易琼

（广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司，广州510507）

1 引言

近距离、小净空、大深度已成为现阶段城市地下工程避不开的施工关键词。不断涌现的高架桥下新建地下工程就是典型案例[1]。若是考虑合建形式将地下工程的围护结构用作之后的高架桥桩，不仅可以提高工程集约度，还可以减小后续施工难度。其中，地下连续墙竖向承载力大、整体性好，用以代替桥梁桩基具有较高的可行性和工程经济价值。蒋建平等[2]指出，单片地下连续墙可看成矩形混凝土桩，而相同体积下矩形桩的侧面积比圆形桩大，受到的侧摩阻力更大，竖向承载力也更大。

然而，地下连续墙在设计时并未从竖向承载力角度进行考虑，要用作高架桥的桩基需要进行另外的计算分析。虽然国际上有一些采用地下连续墙作为建构筑物承重基础的案例[3]，但国内将地下连续墙作为基础的工程还比较少，且大多数研究多集中在数值模拟和试验方面，如张波等[4]和宋章等[5]采用数值方法研究了考虑土芯后的闭合型地下连续墙基础竖向承载性能，而焦莹[6]和霍少磊等[7]则结合试验，探讨了单片地下连续墙的竖向承载性状及承载力。但目前仍缺乏对地下连续墙基础承重模式和计算方法的研究，故有必要从理论角度分析地下连续墙作为高架桥桩时的受力特点及性能。

因此，本文提出一种计算地下连续墙竖向承载能力的方法，用以分析作为桥梁桩基的地下连续墙受力性能，从而为今后类似工程提供一定参考。

2 工程概况

广州某地铁车站拟建于一交叉路口，该路口已有一跨线高架桥规划中，同时高架桥一侧地下已有建成的综合管廊，在有限空间下地铁车站布局难以展开。为充分利用路口下方的地下空间，提出将地铁车站围护地连墙兼作高架桥桩基的合建方案。

本工程中高架桥桩均设计为端承桩，合建形式采用地下连续墙对单侧桥桩的替换。围护地连墙厚1 m，单幅长6 m；高架桥单个承台下设4 根桩，每侧2 根，桩径1.6 m。车站围护结构地下连续墙和高架桥的相互关系见图1。

图1 地铁车站及高架桥相对位置关系图

替代地连墙及原高架桥桩设计长约35 m，端承桩，桩端嵌入微风化灰岩。周边地层自上而下分别为：<1-2> 素填土、<4N-2>粉质黏土、<3-2>中粗砂、<5C-1B>粉质黏土、<5C-2>粉质黏土、<9C-2>微风化灰岩。各土层物理力学参数见表1。

表1 土层的主要物理力学参数

3 理论计算分析

3.1 地下连续墙竖向承载力求解

蒋建平等指出采用俞式增长模型来近似地下连续墙的荷载-沉降曲线的效果较好。针对地下连续墙的荷载-沉降曲线（Q-s 曲线），俞式方程为：

式中，Q 为墙顶竖向荷载，kN；p1为墙顶渐近极限竖向荷载，kN，乘上折减系数0.8[5]可得竖向极限承载力；p2、p3为参数；s 为墙顶沉降，mm。

JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》5.3.9 中规定嵌岩桩的单桩竖向极限承载力Quk如下：

式中，Qsk为土的总极限侧阻力，kN；Qrk为嵌岩段总极限阻力，kN；u 为地连墙横截面周长，m；qsik为桩周第i 层土极限侧阻力，kPa；li为桩周第i 层土层高，m；frk为岩石饱和单轴抗压强度标准值，可用岩层桩端阻力qpk代替；ζr为嵌岩段侧阻和端阻综合系数；Ap为地连墙端部面积，m2。

本工程<9C-2>微风化灰岩frk为20～35 MPa，地连墙嵌岩深径比hr/d 约为4.5，查表得ζr最高取为1.04。将单幅地连墙尺寸和土层参数代入式（2）得到竖向极限承载力为Quk=74 262 kN。则墙顶渐近极限竖向荷载为p1=Quk/0.8=74 262/0.8=92 827.5 kN。

而根据蒋建平等所总结的6 个工程案例，p2、p3加权平均后分别为1.09 275 和0.677 27，代入式（1）计算得到本工程地连墙的荷载-沉降曲线方程为：

得到本工程的地连墙荷载-沉降（Q-s）曲线如图2 所示。

图2 理论计算所得地下连续墙Q-s 曲线

一般来说，Q-s 曲线明显向下弯曲的前一级荷载为极限荷载，即极限承载力。故从图2 中可知，对于该地连墙，竖向极限承载力约为82 500 kN，对应的竖向沉降约为30 mm，考虑折减系数K=2，可取41 250 kN 作为该地连墙的竖向承载力特征值。

