樁墻錨組合基礎水平承載性能模型試驗研究

魏煥衛張興麗王震劉丞

(1.山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南 250101；2.山東綠城景豐房地產建設管理有限公司，山東 濟南 250100；3.山東省產品質量檢驗研究院，山東 濟南 250102)

0 引言

隨著工程建設的持續發展，水平荷載起主導作用的工程建設問題越來越多，如臨海建(構)筑物需要承受風荷載作用，海上各種建筑平臺需要考慮波浪沖擊的影響等。越來越多的建筑物在建造或使用過程中受水平荷載的影響，因此在基礎結構的設計過程中要提高其水平承載能力，如果對水平荷載的影響考慮不全面往往會造成嚴重的安全事故。

目前，對于水平承載組合基礎的研究較少，大部分成果都是針對樁基礎、地下連續墻基礎等單一的基礎形式。地下連續墻技術最初僅作為施工時承受水平荷載的擋土墻或防滲墻，直到1979年，日本將地下連續墻閉合式剛性基礎應用到了高架橋的建設[1]，繼而開展了大量的試驗以研究其承載特性和機理。對于水平受荷樁的研究，胡鎧等[2]分別對開、閉口樁進行了單調和循環承載特性的室內模型試驗，研究了樁徑、長徑比、土體相對密度等參數對樁基承載力的影響。明敏[3]基于p-y理論進行程序計算，并結合數值模擬，分析了海上風電單樁基礎的水平承載力影響參數的不確定性。近年來，研究人員開始了對水平受荷斜樁、階梯形變截面樁等[4－6]復雜樁基的研究。對于地下連續墻基礎的研究，海野隆哉等[7]在飯坂街道高架橋進行了7、8號墩基礎水平載荷試驗，結果表明閉合型地下連續墻作為基礎結構充分發揮了其剛度大、整體性好的特性，其水平承載力較好。我國東南大學、西南交通大學等[8－10]選用自平衡法對矩形閉合墻基礎開展了現場試驗，研究了地下連續墻的水平和豎向承載特性以及荷載傳遞法。

隨著研究的深入，樁基與地下墻基礎組合形成了一系列復合基礎。魏煥衛等[11]、劉聰等[12]、李瑜等[13]和陳逸飛[14]提出了樁－地下墻組合基礎，并對其影響因素等進行了相關研究。在此基礎上，文章提出了一種新型的樁－地下墻－錨桿組合基礎(樁墻錨組合基礎)，基礎的上部為地下墻和錨桿的結合，水平剛度較大；下部為樁基礎，既節省材料也保證了整個基礎的穩定性。通過室內模型試驗分析了樁墻錨組合基礎的水平承載能力，并與樁－墻組合基礎進行對比，為樁墻錨組合基礎在實際工程中的設計與應用提供參考。

1 室內模型試驗

1.1 試驗方案

室內模型試驗所用模型箱尺寸為1 100 mm×900 mm×1 200 mm(長×寬×高)如圖1(a)所示，模型箱所用材料如圖1(b)所示，其正面為鋼化玻璃，便于試驗現象的觀測以及圖像的采集，其余3面為10 mm厚的鋼板，滿足剛度和強度的需求，以保證試驗加載的順利進行。

圖1 試驗模型箱圖

室內模型試驗通常分為定性和定量兩種，因為此次試驗主要通過模型判斷原型基礎的工作機理，不需要精確計算原型的受力情況，只需要觀察新型組合基礎的受力規律，因此選擇定性試驗。為滿足試驗需求，設計了兩組試驗并進行對比，分別為樁墻錨組合基礎試驗(方案1)和樁－墻組合基礎試驗(方案2)，兩組試驗的具體尺寸設置見表1。

