樁基懸臂式擋墻組合結構設計理論研究

謝康，周珩，張樂，陳曉斌，蘇謙，王業(yè)順

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2.西南交通大學土木工程學院，四川成都，610031)

山區(qū)鐵路在修筑過程中，往往會碰到高填方路基及陡坡路堤，輕型支擋結構因其造價低、可因地制宜的優(yōu)點而受到廣泛推廣[1]。我國山區(qū)普遍具有復雜的地形地貌，地質條件也不盡相同，其對新型支擋的設計和施工要求愈來愈高，同時工程上正面臨著諸多難題[2]：難以分析結構的受力機理、確定設計參數等等。為了滿足這種需求、解決相關難題，亟需提出一種適用于復雜山區(qū)陡坡路堤、直立收坡的新型支擋結構。目前，重力式擋土墻、加筋土擋土墻、懸臂式擋土墻、土釘墻板式擋土墻、短卸荷板式擋土墻、預應力錨索和抗滑樁等在路基邊坡工程中被廣泛應用[3-8]。其中，作為輕型支擋結構物的懸臂式和扶壁式擋土墻因具有良好的外觀形式、擋土高度較高、質量輕、厚度小，同時造價較低，對地基承載力的要求也不高等優(yōu)點，近年來擋土墻在鐵路、公路等項目中應用越來越廣泛[9]。

在實際工程中，很多情況下為了凸顯擋土墻的優(yōu)越性可以適當地對懸臂式、扶壁式擋土墻做改進[10-12]。樁基礎懸臂式、扶壁式擋土墻實質上是“擋土部分為懸臂式擋土墻，基礎部分采用鋼筋混凝土鉆孔灌注樁或打入樁等[13]”的一種新型支擋結構形式。其以樁基作為擋土墻結構的基礎，解決了一般懸臂式擋土墻必須依靠增大基礎尺寸來提供抗傾覆滑移反力和減小地基承載力的問題，進而能夠減小挖方段的開挖量。樁基礎處理能夠提供較高的豎向地基承載力。因此采用支擋體系的擋土墻與樁基礎結合，可使擋土墻的適用范圍擴大一步。設計中擋土墻的基底應力、抗傾覆穩(wěn)定性及抗滑穩(wěn)定性等結構特性不再由底板尺寸和基底土特性決定，而是由樁基礎來支撐擋土墻并抵抗擋土墻的傾覆及滑動。目前樁基懸臂式擋墻的研究多在于理論計算和數值模擬：任慶昌[14]對底板受力和力學分析方法、基礎樁的內力和變?yōu)榉治龇椒ㄒ约暗装蹇箾_切的計算方法進行了深入探討；姚裕春等[13]開展雙排樁基懸臂式擋土墻的結構參數影響分析，對樁基懸臂式擋墻設計得出了幾點重要結論：1)雙排樁基橫向排間距宜為3～4倍樁徑或樁寬，且不宜超過6 m；2)雙排樁基上部懸臂式擋土墻的懸臂高度應保持在1.6～2.0倍的底板寬度內；3)樁基的受力和結構變形對懸臂式擋土墻底板厚度并不敏感，但是過大的板厚不利于結構安全；周珩等[15-16]則對樁基懸臂式擋墻的受力機理進行了數值計算以及參數分析，并且研究了在軟土地基中樁基懸臂式擋墻的應用，著重對踵板長度、錨固深度、排間距和土體彈性模量對結構變形、內力的影響進行了分析，同時提出了建議：1.6～2.0是結構設計高寬比的合適范圍，并根據線路的變形控制指標與地基情況采取合適的軟土加固措施；劉杰[17]則結合數值模擬，通過整體考慮各因素對結構的影響，進而優(yōu)化了設計參數，得出較合理的結果。

