樁墻組合基礎(chǔ)穩(wěn)定性求解及影響因素分析

李瑜，魏煥衛(wèi)*，孔軍，張偉，楊慶義

（1.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250014；2.山東電力工程咨詢院有限公司，山東 濟(jì)南250013）

樁墻組合基礎(chǔ)穩(wěn)定性求解及影響因素分析

李瑜1，魏煥衛(wèi)1*，孔軍1，張偉2，楊慶義2

（1.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250014；2.山東電力工程咨詢院有限公司，山東 濟(jì)南250013）

樁墻組合基礎(chǔ)是一種主要承受水平荷載的新型基礎(chǔ)，對其進(jìn)行穩(wěn)定性求解及影響因素分析有利于指導(dǎo)實(shí)際工程應(yīng)用。文章基于墻、樁、土側(cè)向變形共同作用的原理，提出了組合基礎(chǔ)穩(wěn)定性求解方法，針對樁墻組合基礎(chǔ)在水平荷載的情況，通過 MATLAB編制的計(jì)算程序，分析了水平荷載的大小、墻身的寬度、樁徑尺寸、土的性質(zhì)以及材料彈性模量等因素對組合基礎(chǔ)變形和內(nèi)力的影響。結(jié)果表明：組合基礎(chǔ)的最大位移出現(xiàn)在基礎(chǔ)頂部，最大彎矩出現(xiàn)在墻與樁的剛接部位；墻寬的大小和樁徑的大小都與組合基礎(chǔ)最大位移成反比，但墻寬增加到6 m或者樁徑增加到0.8 m后，組合基礎(chǔ)最大位移的減小速率減緩；土抗力增加，組合基礎(chǔ)的最大位移減小，m值增加到10 MN／m4后，組合基礎(chǔ)的變形趨于定值，土抗力對基礎(chǔ)內(nèi)力影響不大；組合基礎(chǔ)材料的彈性模量對基礎(chǔ)的位移與彎矩影響不大。

共同作用；樁與地下連續(xù)墻組合基礎(chǔ)；水平荷載；側(cè)向變形

0 引言

在電廠建筑中，由于鍋爐等建筑物生產(chǎn)工藝的特殊性，建筑物基礎(chǔ)往往會承受很大的水平承載力；在海洋建筑中，基礎(chǔ)也會受到波浪力、水平地震力、船舶撞擊力等水平荷載作用。以往的解決方案往往是擴(kuò)大樁的直徑和數(shù)量或者采用地下連續(xù)墻基礎(chǔ)。但是，這樣會造成很大的浪費(fèi)。對于樁墻組合基礎(chǔ)，國內(nèi)外研究的不是很多，大多數(shù)研究都是針對單一基礎(chǔ)類型［1－3］。孫學(xué)先等在國內(nèi)首次現(xiàn)場模擬了單片墻的水平承載力和側(cè)摩阻力［2］；張瑞棋等通過現(xiàn)場試驗(yàn)對隴東黃土地區(qū)剛性地下連續(xù)墻橋梁基礎(chǔ)水平承載力特性進(jìn)行研究［3］；戴國亮等通過對三片單片墻進(jìn)行模型試驗(yàn)，研究了單室井筒式地下連續(xù)墻基礎(chǔ)的水平承載特性［4］；周香琴對井筒式地下連續(xù)墻基礎(chǔ)水平承載特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究［5］；劉念武等對地下連續(xù)墻在軟土地基中的變形特性進(jìn)行分析［6］。上述研究表明地下連續(xù)墻具有良好的水平承載特性。魏煥衛(wèi)等分析了樁在側(cè)向受荷條件下的側(cè)向變形和內(nèi)力特性［7－8］；李國豪依據(jù)樁的水平位移現(xiàn)場測試結(jié)果，對樁的彎曲變形、彎矩和土體位移作出了理論分析［9］；陳正等通過有限元模擬和現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果比較，給出各個參數(shù)的合理取值［10］；常林越等對地基反力系數(shù)法和樁側(cè)土體簡化的彈塑性本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行分析［11］；王國粹等采用針對雙曲線模型現(xiàn)行多種砂土中水平受荷樁的 p—y曲線形式進(jìn)行擬合歸一化［12］；蔡忠祥等基于混凝土損傷模型對灌注樁水平承載性狀進(jìn)行分析［13］；王衛(wèi)東等著重分析了墻—樁—箱復(fù)合基礎(chǔ)共同作用的問題，推導(dǎo)了墻—樁—土位移影響系數(shù)［14－15］。上述學(xué)者提供了樁基礎(chǔ)在水平荷載作用下的分析計(jì)算方法。在已有的研究基礎(chǔ)上，文章主要以變形控制作為目標(biāo)，建立起樁墻組合基礎(chǔ)穩(wěn)定性分析方法，同時利用MATLAB編制的有限元計(jì)算程序?qū)M合基礎(chǔ)的受力特性做出初步分析。