表1 室內模型試驗方案對比表

1.2 試驗材料

試驗旨在分析組合基礎的受力機理以及協調變形能力，因此經過多次的試驗選材預測試，最終選取厚度為7.7 mm的聚氯乙烯(Polyvinyl Chloride，PVC)板材模擬地下墻體，如圖2(a)所示。對于其彈性模量的測量，采用萬能試驗機拉伸3個長為30 cm、寬為5 cm的板材，根據拉伸試驗所得曲線計算板材的彈性模量為3.23 GPa。樁體選用直徑為25 mm、壁厚為3.5 mm的無規共聚聚丙烯(Polypropylene-Random，PPR)管材，如圖2(b)所示。錨桿材料選用直徑為15 mm、壁厚為1 mm的PVC管材，如圖2(c)所示。對于樁體和錨桿材料彈性模量的測量，采用懸掛重物的方式測得，按照測點布置將應變片粘貼在試驗材料上，在管材下端逐級懸掛砝碼并記錄應變片數據。通過砝碼的重量和管材的截面尺寸求得相應的應力，并由應力－應變曲線確定模型樁的彈性模量為1.04 GPa、錨桿的彈性模量為4.44 GPa。

圖2 模型試驗所選材料圖

試驗所用土體選用福建廈門的標準砂。試驗前通過對土體進行顆粒級配試驗，得到其不均勻系數為5.47、曲率系數為0.66；通過常規直剪試驗、擊實試驗，得到土體的內摩擦角為40°，黏聚力為0。

1.3 位移、應變及土壓力測量

樁、地下墻應變測點的布置處于同一豎直線上，如圖3(a)所示。由于基礎結構布置沿錨桿中線為對稱結構，因此樁體上的應變只需測量中間樁Z2、Z5，以及邊側樁Z1、Z6即可，地下墻體上應變的測量對應于樁上測點，前后墻各布置兩列。地下墻上每列應變測點布置4個，第一排應變片位于埋土面處，第二排應變片位于埋土面下50 mm處，之后每隔100 mm布置一排應變片。每根樁布置4個應變測點，樁上第一排應變片位于樁墻連接處50 mm，之后每隔150 mm布置一個應變測點。由于模型為對稱式結構，且錨桿長度較短，過多的應變測點所引出的數據線會干擾試驗結果，因此將同一排錨桿A、B、C等3個測點布置在2根錨桿上，如圖3(b)所示，在處理數據時，將3個測點等效為一根錨桿上的數據。

位移的監測采用百分表，如圖3(b)所示，在組合基礎頂部的4個角點處分別架設百分表測量其豎向位移，在前后墻邊側對應位置架設百分表測量基礎的水平位移。土壓力盒布置在錨桿位置往內2 cm處，前后墻共布設8個土壓力盒，如圖3(a)所示。

圖3 模型試驗應變片測點布置示意圖

應變數據的采集均通過靜態應變采集儀自動記錄收集，百分表每隔15 min進行一次人工讀數。樁體以及墻體的應變主要用來監測基礎的彎矩變化，因此數據接口的方式選用1/2橋連接。錨桿的應變主要為測得其軸力的變化趨勢，因此錨桿數據接口采用雙1/4橋方式連接。

1.4 試驗基本流程

(1)材料預處理及應變片粘貼

地下墻、模型樁、錨桿材料按照試驗方案尺寸進行切割，將進行基礎組合的孔洞預先鉆出來，并進行組裝檢查；材料處理完成后用砂紙將材料表面雜質打磨干凈，在地下墻、樁體以及錨桿上標記好應變測點位置，粘貼應變片。

(2)模型組裝

按照試驗方案的布置組裝地下墻體板材，如圖4(a)所示，兩兩之間用角鋼和螺絲固定，組合基礎上部的頂部暫時不安裝，但要用記號筆標注出與各個墻體的方位；然后將地下墻與樁體組合，使用U形鋼和鐵絲進行兩者的連接，連接長度為15 mm，如圖4(b)所示，連接過程中要時刻注意樁體的位置，防止不同的樁號安裝錯誤。

