袁宇 高樂(lè)

中國(guó)鐵路設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司， 天津 300308

1 概述

U 形槽結(jié)構(gòu)作為鐵路中一項(xiàng)重要的路基結(jié)構(gòu)，常應(yīng)用于隧道與傳統(tǒng)填土路基的過(guò)渡段。一般傳統(tǒng)路塹U 形槽采用排樁作為基坑支擋結(jié)構(gòu)，排樁與U 形槽主體結(jié)構(gòu)之間的肥槽采用原狀土或改性土回填。在此情況下，排樁不參與U 形槽結(jié)構(gòu)的承載。為了更好地提升承載能力，采用永臨結(jié)合的方式將原有的臨時(shí)支擋結(jié)構(gòu)作為永久結(jié)構(gòu)物進(jìn)行設(shè)計(jì)，同時(shí)利用錨固鋼筋的方法將支擋結(jié)構(gòu)與U 形槽主體進(jìn)行固接，形成一種新的永臨結(jié)合U 形槽結(jié)構(gòu)，見(jiàn)圖1，在此條件下支擋結(jié)構(gòu)則可參與承載，可極大提升U形槽的承載能力。

圖1 高鐵路塹段永臨結(jié)構(gòu)U形槽結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)（單位：m）

以往研究多針對(duì)U 形槽的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)計(jì)算分析［1-5］，而永臨結(jié)構(gòu)U 形槽結(jié)構(gòu)作為承擔(dān)列車(chē)荷載的整體結(jié)構(gòu)，已有的研究成果及設(shè)計(jì)方法無(wú)法評(píng)價(jià)其在軟土地基的承載特性。丁兆鋒等［1］對(duì)U 形槽設(shè)計(jì)中的理論計(jì)算及結(jié)構(gòu)施工圖等關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題進(jìn)行了探討；張勁松等［2］對(duì)U 形槽結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元分析；吳劍鋒等［3］結(jié)合某鐵路工程，對(duì)U 形結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型、土壓力與結(jié)構(gòu)內(nèi)力進(jìn)行了研究，揭示了邊墻與底板的內(nèi)力變化規(guī)律。李懿［4］圍繞鐵路U 形結(jié)構(gòu)路基-地基相互作用開(kāi)展了一系列的研究。郭帥杰等［5］對(duì)高速鐵路懸臂U 形路基結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)分析方法進(jìn)行了研究。然而，作為承擔(dān)長(zhǎng)期列車(chē)荷載的永臨結(jié)構(gòu)U 形槽結(jié)構(gòu)，對(duì)其在軟土地基中的承載特性的研究較少。因此，有必要對(duì)永臨結(jié)構(gòu)U形槽在黏土地基中的承載特性進(jìn)行研究。

條形基礎(chǔ)的承載特性是一個(gè)經(jīng)典的工程問(wèn)題。為了提高條形基礎(chǔ)承載能力，學(xué)者們［6-9］在海洋工程領(lǐng)域中提出了條形基礎(chǔ)下部增設(shè)墻的結(jié)構(gòu)形式，使條形基礎(chǔ)的承載力提高到了3.68倍以上，后來(lái)逐步發(fā)展成為廣泛應(yīng)用的桶形基礎(chǔ)。鑒于U 形槽結(jié)構(gòu)與桶形基礎(chǔ)有一定的相似性，可調(diào)研借鑒桶形基礎(chǔ)等新型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的承載性能研究成果。國(guó)內(nèi)外學(xué)者曾對(duì)復(fù)雜荷載下桶形基礎(chǔ)的地基承載力問(wèn)題進(jìn)行過(guò)一定研究。Zhu等［10］基于離心模型試驗(yàn)研究了黏土中桶形基礎(chǔ)的水平和豎向承載特性。Aljanabi 等［11］研究了斜向荷載下黏土地層中桶形基礎(chǔ)的承載特性。針對(duì)桶形基礎(chǔ)所承受荷載的不同類(lèi)型，已經(jīng)開(kāi)展了許多相關(guān)研究。

