地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)的水平承載性能

張偉, 張興麗, 陳逸飛,3, 魏煥衛(wèi), 劉聰,4*

(1. 山東電力工程咨詢院有限公司, 濟南 250031;2. 山東建筑大學土木工程學院建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室, 濟南 250101;3. 山東省建筑工程質(zhì)量檢驗檢測中心有限公司, 濟南 250031; 4. 大連理工大學海岸與近海工程國家重點實驗室, 大連 116024)

隨著城市建設(shè)不斷發(fā)展,越來越多的工業(yè)建筑、電廠建筑及海洋建筑等在持續(xù)興建的進程中也面臨著諸多的問題。在工業(yè)與電廠建筑中,如存儲大規(guī)模物質(zhì)的倉庫、電廠特殊工業(yè)鍋爐房、火力發(fā)電廠的堆煤棚、冶金工業(yè)廠房和機械廠房的鑄造車間等,因堆載需求所產(chǎn)生的較大水平力可能引起建(構(gòu))筑物基礎(chǔ)發(fā)生側(cè)向變形[1-2];與之相似的,在海洋建筑中,如海上石油鉆井平臺、風力發(fā)電機等,基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)也往往受到波浪力、地震力等水平力作用[3]。

目前抵抗水平力的常規(guī)基礎(chǔ)形式主要為群樁基礎(chǔ)和地下連續(xù)墻[4-6],其中水平受荷樁作為承擔水平力的主要構(gòu)件形式是應(yīng)用最為廣泛的。常規(guī)提高群樁基礎(chǔ)水平承載力的方法主要有增加樁長、樁徑、樁數(shù)、樁后土體改良等措施。然而,樁基礎(chǔ)的水平承載性能與樁長、樁徑、樁后土體加固等因素呈非線性關(guān)系。由于承受較大水平力的特殊情況的需求日益加劇,對樁基礎(chǔ)的水平承載能力提出更高的要求。地下連續(xù)墻因其整體剛度大、水平承載力高,有效解決了軟土地區(qū)深基坑工程支護問題[7],廣泛應(yīng)用于橋梁錨碇基礎(chǔ)與超高層建筑基礎(chǔ)中。值得注意的是,地下連續(xù)墻基礎(chǔ)最顯著的不足就是經(jīng)濟成本過高。

伴隨地下連續(xù)墻技術(shù)的不斷發(fā)展,日本把樁基和地下連續(xù)墻結(jié)合起來,嘗試在地下連續(xù)墻施工時在其內(nèi)部放入現(xiàn)澆灌注樁或預制樁,從而構(gòu)建地下連續(xù)墻與樁基協(xié)同工作的模式,二者共同承擔上部荷載,成為承載力和剛度更優(yōu)的基礎(chǔ)形式[8]。鑒于承受水平荷載的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的受力特性多表現(xiàn)為中上部彎矩和變形大、下部彎矩和變形小的特點[9-11],魏煥衛(wèi)等[12]首次提出將群樁和地下連續(xù)墻結(jié)合,采用“上部墻體+下部群樁”,二者通過鋼筋錨固連接的方式建立組合基礎(chǔ)。區(qū)別于復合基礎(chǔ),該形式可以充分發(fā)揮地下連續(xù)墻剛度大、下部樁基基礎(chǔ)嵌固的優(yōu)勢,符合變形大的位置增加剛度限制變形量、變形小的區(qū)域減小剛度控制經(jīng)濟成本的變剛度設(shè)計新理念。

目前,針對樁基和地下連續(xù)墻的水平承載特性的分析,國內(nèi)外學者進行了大量的相關(guān)試驗[13-17]及數(shù)值分析[18-19]研究。Ashour等[20]研究了濕陷土中的軸向加載樁行為,利用不同初始條件的濕陷性土壤樣本建立土壤應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系相關(guān)性,將其集成到樁土模型中,以預測樁的軸向響應(yīng)。Kü?ükarslan等[21]采用邊界元和有限元相結(jié)合的方法對水平受荷樁基進行了相應(yīng)的分析。戴國亮等[22]采用水平載荷試驗分析了井筒式地下連續(xù)墻-土芯-外部土體的相互作用機理。羅鑫[23]分別通過室內(nèi)模型試驗和數(shù)值模擬研究了變截面井筒式地下連續(xù)墻的水平承載特性,并提出了適用于變截面井筒式地下連續(xù)墻的理論計算方法。然而,由于地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)是依托于地下連續(xù)墻和群樁發(fā)展改進的一種新型基礎(chǔ)形式,目前對于地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)的承載特性研究較少,大部分成果均是針對群樁基礎(chǔ)和地下連續(xù)墻單一的基礎(chǔ)形式。