圖4 樁墻錨組合基礎模型的組裝圖

(3)基礎模型的定位

受試驗模型箱和組合基礎尺寸的限制，基礎模型布置在距兩側邊界25 cm、其距后側邊界35 cm的位置，同時考慮組合基礎和模型箱高度的影響，組合基礎外露10 cm。確定基本位置后，用木條在模型箱內將組合基礎的位置架設起來，如圖5(a)所示，方便基礎定位，并保證土體填埋時組合基礎的穩定性。

(4)錨桿的安設及土樣填裝

土體的填埋采用分層夯實的方式，在模型箱內每隔20 cm高度做上記號，并將標準砂逐袋導入模型箱內；當高度略高于當層的填筑高度時，開始進行土體夯實，將其夯實到刻度線所在位置，以此類推，逐層進行土體的填埋夯實。待土體裝填到錨桿標高時，進行底層錨桿的安裝，如圖5(b)所示；將錨桿放置到預先打好的孔洞中將其固定，再用紗布堵塞孔洞周邊的間隙，當土體填埋到頂層錨桿位置時，再次進行相同的錨桿安裝操作，當土體填埋到預定標高時，再安裝組合基礎頂板。

圖5 樁墻錨組合基礎模型的定位步驟圖

1.5 試驗加載及終止條件

試驗加載方式采用慢速維持加載法，逐級施加水平荷載(如圖6所示)。根據JGJ 106—2014?建筑基樁檢測技術規范?[15]的要求，取預估最大荷載的1/10作為分級荷載，從0 kN開始，每級加載荷載增量為0.5 kN。當位移百分表相鄰兩次讀數之差<0.01 mm時可判定該級荷載穩定，繼而進行荷載施加；當處于某一級加載時間內，組合基礎模型的位移數據在180 min內仍未穩定或者出現明顯傾斜破壞時，則停止試驗加載。

圖6 樁墻錨組合基礎模型試驗加載圖

2 試驗結果與分析

2.1 位移分析

(1)水平位移

樁墻錨組合基礎的水平荷載－位移曲線如圖7所示，基礎頂部曲線呈非線性。整體上來說，隨著水平荷載等級的增大，組合基礎的水平位移逐漸增大。當荷載較小，即荷載<1.0 kN時，基礎水平位移較小，此時基礎結構與其周邊土體共同發揮作用；當荷載逐漸增大，即荷載>1.0 kN時，基礎水平位移開始顯著增大，這個階段內主要由基礎結構發揮作用；當荷載達到3.5 kN時，位移變化速率較前幾級荷載明顯降低。另外，由圖7可知，基礎受荷面的水平位移大于背荷面的水平位移，主要是由于試驗基礎模型發生了壓縮變形導致的結果。

圖7 樁墻錨組合基礎水平荷載－位移曲線圖

樁墻錨組合基礎的水平位移與結構受力息息相關，如圖8所示，組合基礎所承受的水平荷載Vk主要由后墻所受的被動土壓力Fp、側墻的摩阻力f、樁基礎的水平抗力T以及錨桿所提供的拉力Ri共同承擔。由于組合基礎的前墻直接承受水平荷載，且墻體所用材料的彈性模量較小，墻體發生壓縮變形，從而導致受荷面的水平位移大于背荷面水平位移。通過水平位移的大小可以反映出基礎結構各部分的荷載分擔也不相同。加載初期，水平荷載主要由后墻所承受的被動土壓力承擔；加載后期，組合基礎與土體之間的相對位移增大，組合基礎各部分之間的荷載分擔情況發生變化，錨桿發揮作用承擔更多的水平荷載。

