帽型鋼板樁擋墻土壓力分布離心模型試驗(yàn)

劉 芳， 劉春影， 鄭 實(shí)， 蔣明鏡

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué) 巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

鋼板樁擋墻具有可重復(fù)利用、減少開挖量和節(jié)約材料等優(yōu)點(diǎn).隨著低碳環(huán)保理念的提升，近年來鋼板樁被廣泛用于臨時(shí)或永久基坑、堤壩和碼頭等工程的擋土擋水結(jié)構(gòu)中.在進(jìn)行鋼板樁擋墻設(shè)計(jì)時(shí)，土壓力計(jì)算一般沿用傳統(tǒng)的平面擋墻分析方法，不考慮鋼板樁擋墻與土體接觸界面起伏所引起的土壓力變化(即形狀效應(yīng)).

文獻(xiàn)[1]最早述及基坑現(xiàn)場監(jiān)測到的鋼板樁擋墻土壓力的形狀效應(yīng)，指出在基坑開挖過程中鋼板樁擋墻凹凸處的土壓力將逐漸產(chǎn)生差異，建議在類似支護(hù)工程土壓力監(jiān)測中考慮測點(diǎn)布置的影響.Tan等[2]和Nakayama等[3]分別在現(xiàn)場監(jiān)測和現(xiàn)場足尺試驗(yàn)中證實(shí)了鋼板樁擋墻橫向土壓力的不均勻分布，但未對產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行定量分析.為了定量研究由于鋼板樁截面形狀所造成的土壓力差異，筆者[4-5]采用有限元方法分析了不同指定位移模式下的鋼板樁擋墻土壓力分布規(guī)律，試圖解釋鋼板樁擋墻土壓力形狀效應(yīng)的物理機(jī)制和影響因素；Tong等[6]采用離心模型試驗(yàn)，模擬了非平面剛性擋墻的土壓力變化規(guī)律.但上述定量研究或簡化擋墻位移邊界[4-5]，或?qū)鯄茷閯傂越Y(jié)構(gòu)[6]，未能全面考慮鋼板樁作為柔性擋墻的位移模式特點(diǎn)，鋼板樁擋墻土壓力形狀效應(yīng)的定量研究還有待深入.

鑒于此，采用離心模型試驗(yàn)，對縮尺帽型鋼板樁(亦稱U型鋼板樁)擋墻支護(hù)基坑開挖過程進(jìn)行了模型試驗(yàn)，考慮開挖條件下帽型鋼板樁擋墻的變形過程以及所引起的土壓力空間分布規(guī)律.

1 試驗(yàn)介紹

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

采用同濟(jì)大學(xué)TLJ-150土工離心機(jī)，該設(shè)備最大承載能力是150g·t，最大離心加速度為200g，最大荷重為2 t，有效旋轉(zhuǎn)半徑為3 m.所選擇的模型箱長600.0 mm、寬400.0 mm、高500.0 mm.

1.2 模型設(shè)計(jì)

進(jìn)行2組平行試驗(yàn)：帽型鋼板樁擋墻試驗(yàn)(T-H)和平板擋墻試驗(yàn)(T-P)，圖1為T-H試驗(yàn)的模型示意圖，離心模型比為36.T-P試驗(yàn)將鋼板樁擋墻置換成截面剛度相同的平面擋墻，其余試驗(yàn)條件不變.

如圖1a所示，模型箱一側(cè)預(yù)留寬50.0 mm的排水槽以便加快固結(jié)時(shí)間.擋墻寬度為350.0 mm，包含14節(jié)帽型鋼板樁，帽型樁原型為日本新日制鐵公司的帽型鋼板樁(產(chǎn)品型號(hào)HS-SP-10H)，鋼板樁的模型尺寸見圖1a內(nèi)的詳圖，截面寬度為25.0 mm.鋼板樁搭接鎖扣的加工尚難達(dá)到精度要求，為避免鎖扣加工誤差所帶來的不確定因素，在模型中未考慮鎖扣，模型擋墻采用厚0.3 mm的鐵板，通過預(yù)制模具軋制而成，墻體材料的彈性模量約為210 GPa，泊松比為0.3.由于忽略了鎖扣，墻體整體抗彎剛度將有所增加，同樣開挖條件下墻體位移會(huì)有所減小，但土壓力的形狀效應(yīng)不會(huì)有本質(zhì)改變.平行試驗(yàn)的平板擋墻采用相同材料，墻厚為3.0 mm，原型截面剛度與帽型鋼板樁相等(即9.43×107mm4).