為了探究新型地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)的水平承載特性,明晰新型基礎(chǔ)周圍土體的水平變形性狀、內(nèi)力變化規(guī)律及荷載分擔比是亟須解決的關(guān)鍵問題所在。因此現(xiàn)通過開展現(xiàn)場試驗,并與數(shù)值模擬相結(jié)合,對地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)的水平承載特性及其受力性狀進行研究,以期為今后的設(shè)計和施工提供指導。

1 現(xiàn)場試驗概況

1.1 工程地質(zhì)條件

試驗場地位于山東省濟南市平陰縣黃河沿線高速公路工程場地內(nèi),試驗場地為黃河三角洲第四紀沖積平原地貌,場地內(nèi)主要分布粉土層和粉質(zhì)黏土層,該場地地下水位位于-1.0 m左右。場地土層從上到下的分布情況如表1所示,并給出了土層物理力學性質(zhì)參數(shù)指標。

表1 土層物理力學參數(shù)Table 1 The mechanical parameters of the soils

1.2 現(xiàn)場試驗方案

結(jié)合場地條件,將現(xiàn)場試驗設(shè)置為2組(T1和T2),共4個模型,每組兩個基礎(chǔ)模型(C1和C2)之間架設(shè)千斤頂,互為反力裝置,如圖1所示。樁基礎(chǔ)采用鋼管代替鋼筋籠來制作灌注樁,具體施工為先鉆孔→下放鋼管→澆筑混凝土。鋼管內(nèi)徑146 mm、壁厚6 mm,澆筑完畢后的樁徑220 mm,樁長6 m。地下連續(xù)墻高1 300 mm,外墻尺寸為1 300 mm×1 500 mm,墻厚320 mm。為了保證組合基礎(chǔ)的整體剛性,將鋼管樁嵌入連續(xù)墻100 mm(圖2)。

圖1 現(xiàn)場試驗平面布置圖Fig.1 Layout of field test model

1.2.1 位移測量

位移傳感器的布置如圖1所示,組合基礎(chǔ)的位移量測使用量程為50 mm與100 mm的電子位移計,通過磁性表座將其固定于基準梁上。在對應(yīng)基樁位置的地下連續(xù)墻上部安置4個位移計,同時,在順加載方向的前、后墻各安置兩個位移計。

1.2.2 應(yīng)變測量

應(yīng)變采集選用1/4橋接線方式,其中,每組組合基礎(chǔ)模型中應(yīng)變片粘貼在P1(受荷處)與P4(背荷處)位置的鋼管壁外側(cè)(雙面粘貼)和地下連續(xù)墻中對應(yīng)P1、P4位置中心的縱筋外側(cè)(單面粘貼)。連續(xù)墻自縱筋彎起位置280 mm處粘貼應(yīng)變片,并每隔200 mm貼一個應(yīng)變片,共5個?；鶚蹲凿摴茼敳?00 mm處開始貼應(yīng)變片,并每隔200 mm貼一個,共6個;之后每隔400 mm貼一個,共10個。

1.2.3 土壓力測量

土壓力數(shù)據(jù)的量測,采用土壓力盒進行采集。試驗在地下連續(xù)墻后墻中線和P4處樁中心線位置的0.5、0.7、0.9、1.1 m位置處各安放一個土壓力盒,收集該位置基礎(chǔ)外側(cè)土壓力數(shù)據(jù)(圖3)。

圖3 土壓力盒布置圖Fig.3 Layout of the earth pressure cell

1.3 現(xiàn)場試驗施工過程

處理后的鋼管樁如圖4(a)所示。樁基礎(chǔ)施工過程中,為保證鋼管位于樁孔的中心位置,在鋼管的外側(cè)焊接三組定位環(huán),每組4個。樁基礎(chǔ)的成孔方式采用水循環(huán)泥漿護壁的方法進行施工。