圖8 樁墻錨組合基礎受力示意圖

樁墻錨組合基礎的豎向荷載－位移曲線如圖9所示，在水平荷載作用下，樁墻錨組合基礎發生了整體的抬升。當荷載較小(0~1.0 kN)時，組合基礎的豎向位移基本為零，因為此時的水平荷載主要由基礎周圍土體承擔，荷載對基礎結構影響較小；當荷載>1.0 kN之后，組合基礎的豎向位移開始增大，并且受荷面和背荷面的豎向位移差值較大。隨荷載增加，基礎受荷面豎向位移逐漸增大，而基礎背荷面的豎向位移基本為零，在水平荷載為3.5 kN時出現豎向位移拐點，4.0 kN后組合基礎受荷面的豎向位移增大速率明顯加快，說明組合基礎開始發生破壞。

圖9 樁墻錨組合基礎豎向荷載－位移曲線圖

結合樁墻錨組合基礎的水平位移可以發現，在水平荷載作用下，組合基礎會先發生一定的水平位移，但在基礎下部樁基的嵌固作用下，組合基礎會發生整體向后旋轉的趨勢，因此使得組合基礎受荷面產生向上的豎向位移。而隨著荷載加大，組合基礎豎向位移受到了上部地下墻體的側摩阻力、樁側摩阻力以及錨桿拉力的限制作用，從而有效地控制了組合基礎的豎向位移。

2.2 樁墻彎矩分析

室內模型試驗采集得到的應變值，需要進一步處理成彎矩值。彎矩M的計算公式由式(1)表示為

式中εi為應變，采集數據得出的應變值為με，其關系式為με＝10－6ε；E為彈性模量，Pa；W為抗彎截面系數。

彎矩與深度處理后得到的彎矩－深度曲線如圖10所示。由圖10(a)所示的受荷面彎矩圖可知，隨著荷載等級的增加樁墻身彎矩逐漸加大，受荷面上部地下墻存在2個反彎點，彎矩最大值出現在基礎頂部。由于基礎前墻直接承受水平荷載作用，使得該處產生較大的變形，因此彎矩值最大。隨著埋深的增加，基礎結構受到土體反力作用的影響，彎矩逐漸減小達到反彎點，之后彎矩出現反向增加，在－150 mm界面處出現極值。受水平荷載影響，組合基礎產生旋轉趨勢，但下部樁基的存在限制了其轉動趨勢，并產生抵抗水平荷載的抗力，因此彎矩值逐漸減小進一步到達反彎點。

組合基礎背荷面的彎矩變化曲線(如圖10(b)所示)不同于受荷面，后墻遠離加載側，且由于受基礎結構的阻擋，受水平荷載影響較小，因此彎矩值偏小。同時，由于后墻沒有錨桿的設置，兩側墻及后方土體對其受力影響明顯，使得后墻墻體受力不同于前墻，因此背荷面彎矩隨深度的變化呈現倒M形趨勢。背荷面受水平荷載影響小，并且彎矩大多為正值，第一個反彎點較受荷面偏上，這是由于錨桿的存在，為受荷面提供了更多的抵抗力，使反彎點位置下移；在水平荷載傳遞過程中，基礎側面阻力的存在使背荷面所受水平荷載相對降低。

圖10 樁墻錨組合基礎不同荷載面的彎矩－深度曲線圖

2.3 錨桿軸力分析

根據模型試驗應變數據，計算錨桿軸力。軸力計算式由式(2)表示為

中央型和混合型是常見的方式，在診斷分級過程中要求結合分級要求實施。。在本次研究中以超聲量化評價指標作為基礎，在量化分析的過程中需要進行結節性質的評估，結合甲狀腺診斷特異性以及敏感性等評價分析[2]。

式中Pi為錨桿第i測點處截面軸力，N；Ep為錨桿的彈性模量，Pa；Ap為錨桿的橫截面面積，m2；εi1、εi2為錨桿第i測點處截面兩對稱應變片的測量值。由于組合基礎為對稱結構，因此將墻上同一高度的兩根錨桿數據合并，得到錨桿的軸力圖，如圖11所示。