如圖1b所示，模型地基的厚度為460.0 mm，分為2層.上層為厚210.0 mm的黏土層，采用上海地區(qū)典型4號(hào)土.表1給出了該黏土的物理和力學(xué)指標(biāo)，其中，剪切強(qiáng)度指標(biāo)通過固結(jié)不排水三軸壓縮試驗(yàn)測得，所測試樣為離心模型試驗(yàn)后所切取的土樣.模型地基下層為厚250.0 mm的砂層，采用上海長興島的吹填砂，平均粒徑為0.13 mm，級配曲線的不均勻系數(shù)為1.5.基坑開挖深度為150.0 mm，分4層開挖，開挖深度依次為40.0 mm、50.0 mm、40.0 mm和20.0 mm.擋墻總高度為400.0 mm，出露土層表面40.0 mm，用以布設(shè)激光位移傳感器測點(diǎn)，開挖全部完成后的擋墻嵌入深度為210.0 mm，與墻體總有效墻高(即開挖前墻體的初始入土深度H=360.0 mm)的比值為0.58，與文獻(xiàn)[3]的現(xiàn)場試驗(yàn)條件一致.

b 立面

表1 試驗(yàn)黏土的物理力學(xué)指標(biāo)

1.3 測量元件布設(shè)方案

試驗(yàn)過程中測量了墻頂位移、墻體應(yīng)變、土壓力以及土中孔隙水壓力等，受試驗(yàn)條件所限，未能監(jiān)測土體位移.墻頂位移通過激光位移傳感器進(jìn)行量測.在擋土側(cè)土體中埋深85.0 mm和243.0 mm處各布設(shè)了1組微型孔隙水壓力計(jì)(見圖1b)，以監(jiān)測固結(jié)過程中孔隙水壓力消散情況.如圖2所示，墻后(填土側(cè))距填土表面埋深85.0 mm、160.0 mm、243.0 mm處布設(shè)了微型土壓力計(jì)，埋深85.0 mm和243.0 mm處布設(shè)了應(yīng)變片；墻前(開挖側(cè))土壓力計(jì)布設(shè)在埋深243.0 mm處，應(yīng)變片分別布設(shè)在埋深85.0 mm和243.0 mm處.為減小傳感器的尺寸影響，選擇了尺寸盡可能小的測量元件，孔壓傳感器外徑8.0 mm、厚3.0 mm，土壓力計(jì)外徑8.0 mm、厚2.0 mm，應(yīng)變片尺寸為1.0 mm×1.0 mm.

a 填土側(cè)

b 開挖側(cè)

Fig.2Illustrationoftheinstrumentationonthesheetpilewall(unit:mm)

1.4 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)步驟分4個(gè)階段：模型準(zhǔn)備/制備、地基固結(jié)、模擬開挖和拆樣.

(1) 模型準(zhǔn)備/制備.標(biāo)定土壓力計(jì)和孔壓計(jì)，并布設(shè)在模型墻預(yù)設(shè)位置.模型箱側(cè)壁涂抹硅油以減少摩擦.烘干、粉碎黏土，用0.5 mm篩子過篩后放入真空攪拌機(jī)，加水?dāng)嚢璨⑦M(jìn)行真空飽和.將干砂分為5層填筑，每層厚度50.0 mm，擊實(shí)至目標(biāo)孔隙比0.8(相對密實(shí)度約47%，密度約1.94 g·cm-3).隨后將飽和后的黏土分層填在砂層之上直至與模型箱表面相平.將帽型鋼板樁擋墻插入土中至指定深度.為了保持土體處于飽和狀態(tài)，在排水槽內(nèi)注水直至與土層表面齊平.將模型箱吊入離心機(jī)準(zhǔn)備固結(jié)試驗(yàn).