為了進(jìn)一步提高桶形基礎(chǔ)的承載性能，Li 等［12-13］提出在桶形基礎(chǔ)外擴(kuò)加肋板，形成整體性和承載性能更好的擴(kuò)大式裙式基礎(chǔ)，并開(kāi)展了一系列研究。Sharifi 等［14］針對(duì)八字形的基礎(chǔ)形式，采用模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法對(duì)其偏心荷載下的承載性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)與軸向加載情況相比，這一基礎(chǔ)形式在偏心加載情況下的承載性能更好，而在低偏心情況下的旋轉(zhuǎn)性能更好，同時(shí)對(duì)比了不同條件下的破壞模式。

綜合而言，永臨結(jié)構(gòu)U 形槽的承載特性與桶形基礎(chǔ)都不同，是一種H 型的基礎(chǔ)形式，主要承擔(dān)軌道荷載和偏心的列車(chē)荷載，屬于新型基礎(chǔ)的承載力問(wèn)題。有鑒于此，本研究考慮了U 形槽結(jié)構(gòu)與地基土的接觸模式，基于有限元計(jì)算分析黏土中U 形槽豎向、水平以及抗彎承載特性，為永臨結(jié)構(gòu)U 形槽結(jié)構(gòu)在鐵路工程領(lǐng)域的推廣應(yīng)用提供支撐。

2 數(shù)值模型的建立與驗(yàn)證

2.1 模型參數(shù)

由于鐵路U 形槽縱向距離一般較長(zhǎng)，其所受的豎向荷載、水土壓力、橫向搖擺力可認(rèn)為垂直于U 形槽縱軸，因此U 形槽的承載力問(wèn)題可簡(jiǎn)化為二維平面應(yīng)變問(wèn)題進(jìn)行分析?；诖?，建立了U 形槽結(jié)構(gòu)與土相互作用二維有限元模型，見(jiàn)圖2?；娱_(kāi)挖的圍護(hù)結(jié)構(gòu)寬度按照傳統(tǒng)地連墻尺寸設(shè)置為1.0 m，U形槽邊墻與底板厚度為0.5 m，內(nèi)寬為12.6 m，兩側(cè)支擋結(jié)構(gòu)外邊緣距離（D）為14.6m。支擋結(jié)構(gòu)高度（L）按照嵌固比1∶1設(shè)計(jì)，即U形槽底板以下支擋結(jié)構(gòu)高度為0.5L。依據(jù)一般設(shè)計(jì)尺寸，設(shè)置了L/D= 0.2、0.4、0.6、0.8、1.0 五個(gè)長(zhǎng)寬比條件下的計(jì)算組次。依據(jù)前人淺基礎(chǔ)的計(jì)算模式，荷載參考點(diǎn)設(shè)置在基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)底部并與中軸線相交位置。荷載和位移無(wú)量綱量的說(shuō)明見(jiàn)表1。

表1 荷載及位移無(wú)量綱量說(shuō)明

圖2 模型簡(jiǎn)化及說(shuō)明

U 形槽主體結(jié)構(gòu)和支擋結(jié)構(gòu)采用混凝土材料，彈性模量E= 30 GPa，泊松比ν= 0.15。由于本文的關(guān)注重點(diǎn)為U形槽的承載力問(wèn)題，不涉及到變形，因此土體采用基于Tresca 破壞準(zhǔn)則的理想彈塑性本構(gòu)模型［15］。該模型已被證明是表征黏土不排水強(qiáng)度（Su）的理想選擇，可有效分析U 形槽結(jié)構(gòu)在黏土地基中的不排水承載力問(wèn)題。模擬組次中設(shè)置兩種土體，分為正常固結(jié)黏土和均質(zhì)黏土，其中正常固結(jié)土表層強(qiáng)度Su= 1 kPa，強(qiáng)度增長(zhǎng)梯度k= 1.4 kPa/m，均質(zhì)土（強(qiáng)度分布沿深度保持一致）的強(qiáng)度與正常固結(jié)黏土深度L處強(qiáng)度（Su0）相等。土體泊松比取0.49，剛度指數(shù)E/Su= 500。

依據(jù)圖2 的簡(jiǎn)化，建立有限元模型（以L/D= 1.0為例），見(jiàn)圖3。模型的水平以及豎向邊界距支護(hù)結(jié)構(gòu)的外邊緣距離均大于5D，可確保消除邊界效應(yīng)帶來(lái)的影響。模型的邊界均采用法向位移約束。土體以及結(jié)構(gòu)均采用四節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變單元（CPE4），最小單元尺寸為0.01D，總網(wǎng)格數(shù)為20000左右。