圖4 組合基礎(chǔ)的施工過程Fig.4 Construction process of the composite foundation

連續(xù)墻的制作分為4個部分,土體開挖、綁扎鋼筋、支模和澆灌混凝土。開挖后將鋼管樁露出坑底20 cm,然后在坑底澆灌10 cm厚墊層。待墊層強度達到要求后,對連續(xù)墻進行鋼筋綁扎[圖4(b)]。鋼筋全部綁扎完成后,放置連續(xù)墻鋼筋籠與外側(cè)模板,隨后進行連續(xù)墻的澆筑[圖4(c)],最終現(xiàn)場試驗加載狀態(tài)如圖4(d)所示。

試驗采用兩臺50 t油壓千斤頂同時進行水平加載(圖5),為保證兩臺千斤頂同時提供相同的荷載,將兩臺千斤頂連接到同一臺油壓泵,進行數(shù)控加壓。按照規(guī)范《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(GB 50007—2011)[24],現(xiàn)場試驗加載分5級進行,第一級加載值為200 kN,此后每級荷載增加100 kN。每級荷載施加后,在5、15、30、45、60 min時分別對組合基礎(chǔ)頂部的水平位移進行讀數(shù)記錄,之后每隔30 min測讀一次數(shù)據(jù)。

圖5 臥式千斤頂Fig.5 Horizontal jack in test

2 數(shù)值分析

2.1 數(shù)值建模

組合基礎(chǔ)數(shù)值模型與現(xiàn)場試驗尺寸比例為1∶1,同時將數(shù)值模型邊界設(shè)置為長10 m、寬10 m,總高度為9 m,以此減小邊界效應(yīng)的影響[25]。在模型構(gòu)建過程中,用點線面的形式表示結(jié)構(gòu)單元,通過對結(jié)構(gòu)單元材料屬性中的三維尺寸進行賦值定義來表示空間結(jié)構(gòu)。地下連續(xù)墻采用板單元,樁基礎(chǔ)采用“embedded樁”,具體材料參數(shù)如表2、表3所示。

表2 地下連續(xù)墻材料屬性Table 2 The material properties of the diaphragm wall

表3 Embedded鋼管樁材料屬性Table 3 The material properties of embedded steel pipe piles

2.2 土體本構(gòu)模型參數(shù)

土體本構(gòu)模型選用土體硬化(hardening-soil,HS)模型,該模型可以較為準確地模擬土體從彈塑性到破壞階段的應(yīng)力、應(yīng)變及剛度變化。根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)資料,在樁身深度范圍內(nèi)土層多為粉土和粉質(zhì)黏土,數(shù)值模型中將土體簡化為兩層土。

土體模型參數(shù)按照現(xiàn)場勘察報告以及當?shù)亟?jīng)驗值(E=3Es),所以上層粉土選取E50-ref=20 MPa,Eoed-ref=20 MPa,Eur-ref=3E50-ref=60 MPa。應(yīng)力相關(guān)系數(shù)m按經(jīng)驗值取0.75,泊松比ν=0.3。具體參數(shù)如表4所示。

表4 基于現(xiàn)場試驗的土體硬化模型參數(shù)Table 4 The parameters of the soil hardening model based on field tests

3 現(xiàn)場試驗及數(shù)值結(jié)果分析

3.1 荷載-位移分析

現(xiàn)場試驗中,通過布設(shè)在地連墻上部的位移傳感器,測得基礎(chǔ)頂部的水平位移和豎向位移。為使數(shù)據(jù)更具有規(guī)律性,對4組模型的位移結(jié)果取平均值,繪制出組合基礎(chǔ)水平荷載-位移曲線,同時與數(shù)據(jù)模擬的荷載-位移曲線相對比。

3.1.1 水平位移

圖6為不同荷載等級下組合基礎(chǔ)頂部的水平位移變化規(guī)律?，F(xiàn)場試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果相近似,荷載達到400 kN之后,試驗結(jié)果偏大,這主要是由于現(xiàn)場試驗的影響因素眾多,受現(xiàn)場環(huán)境影響較大。

圖6 荷載-水平位移曲線Fig.6 Horizontal displacement results of the field test and numerical simulation

