Vertical bearing characteristics of foundation with barrette diaphragm wall in cohesive soils
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摘要: 条壁式地连墙基础长宽比较大，承载性能优越，施工速度快捷，具有较好工程应用前景。但其承载机理尚不明晰，通过建立条壁式地连墙基础数值模型，研究了条壁式地连墙基础竖向承载特性及墙-土相互作用机理，分析了墙体参数、土体参数等因素对条壁式地连墙基础竖向承载力的影响。计算结果表明，单幅地连墙每增加10 m埋深可使承载力提高34%~60%。每增加12 m墙长度可使承载力提高14%~89%。地连墙承载力随土体黏聚力和内摩擦角增加而基本呈线性增长，随土体弹性模量增加而呈对数增长。当墙顶荷载接近极限时，墙端附近形成一个锥形的潜在滑移面。地连墙长度越长，地连墙对周围土体影响范围越来越大，墙幅间对周围土体影响存在叠加效应。Abstract: The barrette diaphragm wall has a large aspect ratio, superior load-bearing performance, fast construction speed and good engineering application prospects. However, its bearing mechanism is not yet clear. By establishing a numerical model for the foundation with the barrette diaphragm wall, the vertical bearing characteristics and the wall-soil interaction mechanism are studied. The influences of wall parameters, soil parameters and other factors on the vertical bearing capacity of the barrette diaphragm wall are analyzed. The calculated results show that increasing the burial depth of a single diaphragm wall by 10 m can increase the bearing capacity by 34% to 60%. An increase of 12 m in the wall length can increase the bearing capacity by 14% to 89%. The bearing capacity of the diaphragm wall increases linearly with the increase of cohesion and internal friction angle of the soils, and logarithmically with the increase of elastic modulus of soils. When the load on the top of the wall approaches its limit, a potential conical sliding surface forms near the wall base. The longer the length of the diaphragm wall, the greater the impact of the diaphragm wall on the surrounding soils, and there are superimposed effects between the wall amplitudes on the surrounding soils.
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0. 引言
软土具有压缩性高、强度低、透水性差及流变性高等特性[1-2]。软土物理力学性质和工程特征导致软基堤防易发生软土层剪切破坏，产生深层滑动[3-4]；若堤身填筑速率过快，软基未能完成排水固结，则易引发地基不均匀变形或新老堤身结合部错动，甚至产生滑塌现象[5]。因此，开展软基堤防稳定性和变形分析具有重要工程意义。
在软基堤防研究方面，高峰等[6]对Hilf分析法进行了改进，给出了考虑强度随孔隙气压和孔隙水压力变化的饱和土堤防稳定性理论分析方法。孔纲强等[7]建立了软土地基上新建堤防的数值模型，分析了填筑速率等施工控制指标对软基堤防沉降的影响规律。传统研究方法重点关注安全系数和破裂面位置，不能揭示软基堤防破坏机理、动态变形及强度变化规律，且存在参数选取准确度影响计算结果等缺陷，难以全面反映软基堤防演变过程。
