格形地下连续墙竖向承载特性研究.pdf

第 34 卷 第 4 期 岩 土 工 程 学 报 Vol.34 No.4 2012 年 .4 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Apr. 2012 格形地下连续墙竖向承载特性研究 侯永茂 1. 上海交通大学土木工程系，上海 200240；2. 上海隧道工程股份有限公司，上海 200082 摘 要格形地下连续墙不仅可以用作基坑的围护结构，亦可以作为竖向承重结构。由于目前关于格形地下连续墙竖 向承载特性的理论和试验研究非常匮乏，设计中往往采用相当保守的态度。在原位静载试验和三维有限元分析的基础 上，对格形地下连续墙的竖向承载机理进行研究，研究结果表明格形地下连续墙的竖向承载机理与灌注桩存在很大差 异。基于广泛的参数分析，如土体力学指标、格形地下连续墙的几何尺寸等，提出格形地下连续墙竖向承载力的简化 计算公式，可以用于指导格形地下连续墙竖向承载结构的设计和施工。 关键词格形地下连续墙；竖向承载力；原位试验；三维有限元方法 中图分类号TU47 文献标识码A 文章编号1000–4548201204–0701–08 作者简介侯永茂1981– ，男，山东莱州人，博士，主要从事软土地区基坑工程、隧道工程的研究工作。E-mail yongmaohou。 Vertical bearing behaviors of cellular diaphragm wall HOU Yong-mao 1. Department of Civil Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China; 2. Shanghai Tunnel Engineering Co., Ltd., Shanghai 200082, China Abstract The cellular diaphragm wall is a novel structure, which can be used as the horizontal retaining structure and the vertical bearing structure for deep excavations simultaneously. Rather conservative attitude is often adopted in the design of the cellular diaphragm wall as vertical bearing structure due to the lack of theoretical and experimental researches on the vertical bearing behaviors of cellular diaphragm walls. Based on both the in-situ test evidences and three-dimensional analyses, vertical bearing mechanism of the cellular diaphragm walls is studied. It is found that the vertical bearing mechanism of the cellular diaphragm walls is different from that of the bored piles. By pering parametric studies, the influences of the soil properties and the structural geometrical parameters on the vertical bearing behaviors of the cellular diaphragm walls are investigated. On this basis, a general ula for the calculation of the vertical bearing capacity of the cellular diaphragm walls is proposed. Key words cellular diaphragm wall; vertical bearing capacity; in-situ test; three-dimensional finite element 0 引 言 21 世纪以来，随着地下结构功能要求的日益复 杂，各种新型基坑围护结构不断涌现。