由圖6可得,組合基礎(chǔ)頂部的荷載和水平位移結(jié)果整體上呈非線性特征,并且具有顯著拐點。在加載初期(<300 kN),水平位移曲線近似為線性,基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)與周圍土體的變形處于彈性變形階段且位移較小,可以判定此時的荷載(300 kN)為臨界荷載。隨著持續(xù)加載,組合基礎(chǔ)頂部的水平位移逐漸增大,變形處于彈塑性階段。當加載到600 kN時,水平位移達到50 mm以上,這一階段墻側(cè)土體發(fā)生了塑性變形,達到組合基礎(chǔ)承受的極限水平荷載。

3.1.2 豎向位移

現(xiàn)場試驗測得了組合基礎(chǔ)前墻和后墻頂部的豎向位移,并與數(shù)值模擬結(jié)果相對比,如圖7、圖8所示為組合基礎(chǔ)在荷載為600 kN時的豎向位移云圖。在荷載達到300 kN之前,兩者結(jié)果相似,隨后出現(xiàn)較大偏差,這是因為基礎(chǔ)周圍土體進入塑性變形階段,較大的變形使得墻體產(chǎn)生了偏大的豎向位移。

圖7 荷載-豎向位移曲線Fig.7 Vertical displacement results of the field test and numerical simulation

圖8 組合基礎(chǔ)豎向位移云圖(600 kN)Fig.8 Vertical displacement nephogram of the composite foundation (600 kN)

在水平荷載作用下組合基礎(chǔ)前墻的豎向位移,隨著荷載的逐漸增加,由微小的向下的沉降逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橄蛏系穆∑稹＿@種現(xiàn)象是因為在施加水平荷載后,隨著水平荷載的變大,模型在水平荷載與背荷面被動土壓力的共同作用下會出現(xiàn)稍微傾斜的現(xiàn)象,由于傾斜的產(chǎn)生,作用在受荷面的水平荷載產(chǎn)生一個豎向分力和水平向分力,豎向分力和模型的自重帶動基礎(chǔ)產(chǎn)生向下的沉降,沉降達到一定程度,土體出現(xiàn)剪脹現(xiàn)象,產(chǎn)生一個回彈的趨勢,之后水平向分力成為主導因素。

由現(xiàn)場試驗結(jié)果,隨荷載增加,后墻的豎向位移逐漸向下沉降,在400 kN時有一個回彈的趨勢,在500 kN附近達到回彈最大值,然后繼續(xù)向下沉降。產(chǎn)生這種現(xiàn)象是因為0～400 kN時組合基礎(chǔ)整體繞某一點發(fā)生傾斜,400 kN之后出現(xiàn)向加載方向平移的現(xiàn)象,回彈現(xiàn)象是平移和傾斜二者共同作用的結(jié)果。從整體趨勢來看,受荷面呈隆起趨勢,背荷面呈沉降趨勢,組合基礎(chǔ)發(fā)生整體傾斜破壞。

3.2 樁墻彎矩分析

現(xiàn)場試驗采集得到的應(yīng)變值,需要進一步處理成彎矩值。根據(jù)式(1)求得彎矩。

M=εEW

(1)

式(1)中:ε為應(yīng)變,采集數(shù)據(jù)得出的應(yīng)變值為με,其關(guān)系為με=10-6;E為彈性模量;W為抗彎截面系數(shù)。

現(xiàn)場試驗受周邊環(huán)境、試驗條件等因素的影響,試驗數(shù)據(jù)存在偶然性,為了使實驗數(shù)據(jù)更具有統(tǒng)計性和歸納性,首先對4組模型受荷面和背荷面樁墻在相同荷載下的彎矩取平均值。然后做出在不同荷載下4組組合基礎(chǔ)樁墻平均彎矩-深度曲線,結(jié)果如圖9、圖10所示。

圖9 受荷面彎矩-深度曲線Fig.9 Bending moment of the load-bearing surface

圖10 背荷面彎矩-深度曲線Fig.10 Bending moment and depth curve of the loaded surface

從現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬的彎矩變化趨勢可以看出,彎矩沿深度方向呈非線性變化,在連續(xù)墻部分的趨勢相似呈一個豎向放置的“M”形。彎矩沿深度先是增大,在墻1/5處達到第一個彎矩峰值。之后,彎矩開始減小,并且在墻的中部達到彎矩的一個極小值。隨后彎矩繼續(xù)增大,在墻4/5處達到第一個彎矩峰值,然后彎矩減小,在樁墻連接處附近達到彎矩反彎點。整體上看,受荷面彎矩承受的彎矩值為兩倍的背荷面彎矩,這是由于水平荷載作用在組合基礎(chǔ)前墻上部,隨荷載的施加,組合基礎(chǔ)發(fā)生水平位移,前墻承受主動土壓力,而后墻承受被動土壓力?，F(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬的區(qū)別在于組合基礎(chǔ)頂部的彎矩值相差較大,現(xiàn)場試驗彎矩值遠遠大于數(shù)值模擬,這主要是由于現(xiàn)場試驗荷載加載位置與地表存在一定的距離,而數(shù)值模擬中荷載較為理想的施加在地連墻上部。

