邱明明，楊果林，申權(quán)，段君義，張沛然

深厚砂層地下連續(xù)墻槽壁穩(wěn)定性特征及影響因素研究

邱明明1，楊果林2，申權(quán)3，段君義2，張沛然2

(1. 延安大學(xué) 建筑工程學(xué)院，陜西 延安 716000；2. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075；3. 湖南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 株洲 412007)

以深厚富水砂層地連墻成槽施工為研究背景，通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究深厚富水砂層地連墻泥漿槽壁穩(wěn)定性特征及其影響因素。研究結(jié)果表明：泥漿液面波動(dòng)是誘發(fā)深厚富水砂層地連墻槽壁發(fā)生淺層失穩(wěn)的重要原因，其失穩(wěn)區(qū)域?yàn)閷?dǎo)墻頂面下2.0~7.5 m范圍的粉土層和砂性土層；槽壁水平變形沿深度方向呈上大下小的非對(duì)稱“鼓肚”形曲線分布，地表豎向變形沿橫向水平距離呈“勺子”形曲線分布，最大沉降值位置距槽壁水平距離約(0.10~0.15)e(e為成槽深度)，沉降槽寬度約為(1.0~1.5)e；提高泥漿液面高度、降低地下水位、合理設(shè)置槽壁加固體間距均有利于深厚富水砂層地連墻成槽槽壁穩(wěn)定。研究成果可為同類工程地連墻槽壁穩(wěn)定性控制和施工參數(shù)優(yōu)化提供參考。

地下連續(xù)墻；槽壁穩(wěn)定；現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)；數(shù)值模擬；影響因素

隨著城市地下空間開發(fā)利用的深入發(fā)展，地下連續(xù)墻以其整體性強(qiáng)、剛度大、強(qiáng)度高、隔水性能好等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于地下圍護(hù)結(jié)構(gòu)中，而在其成槽施工過程中，控制槽壁穩(wěn)定是成槽順利進(jìn)行和確保地連墻施工質(zhì)量的基礎(chǔ)。但由于復(fù)雜地質(zhì)條件、地下水位、施工工藝、周圍環(huán)境等因素影響，易誘發(fā)槽壁發(fā)生滑塌、縮頸等失穩(wěn)現(xiàn)象，對(duì)地連墻成槽施工安全和周圍環(huán)境極為不利[1?3]。因此，在復(fù)雜的地質(zhì)環(huán)境條件下如何控制槽壁穩(wěn)定是地連墻成槽施工亟待解決的關(guān)鍵技術(shù)問題。目前，針對(duì)地連墻成槽槽壁失穩(wěn)機(jī)制及其穩(wěn)定性分析方法已開展了一定的研究工作，諸多學(xué)者主要采用理論分析法[4]、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)[5?6]、模型試驗(yàn)[7]、數(shù)值模擬[8]等方法從整體穩(wěn)定性和局部穩(wěn)定性方面對(duì)該問題進(jìn)行了解答。DING等[9?10]對(duì)地連墻槽壁穩(wěn)定影響因素、槽壁整體及局部失穩(wěn)機(jī)制、不同施工階段槽壁土體的應(yīng)力路徑進(jìn)行了分析。ZHUO等[7]借助離心模型試驗(yàn)研究了不同類型泥漿對(duì)軟土地層地連墻成槽施工槽壁穩(wěn)定性的影響特征。HAN等[11]采用極限分析方法推導(dǎo)了黏性土層地連墻槽壁整體穩(wěn)定性和局部穩(wěn)定性安全系數(shù)的解析解。王啟云等[12]基于極限平衡理論和強(qiáng)度等效原理，推導(dǎo)了深厚軟弱地層加固槽壁的穩(wěn)定安全系數(shù)計(jì)算公式，對(duì)比分析了槽壁穩(wěn)定性影響參數(shù)，并提出了控制槽壁穩(wěn)定的具體措施?？妶A冰等[13]采用極限分析理論和強(qiáng)度折減法，推導(dǎo)了槽壁局部穩(wěn)定安全系數(shù)和臨界高度計(jì)算公式，并對(duì)其隨泥漿重度和夾層特性參數(shù)變化的影響規(guī)律進(jìn)行了分析。崔根群等[14]建立了地連墻成槽施工槽壁穩(wěn)定極限平衡力學(xué)模型，推導(dǎo)了槽壁穩(wěn)定條件下的泥漿重度計(jì)算公式。朱寧等[2]借助FLAC3D程序建立了三維地連墻成槽施工力學(xué)模型，對(duì)粉土地層地連墻成槽施工對(duì)土體擾動(dòng)變形及周邊建筑物的影響規(guī)律進(jìn)行了分析。綜上所述，針對(duì)深厚富水砂層地質(zhì)條件下地連墻槽壁穩(wěn)定性及其影響因素的研究則少有報(bào)道。鑒于此，本文以某深基坑地連墻工程為研究背景，開展深厚富水砂層地連墻成槽現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究深厚富水砂層地連墻成槽施工槽壁穩(wěn)定性特征，建立考慮滲流作用的地連墻成槽施工數(shù)值分析模型，對(duì)比分析地連墻槽壁穩(wěn)定性影響因素，以期為同類地連墻槽壁穩(wěn)定性控制和施工參數(shù)優(yōu)化提供參考。

