路堤挡墙与预应力管桩连接方法现场试验研究

第35卷第6期岩土力学Vol.35No.62014年6月RockandSoilMechanicsJun.2014文章编号：1000－7598－(2014)06－1671－08路堤挡墙与预应力管桩连接方法现场试验研究1,2234李国维，苏建斌，贺冠军，马鹏真（1.河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，南京210098；2.河海大学道路与铁道工程研究所，南京210098；3.河海大学岩土工程科学研究所，南京210098；4.上海理工大学环境与建筑学院，上海200093）摘要：采用预应力管桩（PHC）作为路基挡土墙基础，可发挥PHC桩质量保证率高、抗压性能好的优势，挡土墙承担水平荷载的要求也给PHC桩基础与基底的连接模式提出了问题。依托广东广清高速公路扩建工程进行现场试验，研究PHC桩基础分别采用有盖板的垫层式和无盖板的嵌入式承连挡土墙基底模式的作用机制。研究表明：垫层式与嵌入式连接的PHC基础桩间土均承担主要荷载，嵌入式连接外桩与桩间土应力比更大，是垫层式两倍左右，嵌入式内、外桩承载力发挥率差别更加明显；垫层式连接基础不能阻止墙体发生偏转，嵌入式连接通过桩体的约束作用控制墙体保持位置状态稳定；垫层式与嵌入式连接的挡墙受力主要表现为底板底面沿路基方向承受拉应力，在垂直路基方向底板底面未出现零压力区；两种连接模式墙体水平位移差别不大，桩间土是承担水平荷载的主体。关键词：挡土墙；PHC管桩；垫层式；嵌入式；连接模式中图分类号：TU476+.4文献标识码：AFieldtestresearchonmethodforconnectingembankmentretainingwallandprestressedpipepiles1,2234LIGuo-wei,SUJian-bin,HEGuan-jun,MAPeng-zhen(1.KeyLaboratoryofMinistryofEducationforGeomechanicsandEmbankmentEngineering,HohaiUniversity,Nanjing210098,China;2.HighwayandRailwayResearchInstitute,HohaiUniversity,Nanjing210098,China,3.GeotechnicalResearchInstitute,HohaiUniversity,Nanjing210098,China;4.SchoolofEnviromentandArchitecture,UniversityofShanghaiforScienceandTechnology,Shanghai200093,China)Abstract:TheadvantageofhighqualityassurancerateandgoodcompressionresistanceofPHCpipepilecanbeexploitedbyusingtheminthefoundationofretainingwallofembankments.ItputsforwardanewresearchabouttheconnectionmodebetweenPHCpileandretainingwallbase.Basedonin-situtestsinGuang-QingExpresswayextensionproject,themechanismoftheconnectionbetweenthebaseofretainingwallandPHCpileisstudied.Twoconnectingmechanisms,onewithcoverplate,calledthecushiontypeandtheotherwithoutcoverplate,calledembeddedtype,arestudied.TheresearchsuggeststhatbothcushiontypeandembeddedconnectionbetweenPHCpilefoundationsoilbearthemainload,embeddedlinksbetweenpileandpilesoilstressarelarger,whichareabouttwiceofthecushiontype,bearingcapacityratedifferenceofinsideandoutsidethepileforembeddedtypeismoreapparently.Deflectionoftheretainingwallcannotbepreventedwiththecushiontypeconnectingmechanism,asoppositetotheembeddedtype,inwhichthewallcanbekeptinastablestatebytheconstraintresultingfromthepiles.Forbothconnectingtypes,thebaseoftheretainingwallbearstensionforcealongtheembankmentdirectionandnonzero-compressionzonesexistinthissurface.Thereisverylittledifferenceinhorizontaldisplacementfortwoconnectingtypes,andthehorizontalloadismainlycarriedbythesoilsaroundthepiles.Keywords:retainingwall;PHCpipepile;cushiontype;embeddedtype;connectionmode制最小打入深度的要求和冗余桩头处理费用高的缺1引言点，预应力管桩的施工质量易于控制与管理，该方预应力管桩具有良好的抗压性能，由于具备工法在广东省内被移植到多个公路项目应用。厂标准化生产的桩体质量保证，加之打桩工艺有限路堤挡土墙结构用于路堤宽度受限制或路堤收稿日期：2013-10-21基金项目：广东省交通运输厅科技计划项目（No.2011-02-021）。第一作者简介：李国维，男，1964年生，博士，研究员，硕士生导师，主要从事软基路堤变形和高边坡稳定性方面的研究工作。E-mail：lgwnj@163.com 1672岩土力学2014年填筑材料紧缺的路基工程，在高速公路扩建工程中土处理采用预应力管桩加固方案。常被采用。对于具有软土分布的路基工程，挡土墙广清扩建工程部分路段的占地受限，只能建造结构地基需要进行加固处理，近年来挡土墙多采用路堤挡土墙结构以满足路面的宽度需要，处于软基[1]桩基础形式，刚性打入桩加固方案被普遍应用，路段的挡土墙结构，地基加固方案采用预应力管桩预制钢筋混凝土方桩、预应力管桩是两种常用形式。基础。为比较路堤挡土墙预应力管桩基础连接模式[2]挡土墙基础，要同时承担竖直和水平荷载。的作用机制，在挡土墙路段分别选取两个单元（10m）采用预应力管桩基础，可以利用管桩质量控制上的进行不同基础连接模式的试验。优势，但也给承连基底的方案提出了问题。2.2试验方案在不考虑水平荷载的建筑中，预应力管桩在软预应力管桩基础连接底板的模式为垫层式与嵌土地基加固中应用，建筑物刚性底板可直接浇筑在入式连接。垫层式连接试验区为K4+495～+505路桩顶工作垫层上，垫层一般为C10素混凝土，桩顶基左侧挡土墙，嵌入式连接试验区为K4+675～+685[3－4]嵌入深度10cm。上覆结构荷载平均分担在单桩路基右侧挡土墙。预应力管桩按正方形布置，基础[5]上，不考虑桩间土的承载作用。参数见表1，试验区地基的岩土力学参数见表2，桩在考虑水平荷载的挡土墙中，由于预应力管桩体位置、基底连接模式、挡土墙结构如图1所示。不是为抗弯所设计，不宜结成承台式的桩基础结构，试验方案中，由于不能确认嵌入式连接桩基础目前设计上一般采用的方案为：通过加大基础开挖承担水平荷载的性能，从安全考虑，为确保挡土墙深度发挥天然地基的水平抗力，增设碎石垫层使结构的稳定性，在嵌入式方案中增加一根桩，即垫桩、土共同承担水平荷载，地基承载力按刚性桩复层式连接方案中每个断面采用2根桩，而在嵌入式[6－9]合地基进行设计。上述做法增加了挡土墙施工连接方案中每个断面采用3根桩。工艺的复杂性，且没有发挥预应力管桩质保率高、2.3原位测试项目及方法抗压强度大的优势。挡土墙施工过程原位测试项目有：桩顶荷载、预应力管桩直接嵌入基底的连接方式，除利用桩体沉降、底板钢筋受力、桩间土水平位移和墙体其施工质量有保证的优势外，还可以挖掘桩体抗压水平位移等。原位测试仪器埋设情况见表3。监测强度的潜力，但这种连接方式直接用于具有水平荷内容为记录施工过程中混凝土浇筑、路基填料填筑载的结构，目前国内外尚未发现可供参考的案例，和恒载过程中不同时间的各项参数变化。也未见到相关的文献报道。这种连接方式，桩体嵌入结构底板无钢筋连接，为非刚性连接，桩体的承表1预应力管桩基础参数载性能不明确，常规方法[10－11]不能判断结构承担水Table1Foundationparametersofprestressedpipepile盖板尺寸碎石基底平荷载的性能。