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| 內容簡介： |
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《格栅式地下连续墙基础墙-土相互作用机理》深入论述了新型格栅式地下连续墙基础的墙-土相互作用与抗液化机理。《格栅式地下连续墙基础墙-土相互作用机理》详细分析了格栅式地下连续墙在软土地基中的承载性状与沉降特性；通过室内模型试验与数值分析，比较了不同基础形式的荷载传递机理，提出了一种适用于层状场地接触面参数的反演分析方法，并基于离散元分析了基础的“土拱效应”等；深入研究了格栅式地下连续墙在倾斜可液化场地中的抗液化性能、动力特性以及沉降简化计算方法，提出了土芯与远场土体的液化风险评估方法，并揭示了格栅式地下连续墙的抗液化机理及应用前景。
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目录序前言第1章 绪论 11.1 格栅式地下连续墙基础介绍 11.2 格栅式地下连续墙基础研究现状 51.3 本书的主要研究内容 11第2章 相近方量下格栅式地下连续墙与群桩竖向承载性状对比模型试验研究 142.1 引言 142.2 模型试验原理及设计 142.3 数据采集及处理 252.4 试验结果及分析 272.5 本章小结 36第3章 竖向受荷下结构物-土接触面参数反演方法 383.1 引言 383.2 一种基于FLAC3D 的竖向受荷结构物-土接触面参数反演方法 383.3 接触面参数反演方法在地下连续墙数值模拟中的应用 543.4 本章小结 60第4章 考虑格室影响下的格栅式地下连续墙基础竖向承载模型试验研究 614.1 引言 614.2 试验概况 614.3 试验结果分析 644.4 本章小结 73第5章 格栅式地下连续墙竖向承载性状数值分析 755.1 引言 755.2 日本青森大桥主塔P9 基础（六室墙）数值模拟 755.3 格栅式地下连续墙“格室效应”数值分析 865.4 基于PFC2D 的格栅式地下连续墙“土拱效应”分析 925.5 本章小结 114第6章 基于荷载传递法的格栅式地下连续墙沉降计算方法 1156.1 引言 1156.2 荷载传递法计算基础沉降概述 1156.3 计算模型及基本假设 1216.4 荷载传递函数及参数的确定 1226.5 三判据迭代法求解 1296.6 迭代计算的MATLAB 程序实现 1316.7 算例验证 1326.8 本章小结 133第7章 倾斜液化场地矩形闭合型地下连续墙基础离心机振动台试验技术 1347.1 引言 1347.2 离心机振动台试验基本原理 1347.3 离心机振动台试验设备与附属装置 1357.4 模型地基制备 1407.5 矩形闭合型地下连续墙基础模型设计 1427.6 试验数据处理 1437.7 本章小结 146第8章 单室地下连续墙基础离心机振动台试验 1478.1 引言 1478.2 试验设计 1478.3 单室无承台地下连续墙基础试验结果及分析 1548.4 单室有承台地下连续墙基础试验结果及分析 1748.5 本章小结 194第9章 格栅式地下连续墙基础离心机振动台试验 1959.1 引言 1959.2 试验设计 1959.3 试验结果及分析 2009.4 本章小结 217第10章 倾斜可液化场地格栅式地下连续墙？土动力相互作用离心机振动台试验模拟 21810.1 引言 21810.2 可液化场地格栅式地下连续墙离心机振动台试验 21810.3 数值模型构建 22010.4 数值模拟并行运算 23610.5 数值模拟方法可靠性验证 23910.6 本章小结 247第11章 液化场地地基土体？格栅式地下连续墙？上部结构动力相互作用分析 24911.1 引言 24911.2 数值模型的建立 24911.3 土体-单室地下连续墙？上部结构动力相互作用数值分析 25211.4 土体？格栅式地下连续墙？上部结构动力相互作用数值分析 26311.5 土体？格栅式地下连续墙？