前人對于樁基懸臂式擋墻多在于其計算理論和結構選型分析，而系統化針對樁基懸臂式擋墻設計檢算成套理論鮮有涉及，且缺少現場試驗的驗證。故本文作者結合雙排樁基懸臂式擋土墻的受力狀態(tài)和變形模式，通過系統分析，提出雙排樁基懸臂式擋土墻的設計理論以及特殊工況條件下穩(wěn)定性檢算方法，最后選取典型工點，驗證設計理論的準確性，并對其安全性深入分析，進而為樁基礎懸臂式擋土墻的工程應用推廣提供理論基礎。

1 樁基懸臂式擋墻組合結構設計思路

1.1 組合支擋結構承載機理

雙排樁基懸臂式擋土墻實質上是“擋土墻部分為懸臂式擋土墻，基礎部分采用雙排鋼筋混凝土鉆孔灌注樁、挖孔樁或打入樁等”的一種新型支擋結構形式，其綜合了懸臂式擋土墻與樁基托梁結構的技術特點，其特征在于由上部的擋土墻結構、下部的鋼筋混凝土樁基與填土組成聯合支擋結構。一方面，樁基礎的運用不僅解決了一般性擋土墻地基承載力不足、抗滑移能力不足、抗傾覆能力不足等問題，而且增強了結構的整體剛度與抗變形能力；另一方面，類似托梁結構的存在可以與樁體形成連續(xù)的剛架型結構，既可以減小填土對樁基的水平推力作用，又可以將上部填土的豎向荷載傳遞給地基與樁基礎，結構如圖1所示。

圖1 樁基懸臂式擋土墻Fig.1 Pile foundation cantilever retaining wall

1.2 組合支擋結構設計流程

由于組合結構沿線路縱向結構與受力對稱，故可將各排構件投影于外力作用平面來分析與計算(縱向取單跨寬度計算)。

由于樁基懸臂式擋土墻結構底板為整體結構中傳遞荷載與協調變形的重要組成部分，其受力相對復雜，結構設計時會通過增加底板厚度或剛度以保證整體結構的安全與穩(wěn)定，故在空間框架結構的設計計算時可視底板為相對剛體。忽略底板下側地基摩擦力和地基反力的作用，樁基設計荷載即為擋土墻底板傳遞至樁基中各樁樁頂的軸向力、剪力和彎矩，以及樁基與周圍巖土體的相互作用力。通過將單樁分解為受荷段與錨固段分別受力分析，再考慮力系平衡與結構協調變形等條件，推導空間框架結構的內力計算公式。

本文提出雙排樁基懸臂式擋土墻設計由結構截面尺寸擬定和鋼筋混凝土結構設計組成。通過試算法確定結構各部件的斷面尺寸，具體是先擬定擋土墻部分截面的試算尺寸，然后計算其承受的土壓力，并全部進行穩(wěn)定性驗算，最終確定踵板的寬度以及樁基的尺寸，結構設計流程如圖2所示。

圖2 樁基懸臂式擋土墻結構設計流程Fig.2 Structural design process of pile foundation cantilever retaining wall

2 樁基懸臂式擋墻組合體系設計方法

2.1 結構關鍵參數分析

基于樁基懸臂式擋土墻計算理論[16]，編寫了雙排樁基懸臂式擋土墻計算程序。根據該結構的結構形式與受力變形特征可知，擋土墻高度與踵板寬度之比(以下簡稱高寬比)、樁間距以及地基土參數等為關鍵設計參數[18]。因此通過建立結構模型，以單一變量原則對高寬比、樁間距等參數進行參數敏感性分析，計算模型如圖3所示。圖3中，BL為橫向樁間距，BL′為縱向樁間距。

圖3 計算模型圖Fig.3 Calculation model diagram

2.1.1 高寬比計算分析

高寬比直接影響結構的受力與變形：當高寬比過大時，結構受到較大的傾覆彎矩，且過窄的踵板不利于雙排樁的布置；當高寬比過小時，結構受到較大的豎向力，將極大增加擋土墻底板與樁基的受力，且過寬的踵板會導致擋土墻底板產生較大的撓曲變形，不滿足擋土墻底板相對剛度的假定。