断面桩长外径内径强度间距长×宽×厚垫层埋深位置/m/m/m/MPa/m本文依托广东广清高速公路拓建工程，通过现/m/m/mK4+500130.40.1802.21.2×1.2×0.50.52.3场试验研究路堤挡土墙PHC管桩基础的基底连接K4+680130.40.1801.61.2模式，分析PHC管桩基础有盖板及垫层的复合地基方式和无盖板的嵌入式连接的作用机制、地基和结表2地基土的岩土力学参数构的变形规律和整体的稳定状态，比较两种基础连Table2Rockandsoilmechanicalparameters接模式的差异，为工程实践提供参考。offoundationsoil连接土层厚WcWLIpqpkqskeCc2现场试验方案方式层/m/%/(g/cm3)/kPa/(°)/%/%/MPa/kPa1-15.553.61.621.550.574.6336.901.0811垫层2.1工程概况式1-21.581.31.492.290.739.450.2254.1250.501广东省广州至清远高速公路于1994年、1999K4+1-32.333.01.870.920.2522.9016.900.81115001-45.05.7518年和2004年分段建成通车运营，2009年进行扩建改造，由原来的双向4车道扩建为双向8车道。广嵌入2-11.045.91.681.340.4828.958.800.722式2-24.01.308清高速公路沿线有软土分布，主要为第四系河漫滩K4+6802-3136.7231相或沼泽相淤泥、淤泥质土、泥炭土、砂土，这类注：表中W为含水率；为密度；e为孔隙比；Cc为压缩指数；c为黏聚力；软土分布于平原区、河流谷地和山间洼地，多具含为内摩擦角；Wl为液限；Ip为塑性指数；qpk为端承力标准值；qsk为侧摩水率高，孔隙比大、高压缩性等特点，扩建路基软擦力标准值。 第6期李国维等：路堤挡墙与预应力管桩连接方法现场试验研究16732546060器测试，安装在底板内不同位置的受力筋上；测斜管下端置于不动地层中，上部浇筑在墙体中，位于3=18kN/m墙背=22°填挡土墙墙身中心处，采用滑动式和固定式测斜仪监400=5.7°土墙面测管体倾角变化；位移桩嵌入墙身顶部，采用光学3.00=10°素填土3测距仪测试位移变化。1.580=18.0kN/mLK4+5000.020底板=12.39°50桩顶荷载采用电测压力传感器测试，安装在桩0.015.5土层号淤泥qpk=1.08MPa碎石垫层顶中处。传感器两端用直径大于桩体直径2cm的钢-1.51-1q220桩帽含细砂sk=0.011MPa垫板固定，垫板之间填充泡沫剂，安装之前对传感-5.55.5/m-6.0qpk=0.5MPa器进行了仪器线性参数K值标定，安装细部构造与1-2淤泥高程qsk=0.001MPa-7.5-7.07.0q实物如图3所示。粉质黏pk=0.81MPa管桩1-3qsk=0.011MPa-9.0土夹砂-9.39.3qpk=5.75MPa-10.51-4砾砂qsk=0.018MPaK4+495～+505路基左-13.013.0⑧列⑦列⑥列⑤列-13.5(a)垫层式连接②排基坑2546060①排沉降计钢筋计测力计测斜管3=18kN/m0=22°填墙背(a)垫层式连接基础原位测试仪器布置54=5.7°土墙面0=10°3.0素填土K4+675～+685路基右RK4+6701.0803⑥列⑤列④列③列②列①列1.520底板=18.0kN/m土层号16.050=12.39°沉降计钢筋计测力计2-1黏土1.00.0③排0.0qpk=1.3MPa-1.52-2淤泥q基坑sk=0.008MPa②排/m含细砂-3.0-3.04.0高程①排-4.5管桩测斜管位移桩2-3粗砂qpk=6.72MPa160160(b)嵌入式连接基础原位测试仪器布置-10.5qsk=0.031MPa图2挡土墙预应力管桩基础原位测试仪器位置-12.0-12.013.0Fig.2Locationsofthein-situtestinginstruments-13.5ofprestressedpipepileretainingwallfoundation(b)嵌入式连接图1预应力管桩基础连接基底模式(单位:cm)桩帽Fig.1Prestressedpipepilefoundationconnectionbase测力计填充料model(unit:cm)测力计钢板垫片表3不同形式挡土墙埋设仪器名称与数量隔离层600K值400kNTable3Namesandquantitiesofembeddedinstrumentsin/200Pdifferenttypesofretainingwall0010203040沉降计钢筋计桩顶荷载测斜管位移桩频率平方差/105Hz基础连接模式/点/点/点/根/根(a)测力计细部图K4+500垫层式37210K4+680嵌入式25624原位测试仪器埋设平面位置如图2所示。