圖11 樁墻錨組合基礎錨桿軸力圖

由圖11可知，隨著水平荷載的增加，錨桿軸力也逐漸加大，并且第二排錨桿軸力大于第一排錨桿軸力。這是由于第二排錨桿埋深加大，受土壓力影響明顯，側摩阻力增大，因此其軸力較大。組合基礎受水平荷載作用產生遠離加載側的水平位移，為限制其側移，錨桿產生對組合基礎的拉力，且隨著荷載的增大，錨桿的拉力逐漸增大。特別是在水平荷載從2.0 kN到3.0 kN的過程中，錨桿提供拉力出現較大增長，這說明當水平力達到某一等級時，錨桿與錨固土體間相對滑動增大，從而引起了錨桿拉力的增長。

與第一排錨桿受力不同，第二排錨桿受力趨勢呈凸形，中間段軸力大，兩邊軸力相對較小。這種趨勢的改變與錨桿周邊土體的滑動方向密切相關。理想狀態下錨桿受力應是自由段拉力相等，在進入錨固段后，軸力逐漸減小至零。試驗中錨桿軸力的變化與土體的相對移動方向密切相關，如圖12所示。

圖12 樁墻錨組合基礎土體滑裂面示意圖

模型試驗埋設錨桿時，會導致在搭設面出現一定角度的滑裂面，因模型設置兩排錨桿，故出現兩個滑裂面。第一排錨桿受兩道滑裂面的影響，中間土體產生了向后的移動趨勢，使得錨桿所受摩阻力方向發生改變，因此中間段錨桿的軸力有所增大，整體呈現先減小后增大再減小的倒S趨勢。第二排錨桿的軸力變化同樣受到土體滑裂面的影響，由于第二道較深的滑裂面經過第二排的前半段，使得前半段土體發生了相對向后的移動，從而導致錨桿所受摩阻力方向發生改變，即錨桿軸力發生了增大，整體呈現先增大后減小的凸形樣式。

2.4 土壓力分析

通過布設在前墻和后墻的土壓力盒得到土壓力值，為使數據更具規律性，取試驗平均值進行分析，得到土壓力與埋深的關系曲線，如圖13所示。在水平荷載作用下，組合基礎的受力及變形是一個相互作用的過程。土壓力沿深度方向的變化規律與荷載等級變化及水平位移大小的關系較為復雜，土壓力不再符合上小下大的一般規律性。地下墻所承受的土壓力變化趨勢與水平荷載增長成正比，另外墻側土壓力沿埋深呈現一個先減小后增大的變化過程。受荷面墻體土壓力為主動土壓力，隨著深度的增加，主動土壓力先減小，隨后在第一排錨桿處再增大，但依然小于頂部的土壓力；而背荷面墻體土壓力為被動土壓力，與受荷面所測土壓力變化趨勢一樣，均呈現K形。這種土壓力的變化趨勢與土體變形密切相關，水平荷載作用下，基礎上部位移最大，從而使得土壓力增大。

圖13 模型試驗墻體不同荷載面的土壓力－埋深曲線圖

2.5 樁墻錨組合基礎與樁墻組合基礎試驗結果對比

(1)位移對比

對比試驗方案，樁－墻組合基礎試驗模型除了墻身未設置4根錨桿外，一切試驗條件與樁墻錨組合基礎模型試驗相同。兩種基礎的位移對比曲線如圖14、15所示。

根據圖14的水平位移對比曲線分析可知，相同荷載等級下樁墻錨組合基礎的水平位移均小于樁－墻組合基礎，且隨著荷載等級的增加，兩種基礎之間的水平位移差值越來越大。當荷載較小(<2.0 kN)時，兩者的水平位移基本相同，隨著荷載加大，樁墻錨組合基礎的位移明顯小于后者位移，這主要是由于錨桿所提供的水平拉力限制了基礎的水平位移。從水平位移變化趨勢上來看，兩種組合基礎在荷載為3.5 kN時產生位移拐點，在此階段內樁墻錨組合基礎的位移變化更加明顯，說明錨桿的增設對于組合基礎結構的位移限制效果顯著。以上結果表明，相對于樁－墻組合基礎，錨桿的設置使得樁墻錨組合基礎具有更高的水平承載力。

