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16．公路桥涵地基与基础设计规范JTG D63-2007.pdf

圆形地下连续墙支护结构受力不同于直线形地下连续墙，在结构受力机理上具有明 显的空间性，宜按空间结构计算。但当对墙体、环梁或内衬的环向效应，以及水土压力不 均匀分布及程度能较准确把握时，按轴对称结构取单位宽度的墙体作为竖向弹性地基梁 计算是一种简洁、直观的方法。其计算原理和方法与直线形地下连续墙相同，不同之处在 于圆形地下连续墙应考虑墙体、环梁或内衬的环向效应支承刚度。 环梁或内衬可按平面内的刚架环形梁进行计算。荷载作用的不均匀性对环梁或内衬 的内力及变形计算影响很大，应充分研究并准确掌握。在缺乏资料的情况下，荷载作用的 不均匀系数可取1.1~1.2，为安全计，按沿对角象限分布进行计算。圆环向外侧变形区 域的土体对环梁或内衬的约束作用可通过在外侧设置水平径向弹簧来模拟

a)单壁式:b)平行复壁式：c)自由复壁式d)T形：e)士形：f)H形：g)工形:h)辐射形

.2地下连续墙基础竖向承载力主要由墙体侧壁摩擦力和墙端支承力组成。当持 为非岩石地基时，增加墙体深度能较快地增加侧壁摩擦力和墙端支承力，比增大平面 更具经济性，且施工也较易实现，因此，应首先考虑增加墙体的埋置深度以提高竖向 丁

300MW电厂安装工程电气专业施工组织设计7.3.3地下连续墙基础平面布置灵活多样。井筒式地下连续墙基础槽段平面布置可 做成一室断面、二室断面、多室断面。平面布置使其形心与作用基本组合的合力作用点一 致或相近有利于基础结构的受力。

7.3.5地基承载力计算是地下连续墙基础结构设计的重要内容。目前国内经验车 设计者可参考相关资料进行设计。条壁式地下连续墙基础的竖向地基承载力可参照

公路桥涵地基与基础设计规范（JTGD63—2007）

础进行计算。并筒式地下连续墙基础的地基承载力计算应包括基底竖向承载力、基础正 面地基水平承载力、基础侧面地基水平剪切承载力、基底地基剪切承载力等；其竖向承载 力应考虑基底地基的竖向地基反力、基础外周面的竖向侧壁摩擦力及内部土的四周面摩 擦力；基底地基剪切承载力应考虑基础本体与地基之间的摩擦力、内部土体间的摩擦力。

2墙体作为重要受力部件，需具有一定的承载能力，因此对最小厚度作出规定。根 据日本经验，取最小厚度为800mm。 考虑施工过程及泥浆影响，墙厚可分为成槽厚度、设计厚度和有效厚度。成槽厚度为 挖掘机或铣槽机成槽实际尺寸；有效厚度是设计厚度减去泥膜厚度，一般可取两侧各 20mm共40mm。在进行稳定性计算时应采用设计厚度，在截面验算时应采用有效厚度。 井筒式地下连续墙基础单室宽度过小则施工困难，过大则经济性差，借鉴日本经验， 规定单室最小宽度不宜小于5m，单室最大宽度不宜大于10m。 地下连续墙成槽机械台班费用高。从最大程度发挥成槽机械工作效率，同时减少施 工工艺转换、方便施工的角度出发，要求井筒式地下连续墙基础的外周墙和隔墙尽量采用 相同厚度。

对于由多个墙段组成的非单壁式地下连续墙基础顶部应设置顶板，并应具有足够刚度。 地下连续墙应与顶板形成一个整体，同桩基础一样，墙体应进人顶板，其钢筋也应伸 入顶板一定长度。借鉴日本经验，规定墙体应进入顶板100~200mm，钢筋伸入顶板内长 度不应小于b/2及钢筋锚固长度la之和。 5并筒式地下连续墙基础作为整体基础必须保证具有较大的整体刚度。外周墙直 接承受外侧的水土压力，并由内隔墙作为支承，外周墙内产生较大的弯矩和剪力，因此必 须采用刚性接头。内隔墙作为外周墙的支承，主要承受轴力，因此可以采用不能承受弯矩 的铰接接头，但若条件容许，宜尽量采用刚性接头，以增加基础的整体刚度。 7.3.9地下连续墙基础结构受力计算需考虑土体与结构的共同作用，受力比较复杂， 目前国内尚缺乏系统的理论分析及试验研究，因此，设计时可参考有关资料或根据经验采 用可靠的方法按空间结构进行计算分析

公路桥涵地基与基础设计规范（JTGD632007）

附录H中国季节性冻土标准冻深线图及其冻胀性分类

附录L冻土地基抗冻拔稳定性验算

表L.1桩径与单位切向冻胀力的关系

公路桥涵地基与基础设计规范（TTGD632007)

图L1基和条基切回冻胀力平面示意图（冻深h未示出） a)条基：b)桩基

因D=元d，所示V2=h元12+hlD

=h元/(1+d)=h元/2+h元d

公路桥涵地基与基础设计规范（JTGD63—2007)