1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

1.1 工程概況

某地鐵車站深基坑工程，基坑總長(zhǎng)150.0 m，寬19.5～23.2 m，開挖深度約21.0~23.0 m，覆土厚度約2.5 m?；?xùn)|、西、北側(cè)三面環(huán)江河，水平距約30~300 m，南側(cè)27.0 m處為高層住宅樓，周圍環(huán)境較為復(fù)雜。基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用0.8 m厚地下連續(xù)墻(深度30.0 m)，沿深度方向共設(shè)4道內(nèi)支撐。根據(jù)車站工程地質(zhì)詳勘報(bào)告，場(chǎng)地地層為人工填土(Qml)、第四系全新統(tǒng)沖積層(Q4al)、下部為第三系新余群(Exn)基巖。按其巖性及其工程特性，自上而下依次劃分為：①1雜填土，層厚0.5~1.9 m；②1粉質(zhì)黏土，層厚0.7~2.8 m；②2粉土，層厚1.2~4.6 m；②3細(xì)砂，層厚2.4~7.3 m；②3?1礫砂，層厚1.1~5.8 m；②5粗砂，層厚2.5~7.8 m；②5?1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，層厚0.4 m；②6礫砂，層厚0.6~4.3 m；⑤1強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖，層厚0.7~1.6 m；⑤2中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖，層厚10.0~12.2 m；⑤3微風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖，最大揭露層厚13.2 m，見圖1。基坑開挖深度范圍內(nèi)地下水含量比較豐富，埋深約3.4~9.6 m，主要為賦存于砂礫層中的孔隙潛水，水位變化受降雨和臨近江水影響顯著，水位年變幅1.0～3.0 m。

單位：m

1.2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

地連墻試驗(yàn)槽段幅長(zhǎng)6.8 m，寬0.8 m，深30.0 m，采用SG60型全液壓成槽機(jī)連續(xù)施工成槽，見圖1(a)。試驗(yàn)段土層自上而下依次為0.7 m路面層、0.5 m雜填土層、2.8 m粉質(zhì)黏土層、2.0 m粉土層、7.0 m細(xì)砂層、3.5 m礫砂層、2.0 m粗砂層、1.0m強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖層、11.9 m中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖層及微風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖。導(dǎo)墻為“┐┌”型現(xiàn)澆鋼筋砼結(jié)構(gòu)，厚度0.3 m，深度2.0 m，見圖1(b)。試驗(yàn)?zāi)酀{采用高品質(zhì)膨潤(rùn)土、純堿、羧甲基鈉纖維(CMC)和自來水為原材料混合配制而成，制備的新鮮泥漿性能指標(biāo)為：黏度26.0 s，比重1.18 g/cm3，pH值9.0，含砂量1.5%，失水量8.5 mL/30 min。在成槽試驗(yàn)過程中，泥漿液面保持高出地下水位1.0 m以上，泥漿液面距導(dǎo)墻頂面距離的變化范圍控制在0.3～1.0 m，且暫停施工時(shí)泥漿面不低于導(dǎo)墻頂面下0.3 m；現(xiàn)場(chǎng)抓斗提升速度控制在5~10 m/min，并根據(jù)泥漿液面變化及時(shí)向槽內(nèi)補(bǔ)充泥漿以保證泥漿液面保持穩(wěn)定；成槽過程中對(duì)上部土層和下部巖層深度范圍內(nèi)的泥漿分別間隔1.0 h和2.0 h取樣測(cè)試其性能指標(biāo)變化。同時(shí)，在試驗(yàn)過程中跟蹤監(jiān)測(cè)泥漿液面位置的動(dòng)態(tài)變化，采用超聲波檢測(cè)儀對(duì)槽壁穩(wěn)定狀態(tài)進(jìn)行跟蹤監(jiān)測(cè)，并詳細(xì)記錄試驗(yàn)現(xiàn)象和監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)。