沉降计为电测传感器，钻孔埋设，测试基点锚固在深层不动地层中，垫层式连接桩体沉降传感器伸缩杆固(b)测力计现场实物图定在盖板上，嵌入式连接桩体沉降传感器伸缩杆固图3测力计细部安装图定在墙体底板上；底板钢筋受力采用电测拉力传感Fig.3Detaildrawingofdynamometerinstallation 1674岩土力学2014年倍；内桩单承填土荷载的比例，嵌入式小于垫层式。3试验结果及分析图6是填筑荷载与其导致的桩顶荷载增加量的3.1桩顶荷载对应关系。图中显示，桩顶荷载与填土高度近似呈图4为垫层式连接预应力管桩的桩顶荷载、时线性关系，相同填土高度下不同位置的桩上荷载反间对数曲线。图4显示，填筑荷载施加前桩顶已经应正常，说明传感器工作正常，测试结果有实际意承担荷载，这部分荷载来自挡土墙自重，内桩和外义。桩的荷载差别不大，说明挡土墙自重偏心不多，自稳性好。填筑开始后，内、外桩桩顶荷载的差别随表4单元长度(10m)挡土墙填土荷载对应的单桩桩顶荷载荷载增加逐渐变大，外桩大于内桩，说明挡土墙承Table4Singlepiletoploadunderfillingloadofretainingwallwithunitlength(10m)担了填土的土压力产生的水平荷载，导致外桩承担连接填土土荷总桩顶总荷载/kN桩承土载/填土荷载/%了一部分力矩作用。高度增量荷载形式/m/kN/kN外桩中桩内桩外桩中桩内桩合计0084021.429.610.4000060嵌填土高度1.40527136735.634.714.316.255.804.4626.521m外桩荷载入-401.70137150441.335.916.118.015.725.1128.85内桩荷载式/103.70914241858.240.423.013.984.114.7722.8620填土00.000.0076818.314.60.000.000.001510501002002.30938170636.729.17.856.1914.04-20垫/kN时间/d3.50549225547.635.77.895.6913.58层荷载-403.7091234649.637.17.935.7213.65式4.20229257554.839.38.095.4613.55-604.50137271257.441.08.055.4413.49图4垫层式连接桩顶荷载时间过程Fig.4Timeprocessofloadabovepiletopincushiontypeconnection50嵌入式外桩45嵌入式中桩40嵌入式内桩35垫层式外桩图5是嵌入式连接预应力管桩桩顶荷载、时间/kN30垫层式内桩过程线。图中显示，填筑荷载施加前桩顶荷载差别2520较大，中桩荷载最大，内桩荷载最小，说明墙体重桩顶荷载1510心居中，自稳性好。自填筑开始，外桩荷载迅速增5大为最大值，至加荷结束约为内桩荷载的3倍。内00123456桩和中桩的荷载较加荷前增量小，增速相近。累计填土高度/m图6填土荷载与其导致的桩顶荷载60填土高度Fig.6Fillingloadandloadabovepilecorrespondingm外桩荷载-140tofillingload中桩荷载/10内桩荷载20填土0图6说明，嵌入式连接填土荷载导致的外桩桩020406080100-20顶荷载增速最大，相同填土高度下嵌入式连接外桩时间/d/kN-40桩顶承担的荷载量值最大，嵌入式连接的内桩和中荷载-60桩荷载增速和量值相近；垫层式外桩荷载增速大于-80内桩，外桩荷载量值大于内桩；垫层式连接桩顶荷图5嵌入式连接桩顶荷载时间过程Fig.5Timeprocessofloadabovepile载增速小于嵌入式连接的外桩，大于嵌入式的内桩inembeddedtypeconnection和中桩。将图6近似看成线性关系曲线，填土变化与桩表4为单元长度（10m）挡土墙内填土荷载导顶荷载的关系为致的桩顶荷载值。表中数据显示，填土高度相同ykx（1）（3.7m）时，嵌入式连接的桩顶总荷载更大；桩承担填土荷载的比例，嵌入式约为垫层式的1.7倍；式中：y为两种连接模式的填土作用下桩顶荷载的外桩单承填土荷载的比例，嵌入式约垫层式的1.7增加量；x为填土高度；k为斜率。 