格形地下连续 墙是近年来出现的一种新型围护结构[1-3]， 不仅可以作 为挡土结构和防渗结构使用，亦可以作为竖向承载结 构。虽然格形地下连续墙已经在实际工程中被设计为 竖向承载结构使用[4]，但目前国内外关于格形地下连 续墙竖向承载特性的研究尚未开展，对这种新型的承 载结构缺乏足够的理论依据，尤其对其承载机理、竖 向承载力的计算方法等缺乏研究。 研究格形地下连续墙竖向承载特性最为直接和可 靠的手段是进行原位竖向静载试验，但是格形地下连 续墙一般几何尺寸较大，导致原位试验的加载装置无 法提供足够的反力以达到其承载极限。数值分析方法 近年来在地基工程中应用广泛，数值分析方法借助各 种数值模型，校准数值模型的计算参数后，可以用数 值试验替代原位试验[5-7]。 本文选取格形地下连续墙的一幅地下连续墙槽段 进行原位竖向静载试验，获得单幅地下连续墙槽段竖 向承载的现场实测数据。借助三维有限元方法，对原 位静载试验进行数值分析，利用现场实测数据校准数 值模型的计算参数。在此基础上，建立格形地下连续 墙竖向承载的三维有限元模型，分析格形地下连续墙 的竖向承载机理。进一步通过广泛的参数分析，探讨 了土体力学指标和格形地下连续墙的几何参数对其竖 向承载力的影响，并给出格形地下连续墙竖向承载力 ─────── 基金项目上海市博士后科研基金项目（11r21421200） 收稿日期2011–02–23 702 岩 土 工 程 学 报 2012 年 的建议计算公式。 1 格形地下连续墙结构形式 格形地下连续墙是一种新型地下连续墙结构型 式，顾名思义，它是由一系列地下连续墙槽段连接而 成的格形结构，如图 1 所示。格形地下连续墙由内、 外纵墙和隔墙组成，隔墙连接内、外纵墙构成的格形 结构和其内部的原状土体共同作用，形成半重力式结 构。格形地下连续墙由于是由地下连续墙槽段构成， 其兼有地下连续墙的优点，即墙体刚度大、抗渗性能 好，可以更好地限制基坑的变形，并且可以作为永久 结构承担上部结构的竖向荷载。 格形地下连续墙由大量地下连续墙槽段连接而 成，其槽段型式主要包括壁板式槽段和 T 型槽段。为 了提高格形地下连续墙的整体性，隔墙和内、外纵墙 相交位置一般采用 T 型槽段。各地下连续墙槽段间由 施工接头相连，其中承受较小竖向剪切作用的内、外 纵墙一般采用柔性接头，而承受较大竖向剪切作用的 隔墙一般采用刚性接头。 图 1 格形地下连续墙示意图 Fig. 1 Schematic diagram of cellular diaphragm walls 2 单幅地墙的原位和数值承载试验 2.1 单幅地下连续墙原位承载试验 原位试验场地位于上海长兴岛， 场区地处长江入 海口处，陆域和边岸处属河口、沙岛、沙嘴和潮滩地 貌类型，水域为河床地貌。根据场区工程地质调查揭 示，在场区用地标高-73.3 m 以上范围内的地基按其 成因类型可划分为 6 个层次，其中第②、⑤以及⑦层 土根据土性和工程性质的差异又可分为若干亚层，场 区内缺失上海地区标准的第⑥层硬黏性土层。场区浅 部地下水为潜水型，地下水位埋深一般为 0.50 m。各 土层土体的地质参数如图 2 所示， 第②3层灰色砂质粉 土呈松散稍密状态，层面标高约-2.0～1.5 m，该层 中无规律且不均匀地分布有透镜状②3t层灰色淤泥质 粉质黏土夹黏质粉土。 ②3层灰色砂质粉土一般厚度为 16 m，是试验中需要主要考虑的土层。 