薛青松，林永亮，周忠群，張 雪

（1.中鐵二十局集團(tuán)第一工程有限公司，江蘇 蘇州 215151；2.上海大學(xué)力學(xué)與工程科學(xué)學(xué)院，上海 200444）

0 引言

隨著城市地下空間的不斷開發(fā)利用，作為深基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)的地下連續(xù)墻也具有廣泛的運(yùn)用前景，盡管地連墻成槽施工中積累了豐富的經(jīng)驗(yàn)，但在成槽土體開挖中依然面臨槽壁塌孔或塌槽問(wèn)題，尤其承壓水作用下粉砂層土體開挖時(shí)，槽壁極易發(fā)生失局部塌孔，根據(jù)以往工程施工經(jīng)驗(yàn)，槽壁失穩(wěn)既有整體失穩(wěn)，也有局部失穩(wěn)，這些都會(huì)對(duì)后續(xù)地連墻施工產(chǎn)生很大影響，進(jìn)而影響最終成墻質(zhì)量。因此，針對(duì)承壓水作用下粉砂層失穩(wěn)模式和機(jī)理分析就顯得十分必要。

槽壁失穩(wěn)破壞問(wèn)題一直是地下連續(xù)墻施工中亟待解決的技術(shù)難題，為此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也對(duì)槽壁失穩(wěn)進(jìn)行了大量的理論分析，Britto 等[1]假定了7種成槽開挖的失穩(wěn)模式，并給出其相應(yīng)的解析解。姜朋明等[2]基于極限分析理論對(duì)地連墻成槽施工中的時(shí)間效應(yīng)進(jìn)行了深入分析。張厚美等[3]假定槽壁破壞體為傾斜滑動(dòng)拋物線柱體，為了確定最危險(xiǎn)破壞面對(duì)滑動(dòng)體進(jìn)行三維理論分析。王軒等[4]結(jié)合現(xiàn)有的槽壁整體穩(wěn)定性分析方法，從理論基礎(chǔ)的角度對(duì)槽壁影響參數(shù)進(jìn)行敏感性分析，并結(jié)合實(shí)際效果進(jìn)行驗(yàn)證分析。丁勇春等[5]針對(duì)成槽施工中的槽壁失穩(wěn)現(xiàn)象，采用理論分析的方法對(duì)不同施工階段下的槽壁土體的應(yīng)力路徑進(jìn)行研究。陳孟紅[6]提出土體破壞平面速度場(chǎng)模型，采用極限分析上限理論對(duì)槽壁土體進(jìn)行分析。Han 等[7-8]針對(duì)黏性土層中槽壁局部破壞模式，建立了二維和三維破壞模型對(duì)該土層的局部穩(wěn)定性進(jìn)行了極限理論分析。易岸峰[9]建立了富水地層中槽壁穩(wěn)定性分析模型，依據(jù)極限平衡原理推導(dǎo)出成槽施工中槽壁整體穩(wěn)定性最小護(hù)壁泥漿的計(jì)算公式。崔根群等[10]分別建立了地連墻整體和局部穩(wěn)定性力學(xué)模型，采用極限平衡法推導(dǎo)出了保證槽壁穩(wěn)定的護(hù)壁泥漿重度臨界值計(jì)算公式。周洋[11]依托蘇州軌道交通5號(hào)線地連墻為工程背景，利用整體和局部失穩(wěn)理論解對(duì)成槽開挖中槽壁穩(wěn)定性進(jìn)行分析。劉楊等[12]針對(duì)富水軟弱地層建立了局部失穩(wěn)力學(xué)模型，對(duì)模型進(jìn)行極限平衡分析，推出槽壁局部失穩(wěn)極限支護(hù)壓力和最低泥漿液面高度。歐明喜等[13]采用朗肯極限平衡原理對(duì)黏土夾砂層局部穩(wěn)定性進(jìn)行分析，推出槽壁局部穩(wěn)定性系數(shù)計(jì)算公式。

目前，針對(duì)復(fù)雜地層下地連墻開挖槽壁失穩(wěn)進(jìn)行了大量的理論分析，但對(duì)于承壓水作用下粉砂層槽壁失穩(wěn)機(jī)理就鮮有研究，因此，基于實(shí)際工程中粉砂層整層失穩(wěn)模式進(jìn)行計(jì)算假定，采用極限平衡分析方法，通過(guò)建立槽壁失穩(wěn)三維分析模型，提出承壓水作用下粉砂層槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)計(jì)算方法，并結(jié)合工程聲波實(shí)測(cè)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)算，在工程實(shí)例的基礎(chǔ)上對(duì)槽壁穩(wěn)定性主要影響因素進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，可為后續(xù)類似粉砂地層地連墻施工提供些許理論參考。