1 樁墻組合基礎(chǔ)穩(wěn)定性求解

文章研究了一種新型基礎(chǔ)—樁墻組合基礎(chǔ)（如圖1所示）。該組合基礎(chǔ)上部為地下連續(xù)墻，下部為樁，兩部分交界處剛接。

圖1 樁墻組合基礎(chǔ)示意圖

1.1 土壓力求解公式

根據(jù)朗肯土壓力理論假設(shè)墻背光滑直立、墻后填土面水平。樁墻組合基礎(chǔ)主要承受水平荷載為Vk，主動土壓力為 Pa，被動土壓力為 Pp，墻側(cè)摩阻力為fi（如圖2所示）。在實(shí)際情況中，墻體內(nèi)部的土芯也會對組合基礎(chǔ)產(chǎn)生影響，為方便計(jì)算，這里忽略內(nèi)部土芯對組合基礎(chǔ)的影響。

1.1.1 主動土壓力求解公式

受荷一側(cè)主動土壓力由式（1）表示為

式中：Ea為主動土壓力強(qiáng)度，kN／m；H為墻身高度，m；z0為臨界深度，m；σaB為墻底工壓力強(qiáng)度，kPa。

整面墻體所承受土壓力由式（2）表示為

式中：Pa為墻體承受的土壓力，kN；B為墻身寬度，m。

圖2 組合基礎(chǔ)受力分析圖

1.1.2 被動土壓力求解公式

遠(yuǎn)離水平荷載側(cè)被動土壓力由式（3）表示為

式中：E0為被動土壓力強(qiáng)度，kN／m；σpD、σpC分別為墻頂與墻底土壓力強(qiáng)度，kPa。

遠(yuǎn)離集中荷載側(cè)墻體所承受的土壓力由式（4）表示為

式中：Pp為墻體承受的土壓力，kN。

1.2 側(cè)墻受土摩擦力求解公式

兩面?zhèn)葔w承受側(cè)摩阻力由式（5）表示為

式中：f為墻側(cè)側(cè)阻值，kN；L為側(cè)面墻身寬度，m；qsia為墻側(cè)阻力特征值，qsia，kPa；由當(dāng)?shù)仂o載荷試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)分析算得；li為第i層土的厚度，m。

1.3 抗滑移驗(yàn)算

假設(shè)組合基礎(chǔ)在水平荷載作用下組合基礎(chǔ)兩側(cè)均同時達(dá)到極限平衡。此時，組合基礎(chǔ)的滑動力主要為水平荷載與主動土壓力，抗滑力主要由墻側(cè)摩阻力、樁的水平承載力與被動土壓力提供。當(dāng)組合基礎(chǔ)所受的滑動力小于其所受的抗滑力時，組合基礎(chǔ)處于安全狀態(tài)，由式（6）表示為

式中：Vk為集中荷載，kN；n為樁的數(shù)量；Kt為安全系數(shù)；R為樁體水平承載力，kN。

按照J(rèn)GJ 94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》［16］樁水平承載力由式（7）、（8）表示。