(2) 地基固結(jié).上海地區(qū)4號(hào)土一般略微超固結(jié)[7]，平均固結(jié)比約1.08，因此固結(jié)時(shí)離心加速度設(shè)置為40g，稍大于開挖階段的離心加速度.當(dāng)孔隙水壓力在1 h內(nèi)的孔壓變化為總變化量的3%時(shí)，認(rèn)為固結(jié)基本完成.圖3為鋼板樁擋墻試驗(yàn)中不同深度處孔隙水壓力消散情況，固結(jié)試驗(yàn)分3天完成(因安全原因晚上停機(jī))，累計(jì)固結(jié)時(shí)間大致在18～20 h.固結(jié)結(jié)束后，停機(jī)，安裝T-bar微型貫入儀.重啟離心機(jī)，在36g離心加速度下運(yùn)行直至孔壓基本穩(wěn)定，進(jìn)行貫入試驗(yàn)，檢測試樣制備情況.不同模型試驗(yàn)的貫入數(shù)據(jù)大體一致，在黏土和砂土界面處有清晰分界.

圖3 固結(jié)過程的孔壓消散(TH試驗(yàn))

(3) 模擬開挖.停機(jī)進(jìn)行基坑第1層開挖.隨后離心機(jī)重啟至36g加速度，保持運(yùn)行狀態(tài)直至孔壓和土壓力測值基本保持穩(wěn)定.停機(jī)進(jìn)行下一層開挖，重復(fù)試驗(yàn)直至基坑開挖全部完成.

(4) 拆樣.停機(jī)，分別測量墻體兩側(cè)5個(gè)不同深度處的土壤孔隙比e和含水量ω，表2為各深度處的平均測值.黏土層孔隙比在1.03至1.18之間，隨深度略有降低，飽和度超過97%，2組試驗(yàn)在相同深度處的測量結(jié)果比較接近，平板墻試驗(yàn)的黏土層孔隙比高于鋼板樁試驗(yàn)，推測前者的固結(jié)度稍低于后者.砂層的飽和度較低，因?yàn)樯皩訚B透系數(shù)高，拆樣后水分流失較快.

表2試驗(yàn)后模型土樣物性測定結(jié)果

Tab.2Voidratioandwatercontentofthesoilsafterthecentrifugetests

試驗(yàn)取樣深度/mm填土側(cè)開挖側(cè)eω/%eω/%85.01.1843.94160.01.1137.85T-P243.00.9835.980.9226.49310.00.9634.810.9024.83410.00.8426.980.9025.7185.01.0838.20160.01.0337.42T-H243.00.8828.510.8123.12310.00.9125.730.8625.40410.00.8425.410.8426.23

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 墻體變形

2組試驗(yàn)的墻頂水平位移測量結(jié)果如圖4所示，各開挖深度所對應(yīng)的水平位移值為離心機(jī)運(yùn)行過程中位移測值穩(wěn)定段的平均值，由于第3次開挖之后，位移計(jì)已超過量程，因此沒有獲得測值，圖4僅給出了前2次開挖的測量結(jié)果.位移值δ和開挖深度x均采用有效墻高H進(jìn)行量綱一化.如圖所示，墻頂位移隨開挖深度增加而增加；在相同開挖深度下，平板墻的位移大于鋼板樁，這與2組試驗(yàn)的地基性質(zhì)差異有關(guān)，拆樣后平板墻地基的孔隙比量測結(jié)果大于鋼板樁地基相應(yīng)結(jié)果，因此前者墻體位移也較大.

圖4 墻頂水平位移隨x/H的變化曲線

Fig.4Horizontaldisplacementatthetopofthewallsatdifferentnormalizedexcavationdepthsx/H

圖5為2組試驗(yàn)測得的墻體兩側(cè)的豎向應(yīng)變與開挖深度的關(guān)系曲線，其中拉為正、壓為負(fù).測點(diǎn)編碼中的A、B分別代表同一高層不同位置，e代表開挖側(cè)，b為填土側(cè).結(jié)果表明，平板樁和鋼板樁填土側(cè)的墻體受拉，開挖側(cè)受壓，說明樁身整體向開挖側(cè)彎曲，應(yīng)變絕對值均隨埋深增加而增加.