圖3 有限元網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置

為對(duì)比接觸方式對(duì)U 形槽結(jié)構(gòu)承載力的影響，采用兩種接觸方式。接觸Ⅰ為完全粗糙且不允許接觸面分離，接觸Ⅱ遵循庫(kù)倫摩擦準(zhǔn)則，摩擦因數(shù)μ= 0.1并允許主動(dòng)土壓力區(qū)的接觸面分離。事實(shí)上，由于完全粗糙條件的存在，接觸Ⅰ條件下的承載力為最大可能的承載力，而接觸Ⅱ中較小的摩擦因數(shù)可以給出偏于安全的承載力設(shè)計(jì)。

2.2 模型驗(yàn)證

為了確保模型網(wǎng)格及邊界條件設(shè)置的準(zhǔn)確性，將相同網(wǎng)格及尺寸條件下的條形基礎(chǔ)以及裙板基礎(chǔ)無(wú)量綱承載力系數(shù)與現(xiàn)有的文獻(xiàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)表2。

表2 驗(yàn)證結(jié)果對(duì)比

由表2 可知：本文的計(jì)算結(jié)果與Martin［16］開(kāi)發(fā)的上限解軟件結(jié)果具有良好的一致性，最大誤差不超過(guò)0.6%。對(duì)于二維裙板基礎(chǔ)，本文計(jì)算結(jié)果與Bransby等［17］的結(jié)果最大誤差在5%以內(nèi)，表明網(wǎng)格及邊界條件以及模型的設(shè)置均有較高的可靠性與準(zhǔn)確性。

3 計(jì)算結(jié)果分析

對(duì)不同長(zhǎng)寬比（L/D）條件下的U 形槽結(jié)構(gòu)進(jìn)行豎向、水平和抗彎承載力計(jì)算。對(duì)參考點(diǎn)施加位移荷載，并提取參考點(diǎn)的極限反力作為相應(yīng)的承載力。對(duì)三個(gè)方向的承載力進(jìn)行無(wú)量綱化，研究無(wú)量綱承載力系數(shù)隨長(zhǎng)寬比的變化規(guī)律，并分析相應(yīng)條件下的地基土破壞模式。

3.1 豎向承載力

相比于傳統(tǒng)的裙板基礎(chǔ)，永臨結(jié)合的U 形槽結(jié)構(gòu)為H 形結(jié)構(gòu)，其底板位于兩側(cè)邊墻的中心，而傳統(tǒng)裙板基礎(chǔ)的頂板位于泥面處，由于板位置的不同，其破壞模式存在一定差異。正常固結(jié)黏土和均質(zhì)黏土在不同長(zhǎng)寬比條件下U 形槽的豎向破壞模式見(jiàn)圖4?？芍孩俳佑|Ⅰ模式下，即使在L/D較小的正常固結(jié)黏土條件下，U 形槽結(jié)構(gòu)的豎向破壞模式仍類(lèi)似于Prandtl破壞模式，而此條件下的裙板基礎(chǔ)則體現(xiàn)出典型的Hill 破壞模式。在達(dá)到破壞荷載時(shí)，由于邊墻和底板的約束作用，U 形槽底板下方一定范圍內(nèi)土體形成剛性核，與U 形槽結(jié)構(gòu)共同向下運(yùn)動(dòng)。另外，因?yàn)檎９探Y(jié)黏土的強(qiáng)度較低，邊墻兩側(cè)的土體均被激發(fā)，并與邊墻下方的土體貫通，呈現(xiàn)出勺形破壞模式。不同的L/D條件下，土體破壞區(qū)域均延伸至土體表面。而在均質(zhì)土條件下，U 形槽結(jié)構(gòu)底板同樣出現(xiàn)明顯的剛性核，但邊墻側(cè)壁區(qū)域范圍內(nèi)被激發(fā)的土體要小于正常固結(jié)土地基，當(dāng)L/D逐漸增大后，破壞土體的貫通區(qū)域不再延伸至土體表面。②接觸條件Ⅱ下，當(dāng)接觸面摩擦因數(shù)較小時(shí)，邊墻側(cè)壁范圍內(nèi)土體的激發(fā)范圍明顯減小，邊墻提供的豎向反力大大降低，土體的破壞主要集中在邊墻下方區(qū)域，同樣也呈現(xiàn)出勺形破壞。隨著L/D的增加，邊墻的豎向反力貢獻(xiàn)越小，這一點(diǎn)在正常固結(jié)黏土中更為明顯。