通過彎矩分析與對比可知,無論是受荷面還是背荷面,彎矩都隨著荷載的增加而增加,并且彎矩最大處的位置與彎矩峰值的位置不變。地下連續(xù)墻所受的彎矩遠遠大于樁所受到的彎矩。從埋深4.0 m處附近一直到樁底,彎矩幾乎為0 kN·m,即樁的下半部分幾乎不承受彎矩。受荷面和背荷面最大彎矩均出現(xiàn)在連續(xù)墻的中上部,說明此處為組合基礎(chǔ)最薄弱的位置,在實際施工中鋼筋設(shè)置應(yīng)加密布置。

3.3 樁墻水平側(cè)移

繪制樁墻身在各級荷載下水平變位,就必須先計算出各斷面在各級荷載下的位移?，F(xiàn)場試驗中,根據(jù)位移傳感器測得每級加載下的頂部位移,并結(jié)合樁身布置測點的應(yīng)變片結(jié)果,由撓度方程[式(2)]計算式(3)和式(4),從而得到試驗中組合基礎(chǔ)各測點的轉(zhuǎn)角和水平位移值[23]。數(shù)值模擬結(jié)果直接提取加載方向的水平位移值,對比如圖11所示。

圖11 樁墻身水平變位Y-Z曲線Fig.11 Horizontal deformation Y-Z curves of walls and piles

(2)

(3)

(4)

式中:Δεj、Δεj+1分別為j、j+1測點截面的應(yīng)變;θj、θj+1分別為j、j+1測點截面的轉(zhuǎn)角;yj、yj+1分別為j、j+1測點的水平位移;k0為j、j+1測點截面之間的間距;lj為j單元的長度。

通過現(xiàn)場試驗推導得到的樁墻身水平位移值與數(shù)值模擬值相近,水平荷載下,樁墻身的水平位移隨埋深逐漸減小。在第1～2級荷載作用下,組合基礎(chǔ)的水平變形較小,不大于10.0 mm,隨加載的進行,基礎(chǔ)的水平變形逐漸顯著,并且變形增量也開始增大。水平位移主要發(fā)生在組合基礎(chǔ)上部的1/2段即地面以下0～3.0 m,其周邊土體處于塑性變形,而樁身下部土體沒有發(fā)生塑性變形。

此外,隨著水平加載的進行,組合基礎(chǔ)的第一位移零點及反位移沿埋深逐漸向下移動,由地下3.0 m左右發(fā)展到了地面以下3.85 m左右。水平加載的最后階段反位移增大,處于-5.8～-4.0 m,其最后一級荷載出現(xiàn)的反位移最大值達到2.05 mm,位于地表以下4.67 m處。

3.4 樁墻組合基礎(chǔ)水平承載力初步計算

地下連續(xù)墻-樁基礎(chǔ)作為一種新型的組合基礎(chǔ),國內(nèi)外對其研究較少,承載特性與設(shè)計問題仍需解決。根據(jù)組合基礎(chǔ)的荷載傳遞特性及樁基承載力的計算,提出一種適合于樁墻組合基礎(chǔ)水平承載力的計算方法。

根據(jù)樁基的計算,把基礎(chǔ)看作是彈性體。根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[26]可按式(5)估算樁身配筋率小于0.65%的灌注樁單樁水平承載力特征值,公式為

(5)

式(5)中:α為樁的水平變形系數(shù);νM為樁身最大彎矩系數(shù);W0為樁身換算截面受拉邊緣的截面模量,m3;γm為樁截面模量塑性系數(shù),圓形截面為2,矩形截面為1.75;ft為樁身混凝土抗拉強度設(shè)計值;An為樁身換算截面積,m2;ρg為樁身配筋率;Nk為在荷載效應(yīng)標準組合下裝頂豎向力,kN;ζN為樁頂豎向力影響系數(shù),豎向壓力取0.5,豎向拉力取1.0。