1 地連墻破壞機(jī)理分析

1.1 地連墻失穩(wěn)破壞模式分析

地連墻成槽施工是個(gè)動(dòng)態(tài)的過(guò)程，地連墻在成槽施工中經(jīng)常發(fā)生失穩(wěn)破壞，當(dāng)土層中存在粉砂層且含有承壓水時(shí)，土體極容易發(fā)生局部失穩(wěn)，整個(gè)破壞過(guò)程往往可分為三個(gè)階段，首先是成槽土體開挖導(dǎo)致粉砂層土體出現(xiàn)局部剝落，由此進(jìn)入槽壁失穩(wěn)破壞的第一階段，從而呈現(xiàn)出小范圍的局部失穩(wěn)。隨著靜置時(shí)間的增加，槽壁破壞區(qū)域繼續(xù)擴(kuò)大，繼而進(jìn)入槽壁失穩(wěn)破壞的第二階段，破壞區(qū)域范圍會(huì)進(jìn)一步擴(kuò)大，進(jìn)而導(dǎo)致整個(gè)粉土夾砂層出現(xiàn)整層滑動(dòng)破壞，即為粉砂層整層失穩(wěn)破壞。之后，粉砂層整層失穩(wěn)破壞會(huì)不斷延伸至上覆土體，進(jìn)而導(dǎo)致上部土體出現(xiàn)失穩(wěn)破壞，失穩(wěn)破壞的范圍持續(xù)增大，最終進(jìn)入槽壁失穩(wěn)破壞的第三階段，槽壁土層會(huì)出現(xiàn)跨多層大范圍的整體失穩(wěn)破壞。而在實(shí)際地連墻施工中，槽壁失穩(wěn)破壞的第三階段的破壞形狀可分為兩種形態(tài)，一種是當(dāng)粉砂層的上覆土層厚度較淺時(shí)，粉砂層整層失穩(wěn)區(qū)域會(huì)沿著上覆土層一直延伸至地表，從而槽壁會(huì)呈現(xiàn)出滑動(dòng)體沿著地表發(fā)生整體滑動(dòng)失穩(wěn)，如圖1 所示。另一種形態(tài)是當(dāng)粉砂層的上覆土層厚度較深時(shí)，粉砂層整層失穩(wěn)區(qū)域會(huì)沿著上覆土層延伸至上覆土一定范圍內(nèi)，而不會(huì)延伸至地表，槽壁從而會(huì)出現(xiàn)滑動(dòng)體沿著上覆土層一定深度范圍內(nèi)發(fā)生整體滑動(dòng)失穩(wěn)，如圖2所示。

圖1 延伸至地表整體失穩(wěn)Fig.1 Overall instability of the overlying surface

圖2 延伸至上覆土層整體失穩(wěn)Fig.2 Overall instability of the overlying soil layer

1.2 粉砂層槽壁失穩(wěn)分析

圖3 為蘇州春申湖路快速化改造工程中湖區(qū)地連墻局部失穩(wěn)破壞的超聲波檢測(cè)圖，圖中顯示槽壁局部失穩(wěn)出現(xiàn)在粉土夾砂層，破壞區(qū)形狀呈現(xiàn)楔形體滑動(dòng)破壞。失穩(wěn)破壞區(qū)域位于⑥3粉土夾砂層，且該土層存在一定水頭高度的承壓水，從而導(dǎo)致該土層出現(xiàn)局部失穩(wěn)，而④2粉土夾砂層含有微承壓水卻沒(méi)有發(fā)生局部失穩(wěn)破壞是由于在湖區(qū)槽段在成槽施工前采取了減壓降水措施，降低了④2粉土夾砂層的微承壓水頭高度，因此，該土層超聲波檢測(cè)圖顯示槽壁較為平整，無(wú)明顯失穩(wěn)破壞。由此得出，粉土夾砂層在承壓水的作用下槽壁容易發(fā)生局部失穩(wěn)破壞，且破壞區(qū)域形狀表現(xiàn)為楔形滑動(dòng)體沿著某個(gè)滑裂面出現(xiàn)滑動(dòng)破壞。