當(dāng)樁身配筋率小于0.65%時，

式中：EI為樁身抗彎剛度，kN／m2；υx為樁頂水平位移系數(shù)；χ0a為樁頂允許水平位移，m。

1.4 抗傾覆驗(yàn)算

組合基礎(chǔ)在水平荷載下的傾覆力矩主要應(yīng)為水平荷載與主動土壓力產(chǎn)生，而抗傾覆力矩主要是由墻側(cè)摩阻力與被動土壓力提供。為了滿足組合基礎(chǔ)的使用要求，應(yīng)使組合基礎(chǔ)的抗傾覆力矩大于傾覆力矩。對樁與墻連接處C點(diǎn)取矩，由式（9）表示為

式中：α為樁的水平變形系數(shù)；γm為樁截面模量塑性系數(shù)；ft為樁身混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，kPa；W0為樁身換算截面受拉邊緣的截面模量，m3；vM為樁身最大彎矩系數(shù)；ρg為樁身配筋率；ζN為樁頂豎向力影響系數(shù)；Nk為在荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合下樁頂豎向力，kN；An為樁身換算截面積，m2。

當(dāng)樁身配筋率大于0.65%時，

式中：xa、xp為主動土壓力與被動土壓力的作用位置，xa＝H／3，xp＝（H／3）·［（2σpD＋σpC）／（σpD＋σpC）］x，m；fi為第 i層土的側(cè)阻值，kN；li為第 i層土的厚度，m；Ks為安全系數(shù)。

1.5 樁墻連接處節(jié)點(diǎn)驗(yàn)算

1.5.1 抗剪切驗(yàn)算

在水平荷載作用下，組合基礎(chǔ)會發(fā)生水平方向的位移，此時，樁墻連接處的節(jié)點(diǎn)受到剪切力作用，可能發(fā)生剪切破壞。按照 GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［17］，在組合基礎(chǔ)的節(jié)點(diǎn)處需要滿足公式（10）為

式中：V為樁體受剪承載力設(shè)計(jì)值，N；ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，N／mm2；α為截面受剪承載力系數(shù)，此處取 0.7；r為樁體半徑，m；Asv為配置在同一截面內(nèi)箍筋全部截面面積，mm2；s為沿構(gòu)件長度方向的箍筋間距，mm；fyv為箍筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，N／mm2。

1.5.2 抗彎承載力驗(yàn)算

組合基礎(chǔ)受水平荷載時，在樁墻連接處會產(chǎn)生彎矩。所以，需要對此處進(jìn)行抗彎承載力的驗(yàn)算，根據(jù)JGJ 120—2012《建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程》［18］中的規(guī)定，節(jié)點(diǎn)需要滿足式（11）為

式中：M為樁的彎矩設(shè)計(jì)值，kN·m；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，kN／m2；A為樁身截面面積，m2；r為樁身半徑，m；α為對應(yīng)于受壓區(qū)混凝土截面面積的圓心角與2π的比值；fy為縱向鋼筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，kN／m2；As為全部縱向鋼筋的截面面積，m2；rs為縱向鋼筋重心所在圓周的半徑，m；αt為縱向受拉鋼筋截面面積與全部縱向鋼筋截面面積的比值，當(dāng) α ＞0.625時，取 αt＝0。

1.6 有限元分析

根據(jù)“共同作用”方法，對土的側(cè)向彈性抗力系數(shù)采用“m”法，即假定k（z）＝m×z（z為深度）進(jìn)行有限元分析。如圖3所示，把樁墻組合基礎(chǔ)劃分為 n個單元，則該結(jié)構(gòu)有 n＋1個節(jié)點(diǎn)。每個單元的長度為相鄰兩個單元長度之和的一半，其寬度記為 Bi。假設(shè)墻、樁、土的接觸面上的徑向作用力均布在各個單元上，以合力的形式作用在節(jié)點(diǎn)上。

