深厚砂層地下連續墻槽壁穩定性特征及影響因素研究

邱明明，楊果林，申權，段君義，張沛然

深厚砂層地下連續墻槽壁穩定性特征及影響因素研究

邱明明1，楊果林2，申權3，段君義2，張沛然2

(1. 延安大學 建筑工程學院，陜西 延安 716000；2. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；3. 湖南工業大學 土木工程學院，湖南 株洲 412007)

以深厚富水砂層地連墻成槽施工為研究背景，通過現場試驗和數值模擬方法研究深厚富水砂層地連墻泥漿槽壁穩定性特征及其影響因素。研究結果表明：泥漿液面波動是誘發深厚富水砂層地連墻槽壁發生淺層失穩的重要原因，其失穩區域為導墻頂面下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定。研究成果可為同類工程地連墻槽壁穩定性控制和施工參數優化提供參考。

地下連續墻；槽壁穩定；現場試驗；數值模擬；影響因素

隨著城市地下空間開發利用的深入發展，地下連續墻以其整體性強、剛度大、強度高、隔水性能好等優點被廣泛應用于地下圍護結構中，而在其成槽施工過程中，控制槽壁穩定是成槽順利進行和確保地連墻施工質量的基礎。但由于復雜地質條件、地下水位、施工工藝、周圍環境等因素影響，易誘發槽壁發生滑塌、縮頸等失穩現象，對地連墻成槽施工安全和周圍環境極為不利[1?3]。因此，在復雜的地質環境條件下如何控制槽壁穩定是地連墻成槽施工亟待解決的關鍵技術問題。目前，針對地連墻成槽槽壁失穩機制及其穩定性分析方法已開展了一定的研究工作，諸多學者主要采用理論分析法[4]、現場試驗[5?6]、模型試驗[7]、數值模擬[8]等方法從整體穩定性和局部穩定性方面對該問題進行了解答。DING等[9?10]對地連墻槽壁穩定影響因素、槽壁整體及局部失穩機制、不同施工階段槽壁土體的應力路徑進行了分析。ZHUO等[7]借助離心模型試驗研究了不同類型泥漿對軟土地層地連墻成槽施工槽壁穩定性的影響特征。HAN等[11]采用極限分析方法推導了黏性土層地連墻槽壁整體穩定性和局部穩定性安全系數的解析解。王啟云等[12]基于極限平衡理論和強度等效原理，推導了深厚軟弱地層加固槽壁的穩定安全系數計算公式，對比分析了槽壁穩定性影響參數，并提出了控制槽壁穩定的具體措施。繆圓冰等[13]采用極限分析理論和強度折減法，推導了槽壁局部穩定安全系數和臨界高度計算公式，并對其隨泥漿重度和夾層特性參數變化的影響規律進行了分析。崔根群等[14]建立了地連墻成槽施工槽壁穩定極限平衡力學模型，推導了槽壁穩定條件下的泥漿重度計算公式。朱寧等[2]借助FLAC3D程序建立了三維地連墻成槽施工力學模型，對粉土地層地連墻成槽施工對土體擾動變形及周邊建筑物的影響規律進行了分析。綜上所述，針對深厚富水砂層地質條件下地連墻槽壁穩定性及其影響因素的研究則少有報道。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場試驗，研究深厚富水砂層地連墻成槽施工槽壁穩定性特征，建立考慮滲流作用的地連墻成槽施工數值分析模型，對比分析地連墻槽壁穩定性影響因素，以期為同類地連墻槽壁穩定性控制和施工參數優化提供參考。

1 現場試驗

1.1 工程概況

某地鐵車站深基坑工程，基坑總長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。基坑東、西、北側三面環江河，水平距約30~300 m，南側27.0 m處為高層住宅樓，周圍環境較為復雜。基坑圍護結構采用0.8 m厚地下連續墻(深度30.0 m)，沿深度方向共設4道內支撐。根據車站工程地質詳勘報告，場地地層為人工填土(Qml)、第四系全新統沖積層(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粉質黏土，層厚0.7~2.8 m；②2粉土，層厚1.2~4.6 m；②3細砂，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淤泥質粉質黏土，層厚0.4 m；②6礫砂，層厚0.6~4.3 m；⑤1強風化泥質粉砂巖，層厚0.7~1.6 m；⑤2中風化泥質粉砂巖，層厚10.0~12.2 m；⑤3微風化泥質粉砂巖，最大揭露層厚13.2 m，見圖1。基坑開挖深度范圍內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 試驗方案設計

