井筒式地下连续墙基础竖向承载特性试验研究.pdf

第 29 卷 第 11 期 岩 土 工 程 学 报 Vol.29 No.11 2007 年 11 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Nov., 2007 井筒式地下连续墙基础竖向承载特性试验研究 陈晓东 1，龚维明2，孟凡超1，李 涛2 1.中交公路规划设计院有限公司，北京 100010；2.东南大学土木工程学院，江苏 南京 210096 摘 要井筒式地下连续墙基础是一种较为新颖的深基础形式。为研究其竖向承载特性，在国内首次采用自平衡法对 黄土地区某桥梁的井筒式地下连续墙基础进行了现场静载试验。通过对试验数据分析，得出了地下连续墙基础的竖向 承载力、侧摩阻力及端阻力的发挥特性。试验和分析结果为工程设计提供了重要依据。 关键词地下连续墙基础；自平衡法；竖向荷载；极限承载力；侧摩阻力；端阻力 中图分类号TU476 文献标识码A 文章编号1000–4548200711–1665–05 作者简介陈晓东1968– ，男， 辽宁省铁岭人，高级工程师，硕士，主要从事特大型桥梁工程地质勘察。E-mail chenxiaodongsir。 Test on vertical bearing behavior of shaft diaphragm wall foundation CHEN Xiao-dong1, GONG Wei-ming2, MENG Fan-chao1, LI Tao2 1. China Highway Planning and Design Institute Consultants, Inc, Beijing 100010, China; 2. College of Civil Engineering，Southeast University, Nanjing 210096, China Abstract The diaphragm wall foundation is a new kind of foundation. To study vertical bearing behavior of the foundation, a shaft diaphragm wall foundation of bridge in loess area was tested for bearing capacity by use of the self-balanced . The was used for the first time in China. By analyzing test data, the vertical bearing capacity, lateral friction and tip resistance of the diaphragm wall foundation were studied. The test data and results were very important to design. Key words diaphragm wall foundation; self-balanced ; vertical load; ultimate bearing capacity; side resistance; tip resistance 0 引 言 通常情况下，地下连续墙作为防渗墙或挡土墙使 用。而将其直接作为结构的深基础，同时承受竖向和 水平荷载，则是基础工程中较新颖的做法。这样不仅 可以代替桩基础，也可以代替沉井基础。它与其它深 基础形式相比，有侧摩阻力大、刚性大、断面形式多 样、 施工安全便利、 社会效益和经济效益较好等优点。 地下连续墙基础虽然具有许多优点， 但 1979 年才在日 本首次应用于实际工程， 在我国少量应用于大型桥梁、 高耸建筑物、超高层楼房的基础工程中[1]。理论研究 不够深入，相关资料较为缺乏。而我国广大的黄土地 区土层壁立性好，垂直开挖方便，易于进行地下连续 墙基础的施工。 针对这种情况， 交通部于 2003 年成立 了“黄土地区大跨度桥梁地下连续墙和箱型基础的应 用研究”课题组，对其进行专题研究。 地下连续墙基础的断面形式比较灵活，可以是闭 合的井筒式，也可以是非闭合的壁式。