上部结构动力相互作用规律 27311.6 本章小结 286第12章 不同地震波作用下矩形闭合型地下连续墙抗震性能研究 28812.1 引言 28812.2 地震波选取 28812.3 地震波距震源的距离对基础和土体动力响应分析 29012.4 地震波特性对基础运动规律的影响 29612.5 本章小结 307第13章 可液化场地格栅式地下连续墙沉降简化计算方法 30813.1 引言 30813.2 荷载传递法和迭代方法概述 30813.3 传递函数选取以及参数的确定 31213.4 液化对荷载传递函数的影响 32113.5 验证 32413.6 本章小结 328第14章 基于能量孔隙水压力模型的格栅式地下连续墙抗液化能力评估 32914.1 引言 32914.2 地震荷载动三轴试验孔隙水压力模型建立 33014.3 饱和砂土液化风险评估方法的建立 34414.4 液化风险评估方法的验证 35414.5 本章小结 357附录 359附录Ⅰ OpenSees格栅式地下连续墙算例前处理代码 359附录Ⅱ 离心机试验1 中0.07g（Taft）和0.13g（Taft）作用下的动力响应特征*线 368附录Ⅲ 离心机试验2 中0.07g（Taft）和0.14g（Taft）作用下的动力响应特征*线 373附录Ⅳ 离心机试验3 中0.07g（Taft）、0.14g（Taft）和0.16g（Kobe）作用下的动力响应特征*线 378参考文献 385后记 405
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第1章绪论 1.1格栅式地下连续墙基础介绍 1.1.1格栅式地下连续墙桥梁基础的技术特点 利用各种挖槽机械，借助于泥浆的护壁作用，在地下挖出窄而深的沟槽，并在其内浇筑适当的材料而形成一道具有防渗（水）、挡土和承重功能连续的地下墙体，称为地下连续墙（丛蔼森，2001，2024）。地下连续墙在欧美国家称为“concrete diaphragm wall”（Wong，1997；Phienwej，2003；Li et al.，2004）、“slurry wall”（Pavol et al.，2001；deLuca et al.，2007）或“cutoff wall”（Hangseok，2007；Nguyen et al.，2011）；在日本被称为“地下连续壁”（岡原美知夫和茶林一彦，1987）、“地中连续壁”（和田克哉，1992）或“连续地中壁”（岡原美知夫和木村嘉富，1992）；在我国则称为“地下连续墙”或“地下防渗墙”（丛蔼森，2001）。 本书研究的格栅式地下连续墙基础（lattice shaped diaphragm wall，LSDW），是指相邻的地下连续墙墙体采用刚性接头连接，形成平面闭合的矩形框架并设置顶板（承台）的基础形式（许黎明，1995），如图1.1所示，也可称之为矩形闭合型地下连续墙基础（文华等，2007a；程谦恭等，2009，2011）。在基础横断面中，仅有一个闭合格室的称为单室地下连续墙基础，具有两个或两个以上闭合格室的称为格栅式地下连续墙基础（又称多室地下连续墙基础），其构造形式如图1.1（c）所示。在日本，格栅式地下连续墙已在桥梁基础工程中取得了较广泛的应用，被称作“地下连续壁井筒基础”（中村靖和高旗智之，1984）或“连壁刚体基础”（国近康彦等，1991；菊地敏男和海野隆哉，1993）。在我国的一些船坞基坑和水电工程中，格栅式地下连续墙作为围护和防渗结构也得到了初步的应用，被称为格形（型）地下连续墙（汪贵平等，2005；李*等，2010；侯永茂，2010；左玉柱等，2010；陈宇和徐伟，2011）或框格式地下连续墙（孔科等，2008；王旭辉，2011；邹刚，2011）。 作为一种新型的桥梁基础（郝育森，1990；许黎明，1995），格栅式地下连续墙具有以下特点（文华等，2008；地中連続壁基礎協会，2010，2011）。（1）掘削机等施工器械占地面积较小，可用于较狭小的施工场地；同时，施工噪声低， 对相邻建筑物的影响较小，因此可适用于临近施工。 （2）地基适用范围广，在软土地基及可液化场地同样适用。 （3）与沉井基础相比，地下连续墙基础工序较为简单；同时，节省建筑材料，相同材料使用方量下，其造价与承载力均优于沉井基础。 （4）与传统桩基相比，地下连续墙整体刚度大，水平及竖向承载力高，抗震性能优良。 因为桩在承台以下是一个个*立受力的构件，而地下连续墙基础始终为一个整体，地下连续墙成为土中“骨架”并和基础内外土体共同受力。 