圖3 湖區(qū)槽段超聲波檢測(cè)圖Fig.3 Ultrasonic inspection of grooves in the lake area

地連墻施工需要穿越粉砂層，且粉砂層存在承壓水時(shí)，使得護(hù)壁泥漿的壓力不足以平衡側(cè)向的土壓力和水壓力的合力，從而導(dǎo)致粉砂層槽壁出現(xiàn)局部失穩(wěn)坍塌。本文依據(jù)上述工程中粉土夾砂層破壞形狀從整層失穩(wěn)破壞模式的角度對(duì)槽壁進(jìn)行穩(wěn)定性力學(xué)分析，一般認(rèn)為粉砂層整層破壞為槽壁整體破壞的前提，考慮到地層中存在粉砂層且含有承壓水的情況，滑動(dòng)體破裂面形狀一般為橢圓面，為了簡(jiǎn)化計(jì)算分析，假定粉砂層在承壓水的作用下槽壁失穩(wěn)破壞的形狀為三角楔形滑動(dòng)體，建立了粉砂層槽壁失穩(wěn)破壞的剖面圖，如圖4 所示。圖中，粉砂層有效重度為γ′0，粉砂層厚度為d0，泥漿重度為γs，泥漿高度為hs，地下水重度為γw，地下水高度為hw，承壓水頭高度為h1。

圖4 地連墻穿越粉砂層失穩(wěn)破壞剖面圖Fig.4 Instability failure profile of the diaphragm wall through silty sand layer

2 槽壁穩(wěn)定性極限平衡分析

圖5 為粉砂層槽壁失穩(wěn)計(jì)算圖示，滑動(dòng)體ABCDEF 高度為d0，滑動(dòng)體長(zhǎng)度為槽段長(zhǎng)度L，滑動(dòng)體滑裂面角度為θ，取θ= 45° +φ′0/2。取圖5 失穩(wěn)模型圖中滑動(dòng)體ABC 進(jìn)行受力分析，根據(jù)槽壁實(shí)際受力狀態(tài)建立平面受力分析圖，如圖6 所示。圖6 中，Q為附加荷載和上覆土層的合力，G為滑動(dòng)體的自重，Ps為護(hù)壁泥漿壓力的合力，Pw為地下水壓力的合力，T1和N為滑動(dòng)面ACDF 上切向合力和法向合力，T2為滑動(dòng)體兩側(cè)面ABC（DEF）上土體黏聚力合力。

圖5 地連墻槽壁失穩(wěn)計(jì)算圖示Fig.5 Calculation diagram of the instability of the trench wall of the diaphragm wall

圖6 失穩(wěn)模型受力分析圖Fig.6 Force analysis diagram of the instability model

滑動(dòng)體ABCDEF的自重G為：

式中：γ′0為粉砂層的有效重度，VABCDEF為整個(gè)滑動(dòng)體的體積。

作用在地面附加均布荷載為q，根據(jù)建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程對(duì)地面附加荷載引起附加豎向應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)值計(jì)算公式進(jìn)行BCEF 面上平均附加豎向應(yīng)力的計(jì)算，從而求出地面附加荷載作用下在BCEF 面上產(chǎn)生的合力，則作用在滑動(dòng)體上的上覆土層的附加荷載合力Q為：

式中：σave為地面附加荷載引起的平均附加豎向應(yīng)力，γm為上覆土層加權(quán)平均重度，γm=(γ1d1+…+γndn)/(d1+… +dn)，d為 上 覆 土 層 的 總 厚度，d=d1+… +dn。

作用在滑動(dòng)體上泥漿壓力分布呈現(xiàn)梯形分布，如圖7所示。則根據(jù)梯形面積公式可求出作用在滑動(dòng)體上的泥漿壓力合Ps為：

圖7 滑動(dòng)體上泥漿壓力和水壓力分布圖Fig.7 Mud pressure and water pressure distribution on sliding body

式中：γs為護(hù)壁泥漿的重度，hs為滑動(dòng)體頂面至泥漿液面的高度。

作用在滑動(dòng)體上的地下水壓力應(yīng)包括潛水壓力和承壓水壓力兩部分，地下水壓力分布如圖7所示。則根據(jù)分布圖可得出作用在滑動(dòng)體上的地下水壓力的合力Pw為：