课题组对黄土 地区一井筒式地下连续墙基础进行了现场静载试验， 研究其竖向承载特性，为设计提供资料。 关于地下连续墙基础的现场静载试验，国内外在 20 世纪 90 年代已开展了一些。铁道部第一勘测设计 院在宝中铁路建设过程中， 曾在 Q3黄土地区对井筒式 地下连续墙基础进行过小尺寸模型试验，采用了锚桩 法加载[2]。日本在东京至名古屋第二高速公路东海大 府高架桥工程中， 对其壁式地下连续墙基础 （壁板桩） 采用了与自平衡法类似的 O-cell 法进行了现场静载试 验[1]。Urkkada Technology 公司的 Bengt H. Fellenius 等在菲律宾马尼拉也曾对一根 28 m 长的壁板桩做过 O-cell 法静载试验[3]。由于本次井筒式地下连续墙基 础断面尺寸较大，极限承载力高，采用传统加载方法 在墙顶加载相当困难，故课题组采用自平衡法进行加 载。本次试验是国内首次采用自平衡法对井筒式地下 连续墙基础进行现场静载试验，研究荷载传递机理， 为设计提供参考。 ─────── 基金项目交通部西部交通建设科技项目 收稿日期2006–10–20 1666 岩 土 工 程 学 报 2007 年 表 1 主要土层概况 Table 1 Status of principal strata 层号 土层名称 层厚/m 天然含水率 w/ 天然密度 ρ/gcm -3 极限侧阻力 [τi]/kPa 容许承载力 [σ0]/kPa ② 黄土（以亚黏土为主） 8.00 19.1 1.72 30 120 ③ 黄土（以亚黏土为主） 6.85 21.8 1.73 50 200 图 1 井筒式地下连续墙基础示意图 Fig. 1 Shaft diaphragm wall foundation 1 工程概况 1.1 依托工程简介 试验依托工程为国道 209 线河津－临猗一级公路 上某跨线桥梁，上部为斜腿钢架拱桥，跨度约 50 m， 基础形式采用井筒式地下连续墙基础。桥址区地处晋 陕边界，属关中黄土地区（Ⅲ区） 。 1.2 地下连续墙基础概况 该桥梁设计基础为井筒式地下连续墙基础，断面 尺寸 7000 mm7000 mm，墙厚 800 mm，墙高 18000 mm。由于其承载力太大，试验难以进行，故将实际 基础进行一定比例的缩小进行现场载荷试验。根据施 工条件， 缩小断面尺寸 3400 mm3400 mm， 墙厚 800 mm，墙高 15600 mm，其中埋深 15000 mm，墙顶露 出地面 600 mm，如图 1 所示。墙身混凝土强度等级 为 C25，实测弹性模量为 34.0 GPa。 施工采用洛阳铲成槽，单片墙施工顺序如图 1 所 示。先对单片墙Ⅰ成槽，同时将矩形荷载箱（加载装 置）与上、下段墙的钢筋笼焊接牢固，将钢筋笼与荷 载箱入槽就位，随即浇筑混凝土，完成单片墙Ⅰ的施 工。在单片墙Ⅰ混凝土开始浇筑的同时，对单片墙Ⅱ 成槽。待单片墙Ⅰ、Ⅱ施工完成后，以相同工序施工 单片墙Ⅲ、Ⅳ。相邻两片墙之间刚性连接。 1.3 土层概况 试验场地位于桥址区，地层主要为第四系上更新 统风积黄土，以亚黏土为主。主要土层概况见表 1。 2 试验情况 2.1 加载装置及量测元件布设情况 试验采用自平衡法加载，其原理详见文献[4]。在 墙身中距端部 2 m 处埋设 4 个矩形荷载箱，2 个尺寸 为 3300 mm700 mm，另 2 个尺寸为 1700 mm700 mm，高均为 450 mm，布置见图 1，单个矩形荷载箱 见图 2。为保证 4 个荷载箱的位移同步，在地面处将 对应的 4 根油管并作 1 根，利用高压油泵通过 1 根油 管同时向 4 个荷载箱加压。 图 2 矩形荷载箱 Fig. 2 Rectangular load cell 在地下连续墙每片墙身中预埋 2 根声测管，用于 超声波检测。在地下连续墙墙顶布置 12 只位移传感 器，通过磁性表座固定在基准钢梁上。4 只用于量测 荷载箱顶板的向上位移，4 只用于量测荷载箱底板的 向下位移，通过伸至地面的位移杆量测；4 只用于量 测墙顶向上位移。在地下连续墙内、外侧土中埋设 4 只土沉降标，并布置 4 只位移传感器，2 只用于量测 第 11 期 陈晓东，等. 井筒式地下连续墙基础竖向承载特性试验研究 1667 墙体内侧土的位移， 2 只用于量测墙体外侧土的位移。 