图1.1格栅式地下连续墙桥梁基础示意图（修改自日本総合土木研究所，1993） 值得一提的是，用于加固软土地区的高速公路路基的现浇混凝土管桩又称PCC桩（刘汉龙等，2003；费康等，2004；张晓健等，2005），在结构形式上与地下连续墙基础有类似之处，但是PCC桩的外径一般在1.0～1.5m，而地下连续墙基础外边长要比PCC桩大得多，一般在6～12m，应用于日本青森大桥最大的外边长达到了30.0m×20.5m（国近康彦等，1991）；PCC桩的管壁断面的面积占外包断面积的42%左右，而地下连续墙基础断面积占外包断面积的60%左右。这些差异造成PCC桩的荷载传递机理与地下连续墙基础有所不同。 （5）与桶形基础比较，桶形基础作为一种较新的基础形式，目前已在海洋平台及其他海工结构物中取得了较为广泛的应用。其形状为上端封闭、下端开口的圆桶（施晓春等，2000；张宇等，2005），结构预制完成后即下沉至海底土中，下沉过程中通过基础顶部预留的小口，将海水从结构内部抽出，此时基础在自重及上部水压共同的作用下，产生内部吸力从而使得基础逐渐沉入海底，当到达指定位置后，即可用于承受上部的各种复杂荷载。桶形基础与地下连续墙基础的比较见表1.1。 地下连续墙的施工技术已相对成熟，大型掘削机及地基安定液的广泛应用，使得地下连续墙具有施工效率高、噪声低、扰动小等特点。与传统桩基相比，格栅式地下连续墙具有较大的整体刚度与良好的墙-土接触特性，因此特别适用于跨度较大的桥梁基础（野村直茂，1993；塩井幸武，1993；原光夫和斎藤亮，1993）。 1.1.2格栅式地下连续墙基础的应用和发展 地下连续墙防渗技术起源于意大利，而地下连续墙桥梁基础则诞生于日本（程谦恭等，2009）。在欧美等国家，将地下连续墙基础作为桥梁基础还未见报道，目前尚未发现有关地下连续墙基础方面的文献资料和研究成果。 1979年，日本在东北新干线饭坂彻高架桥工程中采用了地下连续墙闭合式刚性基础（海野隆哉，1980），代替了惯用的沉井式基础，开创了地下连续墙技术应用到桥梁基础工程的先河（丛蔼森，2001）。此后，地下连续墙基础在日本得到了迅速发展（日本総合土木研究所，1991；地中連続壁基礎協会，1999，2001）。据中野正則和木村嘉富（1993）统计，从1979～1991年，地下连续墙基础在大约300项工程中采用，这其中包括许多铁路和公路的桥梁基础、高架桥基础；到2018年，又增加到580多项（地中連続壁協会，2018）。 日本把地下连续墙基础应用于大跨、深基、软土、水流湍急等施工条件十分困难的桥梁工程中，取得了较好的经济效益，其中关于闭合型地下连续墙基础的部分应用情况（松山敏男等，1992；丛蔼森，2001；地中連続壁基礎協会，2001；经柏林和曹传林，2010）如表1.2所示。跨越青森站车站、沟通东西港区的青森大桥（郝育森，1990；和田克哉等，，1992）是一座主跨240m的双塔对称型预应力混凝土斜拉桥。根据桥梁荷载及桥位处的地质情况，主墩P9、P10采用了地下连续墙基础，淘汰了沉井（箱）基础和大直径桩基础等方案。地下连续墙基础平面为20.5m×30m的六室型地下连续墙栅栏，基底埋深约45m，壁厚1.50m。东大阪线高架桥（飯間仁等，1985）A区55m主跨的两个桥墩及B区17.75+23m跨的三个桥墩改用地下连续墙基础。北浦港大桥（郝育森，1990）三个海中墩等也采用了平面呈闭合状的地下连续墙基础。 在我国，随着地下连续墙施工技术的不断完善，超大掘削机及地基安定液的引入，使得对截面更大、墙体更深的地下连续墙的施工成为可能。目前，地下连续墙在大型桥梁基础中的应用不断被报道，且在较大截面尺寸的桥梁深基础中存在着逐渐替代传统沉井与桩基的趋势（刘明虎和付宇文，2006；刘明虎，2021）。例如，润扬大桥的北锚碇基础（吴胜东和吉林，2003）就是在对沉井、排桩、圆形和矩形地下连续墙基础进行综合对比后，最终选用了矩形地下连续墙基础；武汉阳逻大桥（徐国平等，2004）南锚碇基础也是在对沉井、群桩与地下连续墙基础进行全面深入的比较后，最终选用圆形井筒式地下连续墙基础，获得了比较满意的结果。 在1995年建成通车的宝中铁路中，一座栈桥的3号墩基础采用了圆形地下连续墙基础，其外径为7m、壁厚1.5m、埋深为7.5m，这是我国实际工程中应用的第一个闭合型地下连续墙桥梁基础（李涛，1997）。