3.2 不同初始变形下的地下连续墙竖向承载力

通常对于嵌岩端承时的地连墙，可假定到达竖向承载力极限值时墙端正应力相等。故考虑地连墙初始水平变形，按墙端正应力σ 相等进行替换，可得：

式中，Q 为标准情况下的地连墙顶竖向荷载，kN；Q1为考虑水平变形后的地连墙顶竖向荷载，kN；e 为地连墙发生的水平变形距中轴线的距离，m；Wp为地连墙截面抗弯模量，m3。

式中，L 为地连墙长度，m；t 为地连墙厚度，m。

将式（5）代入式（3）得到：

本工程地连墙的厚度为1 m，分别取e=0、0.01 m、0.02 m、0.03 m、0.04 m、0.05 m，代入式（6）得到不同水平变形下的地连墙荷载-沉降曲线如图3 所示。

从图3 中可知，对于该地连墙，对应初始水平变形e=0、0.01 m、0.02 m、0.03 m、0.04 m、0.05 m，竖向极限承载力分别约为82 500 kN、81 600 kN、80 800 kN、80 100 kN、79 300 kN、78 500 kN，考虑折减系数K=2 后，竖向承载力特征值分别为41 250 kN、40 800 kN、40 400 kN、40 050 kN、39 650 kN、39 250 kN。

图3 理论计算所得不同初始水平变形时的地下连续墙Q-s 曲线

可见，即使初始水平变形达到50 mm，竖向承载力特征值也仅减小了约4.8%，几乎可忽略不计。

4 有限元分析验证

采用MIDAS/GTS 有限元软件建立地下连续墙替换单侧桥桩后的高架桥墩及桩基竖向加载的数值模型，如图4 所示。地下连续墙和高架桥的相对位置关系见图1。整个模型长80 m、宽50 m、高70 m，其中地下连续墙和原桥桩的长度均取为35 m。

图4 地下连续墙竖向加载数值模型

4.1 地下连续墙竖向承载力对比分析

采用位移法来模拟加载过程，即对地下连续墙施加位移边界条件，然后求得发生对应位移时的墙顶反力。根据结果绘制地下连续墙的荷载-沉降曲线如图5 所示，并与理论计算结果进行对比。

图5 数值模拟所得地下连续墙Q-s 曲线

由图5 可知，在加载前期，数值与理论曲线变化趋势基本一致。但在加载后期理论曲线到达陡降点荷载不再继续增大后，数值曲线的荷载却还在不断增大。这是由于基于连续介质力学的有限元无法考虑土体极限破坏后的承载能力下降，因此沉降增加的过程中荷载一直增大，曲线陡降点非常靠后。

于是假定到达极限荷载时对应的沉降以理论计算为准，取为30 mm。此时数值模拟得到的竖向极限承载力为82 500 kN，与理论结果十分接近。

4.2 初始水平变形对地下连续墙竖向承载力影响

在数值模型中依次改变地下连续墙的初始水平变形，然后进行计算，得到不同初始水平变形下的地下连续墙荷载-沉降曲线如图6 所示。

图6 数值模拟所得不同初始水平变形时的地下连续墙Q-s 曲线

由图6 可知，若取竖向沉降30 mm 时对应的荷载作为竖向极限承载力，则数值模拟中对应初始水平变形e=0、0.01 m、0.02 m、0.03 m、0.04 m、0.05 m 的地连墙竖向极限承载力分别约为85 615 kN、85 325 kN、85 536 kN、85 711 kN、85 872 kN、85 991 kN，之间最大仅相差0.78%，其影响几乎可以忽略不计。

5 结论

本文以某地铁车站围护结构与高架桥的合建工程为背景，通过理论和数值手段对替换高架桥桩的地连墙竖向承载力进行研究，得到如下结论。

1）地连墙比同体积的圆形桩刚度大、整体性好、竖向极限承载力大，适合作为竖向承载基础。

2）基于俞式方程推导出了标准情况下的地下连续墙荷载-沉降方程，求得其竖向极限承载力。

3）推导得到考虑初始水平变形后的地连墙荷载-沉降方程及其竖向极限承载力，更符合地连墙的围护结构这一特征，便于在实际中应用。

4）经分析，实际允许产生的水平变形对地连墙竖向承载力的影响可以忽略，表明围护地连墙完全可以作为桥梁桩基继续发挥竖向承载作用。