用地下连续墙作为围护结构，地连墙深48.0 m，槽宽4.5～6.0 m，地连墙厚1.5 m，采用工字钢接头，选取其中一段地连墙作为监测研究对象.周边建筑基础深度与桩基深度共计为11.0 m.

图1 基坑平面示意图(单位： m)

图2 工程地质条件(单位： m)

土层参数如表1所示.土层具有压缩性大、灵敏性高和抗剪强度低等特点，因此容易受施工扰动.微承压水赋存于粉土夹粉砂土中，赋水性中等，其补给来源为大气降水、地表水及上部潜水垂直入渗.承压水主要赋存于深部的粉砂夹粉土中，赋水性中等，具有相对较好的封闭条件，其补给来源为其上部松散层渗入、微承压水层联通补给、越流及地下径流.地连墙成槽施工贯穿土层①至土层⑦，地连墙底部位于土层⑧(粉质黏土)中.

表1 土层参数表

2 施工方案优化

地下连续墙施工是用专门的成槽机械沿着导墙方向，在泥浆护壁的条件下分段成槽，然后在槽内沉放钢筋笼，并灌注水下混凝土.在地连墙施工过程中，成槽阶段对土体扰动最大，施工风险也最大.因此，对地连墙成槽阶段的地层变形控制显得尤为重要，施工中可以从槽段划分、导墙、泥浆和施工设备等方面进行施工方案优化.

2.1 槽段划分

槽段长度划分对地连墙成槽施工有一定的影响.如槽段太长，土拱效应发挥不明显，成槽开挖引起的地层变形会增大；如槽段过短，增多了槽段的接头数量，降低了地下连续墙的整体性.现场根据设计图纸将地连墙分幅，单元槽段的长度为4.5～6.0 m，以便充分发挥土拱效应，并保证了地连墙的整体性.在现场,间隔施工地连墙槽段，从而进一步发挥土拱效应，减少成槽开挖所引起的地层变形.

2.2 导 墙

在地下连续墙施工前应先浇筑导墙.导墙一方面对成槽有一个导向作用，便于成槽机械的定位和施工，另一方面也可以防止泥浆流失，起到储存泥浆的作用，具有维持泥浆液面、防止槽口坍塌等作用[4,7-8].本基坑地连墙导墙采用『形整体式钢筋混凝土结构.内墙面之间净宽比连续墙设计厚度大0.05 m，墙厚0.20 m，墙顶宽1.00 m，导墙深度为1.60～2.00 m.导墙结构示意图如图3所示.

图3 导墙结构示意图

DG/TJ 08-2073—2016《地下连续墙施工规程》要求导墙顶面高出地面0.1 m[4]，现场导墙顶面比地面高0.2 m，这样有利于更好地控制泥浆液面，提高了地层的稳定性.墙体采用较高强度的C30钢筋混凝土，混凝土结构可以充分利用其刚度来扩散地面荷载，从而进一步控制浅层土体变形.

2.3 泥浆配置

泥浆作用主要以固壁为主，同时还具有携砂、冷却和润滑的作用.膨润土泥浆可以悬浮部分开挖土颗粒，减少槽底浮泥，因而可以增加泥浆的重度[9]，有利于提高开挖的稳定性.当泥浆向周围土体入渗，土颗粒间的孔隙被黏土颗粒封堵后，很快就可以在槽壁上形成一层类似于不透水薄膜的泥皮，以保证泥浆的静液压力作用于开挖槽壁上，抵抗槽壁周围地基土体的土压力和水压力.图4为泥膜形成示意图.

图4 泥膜形成示意图

现场配置的泥浆中主要材料为膨润土，并配以纯碱.现场配置的泥浆重度为10.5 kN·m-3，黏度为25 Pa·s，含砂率小于3%，pH值大于8.采用25 Pa·s黏度和含砂率小于3%的泥浆，旨在防止土层③(粉土夹粉砂层)坍塌，从而可以有效控制地层变形.

2.4 施工设备及成槽效率

地下连续墙的成槽施工多采用液压抓斗成槽机.液压抓斗成槽机适用于较松软土层，具有结构简单、易于操作、施工速度快和成本低等优点.依据本工程地质条件和成槽要求，采用上海金泰SG60液压抓斗成槽机，拥有走动就变装置和先进的测量系统.机身质量为85 t，高度为15.9 m，开斗宽度为2.5 m，提升力为600 kN.图5为金泰SG60液压抓斗成槽机.