當樁的水平承載力由水平位移控制,樁身配筋率不小于0.65%時,可按式(6)估算,公式為

(6)

式(6)中:α為樁的水平變形系數(shù);EI為樁身抗彎剛度,kN/m2;υx為樁頂水平位移系數(shù);χ0a為樁頂允許水平位移,m。

叢藹森[27]提出地下連續(xù)墻極限承載力的計算公式,公式為

PH=P1+P2+P3

(7)

(8)

(9)

P3=N′btanθ+A′C′

(10)

式中:P1為基礎(chǔ)前、后的極限水平承載力;P2為基礎(chǔ)外側(cè)面的極限水平承載力;P3為基礎(chǔ)底面地基的極限水平承載力;Pai為基礎(chǔ)背面的主動土壓力;Ppi為基礎(chǔ)前面的被動土壓力;n為土層數(shù);hi為地層厚;L為基礎(chǔ)正面寬度;θ為土的內(nèi)摩擦角;c為黏聚力;B為基礎(chǔ)側(cè)面寬度;fi為單位側(cè)阻力;N′b為基礎(chǔ)底面的地基黏聚力;A′為有效支撐面積。

由前文的分析可得,相比于傳統(tǒng)的水平抗力基礎(chǔ),組合基礎(chǔ)主要由地連墻和樁體上部來承擔土體的水平壓力,下部樁體主要起嵌固作用。地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)在水平荷載作用下受力如圖12所示。

Fa為地連墻受荷面的主動土壓力;Fp為地連墻背荷面的被動土壓力;Ff為地連墻側(cè)墻與土體的剪切摩擦力;Rh為地連墻底部與土體的摩擦力;σa為地連墻頂部位置處的側(cè)向壓力;σb為地連墻底部位置處的側(cè)向壓力;Z0為側(cè)墻施加水平力情況下側(cè)向土壓力強度零點到地面的高度;地連墻的厚度;h為地連墻的高度;Vh為千斤頂施加的水平力圖12 樁墻組合基礎(chǔ)受力分析圖Fig.12 The force analysis of the composite foundation

由以上分析可知,樁墻組合基礎(chǔ)的水平極限承載力由上部地下連續(xù)墻基礎(chǔ)的極限水平承載力PH和下部樁體極限水平承載力R組成,忽略墻內(nèi)土芯對墻體的作用和群樁效應(yīng)的影響,實際上兩者并不能同時全部發(fā)揮作用。因此加入比例系數(shù)k1和k2,樁-墻組合基礎(chǔ)水平承載力的計算可近似按式(11)計算,公式為

RH=k1PH+k2R

(11)

為初步確定比例系數(shù)k1和k2的取值范圍,以數(shù)值模擬結(jié)果為參照,根據(jù)規(guī)范[26]確定水平位移為40 mm時對應(yīng)的水平荷載為組合基礎(chǔ)極限荷載,分別選取不同的k1和k2對現(xiàn)場試驗結(jié)果進行計算。計算結(jié)果與數(shù)值結(jié)果對比如表5所示。

表5 現(xiàn)場試驗近似計算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比Table 5 Comparison of approximate calculation results from field tests and numerical simulation

由表5可知,當k1=0.9,k2=1/2時,地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)水平承載力的近似計算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果相近。由于受試驗次數(shù)、地質(zhì)條件、基礎(chǔ)尺寸等因素限制,此結(jié)果可為后續(xù)研究提供參考。

3.5 墻側(cè)土壓力分析

通過布設(shè)在后墻邊側(cè)和中間的土壓力盒得到墻后土壓力值。數(shù)據(jù)處理時將失效的測點值去除,再對剩余試驗組取其平均值。數(shù)值模擬中找出與現(xiàn)場試驗布設(shè)土壓力盒相一致位置的土壓力,繪制得圖13、圖14,同時相應(yīng)位置的土壓力云圖如圖15所示。

圖13 中間土壓力Fig.13 Earth pressure in the middle of the back wall

圖14 邊側(cè)土壓力Fig.14 Lateral earth pressure on the back wall

圖15 數(shù)值模擬后墻的墻后土壓力云圖Fig.15 Earth pressure nephogram behind the back wall in numerical simulation