第6期李国维等：路堤挡墙与预应力管桩连接方法现场试验研究1675将相同填土高度（3.7m）下的桩顶荷载增加量用不足，桩间土承担了荷载的主要部分；嵌入式连代入公式（1）得到嵌入式、垫层式内、外桩桩顶荷接的外桩桩顶应力与桩间土应力比值是垫层式连接载增加量与填土高度的变化的斜率k，再分别对两的两倍左右；垫层式连接不同位置的桩体分担荷载种模式外、内桩斜率作差知：k为6.54，均匀；嵌入式连接桩承载差别大，外桩承载大，内嵌入式k为2.38。由此可知，嵌入式内、外桩桩顶承桩和中桩承载小；两种连接方式中嵌入式连接的内、垫层式载力的发挥率差别明显大于垫层式。外桩承载力发挥率差别更明显。表5为单元长度（10m）挡土墙内总荷载对应的桩顶总荷载。数据显示，两种连接方式均为桩、表6单元长度（10m）挡土墙总荷载对应的外桩与桩间土应力比土共同承担总荷载，且桩间土承担荷载大于桩承担Table6Totalloadofunitretainingwall(10m)荷载；嵌入式连接桩承总荷载比例大于垫层式；桩understressratioofouterpileandpilesoil承荷载比例随填筑荷载增加逐渐减小。填土桩承土承外桩外桩土均连接总荷载外桩应力高度总载总载顶载顶应力应力模式/kN/土应力/m/kN/kN/kN/kPa/kPa表5单元长度(10m)挡土墙总荷载对应的桩承总荷载0.0840368.3471.721.4178.313.413.27:1Table5Totalloadofpileunderthetotalload嵌1.41367533.2833.535.6296.723.712.49:1ofretainingwallwithunitlength(10m)入1.71504590.7913.141.3344.226.013.23:1式墙体填土土荷总桩承土承桩土桩承3.72418735.41682.858.2485.047.910.12:1连接自重高度增量荷载总载总载荷载荷载模式/kN/m/kN/kN/kN/kN比/%0.0768131.4636.618.3152.524.66.20:10.00840368.3471.70.78:143.842.31706263.21443.036.7305.855.75.49:1嵌垫1.45271367533.2833.50.64:139.023.52255333.31921.547.6396.774.25.35:1入840层1.71371504590.7913.10.65:139.283.72346349.21997.049.6413.377.15.36:1式式3.79142418735.41682.80.44:130.414.22575378.22196.654.8456.784.85.38:14.52712393.62318.457.4478.389.55.34:10.00768131.4636.60.21:117.112.39381706263.21443.00.18:115.42垫3.55492255333.31921.50.17:114.78荷载/kN层7683.7912346349.21997.00.17:114.88050100150200250300350式4.22292575378.22196.60.17:114.69054.51372712393.62318.40.17:114.511015#试桩编号：3-12mm20桩长：10m表6为单元长度（10m）挡土墙内总荷载对应/25桩径：300mm外桩应力与桩间土应力的比值。数据显示，尽管桩沉降30测试日期：2012-12-1535#间土承担了总荷载的大部分，但接触面上的附加应40试桩编号：2-845力并不大，是一般天然地基完全可以承载的水平。50桩的作用在于减小了桩间土的附加应力，使得地基图7单桩静载原位试验曲线达到整体稳定。实际上单桩承担的荷载还是很大，Fig.7In-situstaticpileload-settlementcurves嵌入式连接的桩土应力比在10～13之间，垫层式连接的桩土应力比在5～6之间，嵌入式连接的外桩与3.2桩体沉降桩间土应力比明显大于垫层式连接，说明嵌入式连图8为垫层式连接基础的桩顶荷载、桩体沉降接的桩体对桩间土附加应力的影响力更明显。与时间过程线。图中显示，内、外桩桩体沉降趋势根据现场临近区单桩原位静载试验，如图7所与荷载发展过程对应，加荷初期即形成了内、外桩#示，靠近试验区的试桩2-8地质条件与试验区相近，的沉降差，外桩沉降大于内桩，沉降差随时间保持单桩极限承载力取为280kN。考虑群桩条件影响单恒定。