因?yàn)樵跇杜c墻的單元上，每個節(jié)點(diǎn)的自由度為2，其單元剛度矩陣［K］e由式（12）表示。

式中：I為單元慣性矩，m4；E0為墻或樁單元的彈性模量，MPa；L為墻或樁單元長度。

圖3 有限元分析圖

根據(jù)土的側(cè)向彈性抗力系數(shù)求得土對組合基礎(chǔ)的反力矩陣由式（13）表示為

將［Kt］、｛w｝的階數(shù)也擴(kuò)大一倍，令相應(yīng)于轉(zhuǎn)動分量的元素為零，并記為由樁土側(cè)向變形協(xié)調(diào)關(guān)系得式（15）為

式中：｛R｝為墻、樁土作用力向量。對單剛［K］e進(jìn)行對號入座集成單元剛度矩陣［K］，得到墻、樁與土共同作用的式（16）為

式中：P為外荷載向量 P＝［P00 … 0］Tn＋1。

解式（16）得到節(jié)點(diǎn)位移向量，單元節(jié)點(diǎn)力和單元節(jié)點(diǎn)位移的關(guān)系如式（17），得到各節(jié)點(diǎn)內(nèi)力。利用非節(jié)點(diǎn)處截面位移與內(nèi)力和節(jié)點(diǎn)位移的關(guān)系，可進(jìn)一步計(jì)算任意截面處的位移和內(nèi)力。

式 中：｛F｝e為 墻 或樁 單元 節(jié) 點(diǎn) 力，｛F｝e＝［Q1M1Q2M2］；｛U｝e為墻或樁單元節(jié)點(diǎn)位移，｛U｝e＝［w11 w22］T；

2 樁墻組合基礎(chǔ)穩(wěn)定性影響因素分析

影響樁墻組合基礎(chǔ)位移與內(nèi)力的因素主要有水平荷載的大小、墻身的寬度、樁徑尺寸、土的性質(zhì)以及混凝土彈性模量等。進(jìn)行有限元分析時所需要的參數(shù)如下：H為3 m、h為6 m、l為4 m、b為1 m、d為0.8 m、n為4，m為12 MN／m4、E0為30000 MPa和P0為 800 kN。

2.1 水平荷載對組合基礎(chǔ)變形與內(nèi)力的影響

由組合基礎(chǔ)的不同水平荷載與側(cè)向變形關(guān)系圖（如圖4所示）可以看出，（1）組合基礎(chǔ)的最大位移在基礎(chǔ)頂部，之后組合基礎(chǔ)的位移沿深度方向呈線性減小，在7 m附近出現(xiàn)零點(diǎn)，隨后位移沿反方向增大。（2）隨著水平荷載增加，組合基礎(chǔ)的位移逐漸增大，但在深度為7 m的區(qū)域，出現(xiàn)反向拐點(diǎn)，組合基礎(chǔ)圍繞該點(diǎn)發(fā)生了轉(zhuǎn)動。出現(xiàn)拐點(diǎn)的主要原因是，上部墻體結(jié)構(gòu)剛度足夠大，則組合基礎(chǔ)整體具有足夠大的剛度，基礎(chǔ)呈整體傾斜破壞特征。隨入土深度的增加，墻體的角位移變化甚小，位移隨深度的變化近似為線性變化，所以，組合基礎(chǔ)可以抵抗較大的水平力。隨著深度的增加，墻側(cè)摩阻力與被動土壓力開始發(fā)揮作用，位移逐漸減小。

根據(jù)不同水平荷載與彎矩關(guān)系圖（如圖 5所示）可得，（1）水平荷載增加，組合基礎(chǔ)的彎矩增大；（2）組合基礎(chǔ)沿深度方向彎矩首先增大，在樁與墻連接處附近達(dá)到彎矩最大值，然后迅速減小直至為零。主要是因?yàn)殡S著深度的增加，主動土壓力逐漸增大，雖然被動土壓力與墻側(cè)摩阻力也相對增大，但抗力產(chǎn)生的彎矩仍不足以平衡水平荷載與主動土壓力產(chǎn)生的彎矩。在組合基礎(chǔ)下部彎矩較小的原因是被動土壓力與墻側(cè)摩阻力所提供的彎矩足夠大。在樁墻連接處彎矩達(dá)到最大值，是因?yàn)閴ι砼c樁身在受力面積上相差很大，造成了在此處剛度發(fā)生突變。所以，樁墻剛接處位置為組合基礎(chǔ)的最不利影響位置，在實(shí)際工程中應(yīng)該格外注意剛接處的設(shè)計(jì)與施工。