圖4 不同黏土地基中U形槽豎向破壞模式

不同接觸條件下Ncv結(jié)果見(jiàn)表3。參照文獻(xiàn)［18］的研究成果，并通過(guò)數(shù)據(jù)擬合的方式給出了不同土體條件、長(zhǎng)寬比下U 形槽結(jié)構(gòu)Ncv的計(jì)算公式和擬合情況，見(jiàn)圖5。

表3 計(jì)算Ncv結(jié)果匯總

圖5 Ncv隨L/D變化規(guī)律

正常固結(jié)黏土接觸Ⅰ條件下U 形槽豎向承載力系數(shù)為

正常固結(jié)黏土接觸Ⅱ條件下U 形槽豎向承載力系數(shù)為

均質(zhì)黏土接觸Ⅰ條件下U 形槽豎向承載力系數(shù)為

均質(zhì)黏土接觸Ⅱ條件下U 形槽豎向承載力系數(shù)為

由圖5、式（1）—式（4）可知：Ncv可通過(guò)四次多項(xiàng)式予以表征，其常數(shù)項(xiàng)分別為表面條形基礎(chǔ)在正常固結(jié)黏土和均質(zhì)黏土下的Ncv計(jì)算值。除了正常固結(jié)黏土在接觸Ⅱ條件下的Ncv隨L/D的增加而減小，其余組次的Ncv均呈增加趨勢(shì)。這是由于隨著L/D的增加su0也逐漸增加，而豎向承載力Vult的增加幅度要小于su0，從而導(dǎo)致Ncv的減小。從這一點(diǎn)也可以看出，在正常固結(jié)黏土接觸Ⅱ條件下，邊墻底部的土體承擔(dān)主要的豎向荷載。式（1）—式（4）的相關(guān)系數(shù)r均達(dá)到0.94 以上，具備良好的相關(guān)性。相比于傳統(tǒng)U 形槽，永臨結(jié)合U形槽由于底板以下側(cè)墻的存在具有更高的豎向承載力，增長(zhǎng)幅度隨著L/D的增加而增加，最大增幅可達(dá)到51%。

3.2 水平承載力分析

對(duì)于條形基礎(chǔ)而言，水平破壞模式為條形基礎(chǔ)底部滑移破壞，抗力均來(lái)自于板底部與土體之間的摩擦。對(duì)于裙板基礎(chǔ)而言，其水平破壞?？蓺w結(jié)為邊墻側(cè)壁的楔形破壞模式和邊墻底部的勺形破壞模式。由于底板位置不同，U 形槽結(jié)構(gòu)將呈現(xiàn)出不同的水平破壞模式。兩種土體、接觸條件下不同L/D的U 形槽結(jié)構(gòu)水平破壞模式見(jiàn)圖6。不同接觸條件下Nch計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。不同土體條件、長(zhǎng)寬比下U 形槽結(jié)構(gòu)Nch的計(jì)算公式和擬合情況，見(jiàn)圖7。

表4 Nch計(jì)算結(jié)果匯總

圖6 不同黏土地基中U形槽水平破壞模式

圖7 Nch隨L/D變化規(guī)律

由圖6可知：在水平極限荷載作用下，正常固結(jié)黏土地基中的U 形槽側(cè)壁區(qū)域土體得到了明顯激發(fā)，形成了明顯的楔形破壞區(qū)域。但與裙板基礎(chǔ)不同的是，邊墻底部以下土體未產(chǎn)生明顯的勺形破壞區(qū)域，主要以底板以下邊墻以上土體的內(nèi)部弧形破壞為主。該弧形區(qū)域與兩側(cè)的楔形剪切區(qū)域共同組成了W 形的破壞模式。這主要是由于正常固結(jié)黏土中土體存在強(qiáng)度梯度，在水平荷載作用下，兩側(cè)邊墻的約束未能使得土體整體產(chǎn)生滑動(dòng)破壞，而是產(chǎn)生了內(nèi)部破壞。這一點(diǎn)在不同的長(zhǎng)寬比條件下均有所體現(xiàn)。而在均質(zhì)黏土地基中，由于土體并不存在強(qiáng)度梯度，兩側(cè)邊墻的約束使得邊墻內(nèi)部土體共同運(yùn)動(dòng)，并在邊墻底部形成小范圍的勺形破壞區(qū)域。另外，在均質(zhì)土地基中，兩側(cè)楔形的破壞區(qū)域也要明顯大于正常固結(jié)黏土地基。