共布置位移传感器 16 只。 在地下连续墙墙身中布置钢 筋应变计，用于量测墙身截面应变，得到墙身轴力， 以推算分层侧摩阻力。 共布置7个量测断面， 间隔2 m， 每个断面埋设 8 只， 共 56 只。 量测元件布设情况见图 3，现场测试情况见图 4。 图 3 量测元件布设图 Fig. 3 Arrangement of measuring elements 图 4 现场情况 Fig. 4 Field situation 2.2 承载力预估及试验过程 日本设计指南在设计地下井筒式连续墙基础时考 虑内侧土柱的侧摩阻力。而文献[2]通过试验则得出 “内侧土柱对承载力贡献很小，在设计时可不计内侧 土柱作用，按空心基础建立计算模型”的结论。文献 [1]也按不计内侧土柱侧摩阻力的保守算法进行设计。 针对上述情况，课题组分 2 种情况预估地下连续 墙竖向极限承载力。根据公路桥涵地基与基础设计 规范 （JTJ024-85）[5]，墙底土的极限端阻力 []{} R0022 23mkhσλσγ−＝ 2 1 0.702001.5 17.3153715.96 kPa −⎡⎤ ⎣⎦ 。 根据表 1 及工程地质勘察报告，估算地下连续墙 竖向极限承载力如下 不计内侧摩阻力， u 13.68307508.32715.96Q 13981 kN； 视内侧摩阻力同外侧摩阻力， u 20.88 307508.32715.96Q 18229 kN。 为确保测出极限承载力，课题组决定将最大加载 值放大至50000 kN， 每级加载值为预估极限加载值的 1/15，第1级加载值为2倍荷载分级。加载时采用慢 速维持荷载法， 每级加载后第1 h内在5，15，30，45， 60 min时测读一次，以后每隔30 min测读一次。每级 加载下沉量， 在1 h内如不大于0.1 mm即可认为稳定。 整个试验过程正常。 试验前对地下连续墙墙身混凝土质量和完整性进 行了超声波检测。 试验过程中，加载至第9级荷载（216670 kN） 时，下位移急剧增大，很难稳定，且该级的位移量远 远大于上一级位移量的5倍，根据桩承载力自平衡 测试技术规程 （DB32/T29199）[6]，取前一级加载 值15000 kN为下段墙的极限承载力。 随后测试仅以上 段墙位移是否稳定进行加载判断。 加载至第11级荷载 （220000 kN）时，荷载箱向上位移达到29 mm， 加载值已接近荷载箱能力，顶板与底板相对位移已接 近荷载箱最大行程220 mm极限，故终止加载。上段 墙取前一级加载值18330 kN为极限承载力。 3 试验分析 3.1 位移分析 根据位移传感器采集的数据，绘出测试Q–s曲 线及土位移曲线如图5和6所示。由图5可知，下段 墙加载曲线呈陡变型，而上段墙加载曲线呈缓变型， 表明下段墙侧摩阻力及端阻力已发挥至极限，而上段 墙侧摩阻力尚未完全发挥。由图6可知，墙体内、外 侧上部土层在加载过程中均有所上抬，但位移均比墙 顶位移小，且内侧土上抬量大于外侧土。 3.2 初步确定竖向极限承载力 根据文献[6]，桩竖向抗压极限承载力 uk Q可按下 式计算 up uku QG QQ λ − − 。 1 表 2 极限侧阻力、极限端阻力地质报告提供值与实测值的比较 Table 2 Comparison between reported and measured values of ultimate lateral friction and tip resistance 层号 土层名称 地质报告极限侧阻 力[τi]/kPa 地质报告极限端阻力 [σR]/kPa 实测极限侧阻力 [τi]/kPa 实测极限端阻力 [σR]/kPa ② 黄土 30 － － ③ 黄土（荷载箱上部） 50 － 74.7 － ③ 黄土（荷载箱下部） 50 716 85.1 1377 1668 岩 土 工 程 学 报 2007 年 图 5 测试 Q–s 曲线 Fig. 5 Q–s curves in test 图 6 土位移曲线 Fig.6 Settlement curves of soil 式中， u Q， u Q−为上、下段桩极限承载力实测值； p G 为荷载箱上部桩自重；λ为系数，对于本工程黄土 0.8λ。本文采用上述方法进行初步计算。 