由土壓力云圖可以直觀得出,墻后土壓力隨荷載的增加而明顯增大,但從豎向上看,土壓力沿墻身增長緩慢,且邊側(cè)土壓力大于中間土壓力。水平荷載作用下,組合基礎(chǔ)后墻外側(cè)橫向土壓力的分布呈現(xiàn)復雜的墻-土相互作用的過程,墻側(cè)土體受到壓縮,土壓力呈現(xiàn)為被動土壓力形式。由樁墻水平變位情況可見,水平荷載施加后,上部土體發(fā)生較大位移,被動土壓力較大,下部土體位移較小,土壓力增值較小。

3.6 墻側(cè)地面的橫向變形

根據(jù)數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗討論了組合基礎(chǔ)的影響范圍以及地面變形形式的演變。數(shù)值模擬中以水平荷載300 kN和600 kN為例,地面的橫向位移分布如圖16所示。

圖16 組合基礎(chǔ)周邊地面橫向位移分布圖Fig.16 Lateral displacement diagram of the ground near the composite foundation

由土體位移云圖可得,組合基礎(chǔ)的沿加載方向的影響范圍很大,樁內(nèi)部土體整體性較高,位移較一致且數(shù)值較大。隨著荷載的增加,組合基礎(chǔ)的影響范圍越來越大,從位移輪廓線來看,背荷面的影響范圍遠遠大于受荷面的影響范圍,加載方向(0.37B～1.95B)的影響范圍明顯大于正交于加載方向(0.1B～0.57B)的影響范圍,其中,B為基礎(chǔ)側(cè)面寬度。

從現(xiàn)場各級荷載下墻側(cè)土體的變形破壞情況來看,在加載初期,墻側(cè)土體和墻后土體整體穩(wěn)定性較好,未出現(xiàn)裂縫。隨荷載增加,連續(xù)墻前墻外側(cè)出現(xiàn)通長細微裂縫,同時在墻后側(cè)的墻土交界位置附近出現(xiàn)沿加載方向細裂縫,連續(xù)墻兩側(cè)出現(xiàn)45°方向細長裂縫,墻前裂縫寬度持續(xù)增加。最后一級荷載施加后,組合基礎(chǔ)周邊土體加速失穩(wěn)破壞,墻前水平裂縫寬度達4～5 cm,墻后土體土體隆起明顯,兩側(cè)斜裂縫長度最長達到70 cm,寬4 cm。因此,在實際工程中可以通過改善組合基礎(chǔ)主要影響范圍內(nèi)的土體性質(zhì)提高承載力。

4 結(jié)論

通過對樁墻組合基礎(chǔ)進行現(xiàn)場水平載荷試驗,并結(jié)合數(shù)值分析,重點分析了組合基礎(chǔ)的水平承載能力,包括基礎(chǔ)位移、彎矩、變形以及周邊地面的變形情況,得出結(jié)論如下。

(1)水平荷載作用下,組合基礎(chǔ)受荷面的水平位移與背荷面的水平位移相一致,而受荷面的豎向位移遠遠大于背荷面的豎向位移。

(2)在水平荷載的作用下,地下連續(xù)墻-樁組合基礎(chǔ)彎矩隨著荷載的增加而逐漸增大,并且彎矩最大處的位置與彎矩峰值的位置不變。組合基礎(chǔ)墻身彎矩遠遠大于樁身彎矩,樁的下半部分幾乎不承受彎矩。組合基礎(chǔ)受荷面彎矩比背荷面彎矩值要大,最大彎矩值均出現(xiàn)在地下連續(xù)墻埋深的上部。

(3)隨著深度、荷載的增加,土壓力的變化是非線性變化。后墻承受被動土壓力,且邊側(cè)土壓力大于中間位置土壓力。

(4)組合基礎(chǔ)側(cè)向變形主要集中在上部1/2范圍內(nèi)即地表以下0～3.0 m。最大水平位移發(fā)生在基礎(chǔ)頂部,并隨著埋深增加水平位移逐漸減小。

(5)水平荷載作用下組合基礎(chǔ)周邊土體變形影響范圍很大,且加載方向的影響范圍遠遠大于其正交方向。土體影響范圍內(nèi),受荷面土體發(fā)生斷裂,背荷面土體隆起,承臺其余兩側(cè)土體產(chǎn)生45°方向斜裂縫。