正常固結(jié)黏土接觸Ⅰ條件下U 形槽水平承載力系數(shù)為

正常固結(jié)黏土接觸Ⅱ條件下U 形槽水平承載力系數(shù)為

均質(zhì)黏土接觸Ⅰ條件下U形槽水平承載力系數(shù)為

均質(zhì)黏土接觸Ⅱ條件下U形槽水平承載力系數(shù)為

由圖7、式（5）—式（8）可知：Nch可通過(guò)二次多項(xiàng)式予以表征，其常數(shù)項(xiàng)分別為表面條形基礎(chǔ)在正常固結(jié)黏土和均質(zhì)黏土下的Nch= 1。隨著L/D的增加，不同土層和接觸條件下的Nch均呈顯著的增加趨勢(shì)。在接觸Ⅰ條件下，均質(zhì)黏土中的Nch均要大于正常固結(jié)黏土地基，且兩者相差幅度隨著L/D的增加而增加，最大增加幅度可達(dá)到87%?？紤]可能的界面分離和較低的摩擦系數(shù)影響，均質(zhì)黏土Nch相比于正常固結(jié)黏土的最大增幅略微減小，在73%左右。兩種土層接觸Ⅱ條件下的Nch均要小于接觸Ⅰ條件，在正常固結(jié)黏土地基和均質(zhì)黏土地基中，減小幅度分別在8%和14%左右，這主要是由于均質(zhì)黏土中存在接觸面分離的情況所導(dǎo)致的。式（5）—式（8）的相關(guān)系數(shù)r均達(dá)到1，具備良好的相關(guān)性。永臨結(jié)合U 形槽具備更好的水平承載力，隨著L/D的增加，提高幅度從1倍增長(zhǎng)至2.3倍。

3.3 抗彎承載力分析

對(duì)于極限彎矩荷載作用下裙板基礎(chǔ)，其破壞模式為勺形與楔形破壞模式的組合。對(duì)于均質(zhì)土地基而言，當(dāng)長(zhǎng)寬比較小時(shí)，以底部勺形破壞模式為主，當(dāng)長(zhǎng)寬比增加時(shí)，楔形模式逐漸開(kāi)始發(fā)展。而對(duì)于正常固結(jié)黏土地基，當(dāng)長(zhǎng)寬比較小時(shí)，土體的破壞區(qū)域主要限制于裙板的內(nèi)部，即裙板內(nèi)部的土體優(yōu)先破壞。隨著長(zhǎng)寬比的增加，楔形模式也有一定的發(fā)展。兩種土體和接觸條件下不同L/D的U 形槽結(jié)構(gòu)抗彎破壞模式見(jiàn)圖8。

圖8 不同黏土地基中U形槽抗彎破壞模式

由圖8 可知：U 形槽結(jié)構(gòu)的破壞模式與裙板基礎(chǔ)存在一定的相似性。在正常固結(jié)黏土地基中，當(dāng)L/D較小時(shí)，只存在底部勺形破壞模式。隨著L/D的增加，楔形破壞模式得到一定的發(fā)展，整個(gè)U 形槽在彎矩作用下的旋轉(zhuǎn)中心均位于底板下方。而在均質(zhì)黏土地基中，楔形破壞模式并不明顯，主要以邊墻底部土體和側(cè)壁土體組成的勺形破壞區(qū)域?yàn)橹?，激發(fā)的土體范圍要大于正常固結(jié)黏土。同樣地，在考慮界面影響時(shí)，正常固結(jié)黏土中未出現(xiàn)界面分離現(xiàn)象，而在均質(zhì)土地基中出現(xiàn)了主動(dòng)土壓力區(qū)界面分離的現(xiàn)象，此時(shí)，破壞模式以單側(cè)土體被動(dòng)區(qū)楔形與底部勺形區(qū)域?yàn)橹鳌?/p>