圖4 不同水平荷載與側(cè)向變形關(guān)系圖

圖5 不同水平荷載與彎矩關(guān)系圖

2.2 墻身寬度對組合基礎(chǔ)變形與內(nèi)力的影響

在墻身寬度影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖（如圖6所示）中，隨著墻身寬度的減小，組合基礎(chǔ)的上部的側(cè)向位移逐漸增大，但是組合基礎(chǔ)下部的位移變化相對較小。其形成原因是墻身寬度越大，組合基礎(chǔ)的剛度越大，組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形越小。隨著入土深度的增加，水平荷載對組合基礎(chǔ)的作用效果逐漸消散，樁基礎(chǔ)部分所承擔(dān)的位移與彎矩相對較小。在組合基礎(chǔ)中樁基部分起到了很好地嵌固效果。墻身寬度減小，墻身彎矩變化不大，樁與墻連接處和樁身彎矩增大較為明顯。因?yàn)閴ι韺挾葴p小，而樁徑不變，使得樁身剛度與墻身剛度之比增加，樁身將分配到更多的彎矩。所以，在樁墻剛接處與樁體上，彎矩有所增加。

圖6 墻身寬度影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖

在組合基礎(chǔ)頂部側(cè)向變形與墻寬的關(guān)系曲線圖（如圖7所示）中，當(dāng)墻身寬度從 2 m增加到 6 m后，組合基礎(chǔ)的水平位移減小了4.9 mm，但是墻身寬度從6 m增加到10 m后，組合基礎(chǔ)的水平位移僅僅減少了1 mm。由此可以推斷，墻身寬度越大，組合基礎(chǔ)頂部的側(cè)向變形越小，但是隨著墻身寬度的繼續(xù)增加，基礎(chǔ)頂部的側(cè)向變形逐漸趨于定值。這說明，在一定范圍內(nèi)增加墻身寬度，可以有效地控制組合基礎(chǔ)的最大位移，超出此范圍后，再增加墻身寬度對位移控制效果不明顯。所以，在實(shí)際工程當(dāng)中，應(yīng)該特別注意墻身寬度的選取，使得基礎(chǔ)既不能太浪費(fèi)，又不能讓樁承擔(dān)較大的彎矩。

圖7 組合基礎(chǔ)頂部側(cè)向變形與墻寬的關(guān)系曲線圖

2.3 樁徑對組合基礎(chǔ)變形與內(nèi)力的影響

樁徑影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖（如圖8所示）可得（1）樁徑較小時，樁身剛度相對較小，樁身變形出現(xiàn)非線性變化。樁徑增大后，組合基礎(chǔ)沿深度方向的變形趨于線性；（2）隨著樁徑增大，組合基礎(chǔ)位移減小，但是墻身部分位移變化較大，樁基礎(chǔ)部分位移變化較小。進(jìn)一步驗(yàn)證了在組合基礎(chǔ)中，樁起到了良好的嵌固作用。樁徑增大，樁與墻連接處、樁身彎矩增大，墻身彎矩變化較小。這是因?yàn)?，無論墻身尺寸的改變還是樁徑的變化，都將影響組合基礎(chǔ)整體的剛度分布，進(jìn)而影響組合基礎(chǔ)上彎矩的分配，從而使得樁身承擔(dān)較大的彎矩。而樁徑增大，樁土接觸面面積增大，其樁身內(nèi)力也會隨之增大。因此，在實(shí)際工程中，樁徑的選擇也尤為重要。