图 2 地基土体剖面和地质参数沿深度分布 Fig. 2 Soil profile and variation of geotechnical parameters 原位试验中地下连续墙两幅槽段均为C35混凝土 现浇，两槽段为纵墙上的平行槽段，具有相同几何尺 寸长 5 m，厚 0.8 m，深 29.5 m。加载试验采用锚桩 反力装置进行慢速维持荷载法加载，反力由连续墙两 侧的锚桩与反力架联合提供。试验墙槽段两侧浇筑 8 根直径 650 mm，深 68 m 的锚桩，单根锚桩极限抗拔 承载力为 2491 kN， 如图 3 所示。 每根锚桩顶部均有 7 根直径 36 mm 的钢筋伸出地面， 并焊接到反力架上以 提供反力。加载设备为 4 个 5000 kN 的油压千斤顶， 千斤顶下垫放钢板和木板，以保证墙顶加载均匀。墙 顶沉降量用 6 只对称布置的位移传感器测读，每根锚 桩用一只位移传感器测读其上拔量。 图 3 锚桩和地墙槽段平面布置 Fig. 3 Layout of reaction piles and wall panel 图 4 为两次静载试验的墙顶加载–沉降曲线。其 中 S1 为墙端无注浆情况，S2 为墙端注浆情况。由图 可见，S1 试验墙加载过程中，其墙顶加载–沉降曲线 基本呈双曲线形， 当加载至最终荷载 12880 kN 时， 对 应的墙顶沉降为 23.22 mm。值得注意的是，当墙顶完 全卸载后，墙顶残余沉降为 7 mm，回弹率达 70， 可见加载至 12880 kN 时 S1 试验墙尚未达到承载极 限。S2 试验墙加载至极限荷载前，其墙顶加载–沉降 曲线与 S1 相似。当加载至 14496 kN 时墙顶加载–沉 降曲线出现明显拐点，对应的墙顶沉降为 36.74 mm。 第 4 期 侯永茂. 格形地下连续墙竖向承载特性研究 703 施加下一级荷载时墙顶沉降急剧增大，达到 110.5 mm。当墙顶完全卸载后，墙顶残余沉降为 99.1 mm， 回弹率仅为 10.3， 可见 S2 试验墙与周围土体接触面 上已经发生了明显的塑性相对位移。 图 4 墙顶加载沉降曲线 Fig. 4 Variation of settlement curves at wall top with load 2.2 单幅地下连续墙竖向承载数值模拟 为了校准数值试验的计算参数，需要建立地下连 续墙槽段原位竖向静载试验的数值模型进行模拟。为 了减小计算规模，参考地下连续墙槽段原位静载试验 情况，建立地下连续墙槽段的 1/4 模型进行分析。数 值模型如图 5 所示，位于对称面上的竖向边界采用对 应的对称约束，位于模型外侧的竖向边界约束其水平 位移，模型底部约束所有方向的位移，模型尺寸通过 试算确定。 图 5 地下连续墙槽段原位静载试验模型 Fig. 5 Mesh of model 地下连续墙假定为线弹性材料，由于静载试验中 地墙内部应力并未超出钢筋混凝土的屈服极限，因此 该 假 定 是 合 理 的 。 土 体 非 线 性 本 构 模 型 采 用 Mohr-Coulomb 弹塑性模型，选择该模型模拟土体特 性主要考虑以下 3 方面原因①模型比较简单，参数 较少；②计算参数与土体力学特性相关；③工程中应 用广泛。为了节省计算资源，土体简化为墙侧土体和 墙端土体两层，墙侧土体考虑为厚度最大的②3层土， 墙端土层为⑤层土。墙土接触面法向不允许墙体与周 围土体间产生穿透现象，切向采用库仑摩擦模型，摩 擦系数μ取为常数。地下连续墙、土体和地下连续墙 与墙侧土体接触面的计算参数如表 1 所示。 表 1 计算参数选取 Table 1 Parameters for numerical analaysis 土层E/MPa c/kPa ϕ/ v μ ②3 60 10 27.5 0.3 0.23 ⑤ 30 18 18 0.3 地墙30000 0.2 数值模拟过程中不考虑地下连续墙成槽对周边土 体的影响， 采用总应力法进行分析。 模拟加载过程中， 将压应力均匀作用于地下连续墙顶面上，荷载加载等 级为 400 kN， 最终加载值为 16000 kN， 计算总共需要 40 个计算步。 