2.2 土壓力豎向分布

圖6a和6b分別為不同埋深(d)填土側(cè)鋼板樁擋墻迎土面凹處(Ab)和凸處(Bb)土壓力在開挖過程的變化.由于Bb位置埋深85.0 mm處的土壓力傳感器在試驗(yàn)過程中出故障，未能得到測試數(shù)據(jù).如圖所示，開挖前，土壓力分布接近靜止土壓力理論曲線；隨著開挖深度增加，除凸處埋深160.0 mm的土壓力在第4層開挖時(shí)土壓力略有增加，其余測點(diǎn)土壓力逐漸減小并趨近朗肯主動(dòng)土壓力分布曲線；土壓力在前2層開挖時(shí)變化較大，后2層開挖時(shí)變化較小.當(dāng)開挖完成時(shí)，砂土層土壓力小于朗肯主動(dòng)土壓力理論值，由于朗肯理論忽略墻土摩擦，主動(dòng)土壓力估計(jì)值可能偏大.平板擋墻土壓力沿深度分布規(guī)律與鋼板樁擋墻類似，不再贅述.

a 平板墻

b 鋼板樁擋墻

2.3 鋼板樁擋墻橫向土壓力分布特征

2.3.1開挖側(cè)

圖7為開挖側(cè)埋深243.0 mm處鋼板樁擋墻不同部位的土壓力在開挖過程的變化情況.當(dāng)開挖深度小于30%H時(shí)，開挖側(cè)迎土面凸處(即Ae測點(diǎn))土壓力大于凹處(即Be測點(diǎn))；當(dāng)開挖深度繼續(xù)增加時(shí)，Ae處土壓力急劇下降，開挖完成時(shí)該處土壓力值小于Be處相應(yīng)測值.

2.3.2填土側(cè)

圖8為填土側(cè)不同埋深處鋼板樁擋墻不同部位土壓力在開挖過程的變化情況.在埋深160.0 mm處，當(dāng)開挖深度較小時(shí)，Ab處土壓力大于Bb處相應(yīng)值，隨著開挖深度增加，二者大小關(guān)系產(chǎn)生反轉(zhuǎn).埋深243.0 mm處Ab和Bb測點(diǎn)的土壓力變化規(guī)律與埋深160.0 mm處規(guī)律類似，開挖較淺時(shí)Ab處土壓力大于Bb，隨著開挖深度增加，Ab處土壓力減小幅度大于Bb，二者大小關(guān)系呈現(xiàn)反轉(zhuǎn)趨勢.

a 迎土面凹處測點(diǎn)

b 迎土面凸處測點(diǎn)

圖7 埋深243.0 mm處開挖側(cè)橫向土壓力分布

2.3.3與平板擋墻土壓力對比

圖9為相同高程處填土側(cè)鋼板樁擋墻土壓力平均測值與平板擋墻的結(jié)果對比.埋深243.0 mm處，前者測值遠(yuǎn)小于后者，這可能是由于擋墻埋設(shè)方式不同引起的.鋼板樁是固結(jié)后插入土體，平板墻由于厚度較大，采用了黏土固結(jié)前預(yù)埋.墻體埋設(shè)方式的區(qū)別對初始土壓力影響較大，但隨著開挖深度增加，墻體和土體變形協(xié)調(diào)之后，墻體埋設(shè)方式的影響逐漸減小，2組試驗(yàn)在相同高程處所測得土壓力測值大致趨近主動(dòng)土壓力.埋深160.0 mm和85.0 mm處，鋼板樁擋墻土壓力的初始平均測值與平板樁比較接近，因?yàn)轲ね翆虞^軟，鋼板樁擋墻的插入阻力遠(yuǎn)小于砂土層，對軟土層的土體擾動(dòng)不如砂層明顯；在整個(gè)開挖過程中，鋼板樁擋墻的土壓力變化曲線和平板墻土壓力變化曲線大致平行，前者略低；這與前文述及的T-H試驗(yàn)的地基孔隙比較小、固結(jié)度較高的結(jié)論是一致的.

圖8 填土側(cè)橫向土壓力分布

圖9 不同試驗(yàn)中填土側(cè)平均土壓力對比

Fig.9Averagedearthpressuresmeasuredontheretainingsideofthewallsfromtwodifferenttests

3 關(guān)于形狀效應(yīng)機(jī)理的討論

由上述分析可見，即使高程相同，鋼板樁擋墻凹凸處的土壓力值也不盡相同，這種差異的產(chǎn)生機(jī)理如圖10所示.當(dāng)墻體遠(yuǎn)離土體運(yùn)動(dòng)時(shí)(見圖10a)，由于墻體與土體的剛度差異，墻體迎土面凸出部位的土體(2區(qū))變形較大，其相對速率vr指向墻體，因此受到臨近1區(qū)土體對它的剪力f(方向遠(yuǎn)離墻體)，導(dǎo)致2區(qū)墻后土壓力減?。幌喾吹?，墻體迎土面凹陷部位后面的土體(1區(qū))墻后土壓力增加.因此，當(dāng)墻體遠(yuǎn)離土體運(yùn)動(dòng)時(shí)，墻體迎土面凹處土壓力大于凸處，即pa1>pa2；反之(見圖10b),凹處墻體土壓力小于凸處，即pa1

a 墻體遠(yuǎn)離土體運(yùn)動(dòng)

b 墻體靠近土體運(yùn)動(dòng)