1.3 測(cè)試結(jié)果與分析

圖2為地連墻成槽試驗(yàn)中泥漿參數(shù)隨時(shí)間變化特征。由圖2可知，隨著成槽深度的增加，槽內(nèi)泥漿含砂量先稍有增加而后逐漸趨于穩(wěn)定，其值約為5.5%，泥漿黏度和比重基本保持穩(wěn)定狀態(tài)；當(dāng)槽壁出現(xiàn)局部失穩(wěn)后，槽內(nèi)泥漿液面持續(xù)下降，在46 h和62 h時(shí)分別向槽內(nèi)回灌泥漿，但泥漿液面仍繼續(xù)下降，其下降速率呈先增大而后逐漸減小趨勢(shì)，泥漿液面累計(jì)下降量為2.1 m；在槽壁失穩(wěn)過程中，槽內(nèi)泥漿黏度出現(xiàn)小幅波動(dòng)，但泥漿黏度和比重未出現(xiàn)明顯變化?，F(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)表明，在成槽試驗(yàn)深度21.5 m范圍內(nèi)，槽壁未出現(xiàn)滑塌現(xiàn)象，泥漿液面基本保持平衡；當(dāng)成槽試驗(yàn)深度超過21.5 m后發(fā)現(xiàn)槽內(nèi)泥漿液面開始出現(xiàn)較大波動(dòng)(初始泥漿液面位于導(dǎo)墻頂面下0.5 m)，在導(dǎo)墻下槽壁出現(xiàn)局部滑塌，且局部滑塌區(qū)域隨泥漿液面下降逐漸擴(kuò)大；通過對(duì)失穩(wěn)槽壁取土樣發(fā)現(xiàn)，在槽壁已形成的泥膜厚度約為2.0～3.0 mm，見圖3。

(a) 成槽泥漿深度；(b) 泥漿液面變化；(c) 泥漿性能參數(shù)

圖4為成槽試驗(yàn)段槽壁穩(wěn)定超聲波現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果。由圖4可知，當(dāng)槽內(nèi)泥漿液面發(fā)生波動(dòng)后，槽壁超聲波檢測(cè)結(jié)果表明，在導(dǎo)墻頂面下2.0～5.0 m范圍的粉質(zhì)黏土和粉土層出現(xiàn)局部滑塌，即表現(xiàn)為淺層失穩(wěn)現(xiàn)象，見圖4(a)；當(dāng)槽壁出現(xiàn)局部滑塌48 h后，槽內(nèi)滑塌范圍擴(kuò)大至導(dǎo)墻頂面下2.0～7.5 m范圍的粉質(zhì)黏土、粉土和細(xì)砂層，在槽壁外側(cè)形成長(zhǎng)5.0 m×寬1.5 m×深5.0 m的凹槽，見圖4(b)。槽壁發(fā)生滑塌的主要原因有：滑塌范圍內(nèi)的土體穩(wěn)定性較差，且各土層分界面處為薄弱帶，易受施工振動(dòng)、泥漿參數(shù)和地下水位變化等因素影響；地連墻深度范圍內(nèi)存在深厚砂性土層，易造成泥漿流失和影響泥膜形成質(zhì)量，且基坑三面緊鄰江河，地下水位易受臨近江河、降雨環(huán)境等因素影響發(fā)生較大波動(dòng)，對(duì)地連墻槽壁穩(wěn)定極為不利；槽內(nèi)泥漿液面出現(xiàn)大幅波動(dòng)和槽壁滑塌后，暫停成槽試驗(yàn)且未對(duì)槽壁采取任何加固措施，導(dǎo)致滑塌范圍繼續(xù)發(fā)展。因此，建議在地連墻成槽施工過程中嚴(yán)格控制泥漿參數(shù)，跟蹤監(jiān)測(cè)地下水位變化，并對(duì)槽壁兩側(cè)采用水泥土攪拌樁墻等措施進(jìn)行預(yù)加固處理。