近年来，土工离心模型试验已成为研究岩土工程地基稳定性问题的重要研究手段。Jin等[8]通过动态离心模型试验，模拟江永大坝在地震荷载下的加速度和沉降变化；Wang等[9]采用离心机模型试验，研究了地震作用下的土工织物加固路堤的加固机理和作用规律。大多数学者用离心试验模拟地震作用下的建筑物沉降和变形情况，较少研究软基堤防问题。
本文以华阳河蓄滞洪区某软土堤防断面为例，在现场调查、原位试验的基础上，获取物理力学指标，采用离心模型试验的手段进行了设计方案对比分析，探究了软基堤防的稳定性、变形及强度增长规律，验证了地基处理优化方案的合理性。
1. 工程背景
1.1 工程概况
工程原型选取自华阳河蓄滞洪区软土地基堤防建设工程。软土堤基断面设计方案如图 1所示。
工程提出的地基处理优化方案为采用塑料排水板-砂垫层排水联合堆载预压，即先在地基上插打15 m深塑料排水板，以正方形布置，间距为1.2 m，随后铺设0.4 m厚砂垫层，地基处理宽度为16.8 m。
施工过程为三次逐级堆载：第1次堆载1.5 m，施工和预压60 d；第2次至3 m，施工和预压150 d；第3次至7.6 m，施工和预压315 d。
1.2 土体物理力学性质
本试验共在4个安全区布置了11个断面进行原位测试和室内试验，试验得出该区域土体的物理力学参数，见表 1。
表 1 工程原型土体物理力学参数Table 1. Physical and mechanical parameters of in-situ soils土性 重度/ (kN·m-3) 含水率/ % 饱和固结快剪 十字板剪切强度/ kPa 黏聚力/ kPa 内摩擦角/(°) 淤泥 17.0 10 淤泥质粉质黏土 18.4 38.9 17 12 18 砂壤土 20.0 30.0 9 27 2. 离心模型试验方案
2.1 离心机试验设备
本试验采用CZKY-200土工离心机开展缩尺堤防模型试验，有效容量200g·t，最大加速度200g。
2.2 模型试验方案设计
试验加速度设定为60g，则试验模型相似比Nl=60，时间相似比Nt=3600。拟模拟2种工况：T1试验，地基不作处理；T2试验，按照设定地基处理方案，采用塑料排水板+堆载预压进行地基处理。工程原型地层概化为1层软土地基，试验主要使用含淤泥质粉质黏土、路堤填土，均为现场取样。
由于原型排水板的尺寸限制，本次试验将塑料排水板换算成等效当量直径的砂井。换算后砂井的当量直径d为60 mm，对应模型当量直径为1 mm。原型间距约1200 mm，模型排水板间距为20 mm×20 mm，方形排列，有效排水直径de为2.26 cm，排水体直径为1 mm。
模型箱尺寸（长×宽×高）为1.0 m×0.4 m×0.8 m，模型预固结完成后，将模型表层放样为20 mm×20 mm的方格网。塑料排水板处理的地基长度为25 cm，共约1000根排水体。离心模型制作过程，如图 2所示。
2.3 传感器布设
试验传感器测点布设如图 3所示。激光位移传感器L1~L4，用于监测老堤顶面、优化后堤防顶面、优化后堤平台及软土地基地表的沉降情况。老堤堤角处和堤身下分别布设孔隙水压力传感器KY1~KY3、KY4~KY6，用于监测布设塑料排水板前后土体孔隙水压力消散情况。
2.4 试验过程
开展2组离心模型试验，具体步骤如下：①模型箱内壁均匀贴一层聚四氟乙烯以抑制边壁效应，分层慢慢铺设现场采集的原状土样，并在指定位置埋入传感器。②铺设地基土、砂垫层和堆载1：将模型箱装入离心机室，加速度逐级提高至60g，运行0.4 h后停机（模拟原型60 d），测试十字板强度、含水率和密度；加载堆载2：T1试验直接施加堆载2；T2试验先进行塑料排水板施工，再施加堆载2，运行1 h后停机（模拟原型150 d），测试相应参数；加载堆载3：施加堆载3，2.1 h后停机（模拟原型315 d），测试相应参数，试验同时采集各传感器的数值。③记录固结后的模型沉降，绘制孔压随固结时间的消散曲线，取固结后土样进行常规三轴等试验。
3. 试验结果分析
3.1 沉降时程响应
2组模型各测点位置处的沉降时程响应如图 4所示。由图 4可知，T1、T2试验土体沉降整体随荷载和运行时间增大而增大，分级荷载施加时，沉降量均产生轻微突变，运行时间3.8 h（原型约570 d）后，各测点沉降速率逐渐减小，沉降趋于稳定。
由于堤防填筑荷载作用，堤顶中心处（L2）沉降最大，新堤平台处次之（L3），在土的长期固结作用下，老堤所在位置（L1）沉降量小于新堤平台（L3）处，软基地表最小（L4），与实际相符。
T2试验沉降值显著大于T1对应位置的沉降，说明在总沉降不变的情况下，排水板的施加有效减少了工后沉降。模型运行3.5 h（对应原型525 d）堆载至最大高度，T1试验堤顶沉降量为28.9 mm，对应原型沉降量为1.73 m，占总沉降量（2.27 m）的76.4%，工后沉降为0.54 m；T2试验堤顶沉降量为33.9 mm，对应原型沉降量为2.03 m，占总沉降量（2.27 m）的89.2%，工后沉降为0.24 m，工后沉降显著减小。