附录P按m法计算弹性桩水平位移及作用效应

附录P根据原规范附录六“基础按m法的计算”内αh>2.5（弹性基础）改写，除两层 土m值换算计算方法及其桩身最大弯矩修正进行了改进外，其他内容不变，仅在文字上 作较大简化，表达更为清晰。

bi= ke(b +1)

b1= kk.gkob

0.6h1 对于单桩，不存在相互影响的问题，k=1；而L1≥0.6h1的多排桩，桩间也不会互相影 响，故k=1。 因此原规范计算d>1.0的单排桩、多排耕的通式为

b1=kk（b+1)

b1=kk(1.5d +0.5)

中：下标—表示第i层土； bi——桩的计算宽度; EI——桩的抗弯刚度。 则各土层内桩的内力及位移为：

Xiz=αioA+αiB+αizC+αi3D1 αi Miz Qiz

公路桥涵地基与基础设计规范（JTCD632007

将 hm=h+ hz+h3代入上式,整理可得

若为两层地基，则令m3=0,可得：

mhm h2 = 2 2 h2

hz'm2+ (hi+h2)+hm h3m3=m h' L

可以发现，这种换算方法实际上是按深度进行加权换算当量地基系数m，即理注 大的土体，其m值在桩的内力及位移计算中所起的作用越大。事实上，桩周土对抵找 平力所起的作用与其本身的变形有关：土体压缩得越厉害，其抗力发挥的程度越大，而 桩顶向下，桩的水平方向变形是越来越小的，土体埋深越大，土体对抵抗水平荷载的 应该是越低，其㎡值的大小也越不重要。在换算中，埋深越大的土体在换算中所应分 的权重应越低，因此本规范予以修订

a)深度加权：b)挠曲线加权：c)简化方法加

故双层地基当量m值为：

进一步简化可得m值的计算式为：

hm=2(d+1),且hm≤h

miAi+ m2A2 m= A + A2

h,/h. >0.2

偏差，有必要进一步对桩身最大弯矩进行修正。修正公式为： M max = Mzmax 其中Mmx为计算的桩身最大弯矩值，为最大弯矩修正系数,可按下式

M max = Mmax

其中M为计算的桩身最大弯矩值，为最大弯矩修正系数，可按下式计算

该公式为回归公式，使用该公式约定：H。单位为kN；M。单位为kN·m。经偏差分析， 采用本规范的计算方法，在常见各种工况下的计算精度较原规范方法有了显著的提高。 4关于三层土的换算公式 对于当hm内存在三层不同的土时，原规范给出了以下换算公式：

4关于三层士的换算公式

公路桥涵地基与基础设计规范(JTGD63—2007

mihi+m2(2h1+h2)h2+m3(2h1+2h2+h3)h3 m= h

但是，实际工程中，hm=2（d+1)m多小于6m，在局部冲刷线以下6m范围内很少存 在3种以上土层DB62／T 2991-2019标准下载，因此该公式实际使用很少。因此本规范不再推荐3层土的换算公式。 如果在工程中遇到h㎡内存在三层不同土的情况，可视土质情况将上两层或下两层当作 一种土层计算

公路桥涵地基与基础设计规范（TIGD63—2007

附录S直线形地下连续墙支护结构计算

附录T圆形地下连续墙支护结构计算

T.0.2一道环梁或内衬的有效截面面积Az，为设计截面面积考虑施工偏差导致截面 削弱后的平面有效“真圆环”截面面积。截面削弱主要指环梁或内衬的水平圆环宽度的折 减。影响因素主要包括：由多段直线形槽段组成的“多边形”地下连续墙导致环梁或内衬 水平圆环外边理论“真圆”的折减、地下连续墙槽段竖直度施工误差引起墙段间错台导致 环梁或内衬水平圆环外边线的偏移、环梁或内衬自身的平面施工误差导致理论“真圆”的 折减。

T.0.3地下连续墙墙体有效厚度d，为设计厚度考虑施工偏差后的平面有效“真圆环” 厚度。影响因素主要包括：由多段直线形槽段组成的“多边形”地下连续墙导致理论“真 圆”墙体厚度的折减、槽段竖直度施工误差引起墙段间错台导致墙体厚度的折减。 公式(T.0.3)中的修正系数α主要考虑墙段间存在的泥皮对圆形地下连续墙墙体环 向受压刚度的削弱。槽段混凝土是分期浇注的，由于采用泥浆护壁，二期槽段浇注时，在 一、二期墙段间必然存在一定厚度的泥皮。基坑开挖时，外侧水土压力作用导致墙体环向 受压，泥皮在压力作用下产生变形，从而削弱了墙体的环向刚度。圆形地下连续墙直径越 大、槽段接头数越多、泥皮厚度越大，则削弱程度越大。削弱程度的取值，与施工单位的技 术水平、经验密切相关，应根据工程具体情况研究采用。武汉阳逻大桥南锚基础圆形地 下连续墙支护结构受力计算中，采用了法国基础公司根据其多年经验提供的建议方法对 α值进行了计算，算得α为0.417。根据信息化施工监测结果，墙体受力及变形状态与计 算结果非常吻合。武汉阳逻大桥南锚锭基础圆形地下连续墙支护结构外径达73m，墙厚 1.5m，最大墙深约61m，最大开挖深度约45m，已达相当规模，因此本条取用α低限值为 0.4,应能包括一般情形下的圆形地下连续墙支护结构。α高限值取0.7主要参考了《港 口工程地下连续墙结构设计与施工规程》（ITI303）

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