为了验证地下连续墙原位静载试验数值模型中计 算参数的准确性，将数值计算结果与原位试验测得的 数据进行对比。 图 6 为数值计算得到的墙顶加载-沉降 曲线与原位静载试验的对比情况。 当墙顶加载较小时， 相同墙顶加载情况下计算得到的墙顶沉降要比实测值 稍大，产生这种差异的原因在于计算中采用的土体本 构模型为线弹塑性模型，而实际上土体在弹性状态下 其应力应变关系即呈现非线性特征。计算得到的墙顶 加载–沉降曲线存在明显的拐点 （图中箭头所示） ， 该 拐点对应的即为试验墙的竖向极限承载力。通过与原 位静载试验结果对比可以发现，计算得到的地下连续 墙槽段的竖向极限承载力为 13200 kN，比无注浆的 S1 试验墙的最终加载值 12880 kN 稍大，小于进行墙 端注浆的 S2 试验墙的极限荷载 14490 kN。考虑到计 算过程中进行的土层简化以及墙端注浆的影响，可以 判断计算结果与实测值基本吻合，数值模型中采用的 计算参数可以用于地下连续墙原位静载试验的数值模 拟。 图 6 墙顶加载–沉降曲线计算值与实测值对比 Fig. 6 Comparison between calculated and observed load-settlement curves 3 格形地下连续墙竖向承载数值试验 受原位试验条件的限制，无法直接进行格形地下 连续墙的竖向静载试验。数值试验借助数值模型，在 原位测试基础上通过对比分析，校准计算参数后，可 704 岩 土 工 程 学 报 2012 年 以用数值试验替代格形地下连续墙的原位静载试验。 格形地下连续墙结构形式比较复杂，为了控制数 值模型的单元数，根据格形地下连续墙的几何特征， 切取格形地下连续墙相邻两格形结构各 1/2 建立切片 模型， 考虑切片模型中格形地下连续墙的几何对称性， 可以取其一半建立三维有限元模型。切片模型如图 7 所示，其中格形地下连续墙的隔墙长度为 16 m，间距 为 8 m，连续墙厚度为 0.8 m，深度为 29.5 m。 图 7 三维有限元模型 Fig. 7 Three-dimensional finite element model 图 8（a）为计算得到的格形地下连续墙横、纵墙 相交位置墙顶加载–沉降曲线，与地下连续墙槽段墙 顶加载–沉降曲线不同，格形地下连续墙的墙顶加载 –沉降曲线非常缓和，很难直接根据加载–沉降曲线 准确判断极限荷载值。图 8（b）为加载过程中墙顶加 载–沉降曲线斜率的发展情况，可见，当加载至 900 kPa 时，墙顶加载–沉降曲线斜率发生突变。 图 8 计算墙顶加载–沉降曲线 Fig. 8 Calculated load-settlement curves 由于格形地下连续墙自身几何特点，其与墙周土 体接触分为两种情况一种是与格形结构内部的墙芯 土体的接触；另一种是与格形地下连续墙外侧土体的 接触。 图 9 为截面 A-A 处墙芯土体和墙侧土体提供的 侧摩阻力。由图 9（a）可见，加载过程中墙芯土体提 供的侧摩阻力很小，且主要位于墙端附近，沿深度呈 指数增大。由图 9（b）可见，加载过程中墙侧土体提 供的侧摩阻力分布与发展趋势与桩基础相似。当墙顶 加载至 900 kPa 时，沿整个墙身的墙侧摩阻力均达到 极限状态，进一步提高加载，墙侧土体提供的侧摩阻 力基本保持不变。可见，根据墙顶加载–沉降曲线斜 率的拐点确定的荷载即为墙侧土体提供的侧摩阻力达 到极限对应的加载。由于墙芯土体提供的侧摩阻力相 对很小，因此将墙侧土体提供的侧摩阻力达到极限时 的加载定义为格形地下连续墙的极限承载力，则极限 承载力可以由墙顶加载–沉降曲线的斜率拐点确定。 图 9 格形地下连续墙侧摩阻力分布 Fig. 9 Distribution of friction on interface at different applied loads 4 格形地下连续墙竖向承载力计算方法 结合地下连续墙槽段的原位静载试验和格形地下 连续墙竖向承载数值试验虽然可以了解格形地下连续 墙的竖向承载机理和其受力特性，但是原位试验数据 第 4 期 侯永茂. 格形地下连续墙竖向承载特性研究 705 和数值计算结果只能针对某种特定情况，不具有普适 性。