式中：γw為地下水的重度，hw為滑動(dòng)體頂面至地下潛水面高度，h1為承壓水頭高度。

作用在滑動(dòng)體滑裂面ACDF 上的法向力合力N為：

作用在滑動(dòng)體滑裂面ACDF 的切向力合力T1為：

式中：SACDF為滑裂面ACDF 的面積，φ′0為粉砂層的有效內(nèi)摩擦角，c′0為粉砂層的有效黏聚力。

作用在滑動(dòng)體兩側(cè)面ABC（DEF）上黏聚力合力T2為：

式中：SABC和SDEF分別為側(cè)面ABC 和側(cè)面DEF 的面積。

為了考慮承壓水作用下粉砂層地連墻成槽施工中的槽壁穩(wěn)定性，引入槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)定義為滑動(dòng)體的抗滑力與下滑力的比值，即：

式中：Ts為滑動(dòng)體的抗滑力，Tg為滑動(dòng)體的下滑力，按式（9）計(jì)算。

3 工程實(shí)例穩(wěn)定性分析

3.1 實(shí)例穩(wěn)定性分析

蘇州春申湖5 標(biāo)段起于蘇嘉杭高速東側(cè)K9+830 處，終點(diǎn)樁號(hào)K14+299.287，主線全長(zhǎng)4.47 km，隧道采用圍堰明挖法，基坑深度1.17～24.63 m，林家路處基坑最大深度24.63 m，湖中段基坑深度10.54～18.17 m，湖中基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用地下連續(xù)墻，地下連續(xù)墻主要為一字型，地連墻分幅槽段長(zhǎng)度為6 m，墻厚為1 m，墻深度兩側(cè)導(dǎo)墻采用L型，現(xiàn)場(chǎng)地連墻施工如圖8所示。

圖8 現(xiàn)場(chǎng)地連墻成槽施工Fig.8 On-site construction of trenches with diaphragm walls

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)勘探，沿線場(chǎng)地地表下90.3 m深度范圍內(nèi)地基土構(gòu)成除填土外，其余為第四系濱海、第四系河泛、河床相沉積物，一般由黏性土、粉（砂）土組成。場(chǎng)地淺層地下水中孔隙潛水主要賦存于淺部填土及黏性土中。場(chǎng)地微承壓水主要賦存③3粉土及④2粉土夾粉砂中，其富水性一般，透水性較好，區(qū)內(nèi)承壓水主要賦存于⑥3粉土夾粉砂及⑦2粉土層中，富水性中等。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)勘察，湖區(qū)地下潛水穩(wěn)定標(biāo)高在-2 m，微承壓水主要存在于③3粉土及④2粉土夾砂層中，承壓水最高水頭標(biāo)高為1.7 m。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)抓槽試驗(yàn)結(jié)果，④2粉土夾砂層粉砂性較重，且該層存在一定水頭高度的微承壓水，加劇槽壁的不穩(wěn)定性，容易發(fā)生槽壁塌孔現(xiàn)象。在湖區(qū)K11+460附近進(jìn)行試抓槽試驗(yàn)，湖區(qū)槽段的地質(zhì)橫剖面圖如圖9 所示，土層物理力學(xué)參數(shù)見表1，成槽深度為15 m，塌孔范圍主要在④2粉土夾砂層。

圖9 湖區(qū)槽段地質(zhì)橫剖面圖Fig.9 Geological cross section of the lake area

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)Table1 Physical and mechanical parameters of soil

