赵波

（中亿丰建设集团股份有限公司，苏州215000）

0 引言

随着社会经济的快速发展，城市轨道交通事业得到大力发展，进而催生了大量深基坑工程，对此，有大批专业人员从深基坑周边环境、支护和开挖方式等方面对深基坑施工进行了深入研究，如唐敏玲等[1]滇池泥炭土深基坑支护特殊技术与工法研究；李丹梅等[2]基坑形状优化及有限元模型尺寸效应分析；邱明明等[3]地连墙与止水帷幕共同作用下富水砂层深基坑变形性状研究；陈保国等[4]地铁车站复合墙结构体系受力特性；杜建安[5]深大基坑开挖过程中地连墙位移与应力监测研究。但针对各种不利因素下地连墙本身稳定性的研究却很少。

地连墙在施工工程中，除了设计考虑到的各种因素外，还存在很多现场偶然因素的影响，此时，地连墙自稳能力的研究给后续施工和现场应急处置提供理论依据，是对设计和正常施工环节以外不利环境因素叠加状态下特殊环节的有效补充。

1 施工方案概述

1.1 方案综述

金融街站是苏州市轨道交通S1 线工程（唯亭站～花桥站）的第19 座车站，该站为地下两层岛式站台车站，有效站台宽度12m。车站外包总长度为506.85m，标准段结构宽度为20.7m，基坑采用明挖法施工，开挖深度约16.7m。

车站主体基坑采用地下连续墙+内支撑的围护方案，标准段采用800mm 厚地下连续墙，竖向设置5 道支撑，其中第一道支撑为钢筋砼支撑，第二道为φ609*16mm 钢支撑，其余道均为φ800*16mm 钢支撑；端头井段采用800mm 厚地下连续墙，竖向设置5 道支撑+1 道换撑，其中第一道支撑为钢筋砼支撑，第二道为φ800*16mm 钢支撑，其余道均为φ800*20mm 钢支撑。

主要施工步骤为随开挖随支护直至基坑底→拆除第四、五道支撑并施工地下二层站体→拆除第二、三道支撑并施工地下一层站体→拆除第一道支撑→附属工程。

1.2 地连墙处地质情况

金融街站地连墙最大深度为33.5m，向下揭示地层依次为杂填土、粉质黏土、淤泥质土、黏土、粉砂夹粉土等，具体见表1。

表1 地连墙处地层统计表

2 不利环境因素界定

影响深基坑作业的因素众多，本文仅将对地连墙造成影响的相关因素作为研究对象，在设计阶段，设计单位已经考虑了较为全面的影响因素，如基坑的分层开挖、支撑的依次施加、站体结构的施工及相应支撑的拆除、基坑降水及基坑外行车荷载等，并对上述因素影响下的地连墙稳定性进行了详细计算，结构的安全可靠性均能满足设计规范，但对一些极端不利条件或突发的偶然因素对结构的影响却没有充分考虑，这些不利因素主要有以下几个方面：

①实际淤泥质土层厚度偏大，地连墙底部更容易在“软土”地质中发生位移，进而引发地连墙失稳。

②地连墙设计过程中，有一个工况为“拆除第四、五道支撑并施工地下二层站体”，而在施工工程中有可能在拆除第四、五道支撑后不能及时施做底板及相应站体，这就导致地连墙在少了两道支撑+一道底板撑的情况下，依靠自身强度和刚度承担背后主动土压力的状态。

③在“②”状态下，遇到降雨，尤其是暴雨情况下，原有和新增基坑降水措施无法维持原有地下水位（即地下水位上升），这将加剧地连墙失稳与结构破坏的影响，这也是重要不利环境因素之一。

上述三种不利因素是设计阶段不予考虑的，其既包括人为因素，也包括客观因素，而实际施工工程中，三种因素的叠加状态，即是本文要讨论的不利环境因素。同时本文讨论的“自稳性能”包含地连墙位移、地连墙强度刚度和周边土体失稳三个方面。

3 因素不利性论证

根据上节所述，本文分别对三种不利因素进行理论论证。

3.1 淤泥质土层厚度偏大

在地勘阶段，不可能做到连续紧密钻孔，钻孔之间土层分界线为线性拟合线，有可能实际软土厚度大于拟合土层厚度；在设计阶段，为了计算简便，土层厚度采用勘探孔揭示土层厚度的平均值，这样必然存在一部分厚度大于平均值的软土。