地連墻試驗槽段幅長6.8 m，寬0.8 m，深30.0 m，采用SG60型全液壓成槽機連續施工成槽，見圖1(a)。試驗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粉質黏土層、2.0 m粉土層、7.0 m細砂層、3.5 m礫砂層、2.0 m粗砂層、1.0m強風化泥質粉砂巖層、11.9 m中風化泥質粉砂巖層及微風化泥質粉砂巖。導墻為“┐┌”型現澆鋼筋砼結構，厚度0.3 m，深度2.0 m，見圖1(b)。試驗泥漿采用高品質膨潤土、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，泥漿液面距導墻頂面距離的變化范圍控制在0.3～1.0 m，且暫停施工時泥漿面不低于導墻頂面下0.3 m；現場抓斗提升速度控制在5~10 m/min，并根據泥漿液面變化及時向槽內補充泥漿以保證泥漿液面保持穩定；成槽過程中對上部土層和下部巖層深度范圍內的泥漿分別間隔1.0 h和2.0 h取樣測試其性能指標變化。同時，在試驗過程中跟蹤監測泥漿液面位置的動態變化，采用超聲波檢測儀對槽壁穩定狀態進行跟蹤監測，并詳細記錄試驗現象和監測數據。

1.3 測試結果與分析

圖2為地連墻成槽試驗中泥漿參數隨時間變化特征。由圖2可知，隨著成槽深度的增加，槽內泥漿含砂量先稍有增加而后逐漸趨于穩定，其值約為5.5%，泥漿黏度和比重基本保持穩定狀態；當槽壁出現局部失穩后，槽內泥漿液面持續下降，在46 h和62 h時分別向槽內回灌泥漿，但泥漿液面仍繼續下降，其下降速率呈先增大而后逐漸減小趨勢，泥漿液面累計下降量為2.1 m；在槽壁失穩過程中，槽內泥漿黏度出現小幅波動，但泥漿黏度和比重未出現明顯變化。現場觀測表明，在成槽試驗深度21.5 m范圍內，槽壁未出現滑塌現象，泥漿液面基本保持平衡；當成槽試驗深度超過21.5 m后發現槽內泥漿液面開始出現較大波動(初始泥漿液面位于導墻頂面下0.5 m)，在導墻下槽壁出現局部滑塌，且局部滑塌區域隨泥漿液面下降逐漸擴大；通過對失穩槽壁取土樣發現，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

圖4為成槽試驗段槽壁穩定超聲波現場實測結果。由圖4可知，當槽內泥漿液面發生波動后，槽壁超聲波檢測結果表明，在導墻頂面下2.0～5.0 m范圍的粉質黏土和粉土層出現局部滑塌，即表現為淺層失穩現象，見圖4(a)；當槽壁出現局部滑塌48 h后，槽內滑塌范圍擴大至導墻頂面下2.0～7.5 m范圍的粉質黏土、粉土和細砂層，在槽壁外側形成長5.0 m×寬1.5 m×深5.0 m的凹槽，見圖4(b)。槽壁發生滑塌的主要原因有：滑塌范圍內的土體穩定性較差，且各土層分界面處為薄弱帶，易受施工振動、泥漿參數和地下水位變化等因素影響；地連墻深度范圍內存在深厚砂性土層，易造成泥漿流失和影響泥膜形成質量，且基坑三面緊鄰江河，地下水位易受臨近江河、降雨環境等因素影響發生較大波動，對地連墻槽壁穩定極為不利；槽內泥漿液面出現大幅波動和槽壁滑塌后，暫停成槽試驗且未對槽壁采取任何加固措施，導致滑塌范圍繼續發展。因此，建議在地連墻成槽施工過程中嚴格控制泥漿參數，跟蹤監測地下水位變化，并對槽壁兩側采用水泥土攪拌樁墻等措施進行預加固處理。

(a) 泥漿液面下降；(b) 槽壁局部滑塌；(c) 槽壁泥膜厚度

(a) 測試1；(b) 測試2

2 數值模擬

2.1 計算模型及材料參數

結合上述地連墻成槽試驗段實際，槽寬0.8 m，深度30.0 m。根據場地巖土勘察報告，將槽段深度范圍簡化為黏性土、砂性土和風化泥質粉砂巖3類均勻分布的土層，各土層計算參數取加權平均值，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值模型進行槽壁穩定性特征對比分析。考慮地層的無限性及施工擾動影響范圍，以地連墻橫斷面方向為軸，左右邊界距地連墻中心30.0 m，側面位移邊界限制水平移動；以地連墻深度方向為軸，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和垂直移動。考慮模型的對稱性后取1/2模型進行計算，建立的數值計算模型尺寸寬()×高()為30.0 m×36.0 m，模型共劃分1 717個單元，14 067個節點，如圖5所示。