參照地質(zhì)勘察情況，將湖區(qū)土層的參數(shù)信息代入上述推導(dǎo)的穩(wěn)定性安全系數(shù)公式（8）和（9）。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際設(shè)計(jì)資料，相關(guān)土層及施工參數(shù)取值如下，地下水容重γw為10 kN/m3，地面附加荷載取20 kPa，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)泥漿重度γs為11 kN/m3，泥漿液面保持與導(dǎo)墻頂面齊平，粉土夾砂層的有效黏聚力c′0為3.2 kPa，有效內(nèi)摩擦角φ′0為26.8o。當(dāng)?shù)叵滤唇邓畷r(shí)，地下水位位于地面以下2 m，將上述參數(shù)信息代入本文推導(dǎo)的穩(wěn)定性安全系數(shù)計(jì)算公式，得出Ts= 1456.10 kN，Tg= 1681.52 kN，F(xiàn)s=0.87，地下水位位于地下2 m 時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)小于1，槽壁很可能會(huì)發(fā)生粉砂層局部失穩(wěn)破壞。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)降水驗(yàn)證試驗(yàn)，采用井點(diǎn)降水來(lái)降低地下水位至地下4.5 m，且通過(guò)減壓降水來(lái)降低承壓水頭，再次代入穩(wěn)定性計(jì)算公式得出Ts=2210.12 kN，Tg= 2035.21 kN，F(xiàn)s= 1.09，穩(wěn)定性安全系數(shù)明顯提高，槽壁基本能保持粉砂層局部穩(wěn)定性。為了驗(yàn)證理論計(jì)算的準(zhǔn)確性，將理論計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)試抓槽試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析。現(xiàn)場(chǎng)抓槽深度為15 m，圖10（a）為減壓降水前抓槽試驗(yàn)超聲波檢測(cè)結(jié)果圖，檢測(cè)結(jié)果顯示距地面10m 左右出現(xiàn)塌孔，塌孔范圍主要存在于④2粉土夾砂層，由此可得，現(xiàn)場(chǎng)聲波實(shí)測(cè)結(jié)果和理論計(jì)算結(jié)果較為吻合。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)減壓降水驗(yàn)證試驗(yàn)，采用井點(diǎn)降水來(lái)降低地下水位至地下-4.5 m，且同時(shí)對(duì)粉砂層采用減壓降水來(lái)降低微承壓水頭，圖10（b）為減壓降水后抓槽試驗(yàn)超聲波檢測(cè)結(jié)果圖，由圖可知，槽壁整體完整性較好，粉砂層無(wú)明顯的塌孔現(xiàn)象。理論計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)較為吻合，從而驗(yàn)證了粉砂層穩(wěn)定性理論計(jì)算公式的準(zhǔn)確性。

圖10 現(xiàn)場(chǎng)抓槽試驗(yàn)超聲波檢測(cè)圖Fig.10 Ultrasonic inspection diagram of on-site gripping test

3.2 穩(wěn)定性參數(shù)分析

為了探究承壓水作用下粉砂層槽壁失穩(wěn)主要影響因素的敏感性程度，本文基于上述工程實(shí)例基礎(chǔ)上，采用上述的穩(wěn)定性系數(shù)計(jì)算公式分別從承壓水頭、地下水位、泥漿液面、泥漿重度以及地面附加荷載對(duì)粉砂層槽壁穩(wěn)定性影響因素進(jìn)行參數(shù)分析。

3.2.1 承壓水頭的影響分析

圖11 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨承壓水頭變化圖，由圖可知，承壓水對(duì)粉砂層槽壁穩(wěn)定影響很大，穩(wěn)定性安全系數(shù)隨承壓水頭的增大呈現(xiàn)直線減小趨勢(shì)。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)承壓水頭高度為0 m 時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.09，承壓水頭高度為6 m 時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)降至0.33，降幅達(dá)到69.7%。承壓水頭高度每增加1.5 m，穩(wěn)定性安全系數(shù)會(huì)下降17.4%左右。因此，在承壓水頭較高的地層進(jìn)行成槽開挖時(shí)，一定不能忽視承壓水對(duì)粉砂層成槽開挖的影響，工程中盡可能在承壓水頭較低的季節(jié)施工，如遇工期緊急，在地連墻正式成槽施工前，應(yīng)進(jìn)行必要的減壓降水措施，降低承壓水頭高度，從而避免粉砂層在高承壓水頭作用下發(fā)生局部失穩(wěn)破壞。

圖11 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨承壓水頭高度變化Fig.11 Variation of stability safety factor with the height of artesian water head

3.2.2 地下水位的影響分析

3.2.3 泥漿液面的影響分析

圖13 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿液面深度變化圖，由圖可知，泥漿液面對(duì)維持槽壁穩(wěn)定起著至關(guān)重要的作用，隨著泥漿液面的下降，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)會(huì)逐漸降低。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)泥漿液面深度為0 m 時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.09，當(dāng)泥漿液面深度為2 m，穩(wěn)定性安全系數(shù)降至0.81，降幅達(dá)到25.7%。實(shí)際上，隨著地連墻成槽靜置時(shí)間的增加，泥漿會(huì)發(fā)生絮凝沉淀，泥漿液面會(huì)不斷下降。因此，在成槽施工中，應(yīng)時(shí)刻關(guān)注泥漿液面的變化，并及時(shí)進(jìn)行補(bǔ)漿，以保持液面在合理安全的深度。

圖13 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿液面深度變化Fig.13 Variation of stability safety factor with slurry level depth