内外桩沉降差异存在说明挡土墙向外侧倾斜，[12]桩容许承载力取静载试验值的1/2作为保守估计且在加荷初期倾斜即发生，沉降差恒定说明墙体倾值，而现场测试的嵌入式、垫层式连接的外桩承载斜没有随时间继续发展。最大值分别为58.46、57.38kN，只分别达到容许承图9为嵌入式连接基础的桩顶荷载、桩体沉降载力的42%和41%。与时间过程线。如图显示，内、外桩的沉降趋势和综上所述，挡土墙下预应力管桩基础的基底连桩顶荷载发展过程不同。加荷初期，外桩荷载增加接无论采用垫层式还是嵌入式，桩体发挥的承载作快，对应沉降增加也快，但沉降达到6mm后随荷 1676岩土力学2014年载增加外桩沉降停滞或速率极小；内桩沉降同时发应力介于两者之间。这一结果进一步验证了桩顶荷展，内桩沉降速率小，在外桩沉降停滞期，内桩沉载测试结果的合理性。外桩桩顶荷载最大，导致纵降持续，且随荷载增加速率增大，发展到和外桩相向两桩中间底板下表面承受的弯矩最大和底板顶面近的沉降水平后，与外桩等速率发展。这一过程说局部承受较大的拉应力。内桩承载小于外桩，导致明，外桩承担荷载后发生沉降引起墙体倾斜，桩身底板横向所受最大弯矩较纵向为小，加之最大弯矩摩擦力和桩端阻力相继发挥作用后使外桩沉降减点靠近外桩与钢筋计位置不重合，双重原因使横向缓，挡土墙倾斜减缓，荷载继续增加，内桩沉降速率两桩之间的钢筋受拉力最小。大于外桩，外倾墙体逐渐复位，及至内、外桩沉降达两桩之间桩顶到相近水平后同步发展，墙体位置状态保持不变。100填土高度纵向横向纵向两桩之间80横向两桩之间1m纵向桩顶-60桩顶9外桩荷载内桩荷载/10内桩沉降外桩沉降40kN6填土/10203荷载000306090120150180-200306090120150180MPa时间/dmm-3时间/d/-40/-6-60沉降-9图10垫层式连接挡土墙底板钢筋受力图图8垫层式连接桩顶荷载、桩体沉降与时间过程Fig.10ForcediagramofsteelreinforcedinretainingwallFig.8Loadabovepileofcushiontypeconnectionbaseplateofcushiontypeconnectionandsettlementofpile图11为嵌入式连接挡土墙底板内不同测点钢9筋受力过程。如图显示，嵌入式连接的底板底层处外桩荷载内桩荷载外桩沉降内桩沉降kN6于纵向两中桩中间的钢筋承受的拉应力最大，处于/103横向中、内桩中间的底板底层钢筋承受的拉应力最荷载0小，底板上层与中桩桩顶对应位置的钢筋承受的拉0102030405060708090应力介于两者之间。这一结果也说明了桩顶荷载测mm-3时间/d/试的合理性。表3数据显示，嵌入式连接的中桩承-6沉降载墙体自重最大，承担的总荷载比内桩大，故嵌入-9式连接不同位置的钢筋受力机制与垫层式连接的情图9嵌入式连接桩顶荷载、桩体沉降与时间过程Fig.9Loadabovepileofembeddedtypeconnectionpile况雷同。此外，如图10、11显示，嵌入式连接底板andsettlementofpile顶面与中桩对应位置钢筋承受的拉应力，在相同填土高度为3.7m时，比垫层式连接的外桩对应位置综上所述，桩体的沉降过程说明，在垫层式连的钢筋拉应力约高1倍，说明嵌入式连接的底板内接和嵌入式连接中，桩体承载性能均表现为摩擦桩有相对多的应力集中。特征；垫层式连接不能阻止墙体发生偏转，墙体会发生一定程度的倾斜，但可以保持位置状态稳定；100填土高度两桩之间桩顶横向纵向两桩之间嵌入式连接使墙体能自动调整水平荷载作用下的变80横向两桩之间1m60纵向桩顶纵向桩顶形过程，通过外桩的支撑作用限制墙体偏转，使基-/10础产生适应性沉降变形，具有控制墙体保持位置状40填土20态的功能。03.3挡墙底板钢筋应力20406080100-200图10为垫层式连接挡土墙底板内不同位置的MPa时间/d/-40钢筋受力过程。图中显示，垫层式连接底板底层处-60于纵向两外桩中间的钢筋承受的拉应力最大，处于图11嵌入式连接挡土墙底板钢筋受力图横向内、外桩中间的底板底层钢筋承受的拉应力最Fig.11Forcediagramofsteelreinforcedinretainingwall小，底板上层与外桩桩顶对应位置的钢筋承受的拉baseplateofembeddedtypeconnection 第6期李国维等：路堤挡墙与预应力管桩连接方法现场试验研究1677综上所述，底板钢筋受力表明，挡土墙底板受地基土水平位移约11mm，墙体竖向外倾0.008°。