為分析結構合適的高寬，分別取墻高h為7，8，9，10，11，12和13 m，BL為4.5 m，BL′為3.5 m，計算高寬比為1.4，1.6，1.8，2.0，2.2，2.4 和2.6時的結構受力變形，結果如圖4所示。

圖4 不同高寬比組合結構變形特征Fig.4 Deformation characteristics of combined structure with different height to width ratios

分析結構水平位移可知：結構水平位移隨高寬比的增長呈放大趨勢，樁頂與底板水平位移呈線性增加，由于懸臂段的撓曲變形，墻頂位水平位移呈拋物線型增長，因此結構水平位移主要由樁基水平變形與懸臂段水平變形為主。當高寬比小于1.6時，樁基水平變形量占總變形量的95%以上，結構懸臂段未發(fā)揮作用。因此，在設計時高寬比取值不宜過小，否則該結構上部懸臂式擋土墻的設計將失去意義。綜上所述，綜合考慮結構內力與變形受高寬比的影響，建議雙排樁基懸臂式擋土墻結構設計高寬比為1.6～2.0。

2.1.2 橫向樁間距

雙排樁基懸臂式擋土墻結構橫向樁間距為內外排樁的中心距，在擋土墻結構尺寸不變的前提下，以底板中軸線對稱移動內外排樁的位置，分別取橫向樁間距BL為3.0，4.5，6.0 和7.5 m(即2倍、3 倍、4 倍和5 倍樁徑)，墻高h為11 m，BL′為3.5 m 時，分析橫向樁間距對結構受力與變形的影響，計算結果如圖5所示。

圖5 不同橫向樁間距組合結構變形特征Fig.5 Deformation characteristics of combined structure at different transverse pile spacings

底板彎矩隨著樁間距的增大，由負彎矩為主向正彎矩為主轉變。在底板長度不變的前提下，當樁間距過小時，底板存在較長懸臂段，當樁間距過大時，底板存在較長跨中段，底板受力均不合理。因此綜合考慮彎矩變化趨勢，建議橫向樁間距取值為3～4倍的樁徑。由結構水平位移變化趨勢可知，結構最大水平變形位于墻頂位置，其值隨橫向樁間距的增大而減小，此時擋墻高度固定，懸臂段水平位移隨著橫向樁間距增加而減小，說明橫向樁間距越小，底板的旋轉變形量越大，為保證結構穩(wěn)定性建議樁間距不應過小。綜上所述，結合橫向樁間距對結構內力與變形的影響，建議值內外排樁橫向樁間距取值為3～4倍樁徑。

2.1.3 縱向樁間距

雙排樁基懸臂式擋土墻結構縱向樁間距為結構沿線路方向各排樁的中心距，結構樁基沿縱向多排等距布置，在擋土墻結構尺寸不變的前提下，分別取縱向樁間距BL′為3.0，4.5，6.0和7.5 m(即2倍、3 倍、4 倍和5 倍樁徑)，墻高h為11 m，BL為6 m 時，分析縱向樁間距對結構受力與變形的影響，如圖6所示。

圖6 不同縱向樁間距組合結構變形特征Fig.6 Deformation characteristics of combined structure at different longitudinal pile spacings

由于底板與樁基組成空間框架結構，底板沿縱向與橫向均受彎矩作用，當縱向樁間距增大時，底板沿橫向每延米范圍內彎矩極值逐漸減小，沿縱向每延米范圍內彎矩極值逐漸增大，且縱向彎矩增長速率較大。當縱向樁間距為4～5 倍樁徑時，底板彎矩最小。分析結構水平位移可知：結構水平位移隨縱向樁間距的增長呈線性增大，這是由于單幅結構上部荷載隨縱向樁間距的增長等比例增大所致。綜上所述，結合結構受力與經濟性指標，建議縱向樁間距為3～5倍樁徑，設計時應核算底板在沿線路縱向與橫向2個方向的彎矩。