3.2.4 泥漿重度的影響分析

圖14 為槽壁穩(wěn)定性系數(shù)隨泥漿重度變化圖，由圖可知，泥漿重度也是維持槽壁穩(wěn)定的一個(gè)重要因素，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿重度增加大致呈現(xiàn)線性增長(zhǎng)。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)泥漿重度為10.5 kN/m3，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.02，當(dāng)泥漿重度為12.5

圖14 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨泥漿重度變化Fig.14 Variation of stability safety factor with mud weight

圖12 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地下水位深度變化圖，由圖可知，穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地下水位深度呈曲線增長(zhǎng)。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)?shù)叵滤簧疃葹?m時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)為0.61，當(dāng)?shù)叵滤唤抵恋叵? m 時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)增至1.18，增幅達(dá)到93.4%。因此，對(duì)于湖區(qū)地連墻進(jìn)行圍堰施工，一定要采取必要的降水措施，降低槽壁兩側(cè)的地下水位至一定深度，才能保證粉土夾砂層在成槽施工中不會(huì)出現(xiàn)失穩(wěn)破壞。kN/m3時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)增至1.29，增幅達(dá)到26.5%。實(shí)際上，泥漿護(hù)壁作用主要體現(xiàn)在泥漿對(duì)槽壁的靜水壓力，而靜水壓力與泥漿重度成線性增長(zhǎng)關(guān)系，因此，為了提高槽壁穩(wěn)定性，可以通過(guò)適當(dāng)增加泥漿重度來(lái)增大槽壁側(cè)向靜水壓力，但泥漿重度也并不是越大越好，同時(shí)還要考慮混凝土的澆筑難易度和沉渣厚度等方面的影響。

圖12 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地下水位深度變化Fig.12 Variation of stability safety factor with underground water level depth

3.2.5 地面附加荷載的影響分析

圖15 為槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地面附加荷載變化圖，由圖可知，穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地面附加荷載的增加呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)?shù)孛娓郊雍奢d為0 kN/m2時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.21，當(dāng)?shù)孛娓郊雍奢d為40 kN/m2時(shí)，穩(wěn)定性安全系數(shù)為0.99，降幅達(dá)到18.2%。地面附加荷載每增加10 kN/m2，槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)則下降4.6%。因此，地面附加荷載也會(huì)對(duì)粉砂層槽壁穩(wěn)定性產(chǎn)生一定影響，在成槽施工時(shí)應(yīng)盡量使大型機(jī)械遠(yuǎn)離施工槽段，也能使粉砂層槽壁穩(wěn)定性得到相應(yīng)地提高。

圖15 穩(wěn)定性安全系數(shù)隨地面附加荷載變化Fig.15 Variation of stability safety factor with additional ground load

4 結(jié)論

（1）基于實(shí)際工程中粉土夾砂層在承壓水作用下的破壞模式對(duì)粉砂層槽壁失穩(wěn)模型進(jìn)行計(jì)算假定，建立三維滑動(dòng)體計(jì)算模型，采用極限平衡原理對(duì)粉砂層槽壁失穩(wěn)進(jìn)行受力分析，提出承壓水作用下粉砂層槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)的計(jì)算公式。

（2）通過(guò)工程實(shí)例進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果表明，本文提出的粉砂層槽壁穩(wěn)定性理論計(jì)算公式基本是可靠的，可為后續(xù)承壓水作用下粉砂層地連墻成槽施工提供一些理論參考。

（3）基于實(shí)際工程案例，采用本文提出的計(jì)算公式對(duì)槽壁穩(wěn)定性影響因素進(jìn)行分析，結(jié)果表明，承壓水、地下水位、泥漿液面深度以及泥漿重度對(duì)粉砂層槽壁穩(wěn)定性影響較大，尤其是承壓水和地下水位是造成粉砂層槽壁失穩(wěn)最主要因素，地面附加荷載對(duì)槽壁穩(wěn)定性也會(huì)產(chǎn)生一些影響，不過(guò)和其他因素相比影響較小。

（4）本文提出的承壓水作用下粉砂層槽壁穩(wěn)定性安全系數(shù)應(yīng)根據(jù)實(shí)際工程安全等級(jí)進(jìn)行安全取值，如何根據(jù)實(shí)際工程的要求以及考慮不同影響因素進(jìn)行安全系數(shù)的取值有待后續(xù)進(jìn)一步研究。