在數值模擬計算中，施工場地地表鋪設20 cm厚C25鋼筋砼結構層，地面超載取40.0 kPa，地下水位位于地表下4.5 m。地連墻槽內初始泥漿液面位于導墻頂面下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。巖土體材料按均質彈塑性考慮，采用能較好描述土體破壞應力狀態的莫爾?庫侖屈服準則[15](見式(1))，利用增量理論計算；導墻、場地混凝土結構層采用線彈性模型，其計算參數見詳見表1。

式中：；c為黏聚力；φ為內摩擦角。

表1 各材料主要物理力學參數

2.2 計算結果對比與分析

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移動，槽壁水平變形敏感區域主要發生在2.0~12.0 m，最大值約為?29.35 mm，其位置距導墻頂面下5.5 m；在18.5~30.0 m深度范圍內(風化泥質粉砂巖層)槽壁土體向槽段外發生微小水平移動，其值約為?3.0 mm，見圖6(a)。主要原因為槽段深度范圍內上部為松軟黏土和砂土層，下部為風化泥質粉砂巖層，且槽壁泥漿壓力略小于側向土壓力，即槽壁水平變形隨深度呈現上大下小的非對稱“鼓肚”形曲線分布。地表豎向變形隨成槽深度增加表現為沉降，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；根據地表豎向變形曲線分布特征，沉降槽影響區域可分為顯著影響區、過渡影響區和輕微影響區，即距槽壁水平距離(0.2~0.4)e范圍為顯著影響區，(0.4~0.8)e范圍為過渡影響區，超過0.8e范圍為輕微影響區，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深度e=?21.5 m時泥漿滲漏導致槽壁局部失穩情況，取變化后的泥漿液面H=?2.5 m。地連墻槽壁兩側采用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，數值模擬計算中將槽壁加固樁等效為厚度D=0.60 m的均勻墻體。設置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)進行數值計算分析，各工況其他條件相同，則不同工況下地連墻成槽施工擾動變形對比如圖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影響顯著減小；工況2與工況4相比，泥漿液面下降誘發槽壁水平變形急劇增加，其變形核心區域為2.0~9.0 m，見圖7。4種工況對應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種工況對應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，富水砂層的不穩定性引起泥漿液面下降，進而誘發槽壁和地表產生過大變形，導致槽壁發生失穩破壞，此結果與現場試驗結果(見圖4)相一致，這也是成槽試驗中槽壁失穩的重要原因之一。同時，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，對控制槽壁穩定具有積極意義。

(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

控制槽壁穩定是地連墻順利成槽施工的關鍵。基于建立的地連墻成槽施工滲流與變形數值計算模型，考慮泥漿槽壁土體加固作用，進一步分析砂土類型、地下水位、泥漿參數及槽壁加固參數變化對地連墻槽壁穩定性的影響特征，為控制地連墻槽壁穩定和施工參數優化提供參考。

(a) 槽壁水平變形；(b) 地表豎向變形

3.1 砂土類型變化

考慮不同砂土性質對成槽施工變形的影響，分別取粉砂、細砂、中砂和粗砂4種典型砂層進行數值計算，其參數變化對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，各工況對應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；各工況對應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。可見，地層土質條件對地連墻成槽施工擾動變形影響顯著。

(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種工況進行數值計算，其參數變化對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種工況對應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種工況對應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%。可見，地下水位越高，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重視地下水位變化對槽壁穩定的影響。

3.3 泥漿液面變化

泥漿液面變化對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，泥漿液面變化對槽壁水平變形和地表豎向變形影響顯著；3種工況對應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種工況對應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%。可見，槽內泥漿液面下降會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種工況對應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，當槽壁加固間距超過4.0 m時，最大槽壁水平變形值開始增加；5種工況對應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，當槽壁加固間距超過3.0 m時，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=U,max(各工況對應的最大變形值)/1,max(工況1對應的最大變形值)，即無量綱參數與槽壁加固間距p的關系見圖13。可見，隨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；以變形為控制目標，槽壁加固間距最優區域為[2.0,4.0] m，即為地表沉降槽最大值對應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M與槽壁加固間距Lp的關系曲線

4 結論

1) 深厚富水砂層地連墻成槽施工槽壁主要表現為淺層失穩，失穩區域主要發生在導墻頂面下2.0~7.5 m范圍的粉土層和砂性土層，其失穩演變過程為“泥漿液面下降—槽壁局部滑塌—泥漿液面持續下降—槽壁滑塌區域擴展”；為降低成槽施工風險和確保槽壁穩定，建議對砂性土層深度范圍內的地連墻槽壁兩側土體采用水泥土攪拌樁墻或高壓旋噴樁進行預加固處理。

2) 槽壁水平變形沿深度方向呈現上大下小的非對稱“鼓肚”形曲線分布，最大值約為?29.35 mm，其位置距導墻頂面下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，對控制深厚富水砂層地連墻成槽穩定具有積極作用。

[1] Poh T Y, Goh A T C, Wong I H. Ground movements associated with wall construction: Case histories[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 2001, 127(12): 1061?1069.