2.2 擋土墻懸臂段計算方法

初步擬定出試算的墻身截面尺寸，墻高是根據工程需要確定的，墻頂寬不小于30 cm。墻背與墻面取豎直面，因而定出擋土墻懸臂段的截面尺寸。

當墻后填土為砂性土(重度γs=20 kN·m3，內摩擦角φs=20°)和黏性土(γc=20 kN·m3，φc=20°，黏聚力cc=20 kPa)，采用庫侖理論(綜合內摩擦角法)和朗金理論，分別計算懸臂高度為6，9和12 m的懸臂式擋墻，考慮寬高比為0.3，0.4，0.5，0.6和0.7時，作用在擋墻懸臂段的水平土壓力合力，結果如圖7所示。

圖7 懸臂式擋墻水平土壓力Fig.7 Horizontal earth pressure of cantilever retaining wall

由圖7可知：若墻后填土為黏性土，當踵板寬度較小時，朗金土壓力略大于庫侖土壓力，當踵板寬度較大時，庫侖理論考慮第二破裂面，庫侖土壓力與朗金土壓力相等。從設計安全的角度出發(fā)，建議選用郎金土壓力理論計算墻后土壓力。

同樣，若墻后填土為黏性土時，建議選用換算綜合內摩擦角法的庫侖土壓力理論計算墻后土壓力。計算時，以墻踵下邊緣與懸臂上邊緣連線的斜面作為假想墻背，當該連線的傾角大于臨界角時，墻后填土中將出現第二破裂面，則應按第二破裂面理論計算土壓力。

2.3 空間框架結構設計方法

首先根據擋土墻高度以及合適的高寬比(1.6～2.0)，初步擬定墻踵板寬度以及整個擋土墻底板寬度，接著根據地層地質情況擬定樁基布置形式以及受荷段長度與錨固段長度。

2.3.1 外荷載計算

將底板上部所有外荷載(包括擋土墻懸臂段傳遞的內力、結構自重以及土壓力等)換算為作用在底板底面中心點的豎向合力N，水平合力H以及換算彎矩為M。

樁基懸臂段擋土墻結構設計理論定義樁基錨固段以上的部分為樁基受荷段，以土壓力作為外力設計時，可簡化為三角形或梯形分布。內排樁內側土壓力按主動土壓力考慮，內外排樁間土壓力按靜止土壓力考慮，外排樁外側土壓力取靜止土壓力計算；錨固段按文克爾彈性地基理論計算，計算時外荷載僅考慮由于錨固段頂端位移產生的樁側土體橫向抗力作用，地基反力系數為K(y,z)=mz+c(其中，y為樁的水平位移；z為計算點深度；m為土的水平抗力系數；c為常數)。

2.3.2 空間框架結構內力計算

空間框架結構由擋土墻底板、樁基受荷段和樁基錨固段組成，受力與變形情況復雜，結構內力計算需結合邊界條件與協調變形條件，從整體到局部再到整體反復計算，計算流程如下：

1)考慮空間框架整體結構，計算上部荷載在擋土墻底板中心的豎向合力N、水平合力H、換算彎矩為M以及內外排樁基受荷段的土壓力強度q1內，q2內，q1外和q2外，如圖8所示。其中，h內和h外分別為內外樁錨固段長度；l0內和l0外分別為內外樁自由段長度。

圖8 樁基受荷段計算模型圖Fig.8 Calculation model diagram of loaded section of pile foundation