力无论是嵌入式连接还是垫层式连接，主要表现是综上所述，无论是垫层式连接和嵌入式连接，底板底面沿路基方向承受拉应力；在垂直路基方向挡土墙墙体及地基均有水平位移发生，且墙体水平底板底面也承受拉应力，底板底面没有出现零压力位移差别不大，桩间土是承担水平荷载的主体；嵌区；底板顶面局部承受拉应力，底板内的应力集中入式连接的挡土墙抗倾斜能力优于垫层式连接。程度在设计允许值范围。4结论3.4墙体水平位移墙体水平位移采用测斜管进行观测，测斜管置（1）挡土墙下预应力管桩基础，桩间土承担主于竖墙体内延伸到地基桩间土中，测试地基内桩间要荷载，桩体发挥承载作用不足；嵌入式外桩桩顶土的水平向变形和整个墙体的水平位移。图12为垫应力与桩间土应力比值是垫层式链接的两倍左右；层式连接和嵌入式连接的挡土墙及地基土的水平位垫层式连接不同位置的桩体分担荷载均匀，嵌入式移随深度、填土荷载的变化过程。图12(a)数据来自连接内、外桩承载力发挥率差别更明显。固定式测斜仪，测点间距为1.5～3.0m。图12(b)（2）在垫层式连接和嵌入式连接中桩体的沉降来自滑动式测斜仪，测点间距为0.5m。过程均表现为摩擦桩特征；垫层式连接不能阻止墙体发生偏转，但可以保持位置状态稳定，嵌入式连水平位移/mm水平位移/mm接通过外桩支撑作用限制墙体偏转，具有控制墙体051015200510152000保持位置状态的功能。（3）在嵌入式连接和垫层式连接中，挡土墙底-3-3板受力状态主要表现是底板底面沿路基方向承受拉-6-6应力；在垂直路基方向底板底面未出现零压力区；m-9m-9底板顶面局部应力集中程度在设计允许值内。//深度-12深度-12（4）在垫层式连接和嵌入式连接中墙体及地基未填土未填土土水平位移均有发生，且墙体水平位移差别不大。-15填土1.5m-15填土1.7m（5）本文现场试验对象的地质条件有一定差填土2.2m填土3.8m-18-18填土3.3m异，对于本试验连接模式的功能表现有一定影响。填土4.5m-21-21致谢：本项研究得到广东省交通厅科技项目（项目编(a)垫层式挡墙位移(b)嵌入式挡墙位移号No.2011-02-021）的资助，现场试验受到广东省交通集团图12墙体及地基土水平位移、深度、荷载曲线的大力支持，同时河海大学土木与交通学院岩土力学与堤坝Fig.12Horizontaldisplacement,depthandloadcurves工程实验室的技术人员提供了无私的帮助，在此一并致谢！ofwallandsubsoil参考文献图12(a)所示，填土荷载施加后，桩间软土在[1]杨当狮.预应力锚索桩基托梁挡土墙在工程中的应用[J].5～10m深度范围随即出现明显的水平位移，随填山西建筑,2003,29(14):45－46.土荷载增加墙体部分相继发生水平位移及至墙体和地基土发生连续协调的水平位移，导致墙体发生倾YANGDang-shi.Theapplicationofearth-retaining斜。填土增加到4.5m时，墙体水平位移约12mm，wallwithprestressedanchoredpilefoundationunder-竖向外倾0.03°。墙体倾斜状态和内外桩的沉降差pinning[J].ShanxiArchitecture,2003,29(14):45－46.相对应。[2]江苏省水利勘测设计研究院有限公司.SL379－2007挡图12(b)所示，填土荷载施加后，桩间软土在土墙设计规范[S].北京:中国水利水电出版社,2007.6～11m深度范围随即出现水平位移，墙体发生微[3]徐惠纯.PHC管桩在提梁机轨道基础设计中的应用[J].小外倾，这一现象和外桩先发生沉降相对应。填土铁道标准设计,2009,(5):68－71.增加到3.8m时，桩间土水平位移增大，墙体整体XUHui-chun.PHCpipepileintheapplicationofthe发生水平位移，底板下桩间土和底板水平位移不协调，错位明显，墙体竖向回倾，这一现象与中桩后trackgirdermachinefoundationdesign[J].Railway期沉降增加相对应。墙体水平位移约6mm，底板下StandardDesign,2009,(5):68－71. 1678岩土力学2014年[4]曹云锋,王爱国.PHC管桩在油罐基础工程中的设计与2004,37(1):92－95.施工[J].建筑结构,2006,36(11):36－38.[9]刘鹏,杨光华.考虑桩端刺入沉降的桩土自平衡式复CAOYun-feng,WANGAi-guo.Designandconstruction合地基设计[J].