于书翰（2000）则通过地下连续墙基础和组合式桥台桩基础的计算分析方案对比，指出了地下连续墙基础具有承载力高、经济效益明显的优点，并在黄土地区一座拱桥中采用双室矩形闭合型地下连续墙基础取代了常用的桥台桩基础。在国道209线河津—临猗一级公路工程K23+385跨线桥（跨径50m）工程中，采用矩形闭合型地下连续墙作为大跨径桥梁的基础（孟凡超等，2010），同时承受竖向荷载与水平荷载。在湿陷性黄土地基中，考虑到较深桩长带来的施工困难，陕西省西（峰）长（庆桥）凤（祥路口）高速公路工程项目的个别桥梁应用了小型的闭合型地下连续墙作为桥梁基础（许卓，2014），并取得了较好的经济效应。 需要指出的是，格栅式地下连续墙因具有良好的隔水性及整体稳定性，已率先在我国一些基坑及水利工程的围护结构中得到了应用（汪贵平等，2005；孔科等，2008；侯永茂，2010；李*等，2010；左玉柱等，2010；陈宇和徐伟，2011；王旭辉，2011；邹刚，2011）。例如，位于四川省攀枝花市的桐子林水电站，其明渠底板与左侧导墙选用了格栅式地下连续墙，该工程是格栅式地下连续墙在我国水电工程中的*次应用（邹刚，2011）；位于长江口河段南岸的上海外高桥造船有限公司，因受场地条件限制，其船坞坞室西侧围护结构采用了格栅式地下连续墙结构（方刚，2010）。 总之，尽管地下连续墙在我国桥梁基础工程中的应用日益增多，但是在实际工程中将地下连续墙基础直接用作桥梁基础主体结构，从而取代桩基、沉井等基础，在我国还不多见（胡浩东等，2022）。 1.2格栅式地下连续墙基础研究现状 1.2.1格栅式地下连续墙基础国外研究现状 在室内模型试验方面，中村兵次等（1996）为研究无接头井筒基础与矩形闭合型地下连续墙承载特性的不同，进行了相关的水平载荷模型试验。结果表明：在较大的荷载等级下，矩形闭合型地下连续墙在墙体上方的水平位移小于采用无接头形式的井筒基础，而在墙端两者却十分相近；当荷载较小时，无接头井筒基础的水平位移与单室闭合型基础几乎相同。因此在现场，当上部荷载较小时，选择无接头井筒基础可省去地下连续墙接头的工序，从而达到节省工程经费的目的。小林勝巳等（1992）通过地下连续墙基础室内模型试验发现：地下连续墙基础的水平刚度受接头方式的影响较大，而基础内侧摩阻力在水平荷载下的发挥程度较小，约为外侧摩阻力的70%左右。 在现场试验研究方面，由于日本是一个地震频发的国家，较多关注于桥梁工程中基础的水平受力及防震能力，针对矩形闭合型地下连续墙的现场测试主要是水平载荷试验。其中，比较著名的是海野隆哉和大植英亮（1980）对单室墙*次应用为桥梁基础的工程实例—饭坂街道高架桥7号、8号墩基础进行的水平载荷试验。7号墩（P7）采用圆形的沉井基础，8号墩（P8）采用的是矩形闭合型地下连续墙基础。试验表明：在相近材料消耗下，矩形闭合型地下连续墙基础的水平承载力大于沉井基础。春原俊英等（1984）在东北新干线王子南部高架桥进行了类似的试验。他们选择了2号墩（P2）和3号墩（P3）进行了对拉试验，两个桥墩均采用设计尺寸相同的地下连续墙基础。当水平荷载增加至设计地震力的1.5倍（即12MN）时，P2地下连续墙基础的水平位移为7mm，P3地下连续墙为3mm。两者位移均满足设计要求，体现出良好的抗震性能。 在地下连续墙基础的设计计算方面，目前日本采用的方法主要有以下几种（大志万和也，1986；日本総合土木研究所，1991）。 （1）日本旧国铁提出的方法是它把基础看作一个刚体，周边地基用八种不同弹簧代换，按静力学方法进行计算，如图1.2所示。 图1.2地下连续墙基础为刚体的计算模型 （2）采用道路桥梁设计指示书中沉井的计算方法，把基础看作一个弹性体，基础周边地基用四种弹簧加以替换，按静力学方法进行计算，如图1.3所示。 图1.3地下连续墙基础为弹性体的计算模型 （3）采用桩基础的计算方法，把基础看作弹性体，考虑基础正面的被动土抗力和侧面的摩阻力，进行内力和变位计算。 由于地下连续墙基础具有巨大的抗弯刚度，根据支持层深度和地层特性，基础和地层的相对刚度比一般控制在1～3，所以在日本现行的地下连续墙标准中，把基础当作地基上的有
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