2)分別考慮各排樁受荷段，計算由樁周外荷載引起的受荷段頂部剪力Qq、彎矩Mq與受荷段底部的剪力Ql0、彎矩Ml0。

3)考慮空間框架整體結構，根據結構尺寸與地基土層情況推到樁頂剛度系數ρ1，ρ2，ρ3和ρ4；其值可參照“橋涵設計規(guī)范”樁基礎進行計算。

4)考慮空間框架整體結構，求解擋土墻底板的水平位移a、豎向位移b、底板繞坐標原點O的轉角β。

5)分別考慮單樁結構，計算各樁頂(與底板連接處)的軸向力Ni、橫向力Qi和彎矩Mi，再將Qi和Mi與Qq和Mq相加起來，得到各樁頂的剪力Q和彎矩M，以及樁基錨固段頂部的剪力Q0和彎矩M0。

6)分別考慮各樁錨固段，按錨固段計算方法求出任一深度處的樁基截面中的剪力、彎矩和構件側面巖土體的橫向壓應力。

7)根據底板上部外荷載與各樁樁頂處軸力與彎矩計算底板內力。

2.4 軟弱土地基工況穩(wěn)定性檢算

以樁基托梁式擋土墻為代表的樁承式支擋結構往往不需要進行抗滑移穩(wěn)定性檢算與抗傾覆穩(wěn)定性檢算與地基承載力檢算。但當支擋結構在軟弱土地區(qū)應用時，仍發(fā)生滑移以及傾覆破壞的可能性。因此從樁基懸臂式擋土墻結構受力與變形的角度出發(fā)，提出樁基懸臂式擋土墻結構的穩(wěn)定性檢算方法。

2.4.1 抗剪切檢算

由樁基懸臂式擋土墻受力特點可知，懸臂式擋墻與樁基形成穩(wěn)定剛架結構抵抗上部荷載與變形。當擋墻發(fā)生水平滑移破壞時，樁基勢必在樁頂位置發(fā)生水平剪切破壞，因此，樁基懸臂式擋土墻結構抗滑移穩(wěn)定性檢算的實質為樁基樁頂水平抗剪強度檢算，如圖9所示。

圖9 樁基懸臂式擋土墻抗剪切檢算圖Fig.9 Shear resistance check chart of pile foundation cantilever retaining wall

樁基懸臂式擋土墻滑動穩(wěn)定系數Kc為

式中：Vcs為樁基礎斜截面受剪承載力；n為單幅擋土墻樁基數量；Ex為單幅擋土墻水平土壓力和。

2.4.2 抗傾覆穩(wěn)定性檢算

當樁基懸臂式擋土墻有傾覆的可能性時，假定該結構繞外樁樁頂轉動，此時內樁由受壓狀態(tài)向受拉狀態(tài)轉換，由結構上部擋土墻自重、土體自重與內樁抗拔力提供抗傾覆力矩，由擋土墻水平土壓力提供傾覆力矩，如圖10所示。

圖10 樁基懸臂式擋土墻抗傾覆穩(wěn)定性檢算圖Fig.10 Overturning stability check chart of pile foundation cantilever retaining wall

樁基懸臂式擋土墻滑動穩(wěn)定系數K0為：

式中：My為抗傾覆力矩；M0為傾覆力矩；N為擋墻自重與底板上部土體自重豎向合力；xn為合力N距外樁樁頂水平距離；Ex為擋墻懸臂段水平土壓力合理；Qsk為單樁總極限側摩阻力；2xi為Qsk距外樁樁頂水平距離。

根據“建筑樁基技術規(guī)范”中相關規(guī)定：

式中：μ為樁周長；qsik為樁周第i層土的極限側阻力；li為樁周第i層土的厚度；λi為樁周第i層土的抗拔折減系數。

2.5 結構承載力設計

2.5.1 正截面設計

樁基懸臂式擋土墻結構樁基主要承受結構傳遞的豎向荷載與彎矩。一般情況下，樁基按受彎構件設計，根據GB 50010—2010“混凝土結構設計規(guī)范”中相關規(guī)定，對于矩形截面構件，其正截面受彎承載力的計算公式如下：