[2] 朱寧, 周洋, 劉維, 等. 蘇州粉土地層地連墻施工對地層擾動影響研究[J]. 巖土力學, 2018, 39(增1): 529?536. ZHU Ning, ZHOU Yang, LIU Wei, et al. Study of silty soil behavior disturbed for installation of diaphragm wall in Suzhou[J]. Rock and Soil Mechanics, 2018, 39(Suppl 1): 529?536.

[3] 張躍明. 富水砂層中連續墻成槽與周邊建筑物相互影響數值分析[J]. 巖土工程學報, 2012, 34(增1): 182?189. ZHANG Yueming. Numerical simulation of mutual influence of surrounding buildings and diaphragm wall trench construction in water-rich sand stratum[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(Suppl 1): 182?189.

[4] Fox P J. Analytical solutions for stability of slurry trench[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 2004, 130(7): 749?758.

[5] OU C Y, YANG L L. Observed performance of diaphragm wall construction[J]. Geotechnical Engineering Journal of the Seags & Agssae, 2011, 42(3): 41?49.

[6] Tsai J S, Jou L D, Hsieh H S. A full-scale stability experiment on a diaphragm wall trench[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2000, 37(2): 379?392.

[7] ZHUO H C, YANG Y Y, ZHANG Z X, et al. Stability of long trench in soft soils by bentonite-water slurry[J]. Journal of Central South University, 2014, 9(21): 3674? 3681.

[8] Tsai J S, Chang J C. Three-dimensional stability analysis for slurry-filled trench wall in cohesionless soil[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2011, 33(5): 798?808.

[9] DING Y C, WANG J H. Numerical modeling of ground response during diaphragm wall construction[J].Journal of Shanghai Jiaotong University (Science), 2008, 13(4): 1?6.

[10] 丁勇春, 李光輝, 程澤坤, 等. 地下連續墻成槽施工槽壁穩定機制分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2013, 32(增1): 2704?2709. DING Yongchun, LI Guanghui, CHEN Zekun, et al. Analysis of trench face stability of diaphragm wall panel during slurry trenching[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(Suppl l): 2704? 2709.

[11] HAN C Y, WANG J H, XIA X H, et al. Limit analysis for local and overall stability of a slurry trench in cohesive soil[J]. International Journal of Geomechanics, ASCE, 2015, 15(5): 1?9.

[12] 王啟云, 林華明, 臧萬軍, 等. 深厚軟弱地層地下連續墻槽壁穩定性分析[J]. 科學技術與工程, 2018, 18(35): 58?64. WANG Qiyun, LIN Huaming, ZANG Wanjun, et al. Stability analysis of trench of diaphragm wall in deep water-soaked soft stratum[J]. Science Technology and Engineering, 2018, 18(35): 58?64.

[13] 繆圓冰, 江松, 黃明, 等. 基于強度折減的泥漿護壁槽局部穩定性計算及影響因素[J]. 工程地質學報, 2018, 26(4): 874?881. MIAO Yuanbing, JIANG Song, HUANG Ming, et al. Local stability calculation and factory of slurry trench with strength reduction method[J]. Journal of Engineering Geology, 2018, 26(4): 874?881.

[14] 崔根群, 劉瑤. 基于槽壁穩定性的地下連續墻成槽施工泥漿重度計算方法[J]. 現代隧道技術, 2018, 55(1): 178?183. CUI Genqun, LIU Yao. A calculation method of slurry volume-weight during trenching construction of a diaphragm wall based on the stability of slot wall[J]. Modern Tunneling Technology, 2018, 55(1): 178?183.

[15] 李廣信. 高等土力學[M]. 北京: 清華大學出版社, 2004. LI Guangxin. Advanced soil mechanics[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2004.

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

國家自然科學基金資助項目(51778641)；陜西省自然科學基礎研究計劃資助項目(2019JQ-834)；陜西省教育廳科研計劃資助項目(19JK0963)；延安大學博士科研計劃資助項目(YDBK2017-32)；延安大學科研計劃資助重點項目(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)