3.2 孔隙水压力响应
2组模型新、老堤防侧各测点位置处的孔隙水压力变化如图 5，6所示。
由图 5可知，布置于老堤侧KY1、KY2、KY3孔压计监测的孔隙水压力响应情况，在分级荷载施加时均产生了较大突变，离心机重力场运行稳定后超孔压逐渐消散，孔隙水压力减小，运行时间3.8 h（原型约570 d），孔压消散速率逐渐减小，土体固结趋于稳定。由于KY1、KY2、KY3设置于远离排水板的区域，因此，T2试验模型（增设排水板）不同土层位置处的孔隙水压力未产生显著变化。
由图 6可知，布设于新堤侧的KY4、KY5、KY6孔压计监测的孔隙水压力响应情况，呈现出与老堤侧孔隙水压力响应相似的三级阶梯发展规律，但T2试验中布设在排水板区域的测点（KY4、KY5、KY6）各孔隙水压力峰值均显著小于同一土层的KY1、KY2、KY3处孔隙水压力峰值，且显著小于未设置排水板的T1试验各测点峰值。未设置和设置排水板区域的最大孔隙水压力分别为356，243 kPa。由此可见，增设塑料排水板能显著减小超孔隙水压力的涨幅，减少软土地基的沉降变形。
堤基最深处的KY3、KY6测点，由于排水路径最长，孔隙水难以消散，孔隙水压力消散时间较长，导致孔隙水压力最大；KY2、KY5测点次之；靠近地表的KY1、KY4测点最小，与实际相符。
3.3 地基强度变化
2组模型各测点位置处的微型十字板剪切强度变化如图 7所示。由图 7可知，T2的十字板强度显著大于T1对应位置的强度，表明在增加塑料排水板后，软土地基强度显著增大，堆载至设定最大高度稳压后地基强度为32.6 kPa，与未进行堆载和排水板处理的对应位置强度相比增大约15 kPa，与未进行排水板地基处理的T1试验相比增大约10 kPa。
4. 结论
（1）处理后地基在3级堆载工况加载时均表现出更小的工后沉降，最大值为0.24 m，土压力在超重力场下快速稳定，孔隙水压力消散速度更快。优化后软土地基堤防最终强度达到32.6 kPa。
（2）离心模型试验在验证软土地基堤防稳定性和变形机理方面具有显著优势，针对堤防设计断面增加塑料排水板+堆载预压地基处理方法能够加快地基固结效率，建议在类似工程中进行地基处理。
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图 7 a=6 m时不同荷载作用下墙周土体位移场分布（x—x剖面）
Figure 7. Distribution of displacement field of soils around wall under different loads when a=6 m
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图 8 a=6 m时不同荷载作用下墙周土体位移场分布（y—y剖面）
Figure 8. Distribution of displacement field of soils around wall under different loads when a=6 m
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图 9 a=48 m时不同荷载作用下墙周土体位移场分布（x—x剖面）
Figure 9. Distribution of displacement field of soils around wall under different loads when a=48 m
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图 10 a=48 m时不同荷载作用下墙周土体位移场分布（y—y剖面）
Figure 10. Distribution of displacement field of soils around wall under different loads when a=48 m
表 1 不同影响因素计算模型参数
Table 1 Parameters of different influencing factors
计算模型 γ/(kN·m-3) c/kPa φ/(°) E/MPa h/m a/m 影响因素 M0 18 30 20 100 30 6 基准模型 M1 h=10，20，30，40，50 埋深影响 M2 a=6，12，24，36，48，60 长度影响 M3 c=10，30，50，100，200 黏聚力影响 M4 φ=0°，10°，20°，30°，40° 内摩擦角影响 M5 E=10，50，100，200，500，1000 弹性模量影响 注：γ为重度；c，φ分别为土体黏聚力和内摩擦角；E为弹性模量。 
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