不同條件下Ncm計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5。不同土體條件、長(zhǎng)寬比下U 形槽結(jié)構(gòu)Ncv的計(jì)算公式和擬合情況，見(jiàn)圖9。

表5 Ncm計(jì)算結(jié)果匯總

圖9 Ncm隨L/D變化規(guī)律

正常固結(jié)黏土接觸Ⅰ條件下U 形槽抗彎承載力系數(shù)為

正常固結(jié)黏土接觸Ⅱ條件下U 形槽抗彎承載力系數(shù)為

均質(zhì)黏土接觸Ⅰ條件下U形槽抗彎承載力系數(shù)為

均質(zhì)黏土在接觸Ⅱ條件下U 形槽抗彎承載力系數(shù)為

由圖9、式（9）—式（12）可知：采用二次多項(xiàng)式來(lái)表征Ncm，其常數(shù)項(xiàng)分別為表面條形基礎(chǔ)在正常固結(jié)黏土和均質(zhì)黏土下的Ncm= 0.8。當(dāng)L/D的增加，Ncm均呈顯著增加趨勢(shì)。在接觸Ⅰ條件下，隨著L/D的增加，均質(zhì)黏土中，Ncm的增幅增加，最大增加幅度可達(dá)到80%。考慮可能的界面分離和較低的摩擦因數(shù)影響，均質(zhì)黏土Ncm相比于正常固結(jié)黏土的最大增幅略微減小，在73%左右。兩種土層接觸Ⅱ條件下的Ncm均要小于接觸Ⅰ條件，在正常固結(jié)黏土地基和均質(zhì)黏土地基中，減小幅度分別在5%和11%左右，要略微小于Nch。出現(xiàn)降幅的情況同樣是由于均質(zhì)黏土中存在接觸面分離的情況所導(dǎo)致的。永臨結(jié)合U 形槽也具備更好的水平承載力，隨著L/D的增加，提高幅度從1.4 倍增長(zhǎng)至3.6倍。

4 結(jié)論

1）U 形槽結(jié)構(gòu)的豎向破壞模式仍類(lèi)似于Prandtl破壞模式。在均質(zhì)土條件下，邊墻側(cè)壁區(qū)域內(nèi)被激發(fā)的土體要更少。當(dāng)接觸面摩擦因數(shù)較小時(shí)，邊墻側(cè)壁范圍內(nèi)土體的激發(fā)范圍明顯減小。相比于傳統(tǒng)U 形槽，永臨結(jié)合U 形槽由于底板以下側(cè)墻的存在具有更高的豎向承載力，增長(zhǎng)幅度隨L/D的增加而增加，最大增幅可達(dá)到51%。

2）在水平極限荷載作用下，底部弧形區(qū)域與兩側(cè)的楔形剪切區(qū)域共同組成了W 形的破壞模式。正常固結(jié)黏土地基中未發(fā)生明顯的界面分離現(xiàn)象，在均質(zhì)土地基中，土體具有一定的自立穩(wěn)定性，出現(xiàn)了明顯的界面分離現(xiàn)象，但破壞模式仍呈現(xiàn)出W 形破壞。相比于傳統(tǒng)U 形槽隨著L/D的增加，永臨結(jié)合U 形槽水平承載力提高幅度從1.0倍增長(zhǎng)至2.3倍。

3）對(duì)于彎矩極限承載力而言，在正常固結(jié)黏土地基中，當(dāng)L/D較小時(shí)，只存在底部勺形破壞模式。隨著L/D的增加，楔形破壞模式得到一定的發(fā)展。在均質(zhì)黏土地基中，主要以邊墻底部土體和側(cè)壁土體組成的勺形破壞區(qū)域?yàn)橹鳎ぐl(fā)的土體范圍要大于正常固結(jié)黏土。在考慮界面影響時(shí)，正常固結(jié)黏土中未出現(xiàn)界面分離現(xiàn)象，而在均質(zhì)土地基中出現(xiàn)了主動(dòng)土壓力區(qū)界面分離的現(xiàn)象，破壞模式以單側(cè)土體被動(dòng)區(qū)楔形與底部勺形區(qū)域?yàn)橹?。相比于傳統(tǒng)U 形槽隨著L/D的增加，永臨結(jié)合U 形槽抗彎承載力提高幅度從1.4 倍增長(zhǎng)至3.6倍。