岩土力学,2012,33(2):539－546.ofprestressedhigh-strengthconcretepileonoilstorageLIUPeng,YANGGuang-hua.Pile-soilself-balancedtankfoundation[J].BuildingStructure,2006,36(11):36compositefoundationdesignconsideringpile-end－38.piercingsettlement[J].RockandSoilMechanics,2012,[5]顾晓鲁.地基与基础[M].北京:中国建筑工业出版社,33(2):539－546.2003.[10]叶万灵,时蓓玲.桩的水平承载力实用非线性计算方[6]杨涛.路堤荷载下柔性悬桩复合地基的沉降分析[J].法——NL法[J].岩土力学,2000,21(2):97－101.岩土工程学报,2000,22(6):741－743.YEWan-ling,SHIBei-ling.Apracticalnon-linearYANGTao.Settlementanalysisofcompositegroundcalculationmethodofpile’slateralbearingcapacity——improvedbyflexiblefloatingpilesunderroadNLmethod[J].RockandSoilMechanics,2000,21(2):embankment[J].ChineseJournalofGeotechnical97－101.Engineering,2000,22(6):741－743.[11]夏华盛,张陈蓉,俞剑,等.海上风电桩基水平承载力[7]郑俊杰,袁内镇,张小敏.多元复合地基的承载力计算及循环衰减二维简化分析[J].岩土力学,2012,33(增刊1):检测方法[J].岩石力学与工程学报,2001,20(3):391－393.303－308.ZHENGJun-jie,YUANNei-zhen,ZHANGXiao-min.XIAHua-sheng,ZHANGChen-rong,YUJian,etal.2DComputationandtestingmethodforthebearingcapacitysimplifiedanalysisofcyclicdegradationoflateralbearingofmulti-elementcompositefoundation[J].ChinesecapacityforthepilefoundationofoffshorewindJournalofRockMechanicsandEngineering,2001,turbine[J].RockandSoilMechanics,2012,33(Supp.1):20(3):391－393.303－308.[8]冯瑞玲,谢永利.路堤荷载作用下复合地基的计算机[12]刘金砺.竖向荷载下的群桩效应和群桩基础概念设计辅助试验仿真分析[J].土木工程学报,2004,37(1):92若干问题[J].土木工程学报,2004,37(1):78－83.－95.LIUJin-li.GroupeffectsandsomeproblemsontheFENGRui-ling,XIEYong-li.Computeraidedtestconceptdesignofpilegroupfoundationunderverticalsimulativeanalysisofcompositefoundationunderload[J].ChinaCivilEngineeringJournal,2004,37(1):embankmentload[J].ChinaCivilEngineeringJournal,78－83.软土地基上紧临建筑高填土设计技术研究建筑科学类，李亚明，贾水钟，蔡兹红，李伟著，小16开，208页，平装，定价：53元，2014年1月出版，书号：9787112159888本书结合辰山植物园高填土设计与施工的实践过程，针对软土地基上高填土对相邻建筑物的不利影响进行了详细研究。通过现场原位试验和数值模型试验相结合，系统深入地归纳了高填土对邻近桩基及地基的影响规律，特别是提出了高填方影响范围，提出了填土较高、工期较短时类似工程的地基处理方法及工序要求，重点就相应的有效防治措施进行了深入分析，与全过程工程监测结论对比及验证；提出了路堤桩复合地基结合桩基托板加筋复合梢墙技术，解决了高填土邻近建筑物不均匀沉降问题。读者对象：可供结构工程专业的研究、设计人员以及大专院校师生参考，也可为建筑师进行建筑创作提供结构工程师角度的视野。同时对业主、施工、监理、项目管理人员进行风险控制也有良好的借鉴作用。摘自中国建筑书店