舒中潘，錢江澎，唐曉玲

（四川省地質(zhì)工程勘察院，成都 610072）

數(shù)值模擬地下連續(xù)墻基礎(chǔ)作為錨碇基礎(chǔ)在我國應用以來，不少學者也開始了其沉降計算方法的研究。同濟大學的張琦以上海同濟大學圖書館擴建工程為對象，以現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)為依據(jù)，引用Mindlin 公式，提出了實用沉降估算公式[1]。上海華東建筑設(shè)計研究院的王衛(wèi)東在文獻[2]中提出了用Poulos 彈性理論法進行地連墻基礎(chǔ)的沉降計算。同濟大學工程的季明李桂花提出了由地連墻-樁-箱或筏所構(gòu)成的復合基礎(chǔ)的二階段沉降計算方法[3]。美國喬治亞理工學院土木與環(huán)境工程系的常紅和蘭州鐵道學院土木工程系的鄭越通過研究模型試驗中地連墻在豎向受荷時墻頂?shù)某两堤匦?，推導出一字形墻的沉降計算公式，提出了采用增大系?shù)計算異型地連墻基礎(chǔ)沉降的方案[4]。

地下連續(xù)墻作為黃土地區(qū)橋梁承受豎向力的基礎(chǔ)類型，在工程中還未有應用的報道。目前，黃土地區(qū)大跨度橋梁的基礎(chǔ)形式非常單一，然而，黃土層所具有的平面均質(zhì)性，直立性以及地下水位較低等特點，使地下連續(xù)墻應用于黃土地區(qū)大跨度橋梁基礎(chǔ)有著廣闊的前景。本文結(jié)合晉陜邊界黃土高原上省重點工程國道209 線河津至臨猗段K23+385m處天橋，采用Marc 軟件對黃土地區(qū)大跨度橋梁地下連續(xù)墻基礎(chǔ)沉降進行數(shù)值模擬研究[5]，并分析墻土體參數(shù)對沉降的影響。

1 橋址區(qū)工程地質(zhì)條件

擬建天橋地處山西省萬榮縣高村，橋址區(qū)的地貌單元屬峨眉臺塬風積黃土地貌，地形平坦，地面標高介于727.92～729.20m 之間，高差1.28m。地層該工程場地50m 深度范圍內(nèi)未見地下水。根據(jù)橋臺位置附近的剖面出露，該處黃土與古土壤分層沉積，為黃土高原第四紀黃土與古土壤交替沉積的典型地層，土體物理力學性質(zhì)見表1。

圖1 地下連續(xù)墻平面示意圖

圖2 三維實體

圖3 Z方向位移

2 計算模型

2.1 幾何模型

實例所研究地下連續(xù)墻基礎(chǔ)深h=18m，平面呈閉合正方形,外輪廓邊長l=7m，墻寬w=0.8m（圖1）。

2.2 材料本構(gòu)模型

有限元數(shù)值計算結(jié)果精度主要取決于本構(gòu)模型的合理性和計算參數(shù)的準確性。實例墻采用彈性體分析、對樁周土體采用彈塑性分析。Marc 中提供的屈服準則有Von.Misses 屈服準則，Mohr-Coulomb 屈服準則等，比較適用于巖土的是Mohr-Coulomb 屈服準則。經(jīng)過對比分析本文采用線性Mohr-Coulomb 屈服準則。

2.3 單元網(wǎng)格劃分及邊界條件確定

利用對稱性取1/4 部分進行建模分析。本例的計算邊界確定為：在x、y 方向取距原點12.5 倍的墻寬，即lx=ly=10m，作為計算模型x、y 向的邊界；墻底以下取一倍的墻深作為計算模型的下界，即lz=-36m。本例采用6 面體8 節(jié)點實體單元模擬墻土體，三維實體模型如圖2 所示，實體單元共計14 212個，結(jié)點總數(shù)為17 554個。

在模型的兩個側(cè)界和下界之處，土體受地連墻的影響甚微，該三個面上所有節(jié)點的x、y、z 方向上位移均為零；在xz 對稱面上所有節(jié)點y 方向位移為零；在yz 對稱面上所有節(jié)點x 方向位移為零；所有單元均施加重力荷載；地連墻頂面單元上受外加均布應力。

表1 橋址區(qū)土體物理力學性質(zhì)

2.4 計算參數(shù)

地連墻及墻周土體計算參數(shù)見表3?？紤]到施工順序并結(jié)合實測工況的沉降值，將墻頂豎向荷載分為5個工況，即5 級荷載施加，大小從5 625KN 到20 191KN。