(a) 泥漿液面下降；(b) 槽壁局部滑塌；(c) 槽壁泥膜厚度

(a) 測(cè)試1；(b) 測(cè)試2

2 數(shù)值模擬

2.1 計(jì)算模型及材料參數(shù)

結(jié)合上述地連墻成槽試驗(yàn)段實(shí)際，槽寬0.8 m，深度30.0 m。根據(jù)場(chǎng)地巖土勘察報(bào)告，將槽段深度范圍簡(jiǎn)化為黏性土、砂性土和風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖3類均勻分布的土層，各土層計(jì)算參數(shù)取加權(quán)平均值，見表1。采用有限元軟件PLAXIS2D建立地連墻成槽施工滲流與變形數(shù)值模型進(jìn)行槽壁穩(wěn)定性特征對(duì)比分析?？紤]地層的無限性及施工擾動(dòng)影響范圍，以地連墻橫斷面方向?yàn)檩S，左右邊界距地連墻中心30.0 m，側(cè)面位移邊界限制水平移動(dòng)；以地連墻深度方向?yàn)檩S，上邊界為地表，下邊界取36.0 m，地表為自由邊界，底部固定邊界限制水平移動(dòng)和垂直移動(dòng)?？紤]模型的對(duì)稱性后取1/2模型進(jìn)行計(jì)算，建立的數(shù)值計(jì)算模型尺寸寬()×高()為30.0 m×36.0 m，模型共劃分1 717個(gè)單元，14 067個(gè)節(jié)點(diǎn)，如圖5所示。

在數(shù)值模擬計(jì)算中，施工場(chǎng)地地表鋪設(shè)20 cm厚C25鋼筋砼結(jié)構(gòu)層，地面超載取40.0 kPa，地下水位位于地表下4.5 m。地連墻槽內(nèi)初始泥漿液面位于導(dǎo)墻頂面下0.5 m，泥漿重度取12.0 kN/m3，成槽后即在槽壁施加線性分布荷載模擬靜水泥漿壓力。巖土體材料按均質(zhì)彈塑性考慮，采用能較好描述土體破壞應(yīng)力狀態(tài)的莫爾?庫侖屈服準(zhǔn)則[15](見式(1))，利用增量理論計(jì)算；導(dǎo)墻、場(chǎng)地混凝土結(jié)構(gòu)層采用線彈性模型，其計(jì)算參數(shù)見詳見表1。

式中：；c為黏聚力；φ為內(nèi)摩擦角。

表1 各材料主要物理力學(xué)參數(shù)