圖11給出了鋼板樁模型擋墻在開挖過程中可能的變形示意圖.當(dāng)開挖深度較小時(shí)，墻體上部產(chǎn)生向坑內(nèi)的彎曲變形，下部向坑內(nèi)有細(xì)微位移.在開挖側(cè)的測點(diǎn)處(埋深243.0 mm)，墻體靠近開挖側(cè)土體運(yùn)動(dòng)，開挖側(cè)迎土面凹處土壓力測值小于凸處，如圖7所示，當(dāng)開挖深度小于30%H時(shí)，Be測點(diǎn)土壓力曲線在Ae測點(diǎn)的曲線下方.但隨著開挖深度增加，上部墻體向坑內(nèi)變形顯著增加(見圖3)，墻體產(chǎn)生繞接近墻底某點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)，導(dǎo)致墻體下部向坑外產(chǎn)生變形.此時(shí)，在開挖側(cè)測點(diǎn)處(埋深243.0 mm)，墻體遠(yuǎn)離開挖側(cè)土體運(yùn)動(dòng)，開挖側(cè)迎土面凹凸處的土壓力大小關(guān)系發(fā)生反轉(zhuǎn)(見圖7虛線所示的反轉(zhuǎn)點(diǎn)).如圖8所示，鋼板樁擋墻填土側(cè)的土壓力值變化規(guī)律也大體一致，反映了墻體變形模式變化對墻后土壓力大小關(guān)系的影響.

Fig.11Variationofdeformationmodesofthesheetpilewallduringexcavation

4 結(jié)論

通過離心模型試驗(yàn)研究了帽型鋼板樁擋墻和平板擋墻在基坑開挖過程中的土壓力變化情況，著重分析了在開挖過程中鋼板樁擋墻迎土面不同部位土壓力差異及變化規(guī)律，探討了鋼板樁擋墻土壓力分布的形狀效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)理.主要結(jié)論如下：

(1) 平板擋墻和鋼板樁擋墻土壓力在基坑未開挖時(shí)接近靜止土壓力分布，隨著開挖進(jìn)行，填土側(cè)土壓力逐漸減小并靠近主動(dòng)土壓力值.

(2) 由于擋墻埋設(shè)方法的差異，砂土層中平板擋墻和鋼板樁擋墻后的初始土壓力有所差異，這種差異隨開挖深度增加而減?。划?dāng)開挖深度較大時(shí)，在相同高程情況下，鋼板樁墻體的平均土壓力值與平板墻的土壓力值大致相近.

(3) 相同高程處鋼板樁擋墻凹凸部分的土壓力不相等，大小關(guān)系與鋼板樁位移模式有關(guān).當(dāng)墻體遠(yuǎn)離土體運(yùn)動(dòng)時(shí)，迎土面凹處土壓力大于凸處；反之凹處土壓力小于凸處.

(4) 鋼板樁擋墻的墻頂變形隨著開挖深度增加而增加，當(dāng)開挖深度較小時(shí)，墻體整體向坑內(nèi)變形；當(dāng)開挖深度繼續(xù)增加時(shí)，墻體產(chǎn)生轉(zhuǎn)動(dòng)，墻體上部向坑內(nèi)變形，下部向坑外變形.墻體變形模式的變化引起鋼板樁擋墻土壓力在相同高程處的橫向分布也產(chǎn)生變化.

致謝

感謝日本新日鐵住金公司(Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation)的Nakayama Hiroaki博士、Taenaka Shinji博士和Kato Atsushi工程師對試驗(yàn)方案和數(shù)據(jù)分析的有益建議.清華大學(xué)張嘎教授、同濟(jì)大學(xué)馬險(xiǎn)峰副教授、吳曉峰工程師、孫長安試驗(yàn)技師和曹培工程師對本研究給予了試驗(yàn)指導(dǎo)，康奇和劉宇泰同學(xué)協(xié)助完成了離心模型試驗(yàn).