表2 計算參數(shù)的選取

表3 墻頂節(jié)點計算值、實測值

3 計算成果

3.1 計算值與實測值的比較

地連墻基礎(chǔ)在最后一級荷載作用下豎向位移云圖如圖3 所示。具體每工況沉降計算值和實測值如表3所示，對比Q-S 曲線如圖4 所示。

根據(jù)以上圖表，計算值和實測值均顯示，隨著結(jié)構(gòu)荷載的增加，基礎(chǔ)沉降值也隨之增大，當施加在墻頂?shù)呢Q向荷載較小時，計算值和沉降值相當接近，隨著荷載的增加兩者沉降差值有所加大，但總體吻合較好。在最后一級荷載作用下計算值要大于沉降值約1.71mm，占計算值的10%左右，其原因主要是在數(shù)值計算過程中，由于無法通過試驗得出各古土壤層強度參數(shù)值，按其上層黃土參數(shù)值進行模擬計算，從而忽略了各古壤層強度優(yōu)越性。

3.2 土體變形模量 E0的影響

土體的變形模量在地基沉降的數(shù)值計算中尤為重要，本節(jié)取變形計算深度范圍內(nèi)變形模量的當量值E進行分析，分別取E為10MPa、20MPa、30MPa 進行數(shù)值計算。

由圖5 (a)、(b)、(c)可以清楚的看出在其它參數(shù)不變的情況下，對于3 種不同尺寸的地連墻基礎(chǔ)，其沉降隨土體模量的減小而顯著增加。3 種墻體尺寸情況下，墻周土變形模量10MPa 至少是30MPa 基礎(chǔ)沉降的3 倍以上，這說明墻周土體的變形模量對基礎(chǔ)沉降的影響相當大。因此，閉合形地連墻基礎(chǔ)應用于較好的黃土地層或古土壤中，會有較大優(yōu)越性。

3.3 土體泊松比ν 的影響

無論是現(xiàn)場試驗還是室內(nèi)試驗，土體泊松比是最難確定的參數(shù)之一，也是基礎(chǔ)沉降計算必不可少的參數(shù)之一，但泊松比對沉降計算的影響也是大多數(shù)研究者所關(guān)心的問題之一。通常根據(jù)土基土的側(cè)壓力系數(shù)推算ν 值，由于本論文無此試驗數(shù)據(jù)，故參照文獻[6]根據(jù)經(jīng)驗值取0.2、0.3、04 進行分析。

圖4 計算值與實測值的比較

圖5 不同墻體尺寸下土體變形模量對沉降的影響

圖6 不同墻體尺寸下土體泊松比對沉降的影響

由圖6(a)、(b)、(c)可以看出，總體上泊松比對沉降的影響不大，但隨著泊松比的減小，基礎(chǔ)沉降有所增加。在最小墻體尺寸情況下，土體泊松比對地連墻基礎(chǔ)沉降有一定的影響，3 種泊松比的最大沉降差在7%左右。隨著墻體尺寸加大，泊體比對基礎(chǔ)沉降的影響逐漸減小，在最大尺寸墻體情況下，3 種泊松比的最大沉降差降到3.8%左右。

圖7 不同墻體尺寸下土體泊松比對沉降的影響

3.4 墻土間摩擦系數(shù)對基礎(chǔ)沉降的影響

地連墻側(cè)壁與墻側(cè)土之間的作用力屬于摩擦力，即墻側(cè)摩阻力，因而從本質(zhì)上來說，墻側(cè)摩阻力的大小取決于墻側(cè)土作用于地下墻的有效法向應力的大小及墻與土之間的接觸情況和摩擦系數(shù)。本節(jié)通過取墻土之間不同的摩擦系數(shù)來進行數(shù)值計算，以分析其對基礎(chǔ)沉降的影響。

圖7(a)、(b)、(c)顯示了土體模量在E=20MPa，摩擦系數(shù)分別為0.1、0.3、0.6時各種墻體尺寸的Q-S曲線?？梢钥闯觯Σ料禂?shù)越大，基礎(chǔ)沉降值越小，表明基礎(chǔ)側(cè)摩阻力分擔的荷載隨著摩擦系數(shù)的提高而有所增加，但通過提高摩擦系數(shù)減小基礎(chǔ)沉降的效果并不明顯，沉降值的減幅均在10%以內(nèi)。

4 結(jié)論

1）現(xiàn)場實例計算值與實測值表明所建模型合理可行。

2）墻周土體的變形模量對基礎(chǔ)沉降的影響相當大。其沉降隨土體模量的減小而顯著增加，3 種墻體尺寸情況下，墻周土變形模量10MPa 至少是30MPa 基礎(chǔ)沉降的3 倍以上。

3）計算結(jié)果表明泊松比對地連墻基礎(chǔ)沉降的影響相當微弱，因而在進行數(shù)值模擬計算時，其取值在經(jīng)驗值范圍內(nèi)，對計算結(jié)果基本無影響。

4）墻土間摩擦系數(shù)與眾多因素有關(guān)，確定其具體值有較多的難度，但通過數(shù)值模擬分析，在該黃土地區(qū)墻土間摩擦系數(shù)的提高對減小基礎(chǔ)沉降效果并不明顯，根據(jù)前人研究資料及經(jīng)驗，摩擦系數(shù)取0.3左右較為符合實際情況。

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