为了将理论结果应用到实际工程中，需要将理论 数据公式化。 4.1 格形地下连续墙承载机理 格形地下连续墙的竖向承载机理远比地下连续墙 槽段和桩基复杂。竖向荷载作用下，格形地下连续墙 内部的墙芯土体、外侧土体以及纵墙和隔墙的墙端土 体共同承担上部荷载，如图 10（a）所示。因此格形 地下连续墙的竖向承载力 uk Q主要由以下3部分组成 外侧土体提供的侧摩阻力 sk Q、墙芯土体提供的侧摩 阻力 sik Q和格形地下连续墙端阻力 wk Q，即 uksksikwk QQQQ 。 1 根据前面的数值分析可以发现，格形地下连续墙 外侧土体提供的侧摩阻力 sk Q的分布规律与桩基相 似，因此外侧土体提供的摩阻力 sk Q可以参考桩基侧 摩阻力计算公式 skcski i Quq l ∑ ， 2 式中， i l 为墙侧第 i 层土厚度， c u 为格形地下连续墙 外侧周长， ski q为墙侧第 i 层土的极限侧摩阻力标准 值，如无当地经验时，可以参考建筑桩基规范 （JGJ942008）中的表 5.3.4-1。 墙端阻力 wk Q由两部分组成，纵墙端阻力 wlk Q和 隔墙端阻力 wtk Q，即 wkwlkwtkwlwtwlkwtk QQQqAqA ， 3 式中， wlk q为纵墙端部土体竖向平均附加应力， wtk q为 隔墙端部土体竖向平均附加应力， wl A 为纵墙截面面 积， wt A 为隔墙截面面积。 极限状态下纵墙端阻力沿纵墙长度呈均匀分布， 因此 wlk q可以参考桩基承载力公式取极限端阻力标准 值，如无当地经验值， wlk q可以参考建筑桩基规范 （JGJ942008）中的表 5.3.4-2。受格形地下连续墙 几何形式的影响，隔墙墙端土体竖向附加应力沿隔墙 长度有一定差异，为了方便计算，定义隔墙端应力系 数δ极限状态隔墙平均端阻力 wtk q/纵墙平均端阻力 wlk q，则式（3）可以表示为 wkwlkwtkwkwlwkwt QQQqAqAδ 。 4 与外侧土体提供的侧摩阻力不同，墙芯土体提供 的侧摩阻力主要位于墙端附近，且沿地墙深度呈指数 分布，沿水平方向亦具有明显的空间效应，因此很难 直接计算得到。 对墙芯土体进行受力分析， 如图 10 （b） 所示，根据受力平衡，格形地下连续墙格形结构内部 墙芯土体侧摩阻力 sik Q可由下式表示 sikstkststk QQqA ， 5 式中， stk Q为格形地下连续墙墙芯土体端阻力， stk q为 格形地下连续墙墙芯土体端部竖向平均附加应力， st A 为格形地下连续墙墙芯土体截面面积。 图 10 格形地下连续墙受力分析 Fig. 10 Diagram of load applied on cellular diaphragm walls 图 11 为加载至极限荷载时墙芯土体端部附加应 力分布视图。由图可见，墙芯土体端部附加应力分布 呈现明显的空间特性，紧邻纵墙和隔墙处附加应力最 大，距离纵墙和隔墙越远，附加应力越小，加载至极 限荷载时墙芯土体端部中心位置的土体附加应力约为 纵墙墙端土体附加应力的 50。为了方便计算，定义 墙芯土体端应力系数η极限状态下墙芯土体端部平 均附加应力 stk q/纵墙平均端阻力 wlk q，则式（5）可以 表示为 sikstkwkst QQqAη 。 6 将式（2） 、 （4） 、 （6）代入式（1）即可得格形地 下连续墙竖向承载力计算公式 ukcskwkstwkwlwkwti i Quq lqAqAqAηδ ∑ ，7 式中， ski q和 wk q均可以参考建筑桩基规范 （JGJ94 2008）确定，因此式中未知参数只有墙芯土体端应 力系数η和隔墙端应力系数δ。 图 11 极限加载时墙芯土体端部竖向附加应力分布 Fig. 11 Distribution of additonal stress of soil core 4.2 墙芯土体端应力系数η和隔墙端应力系数δ 根据建立的格形地下连续墙数值模型进行广泛的 参数分析发现，格形地下连续墙竖向承载特性主要受 墙侧土体和墙端土体的弹性模量比 E1/E2以及格形地 下连续墙几何尺寸的影响。