式中：Md為彎矩設計值；α1為系數；fc為混凝土軸心抗壓強度設計值，按GB 50010—2010“混凝土結構設計規(guī)范”中4.1.4 取值；b為矩形截面的寬度；x為混凝土受壓區(qū)高度；h0為截面有效高度。

2.5.2 斜截面設計

樁基懸臂式擋土墻結構底板與懸臂連接處、底板與樁基連接處等位置屬于結構薄弱環(huán)節(jié)，在結構承載力設計時還需對這些位置進行斜截面設計。根據GB 50010—2010“混凝土結構設計規(guī)范”中相關規(guī)定，對于普通混凝土矩形截面，當僅配置箍筋時，其斜截面的受剪承載力應符合以下規(guī)定：

式中：V為構件斜截面上的最大剪力設計值；Asv為配置在同一截面內箍筋各肢的全部截面面積；n′為在同一截面內箍筋的肢數；Asv1為單肢箍筋的截面面積；s為沿構件長度方向的箍筋間距；fyv為箍筋抗拉強度設計值，按GB 50010—2010“混凝土結構設計規(guī)范”表4.2.3-1中的fy取值。

3 案例分析

為了驗證設計理論的合理性，通過在典型斷面埋設元器件，來測試樁基懸臂式擋墻結構隨施工進程產生的內力變化及變形情況。

3.1 工程概況

試驗測試試驗斷面，該測試斷面均為樁基所在斷面。通過埋設相關測試元器件，測試外樁、內樁、懸臂和底板的土壓力分布與應力規(guī)律。

該地區(qū)是丘陵地形、溝壑丘陵地形、起伏地形，地面高程320～395 m，相對高度差約75 m，自然橫坡通常為16°～40°，局部最大70°。丘陵上方的土壤層很薄，基巖部分暴露，并且表面大部分為干旱土地。

懸臂擋土墻最大墻高為9.5 m，鉆孔灌注樁的參數如下：樁徑為1.5 m，樁長約為20 m，樁橫向間距為4.8 m，縱向間距為3.5 m，擋土墻踵板寬度為4.4 m，趾板寬為2.0 m，代表性橫斷面如圖11所示。

圖11 代表性橫斷面Fig.11 Representative cross-sections

3.2 結構內力測試結果分析

3.2.1 懸臂內力測試結果分析

對3 個時間點的懸臂彎矩分布情況進行分析。將該斷面懸臂段鋼筋計所測鋼筋應變進行換算，得到懸臂段由澆筑完成后填土過程中彎矩分布，同時對填土厚度8 m的工況進行理論計算，并將兩者結果進行對比如圖12所示。

圖12 懸臂段彎矩Fig.12 Cantilever section bending moment

由圖12可知：擋墻懸臂段彎矩自上而下基本呈拋物線形分布，測量值近似于理論計算值，可以表明理論計算的準確性。

3.2.2 底板內力測試結果分析

對3個時間點的擋墻底板彎矩分布情況進行分析。將該斷面擋墻底板鋼筋計所測鋼筋應變進行換算，得到底板由澆筑完成后填土過程中彎矩分布，如圖13所示。

圖13 底板彎矩Fig.13 Base plate bending moment

由圖13可知：擋墻澆筑完成后進行填土過程中，底板彎矩隨填土高度的增加而增加，這是由于擋墻懸臂段承受的土壓力顯著增長導致彎矩傳遞給底板所致。

3.2.3 外樁內力測試結果分析

由于該工地地層分布較為平緩，樁基彎矩主要由上部擋墻傳遞荷載導致。本節(jié)分別對擋墻修筑完成后填土為4，6 和8 m 時的外樁彎矩分布進行分析，如圖14所示。