2.2 計(jì)算結(jié)果對(duì)比與分析

圖6為考慮滲流作用下地連墻成槽施工土體變形分布曲線。由圖可知，隨著成槽深度增加，槽壁土體逐漸向槽段內(nèi)移動(dòng)，槽壁水平變形敏感區(qū)域主要發(fā)生在2.0~12.0 m，最大值約為?29.35 mm，其位置距導(dǎo)墻頂面下5.5 m；在18.5~30.0 m深度范圍內(nèi)(風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖層)槽壁土體向槽段外發(fā)生微小水平移動(dòng)，其值約為?3.0 mm，見圖6(a)。主要原因?yàn)椴鄱紊疃确秶鷥?nèi)上部為松軟黏土和砂土層，下部為風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖層，且槽壁泥漿壓力略小于側(cè)向土壓力，即槽壁水平變形隨深度呈現(xiàn)上大下小的非對(duì)稱“鼓肚”形曲線分布。地表豎向變形隨成槽深度增加表現(xiàn)為沉降，沿橫向水平距離呈“勺子”形曲線分布，沉降槽寬度約為(1.0~1.5)e(e為成槽深度)，最大值約為?28.90 mm，其位置距槽壁水平距離約為(0.10~0.15)e；根據(jù)地表豎向變形曲線分布特征，沉降槽影響區(qū)域可分為顯著影響區(qū)、過渡影響區(qū)和輕微影響區(qū)，即距槽壁水平距離(0.2~0.4)e范圍為顯著影響區(qū)，(0.4~0.8)e范圍為過渡影響區(qū)，超過0.8e范圍為輕微影響區(qū)，見圖6(b)。

(a) 槽壁水平變形；(b) 地表豎向變形

考慮地連墻成槽試驗(yàn)深度e=?21.5 m時(shí)泥漿滲漏導(dǎo)致槽壁局部失穩(wěn)情況，取變化后的泥漿液面H=?2.5 m。地連墻槽壁兩側(cè)采用Φ850 mm@600 mm三軸水泥土攪拌樁加固(深度20.0 m)，加固樁體與地連墻間距取L=0.1 m，數(shù)值模擬計(jì)算中將槽壁加固樁等效為厚度D=0.60 m的均勻墻體。設(shè)置4種工況(工況1：不考慮滲流，槽壁未加固；工況2：考慮滲流，槽壁未加固；工況3：考慮滲流，槽壁加固；工況4：考慮滲流，槽壁未加固，泥漿滲漏H=?2.5 m)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算分析，各工況其他條件相同，則不同工況下地連墻成槽施工擾動(dòng)變形對(duì)比如圖7和圖8所示。由圖可知，工況1與工況2相比，考慮滲流作用的地連墻成槽施工擾動(dòng)變形較不考慮滲流作用的大；工況2與工況3相比，地連墻槽壁土體采取加固措施后成槽施工擾動(dòng)影響顯著減小；工況2與工況4相比，泥漿液面下降誘發(fā)槽壁水平變形急劇增加，其變形核心區(qū)域?yàn)?.0~9.0 m，見圖7。4種工況對(duì)應(yīng)的最大槽壁水平變形分別為?26.93，?29.18，?23.78和?96.69 mm，以工況2水平變形值為參照，工況1，3，4分別為工況2的0.92，0.81和3.31倍；4種工況對(duì)應(yīng)的最大地表豎向變形分別為?26.05，?28.17，?22.67和?121.84 mm，以工況2豎向變形值為參照，工況1，3和4分別為工況2的0.92，0.80和4.33倍，見圖8。上述表明，富水砂層的不穩(wěn)定性引起泥漿液面下降，進(jìn)而誘發(fā)槽壁和地表產(chǎn)生過大變形，導(dǎo)致槽壁發(fā)生失穩(wěn)破壞，此結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果(見圖4)相一致，這也是成槽試驗(yàn)中槽壁失穩(wěn)的重要原因之一。同時(shí)，采取槽壁加固措施可有效降低槽壁水平變形和地表豎向變形，對(duì)控制槽壁穩(wěn)定具有積極意義。

(a) 工況1(Ux,max=26.93 mm)；(b) 工況2(Ux,max=29.18 mm)；(c) 工況3(Ux,max=23.78 mm)；(d) 工況4(Ux,max=96.69 mm)

3 影響因素

控制槽壁穩(wěn)定是地連墻順利成槽施工的關(guān)鍵。基于建立的地連墻成槽施工滲流與變形數(shù)值計(jì)算模型，考慮泥漿槽壁土體加固作用，進(jìn)一步分析砂土類型、地下水位、泥漿參數(shù)及槽壁加固參數(shù)變化對(duì)地連墻槽壁穩(wěn)定性的影響特征，為控制地連墻槽壁穩(wěn)定和施工參數(shù)優(yōu)化提供參考。