圖14 兩種組合基礎不同荷載面的水平位移對比曲線圖

根據圖15的豎向位移對比曲線分析可知，在相同的荷載等級作用下，兩種組合基礎的豎向位移差值較小，荷載為3.0 kN之前，兩者的豎向位移基本相同。這是由于錨桿的設置主要為組合基礎提供水平拉力，起到限制組合基礎側移的作用，因此對組合基礎的豎向位移影響較小。而當荷載>4.0 kN后，樁墻錨組合基礎的豎向位移較樁墻基礎豎向位移略有減小，這是由于此時基礎結構產生的豎向位移和水平位移均已較大，錨桿產生斜向的拉力，制約了樁墻錨組合基礎發生轉動，從而限制了其豎向位移發展。

圖15 兩種組合基礎不同荷載面的豎向位移對比圖

(2)彎矩對比

為研究基礎結構受力的差異情況，對兩種組合基礎的樁墻身彎矩進行分析。

對比取荷載為4.0 kN時的彎矩數據，其結果如圖16所示。兩種基礎彎矩變化趨勢基本相同，基礎結構本身的彎矩主要由組合基礎的上部承擔，且該部分的彎矩變化率較大，樁體下部彎矩基本為零，這說明基礎結構與周圍土體相互作用的主要影響范圍在基礎上部。即組合基礎的上半部分對荷載的反應較為敏感，受水平荷載的影響顯著，而下半部分樁體主要起嵌固作用，保證其穩定性。

圖16 兩種組合基礎彎矩－深度對比曲線圖

另外，兩種基礎彎矩的差值情況主要表現在:樁墻錨組合基礎承受荷載側的彎矩相對較小。由此可知，樁墻錨組合基礎有更高的抗側移能力，同時由于錨桿的存在使得基礎結構的彎矩分布主要分布于地下墻部分。這是由于上部地下墻部分錨桿的設置使得基礎的抗彎能力增加，導致其彎矩分布更加均勻，進而提高了組合基礎的抗彎能力并使彎矩分布均勻。相對于樁墻組合基礎，樁墻錨組合基礎受荷面的彎矩反彎點下移，這是由于錨桿的存在，改變了樁墻基礎的受力分布，使最大的剪力出現在第一排錨桿所處水平面。

3 結論

文章提出了一種新型組合基礎結構——樁墻錨組合基礎，通過室內模型試驗對該組合基礎的受力及變形等水平承載特性進行了研究，同時將其與樁墻組合基礎進行對比，得出的主要結論如下:

(1)在水平荷載作用下，樁墻錨組合基礎產生繞某一點的整體轉動趨勢。隨荷載等級的增大，基礎頂部的水平位移與豎向位移也逐漸增大，組合基礎呈現整體傾斜破壞。

(2)從整體上看，組合基礎彎矩主要分布在地下墻部分，樁身位置的彎矩近乎零。受荷面的樁墻彎矩遠大于背荷面，隨荷載等級的增加彎矩最大處位置與彎矩峰值位置不變。前墻以負彎矩為主且絕對值較大，后墻以正彎矩為主，墻身彎矩分布較為均勻。

(3)在水平荷載下，組合基礎背荷面與受荷面的土壓力變化趨勢基本相同，均呈現K形。地下墻邊側土壓力大于中間土壓力，并且最大土壓力出現在地下墻的中下部。

(4)同工況下的樁墻錨組合基礎和樁墻組合基礎的變形及彎矩相比，前者的水平位移僅為后者的2/3，前者因錨桿提供的額外水平抗力而減小了基礎的側移，增加了基礎的水平承載力，使墻身彎矩分布更加均勻、材料利用更充分。