根据地质勘探报告和设计图纸，绘制地连墙受到的主动、被动土压力，具体见图1。

图1 地连墙地质剖面及土压力受力图

在不考虑地下水和土体粘聚力的前提下求地连墙反弯点（假设地连墙反弯点在第五层土中）。

主动土压力Pa计算如下：

被动土压力计算如下：

式中：

K 为被动土压力系数；

令 Pa=Pb，得

当淤泥质黏土厚度增加△时，相应的下层土减少△，则将△代入上式进行计算得：

由此可以看出，当软土层厚度越大，反弯点嵌入深度就越大，同时还可以得出主动土压力与被动土压力的合力也就越大。

式中：

q 为主动土压力与被动土压力的合力；

l=h1+……h5为地连墙有效计算长度；

M 与 q 和 l 正相关。

由上式可以看出，当软土层实际厚度比设计采用的厚度大时，q 值和l 值都会增加，进而导致地连墙承受的弯矩增加，对地连墙来说是一种不利因素。

3.2 未及时施做底板及下层结构

当拆除第四、五道支撑后，及时施工地层站体即可达到设计受力状态，具体图2（a），当不能及时施做，地连墙将出现图2（b）受力状态。

图2 地连墙下层站体结构施工前后受力图

根据公式（3），地连墙承受弯矩与跨度和荷载正相关，图 2 中 q 不变，h2＞h1，可以得出 M2＞M1，则不及时施做底板及下层结构对地连墙来说也是一种不利因素。

3.3 强降雨时地下水位上升

按照设计图纸，基坑开挖前采用井点降水将地下水位控制基坑底部以下一定深度，当降雨量比较大时，井点降水无法维持住原有地下水位，水位直至上涨至基坑底部，当水位超过基坑底部时即可以投入大量抽水设备抽水，因此水位可以控制在基坑底部不再上升。

为简化计算，本文只选取水位变化部位的水土进行分析，土层也采用均质土层，则计算受力见图3。

图3 地下水位变化前后地连墙受力简图

水位变化前，地连墙土压力合力：

水位变化后，地连墙土压力合力：

则水位变化前后，地连墙合力变化：

上式可以说明，地下水位上涨时，地连墙受到土压力的合力是增加的，这将导致地连墙反弯点下移，受到弯矩增加，也会导致地连墙向基坑内移。对地连墙来说显然是不利的。

4 不利环境因素下地连墙自稳性能分析

上节从理论上定性地验证了三种因素的不利性，本节将研究地连墙在这三种不利因素共同作用下的自稳性能。

4.1 地连墙位移

地连墙在不利因素叠加作用下，会向基坑内凹曲，其中最大内移出现在基坑底部，其次是地连墙底部，具体位移变形见图4。

图4 地连墙水平位移变形计算云图

由计算可以看出，地连墙在基坑底部内凹9cm 左右，顶部三道支撑位置地连墙变形依次为2cm、3.3cm、5.4cm，底部地连墙变形为9cm 左右。

4.2 地连墙强度

①抗弯计算。

首先采用软件计算地连墙在不利环境因素下的受力弯矩，具体见图5。

图5 地连墙弯矩计算云图

采用软件计算出地连墙在不利环境因素作用下，最大弯矩为1061.4kN.m，要验证钢筋混凝土结构的抗弯强度，还需要进一步计算，计算时选取1m 长地连墙作为对象，其断面结构见图6。

图6 地连墙断面构造图

式中

x 为混凝土受压区高度；

γ0-结构重要性系数，按二级考虑，取γ0=1.0；

Md-弯矩设计值，采用基本组合，组合中只有永久荷载作用，，γG为永久作用分项系数，根据规范，取γG=1.2，SGK为永久作用效应标准值，即为计算所得最大弯矩1061.4kN·m；

h-截面高度，地连墙h=800mm；

②抗剪计算。

由软件计算地连墙在不利环境因素下承受的剪力，具体见图7。

图7 地连墙剪力计算云图

根据计算结果，地连墙承受最大剪力为762.7kN，则地连墙抗剪能力要进一步计算。

式中

α2-预应力提高系数，对钢筋混凝土构件，α2=1.0；

ftd-混凝土抗拉强度设计值，取ftd=1.65MPa；

Vd-剪力设计值，Vd=1.2×762.7=915.2kN；

b-截面宽度，取值1000mm；

h0-纵向受拉钢筋合力点至受压边缘的距离，h0=800-70=730mm；

则 γVd=1.0×915.2=915.2kN 小 于 0.5 ×10-3α2ftdbh0=602.3kN，不满足要求。

4.3 地连墙周边土体失稳

基坑开挖过程，原状土的受力平衡状态被打破，基坑周边土体会出现失稳，这种状况下，土体的失稳本质上是剪切破坏，根据计算结果来看，土体没有发生剪切破坏，富余系数为5.3，具体图8。

图8 基坑内土体失稳计算云图

5 结论

①地连墙在“三种”不利环境因素叠加作用下，地连墙坑底和底部水平位移较大，这将影响站体结构的空间尺寸，所以，在底板不能及时施做时要施加临时支撑体系，阻止其内凹变形。

②“不利因素”下，地连墙抗弯强度满足要求，不会出现折断现象，但抗剪强度不够，剪断处位于第三道支撑位置，因此，在该险情下，第一时间对第三道支撑位置的地连墙进行加固尤为必要。

③“不利因素”下，基坑不会出现失稳坍塌风险，过程中可将精力转移至其他险情方面。

④地连墙在不利环境因素下自稳性能不能满足要求。

⑤本文抛开了理想化施工过程，回归现场实际，通过对不利环境因素影响的理论计算，我们能精确地定位地连墙“危险”点，有针对性地实施抢险措施，大大提高了现场应急处置能力。