(a) 槽壁水平變形；(b) 地表豎向變形

3.1 砂土類型變化

考慮不同砂土性質(zhì)對(duì)成槽施工變形的影響，分別取粉砂、細(xì)砂、中砂和粗砂4種典型砂層進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，其參數(shù)變化對(duì)地連墻成槽施工土體變形分布的影響如圖9所示。由圖可知，各工況對(duì)應(yīng)的最大槽壁水平變形U,max分別為?24.50，?34.25，?27.32，?25.35和?22.94 mm，以工況1水平變形值為參照，其他4種工況分別為工況1的1.40，1.12，1.03和0.94倍；各工況對(duì)應(yīng)的最大地表豎向變形U,max分別為?23.50，?33.66，?28.92，?26.17和?21.85 mm，以工況1豎向變形值為參照，其他4種工況分別為工況1的1.43，1.23，1.11和0.93倍?？梢姡貙油临|(zhì)條件對(duì)地連墻成槽施工擾動(dòng)變形影響顯著。

(a) 槽壁水平變形；(b) 地表豎向變形

3.2 地下水位變化

地下水位位置分別取距地表下3.0，4.5和6.0 m 3種工況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，其參數(shù)變化對(duì)地連墻成槽施工土體變形分布的影響如圖10所示。由圖10可知，3種工況對(duì)應(yīng)的最大槽壁水平變形U,max分別為?31.36，?24.50和?21.67 mm，以工況2水平變形值為參照，工況1增加了28.0%，工況3減少了11.6%；3種工況對(duì)應(yīng)的最大地表豎向變形U,max分別為?31.71，?23.50和?18.56 mm，以工況2豎向變形值為參照，工況1增加了34.9%，工況3減少了21.0%?？梢姡叵滤辉礁?，槽壁水平變形和地表豎向變形越大，故在地連墻成槽施工過程中應(yīng)重視地下水位變化對(duì)槽壁穩(wěn)定的影響。

3.3 泥漿液面變化

泥漿液面變化對(duì)地連墻成槽施工土體變形分布的影響如圖11所示。由圖11可知，泥漿液面變化對(duì)槽壁水平變形和地表豎向變形影響顯著；3種工況對(duì)應(yīng)的最大槽壁水平變形U,max分別為?24.50，?29.46和?35.73 mm，以工況1水平變形值為參照，工況2和3分別增加了20.2%和45.8%；3種工況對(duì)應(yīng)的最大地表豎向變形U,max分別為?23.50，?29.22和?36.22 mm，以工況1豎向變形值為參照，工況2和3分別增加了24.3%和54.1%?？梢姡蹆?nèi)泥漿液面下降會(huì)引起槽壁水平變形和地表豎向變形增大，且地表豎向變形值的增幅高于槽壁水平變形。

(a) 槽壁水平變形；(b) 地表豎向變形

(a) 槽壁水平變形；(b) 地表豎向變形

3.4 槽壁加固間距

槽壁加固間距變化對(duì)地連墻成槽施工土體變形分布的影響如圖12所示。由圖12可知，5種工況對(duì)應(yīng)的最大槽壁水平變形U,max依次為?24.50，?23.05，?21.89，?22.12和?24.38 mm，當(dāng)槽壁加固間距超過4.0 m時(shí)，最大槽壁水平變形值開始增加；5種工況對(duì)應(yīng)的最大地表豎向變形U,max依次為?23.50，?22.80，?20.88，?21.99和?25.65 mm，當(dāng)槽壁加固間距超過3.0 m時(shí)，最大地表豎向變形值開始增加。以工況1為參照，定義無量綱參數(shù)=U,max(各工況對(duì)應(yīng)的最大變形值)/1,max(工況1對(duì)應(yīng)的最大變形值)，即無量綱參數(shù)與槽壁加固間距p的關(guān)系見圖13?？梢姡S著槽壁加固體與槽壁間距的增加，槽壁水平變形和地表豎向變形呈先減小后增大的趨勢(shì)；以變形為控制目標(biāo)，槽壁加固間距最優(yōu)區(qū)域?yàn)閇2.0,4.0] m，即為地表沉降槽最大值對(duì)應(yīng)的橫向水平距離位置附近。