图5 金泰SG60液压抓斗成槽机

SG60液压抓斗成槽机的现场单幅槽段成槽施工时间约为10 h.开挖时间如果过长，泥浆会发生絮凝和沉淀，泥浆的重度会减小，从而影响开挖的稳定性，引起地层变形.选择成槽效率高的成槽机可以有效地规避这一问题.

3 地连墙槽壁稳定性分析

3.1 槽壁稳定机理

地连墙成槽施工过程中，槽内泥浆的静液压力作用于槽壁上，用以抵抗槽外的土压与水压.由于应力释放、泥浆液面降低、地层土质不同等原因，会造成支护力不足，引起槽壁失稳.本节中采用张厚美等[7]提出的计算模型，利用抛物线法与半圆柱法，对槽壁稳定性进行分析.图6为破坏体计算模型[7].图7为破坏体受力分析图,其中N为滑动面正压力，A、B、C和D为破坏体上的点.

图6 破坏体计算模型

图7 破坏体受力分析图

图6中的计算模型破坏体为三维的半圆柱模型.根据该破坏体计算模型得到稳定性安全系数公式：

(1)

式中：W为滑动体自重压力；P为地面超载；Δp为泥浆和地下水的合压力；Ps为滑动面抗剪力；Pf为侧面黏聚力合力.其计算公式分别为

(2)

(3)

Pf=(2dh-d2tanα)Fe，

(4)

(5)

式中：l为槽段长度；d为滑动体厚度；h为滑动体高度；hz为水位到槽底的高度；hc为泥浆液面到槽底的高度；α为滑动面与水平面的夹角；γ为土的重度；γw为地下水的重度；γs为泥浆重度；φ为摩擦角；Fe为土的黏聚力.

该三维破坏模型从多个条件分析受力最不利情况，对槽壁失稳进行评价.通过改变破坏体高度、厚度与滑动角的组合来搜索最不利情况，从而得到最小稳定性安全系数.

3.2 槽壁稳定理论分析

在上述研究的基础上，改变地下连续墙槽段长度、土体摩擦角以及泥浆液面与水面高差，对地下连续墙槽壁稳定性影响进行分析.改变槽段长度，槽壁稳定性安全系数变化如图8所示，其破坏体变化如图9所示.

图8 槽长对稳定性安全系数的影响

图9 槽长对破坏体影响

由图8-9可知：当槽长从4 m增加至8 m的过程中，安全系数不断减小；槽长相同时，泥浆重度越大，安全系数也越大.这一方面表明现场泥浆配置需合理，合适的泥浆重度可以保证成槽的稳定性；另一方面也表明合理划分槽段长度对控制土体变形有一定的积极影响，既可以避免槽长过短给施工造成不便，也可以充分保证成槽的稳定性，对现场地层变形控制起到有益作用.

改变土体内摩擦角φ，槽壁稳定性安全系数随槽长变化曲线如图10所示，其破坏体高度和滑动角随内摩擦角变化曲线如图11所示.由图10-11可知：当土体内摩擦角从0°增加至40°的过程中，安全系数不断增大，这表明现场土层条件对稳定性有一定的影响；土体内摩擦角相同时，泥浆重度越大，安全系数也越大.由此说明泥浆重度越大，泥浆护壁效果越好，能够更好地控制地层变形.

图10 内摩擦角对稳定性安全系数的影响

图11 内摩擦角对破坏体影响

改变泥浆液面与水面高差，地下连续墙槽壁稳定性安全系数变化如图12所示，其破坏体变化如图13所示.由图12-13可知：当泥浆液面与水面高差从0 m增加至2 m时，安全系数不断增大；当泥浆液面与水面高差相同时，泥浆重度越大，安全系数也越大.这一方面表明现场泥浆配置需符合现场要求，可以有效保证了成槽的稳定性；另一方面也表明泥浆液面高度需控制得当，有效地发挥泥浆护壁功能，可以充分保证成槽的稳定性，加强对现场地层变形的控制.

图12 液面高差对稳定性安全系数的影响

图13 液面高差对破坏体影响

将本工程参数代入式(1)，计算得到最小安全系数为1.91，其数值大于1，这表明现场槽壁稳定性较好，所采取的地层变形控制措施起到了一定的积极作用.