圖14 外樁彎矩Fig.14 External pile bending moment

由圖14可知：相比剛澆筑完成的情況，進行填土后外樁上正負彎矩絕對值均有所增大，且隨著填土厚度的增大外樁彎矩也隨之增大。正彎矩較大的原因是上部擋墻傳遞彎矩導致的應力集中。

3.2.4 內樁內力測試結果分析

由于該工地地層分布較為平緩，樁基彎矩主要由上部擋墻傳遞荷載導致。分別對擋墻修筑完成后填土為4，6和8 m時內樁彎矩分布進行分析，如圖15所示。

圖15 內樁彎矩Fig.15 Internal pile bending moment

由圖15可知：同外樁彎矩的情況相似，相比剛澆筑完成的情況，進行填土后長樁上正負彎矩絕對值均有所增大，且隨著填土厚度的增大，內樁彎矩也隨著增大。

3.3 結構變形測試結果分析

試驗重點測量結構擋墻懸臂段水平位移，通過全站儀對擋墻懸臂段自上而下的觀測點進行連續(xù)觀測。以擋墻澆筑完成后的測試值為零點，分析擋墻懸臂段水平位移隨填土高度的變化情況，如圖16所示。

圖16 擋墻懸臂段水平位移圖Fig.16 Horizontal displacement diagram of cantilever section of retaining wall

由圖16可知：隨著路基填料的填筑，擋墻懸臂段水平位移呈穩(wěn)定上升趨勢，施工完畢后，最大水平位移發(fā)生在懸臂段頂端，約為14.2 mm，說明雙排樁基懸臂式擋土墻能較好地控制路基水平變形。

3.4 穩(wěn)定性檢算

根據雙排樁基懸臂式擋土墻結構計算理論，本小節(jié)選取試驗段樁基懸臂式擋土墻結構及巖土體參數進行結構受力與變形試算。

1)擋墻懸臂段受力。根據計算理論，假設擋墻后側填料參數為容重γ=21 kN/m3，φ=25°，c=20 kPa，擋墻懸臂段土壓力選用庫侖土壓力理論計算，取擋墻后側填土表面均布荷載換算土柱高度h0=1 m，則沿線路方向單位長度范圍內擋墻懸臂段土壓力合力E為

2)空間框架結構段受力。取雙排樁基懸臂式擋土墻結構單跨范圍內(沿線路方向長度L=10.08 m)的下部空間框架結構進行計算，換算上部荷載為：水平合力H=EL=2 422.81 kN、豎向合力N=14 122.03 kN、底板中心處彎矩M=-3 25.91 kN·m。力和位移計算方法如表1所示。

3)穩(wěn)定性檢算。檢算內容如表2所示。

表2 檢算內容Table 2 Content of audit

綜上所示，該工點樁基懸臂式擋土墻結構滿足穩(wěn)定性檢算。

4 結論

1)通過結構受力和變形計算分析，提出了雙排樁基懸臂式擋土墻結構設計的高寬比建議值為1.6～2.0，結構橫向樁間距建議值為3～4倍樁徑，縱向樁間距建議值為3～5倍樁徑。

2)提出了適用于雙排樁基懸臂式擋土墻土壓力計算方法建議：黏性土填料采用庫侖理論，砂性土填料采用郎金理論計算土壓力。

3)提出雙排樁基懸臂式擋土墻設計分為結構截面尺寸擬定及鋼筋混凝土結構設計2部分。確定結構各部件的斷面尺寸是通過試算法進行的，其做法是先擬定擋土墻部分截面的試算尺寸，計算作用其上的土壓力，通過全部穩(wěn)定性驗算來，最終確定踵板的寬度以及樁基的尺寸。

4)樁基懸臂式擋墻的懸臂段內力、底板內力以及樁基內力均隨著路基填筑高度的增加而增大，并與理論計算結果類似，試驗段樁頂最終沉降約為14.2 mm，說明雙排樁基懸臂式擋土墻能較好地控制路基水平變形。