荷载箱上段墙竖向承载力为 22 18330 13.153.41.825 19494 kN 0.8 − - ，上段墙平 均极限侧摩阻为 19494 74.7 kPa 12.553.41.84 ，基 础 竖 向 抗 压 极 限 承 载 力 uk 19494 15000Q＋ 34494 kN。 由计算结果可知，实测极限承载力约为计算值的 1.8倍，上段墙平均侧阻比地质报告提供值大。 3.3 钢筋应变计数据分析 根据每个断面的4只钢筋应变计的读数，取其平 均值ε，近似认为钢筋与混凝土应变相同，进而可按 式（2）求得地下连续墙墙身截面轴力 sscc PE AE Aε， 2 式中，EsAs，EcAc分别为钢筋和混凝土的刚度。根据 轴力分布情况，即可推得墙侧摩阻力分布情况，由此 得到轴力分布曲线、侧摩阻力分布曲线、侧摩阻力– 变位曲线、端阻力–变位曲线，分别见图7～10。由 图8和9可知，下端墙的侧摩阻力发挥比较充分。根 据前面的计算结果及实测数据，可得主要土层极限侧 阻力、极限端阻力地质报告提供值与实测值的比较情 况，见表2所示。 图 7 轴力分布曲线 Fig. 7 Distribution of axial force 图 8 侧摩阻力分布曲线 Fig. 8 Distribution of lateral friction 图 9 侧摩阻力–变位曲线 Fig. 9 Curves of lateral friction and displacement 图 10 端阻力–变位曲线 Fig. 10 Curves of resistance and displacement of tip 第 11 期 陈晓东，等. 井筒式地下连续墙基础竖向承载特性试验研究 1669 3.4 向传统静载试验结果的等效转换 为更好地研究地下连续墙基础的竖向承载特性， 需将自平衡法测试得到的结果等效转化为传统静载试 验的结果。根据前面得到的轴力和侧摩阻力的分布曲 线，利用侧摩阻力与变位量的关系、荷载箱荷载与向 下变位量的关系，通过荷载传递解析方法，可求得墙 顶荷载对应的荷载–沉降关系。等效转换的墙顶Q–s 曲线见图11，在等效墙顶荷载作用下侧摩阻力和端阻 力的发挥比例见图12。 图 11 等效墙顶 Q–s 曲线 Fig. 11 Equivalent Q–s curve on top of in wall 图 12 侧摩阻力和端阻力发挥比例 Fig. 12 Ratio of lateral friction and tip resistance 由图11可知，等效转换Q–s曲线呈陡变型，据 其可确定地下连续墙基础的竖向抗压极限承载力为 35047 kN，与前述根据式（1）所确定的值相近。由图 12可知，地下连续墙基础在正常工作荷载作用下，竖 向承载力主要由侧摩阻力提供，随着荷载不断增大， 侧摩阻力所占比例下降，端阻力所占比例提高。如墙 顶荷载为9859 kN时， 侧摩阻力占91， 端阻力占9； 墙顶荷载为极限承载力35047 kN时，侧摩阻力占 69，端阻力占31。运营状态下，侧摩阻力对地下 连续墙基础竖向承载力起主要贡献作用。 4 结 论 （1） 本次静载试验是为了研究某一实际桥梁工程 井筒式地下连续墙基础的竖向承载特性而进行的，采 用自平衡法进行加载。这是国内首次采用自平衡法对 井筒式地下连续墙基础进行现场载荷试验研究。试验 过程较为顺利，实测数据为设计提供了重要资料。 （2） 通过试验得到地下连续墙基础的极限承载力 大大超过预估承载力，满足了设计的要求，研究结果 表明，地下连续墙基础竖向承载力主要由侧摩阻力提 供，其侧摩阻力较大，极限承载力较高，在黄土地区 较为适用，适于作为桥梁的基础形式。 （3） 此次试验没有将墙体内、 外侧摩阻力发挥情 况区分开来，对研究内侧土柱对承载力的贡献情况带 来了些困难。而这个问题一直也是地下连续墙基础设 计中的一个核心问题。因此，对于井筒式地下连续墙 基础侧摩阻力的试验研究还有待改进，以明确内侧摩 阻力的发挥性状。 参考文献 [1] 丛蔼森. 地下连续墙的设计施工与应用[M]. 北京 中国水 利水电出版社, 2000 323–326. 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