圖8 樁徑影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖

樁徑頂部側(cè)向變形與樁徑的關(guān)系曲線圖（如圖9所示）顯示。樁徑從0.2 m增加到0.6 m后，組合基礎(chǔ)頂部的側(cè)向位移減小了10.1 mm。而當(dāng)樁徑從0.8 m增大到1 m后，組合基礎(chǔ)頂部的位移僅減小了0.62 mm。由此可知，隨著樁徑增大，組合基礎(chǔ)最大位移迅速減小，隨后變化速率減緩。所以，適當(dāng)?shù)脑黾訕稄娇梢杂行У叵拗平M合基礎(chǔ)的側(cè)向位移。但當(dāng)樁徑達(dá)到一定數(shù)值時，再增加樁徑，不僅對組合基礎(chǔ)位移控制的效果不明顯，還會增大樁身彎矩。

2.4 土的性質(zhì)對組合基礎(chǔ)變形與內(nèi)力的影響

這里考慮土層的地基反力系數(shù)的比例系數(shù) m對樁墻組合基礎(chǔ)側(cè)向變形與內(nèi)力的影響。m值越大，相同深度的地基反力系數(shù)就越大，土能提供的抗力也就越大，組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形就越小。在m值影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖（如圖 10所示）中，隨著 m值的增加，組合基礎(chǔ)的側(cè)向位移減小，符合上述規(guī)律，但是組合基礎(chǔ)的彎矩幾乎不變。這是因?yàn)?，地基反力系?shù)的比例系數(shù)的改變會影響組合基礎(chǔ)的響應(yīng)，但對組合基礎(chǔ)彎矩的影響較?。?9］，因此在常見的土層中，地基反力系數(shù)的比例系數(shù)對組合基礎(chǔ)的彎矩幾乎無影響。當(dāng)土質(zhì)較差時，更應(yīng)該注意限制組合基礎(chǔ)的側(cè)向位移，而不是增強(qiáng)組合基礎(chǔ)本身的強(qiáng)度。

圖9 樁徑頂部側(cè)向變形與樁徑的關(guān)系曲線圖

組合基礎(chǔ)頂部側(cè)向變形與 m值的關(guān)系曲線圖（如圖11所示）中可以發(fā)現(xiàn)，m值從4 MN／m4增加到 10 MN／m4后，組合基礎(chǔ)頂部的側(cè)向位移減小了7.2 mm，m值從10 MN／m4增加到22 MN／m4后，組合基礎(chǔ)頂部的側(cè)向位移僅減小了 2.7 mm。所以可以推斷出，隨著 m值的不斷增加，組合基礎(chǔ)頂部的位移迅速減小，當(dāng) m值增加到一定數(shù)值后，組合基礎(chǔ)頂部的位移變化速度變小。因此，在實(shí)際工程中，有時單純的地基加固，并不能很好地控制組合基礎(chǔ)的變形，應(yīng)該考慮增加組合基礎(chǔ)的尺寸來限制其位移。

圖10 m值影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖

圖11 組合基礎(chǔ)頂部側(cè)向變形與 m值的關(guān)系曲線圖

2.5 彈性模量對組合基礎(chǔ)變形與內(nèi)力的影響

由彈性模量影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖（如圖12所示）可以發(fā)現(xiàn)，四條曲線幾乎是重合的，當(dāng)組合基礎(chǔ)材料的彈性模量逐漸增大時，組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形和彎矩幾乎沒有變化。這說明，組合基礎(chǔ)材料的彈性模量對其承擔(dān)水平荷載時的側(cè)向位移與彎矩影響不大。由此可以推斷出，對于承擔(dān)水平荷載的組合基礎(chǔ)，在滿足組合基礎(chǔ)豎向承載力條件下，應(yīng)盡量選擇低等級的混凝土做組合基礎(chǔ)的材料。因?yàn)椴捎酶邚?qiáng)度混凝土，不僅不能提高組合基礎(chǔ)的水平抗力，而且混凝土的強(qiáng)度也得不到充分利用，造成一定的浪費(fèi)。