(a) 槽壁水平變形；(b) 地表豎向變形

圖13 無量綱參數(shù)M與槽壁加固間距Lp的關(guān)系曲線

4 結(jié)論

1) 深厚富水砂層地連墻成槽施工槽壁主要表現(xiàn)為淺層失穩(wěn)，失穩(wěn)區(qū)域主要發(fā)生在導(dǎo)墻頂面下2.0~7.5 m范圍的粉土層和砂性土層，其失穩(wěn)演變過程為“泥漿液面下降—槽壁局部滑塌—泥漿液面持續(xù)下降—槽壁滑塌區(qū)域擴(kuò)展”；為降低成槽施工風(fēng)險(xiǎn)和確保槽壁穩(wěn)定，建議對(duì)砂性土層深度范圍內(nèi)的地連墻槽壁兩側(cè)土體采用水泥土攪拌樁墻或高壓旋噴樁進(jìn)行預(yù)加固處理。

2) 槽壁水平變形沿深度方向呈現(xiàn)上大下小的非對(duì)稱“鼓肚”形曲線分布，最大值約為?29.35 mm，其位置距導(dǎo)墻頂面下5.5 m；地表豎向變形沿橫向水平距離呈“勺子”形曲線分布，沉降槽寬度約為(1.0~1.5)e，最大值約為?28.90 mm，其位置距槽壁水平距離約為(0.10~0.15)e。

3) 提高泥漿液面高度、降低地下水位、合理設(shè)置槽壁加固間距均能顯著減小槽壁水平變形和地表豎向變形，對(duì)控制深厚富水砂層地連墻成槽穩(wěn)定具有積極作用。

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Study on characteristics and influence factors of slurry trench stability of diaphragm wall in deep sandy stratum

QIU Mingming1, YANG Guolin2, SHEN Quan3, DUAN Junyi2, ZHANG Peiran2

(1. School of Architectural Engineering, Yan’an University, Yan’an 716000, China;2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;3. School of Civil Engineering, Hunan University of Technology, Zhuzhou 412007, China)

Based on the diaphragm wall construction in deep water-rich sandy stratum, the stability characteristics and influence factors of diaphragm wall trench in deep water-rich sandy stratum were studied by field test and numerical simulation. The research results show that the fluctuation of slurry level is an important reason to bring out shallow instability of diaphragm wall trench in deep water-rich sandy stratum, and that the instability area is the silty and sandy soil within the range of (2.0~7.5) m below the guide wall top. The horizontal deformation of trench face with depth displays bulging-shaped asymmetric distribution of big top and small bottom. The ground vertical deformation with horizontal distance displays spoon-shaped distribution. The horizontal distance between the position of maximum settlement and the trench face is about (0.10~0.15)e(eis excavation depth) and the width of settlement tank is about (1.0~1.5)e. The control measures such as raising slurry level, reducing underground water level and reasonable setting reinforcement spacing are proposed to ensure the stability of diaphragm wall trench in deep water-rich sandy stratum. The conclusion could be referenced for the slurry trench stability control and construction parameters optimization of diaphragm wall.

diaphragm wall; slurry trench stability; field test; numerical simulation; influence factors

TU473

A

1672 ? 7029(2020)05 ? 1129 ? 11

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190669

2019?07?25

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51778641)；陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(2019JQ-834)；陜西省教育廳科研計(jì)劃資助項(xiàng)目(19JK0963)；延安大學(xué)博士科研計(jì)劃資助項(xiàng)目(YDBK2017-32)；延安大學(xué)科研計(jì)劃資助重點(diǎn)項(xiàng)目(YDZ2019-08)

楊果林(1963?)，男，湖南桃江人，教授，博士，從事巖土工程、道路與鐵道工程方面的研究；E?mail：guoling@mail.csu.edu.cn

(編輯 涂鵬)