因此，为了确定墙芯土体 端应力系数η和隔墙端应力系数δ，需要就上述因素 706 岩 土 工 程 学 报 2012 年 进行系统的参数分析。 建立 18 个格形地下连续墙竖向承载的三维有限 元模型进行分析，每个模型墙端土体弹性模量 E2取 30 MPa，E1/E2分别取 0.1，0.3，0.5，1，1.5，2 进行 计算。每个模型中格形地下连续墙的详细尺寸如表 2 所示，主要讨论的几何参数包括隔墙间距 li，隔墙长 度 lt和格形地下连续墙深度 Dc，各模型格形地下连续 墙厚度 tc均为 0.8 m。 表 2 模型几何参数 Table 2 Geometrical parameters for numerical models 编号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 li/m 4 8 16 24 32 4 8 1216 lt/m 4 8 16 24 32 8 16 2432 Dc/m 30 30 30 30 30 30 30 3030 编号 10 11 12 13 14 15 16 1718 li/m 20 8 16 24 32 40 8 8 8 lt/m 40 4 8 12 16 20 16 1616 Dc/m 30 30 30 30 30 30 25 2015 对 18 个数值模型分别进行计算， 分析其计算结果 发现，不同墙侧土体与墙端土体的弹性模量比 E1/E2 和格形地下连续墙的几何尺寸对应的隔墙端应力系数 δ变化不大，位于 0.94～1.27 之间，因此δ可以取保 守值 0.94。 图12为模型1～18计算得到的墙芯土体端应力系 数η与 E1/E2的关系。 如图所示， 各模型计算得到的η 与 E1/E2的关系均可以用曲线进行拟合，曲线方程形 式如下 12 / 1/2 1e EEβ ηα − ⋅ − ， 8 式中，参数α和β为形状参数，受格形地下连续墙几 何尺寸的影响。 图 12 格形地下连续墙墙芯土体端应力系数η与 E1/E2的关系 Fig. 12 Relationship between ηand E1/E2 通过观察模型 1～18 计算得到的η与 E1/E2拟合 方程中的形状参数α和β可以发现，形状参数α与隔 墙间距 li无关。形状参数β与隔墙长度 lt和地下连续 墙深度 Dc无关。 格形地下连续墙深度为 30 m 时形状参数α与隔 墙长度 lt的关系如图 13 所示。 当隔墙长度 lt趋于无穷 大，由于墙芯土截面积亦趋于无穷大，格形地下连续 墙墙芯土体端部竖向平均附加应力 stk q趋于零，因此 形状参数α亦趋于零。形状参数α与隔墙长度 lt的关 系可以用曲线进行拟合，曲线方程如下 c 30 0.2 tc 1 0.60.57 / D lt α 。 9 式（9）拟合结果与计算值的比值的平均值为 1.008，测定系数 R2为 0.991。 图 13 形状参数α与隔墙长度 lt的关系 Fig. 13 Relationship betweenαand lt 第 4 期 侯永茂. 格形地下连续墙竖向承载特性研究 707 图 14 为形状参数α与格形地下连续墙深度 Dc的 关系， 形状参数α随 Dc的增大呈线性增大。 形状参数 α与格形地下连续墙深度 Dc的关系可以用曲线进行 拟合，曲线方程如下 c c 30 0.50.5 30 D Dα α 。 10 式（10）拟合结果与计算值的比值的平均值为 0.999，测定系数 R2为 0.995。 形状参数β与隔墙间距 li的关系如图 15 所示。 随 着隔墙间距 li的增大，形状参数β逐渐减小。当隔墙 间距 li趋于无穷大， 由于墙芯土截面积亦趋于无穷大， 格形地下连续墙墙芯土体端部竖向平均附加应力 stk q 趋于零，因此墙芯土体端应力系数η趋于零，形状参 数β亦趋于零。形状参数β与隔墙间距 lt的关系可以 用曲线进行拟合，曲线方程如下 tc 1 0.6 0.0150.09 /lt β 。 