圖12 彈性模量影響下組合基礎(chǔ)的側(cè)向變形與彎矩圖

3 結(jié)論

通過上述研究可知：

（1）組合基礎(chǔ)的最大位移出現(xiàn)在基礎(chǔ)頂部，最大彎矩出現(xiàn)在墻與樁的剛接部位。樁墻連接部位建議樁身嵌入墻內(nèi)的尺寸不宜小于 50 mm，對于大直徑樁嵌入墻內(nèi)尺寸不宜小于100 mm。樁頂縱向主筋應(yīng)錨入墻內(nèi)，其錨入長度不宜小于 35倍縱向主筋直徑。

（2）墻寬的大小和樁徑的大小都與組合基礎(chǔ)最大位移成反比，但是當(dāng)墻寬增加到6 m或者樁徑增加到0.8 m后，基礎(chǔ)頂部位移趨于定值。減小墻寬和增加樁徑會使樁身分擔(dān)到更大彎矩。所以，在設(shè)計(jì)時，應(yīng)當(dāng)選取合適的墻寬與樁徑，在滿足變形要求的情況下盡量減小樁身彎矩。

（3）土抗力越大，組合基礎(chǔ)的位移就越小。當(dāng)m值增加到10 MN／m4后，組合基礎(chǔ)的位移減小速率減緩，而土抗力對組合基礎(chǔ)彎矩的影響較小。因而，當(dāng)土質(zhì)較為復(fù)雜時，更加注重對組合基礎(chǔ)變形的控制。

（4）組合基礎(chǔ)材料的彈性模量對基礎(chǔ)的位移與彎矩影響不大。所以，中低強(qiáng)度的混凝土即可滿足實(shí)際需要。

［1］ 地中連続壁基礎(chǔ)協(xié)會連壁基礎(chǔ)施工検討委員會.地中連続壁基礎(chǔ)工法ハソドブツク（設(shè)計(jì)編）［M］.東京：日本総合土木研究所，1993.

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Solution and influeuce factor analysis of piles-diaphragm wall combined foundation under lateral concentrated load

Li Yu，Wei Huanwei，Kong Jun，et al.
（School of Civil Engineering，Shandong Jianzhu University，Jinan 250014，China）

Piles-diaphragm wall combined foundation is a new foundation for horizontal load，and the research on it is helpful to guiding the engineering practice.Based on the principle of wall，pile and soil lateral deformation，this paper puts forward a method for stability analysis of composite foundation.For the piles-diaphragm wall combined foundation in the horizontal load，by MATLAB，it mainly explores the horizontal load size，the width of the wall body，pile diameter size，soil properties and material elastic modulus and other influencing factors on deformation and internal force of combined foundation.Results show：the maximum displacement of the combined foundation is at the top of the foundation，and the maximum bending moment is at the wall and the pile＇s rigid connection position；the size of the wall width and the diameter of the pile are all inversely proportional to the maximum displacement of the combined foundation，but when the wall width increases to 6m or pile diameter increases to 0.8 m，the maximum displacement of the combined foundation decreases with the decrease of the maximum displacement；with the increase of soil resistance，the maximum displacement of the composite foundation decreases，the m value increases to 10MN／m4，the deformation of the composite foundation tends to the fixed value，and the soil resistance has littleeffect on the internal force of the foundation；elestic modulus of combined foundation have little influence on displacement and bending moment of foundation.

interaction；pile and diaphragm wall combination foundation；horizontal load；lateral deformation

TU 443

A

1673－7644（2016）05－0458－08

2016－08－05

山東電力工程咨詢院有限公司橫向課題項(xiàng)目（K22014016）

李瑜（1992－），男，在讀碩士，主要從事地基基礎(chǔ)等方面的研究.E-mail：446174990＠qq.com

*：魏煥衛(wèi)（1974－），男，副教授，博士，主要從事巖土共同作用和變形控制等方面的研究.E-mail：13181718169＠163.com