4 现场监测研究

采用现场监测的方式对地层变形进行研究，现场对NQ- 43地连墙(北侧43号地连墙)展开监测，监测内容包括土体水平位移、地表沉降、建筑沉降与建筑倾斜.

4.1 现场监测方案

监测方案布置如图14所示.以NQ- 43为监测对象，其地下连续墙长度皆为4.5 m，槽宽1.5 m.土体水平位移观测点布置在槽段北侧，距离槽段0.4 m，深度为50.0 m；S-1、S-2、S-3和S- 4分别为4个地表沉降观测点，它们沿着垂直于槽段方向不等距布置，最远观测点S- 4距槽段14.0 m.建筑物距离地连墙2.2 m，B-1和B-2为建筑沉降观测点.C-1为土体水平位移观测点.

图14 监测方案布置示意图(单位：m)

4.2 监测结果与分析

土体水平位移与槽深关系曲线如图15所示.

图15 土体水平位移与槽深关系曲线

由图15可知： NQ- 43成槽开挖过程中土体水平位移变化最为明显；土层深度/槽深≤0.20时，浅层土体发生了明显水平位移，且水平位移随着深度增加逐渐减小，最大值发生在地表；土层深度/槽深>0.20时，土体水平位移较小.在混凝土浇筑阶段，混凝土对槽壁有挤压作用，土体水平位移减小.在混凝土硬化阶段，土体水平位移发生小幅增长，并趋于稳定.

与以往研究对比发现，当土层深度/槽深>0.15时，土体水平位移实测值小于文献[10]的下边界；当土层深度/槽深≤0.15 时，土体水平位移位于文献[10]的上、下边界之间.这表明在该地连墙成槽施工中，深层土体受到扰动较小，浅层土体受一定程度扰动，且引起地层变形，变形程度在控制范围内，这说明成槽过程中采用的地层控制措施产生了一定的积极作用.

地表沉降与距离槽段长度关系曲线如图16所示.由图16可知：NQ- 43成槽开挖过程中，地表沉降变化最为明显；当距离槽段长度≤20 m时，随着距离槽段长度的增加，地表沉降迅速减小；当距离槽段长度>20 m时，地表沉降趋近为0.这表明地连墙成槽施工对地表沉降的影响范围是有限的.在混凝土浇筑与硬化阶段，沉降变化较小，并趋于稳定.

图16 地表累计沉降与距离槽段长度关系曲线

与以往研究对比发现，现场地表累积沉降均在文献[10]建议曲线之内.这表明地连墙成槽开挖过程中，土体受扰动所产生的地层变形在控制范围内，采取的地层控制措施在一定程度上有效地抑制了土体位移和地层变形.

与地表沉降相比，在整个施工过程中建筑沉降均非常小，这主要是由于建筑物采用桩基础，桩基础持力层沉降较小，使得建筑物沉降相应较小.另外建筑物结构刚度对沉降控制也起到了积极作用.

NQ- 43成槽结束后，建筑倾斜率约为0.09%.随着浇筑混凝土施工的继续，建筑倾斜继续小幅增大，建筑倾斜率达到0.12%.混凝土硬化后，建筑倾斜趋近于稳定，建筑倾斜率达到0.13%.按照国家建筑规范的相关规定[14]，该建筑倾斜率明显小于允许值0.4%，这表明建筑物充分发挥了自身的强度和刚度，现场地层变形控制较好.

4.3 超声波成孔检测

超声波成孔检测记录如图17所示.通过观察深红色直线的垂直度和离散程度等指标，发现地连墙成槽垂直度控制较好，槽壁没有发生明显坍塌.总之，地连墙施工整体质量良好，无露缝现象，无质量缺陷，表明地层变形控制措施起到了一定的积极作用，较好地控制了地层变形.

图17 超声波成孔检测记录

5 结 论

1) 以苏州地铁5号线某车站地连墙施工为依托，研究地连墙成槽开挖过程中的施工技术和地层变形控制措施.研究发现：在地表以下，当土层深度/槽深≤0.20时浅层土体受到扰动较大，土体变形明显；土体变形随着深度的增加而迅速减小；深层土体受到扰动较小，土体变形较小.

2) 成槽开挖引起的地层变形均在控制范围内，现场监测结果与理论研究较符合，施工中采取增加导墙刚度、选择合适成槽机械、合理划分槽段、间隔施工地连墙槽段、调整控制泥浆等措施进行地层变形控制，对控制土体变形起到了一定的积极作用.