11 式（11）拟合结果与计算值的比值的平均值为 1.008，测定系数R2为0.991。 将式（9）～（11）代入式（8）即可得格形地下 连续墙墙芯土体端应力系数η的表达式 1 0.6 tc2 0.015 0.09/1/2c 0.2 tc 0.5/60 1e 0.60.57 / E ltE D lt η − − 。 12 图 14 形状参数α与连续墙深度 Dc的关系 Fig. 14 Relationship betweenαand Dc 图 15 形状参数β与隔墙间距 li的关系 Fig. 15 Relationship betweenβand li 4.3 格形地下连续墙竖向承载力计算公式 格形地下连续墙作为一种新型竖向承载结构，其 设计计算理论尚不成熟。初步设计时，可以采用以下 公式估算 ukcskwkstwkwlwkwt 0.94 i i Quq lqAqAqAη ∑ ，13 式中， uk Q为格形地下连续墙竖向极限承载力标准值， i l为墙侧第i层土厚度， c u为格形地下连续墙外侧周 长， ski q为墙侧第i层土的极限侧摩阻力标准值，如无 当地经验时， 可以参考 建筑桩基规范JGJ942008 中的表5.3.4-1， wk q为极限端阻力标准值，如无当地 经验值，可以参考建筑桩基规范JGJ942008中 的表5.3.4-2， st A为格形地下连续墙墙芯土体截面面 积， wl A为纵墙截面面积， wt A为隔墙截面面积，η为 格形地下连续墙墙芯土体端应力系数，可由式（12） 计算。 由于目前尚无格形地下连续墙竖向承载力的实测 数据， 无法利用实测数据对建议的计算公式进行验证。 为了验证格形地下连续墙竖向承载力建议计算公式的 正确性，以上述大量数值模型为基础，利用建议的计 算公式分别计算其竖向承载力，并与有限元方法计算 得到的结果进行对比， 如图16所示。 从图中可以看出， 根据建议公式计算得到的格形地下连续墙竖向极限承 载力与有限元计算结果的比值的范围为0.8～1.25， 处 于0.85～1之间的模型数占计入统计的模型总数的 73。 图 16 建议公式计算结果与有限元计算结果比值的分布情况 Fig. 16 Distribution of ratios between calculated and numerical results 5 结 论 本文结合原位试验和数值模拟，对格形地下连续 墙竖向承载特性进行分析。通过广泛的参数分析，研 究了土体力学指标和格形地下连续墙几何尺寸对其竖 向承载特性的影响。主要结论如下 （1） 通过校准计算参数， 三维有限元方法可以较 为准确地模拟地下连续墙槽段的原位静载试验，计算 708 岩 土 工 程 学 报 2012 年 得到的结果与原位测试结果相差不大。 （2）格形地下连续墙的竖向承载机理与传统桩 基础存在很大差异。加载至极限荷载时，纵墙外侧土 体提供的侧摩阻力达到极限状态，分布规律与桩基础 基本一致；墙芯土体提供的侧摩阻力远未达到极限状 态，主要位于墙端附近，且其分布具有明显的空间特 性。采用灌注桩承载力计算公式将夸大格形地下连续 墙的竖向承载力。 （3） 受格形地下连续墙几何型式的影响， 竖向加 载过程中，相同埋深的格形地下连续墙墙身轴向应力 并非均匀分布。隔墙承受较大的竖向剪力，从而导致 隔墙端阻力的分布具有一定的空间特性。由于格形地 下连续墙轴向应力分布同时受侧摩阻力和隔墙墙身剪 力影响，不能按传统方法直接由墙身轴向应力计算出 侧摩阻力的分布情况。 （4） 通过引入墙芯土体端应力系数η和隔墙端应 力系数δ，将墙芯土体提供的侧摩阻力和隔墙端阻力 用纵墙端阻力表示。根据广泛的参数分析，确定了墙 芯土体端应力系数η和隔墙端应力系数δ与墙侧、墙 端土体力学指标和格形地下连续墙几何尺寸的关系， 进一步推导出格形地下连续墙竖向承载力的简化计算 公式。 参考文献 [1] 刘加峰. 重力式格形地下连续墙的槽壁稳定方法[J]. 建筑 施工, 2002, 244 260–262. 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