擋墻繞頂轉(zhuǎn)動墻后被動土壓力研究

張 航，齊永正

(1.南京江寧交通建設(shè)集團有限公司, 江蘇 南京 211100；2.江蘇科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江 212100；3.江蘇省地質(zhì)環(huán)境災(zāi)害防治及修復(fù)工程研究中心, 江蘇 鎮(zhèn)江 212100)

0 引言

土壓力廣泛地應(yīng)用在各類工程中，擋土墻的設(shè)計往往需要考慮墻后土壓力的分布形式。在實際應(yīng)用中，當(dāng)墻后土層成層分布時，土壓力在土層分界處常常采用臺階式突變的分布模式計算墻后土壓力。實際土壓力分布規(guī)律如何，這種計算理論是否合理，對于工程設(shè)計與應(yīng)用，關(guān)系到工程的結(jié)構(gòu)安全，需引起高度重視。

顧幫全[1]重點分析了擋土墻墻后填土經(jīng)有效處理后，墻后土所能產(chǎn)生的側(cè)向土壓力與墻后土的有效寬度之間的關(guān)系，引入了臨界寬度Lp。研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)L≤Lp時，墻后側(cè)向土壓力在后前土體有效寬度足夠小的情況下，墻后土體破壞時所產(chǎn)生的側(cè)向土壓力隨著墻后土體有效寬度L的增大而增大；當(dāng)L>Lp時，墻后側(cè)向土壓力服從朗肯側(cè)向土壓力公式。

曹雄[2]通過將土壓力理論與穩(wěn)定計算聯(lián)系在一起，推導(dǎo)出了復(fù)雜條件下的主側(cè)向土壓力計算式。并且給出了臨界破裂角的顯式解答，避免了通過試算確定主動土壓力。

王杰[3]以平移模式下的剛性擋土墻為研究對象，對主動土壓力和側(cè)向土壓力進(jìn)行了研究。應(yīng)用土拱效應(yīng)原理分析墻后土體的應(yīng)力狀態(tài)和主應(yīng)力偏轉(zhuǎn)的情況，比較分析不同土拱形狀的差異。定量分析了墻土接觸面摩擦力對墻后填土應(yīng)力狀態(tài)的影響，解釋了墻土接觸面摩擦引起的主應(yīng)力發(fā)生旋轉(zhuǎn)。

馬崇武[4]基于極限平衡理論，視墻后填土為服從Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性材料?？紤]滑裂面上填土的黏聚力及填土與墻背接觸面上的黏著力等因素，從滑楔體極限平衡狀態(tài)時的靜力平衡條件出發(fā)，應(yīng)用靜力平衡條件得到計算有荷載作用時黏性土和無黏性土側(cè)向土壓力的公式。基于側(cè)向土壓力的基本原理，假定擋土墻任意深度對應(yīng)的滑移楔同時達(dá)到極限平衡條件，提出了求解土壓力分布的數(shù)值方法。

劉濤[5]基于土體應(yīng)力狀態(tài)，推導(dǎo)了黏性土側(cè)向土壓力系數(shù)及被動層間摩擦系數(shù)的求解公式，給出了側(cè)向土壓力系數(shù)及被動層間摩擦系數(shù)變換方法。在繞頂轉(zhuǎn)動模式下，由于土拱效應(yīng)的影響，側(cè)向土壓力呈凹形非線性分布，并且隨著墻土摩擦角與土內(nèi)摩擦角的增大，繞墻頂轉(zhuǎn)動時側(cè)向土壓力的非線性分布也會增強。

王國良[6]對考慮土拱效應(yīng)的黏性土擋土墻側(cè)向土壓力進(jìn)行了研究，給出了黏性土側(cè)向土壓力系數(shù)；用應(yīng)力狀態(tài)法求解出了繞墻頂轉(zhuǎn)動下的擋土墻側(cè)向土壓力豎向平均應(yīng)力及土壓力合力及作用點。研究表明:由于土拱效應(yīng)的影響，擋土墻側(cè)向土壓力呈上大下小非線性分布。

張智雄[7]從理論和數(shù)值計算上證明了擋土墻向土體方向發(fā)生一定水平位移，土體處于非極限狀態(tài)時，墻后回填土體出現(xiàn)相對位移區(qū)，該區(qū)形狀為倒梯形。墻體位移增大，土拱曲線曲率增大，曲線越彎曲；填土內(nèi)摩擦角增大，土拱曲線曲率減小，曲線越平緩。

周亦濤[8]假定墻后無黏性滑裂土體的大主應(yīng)力土拱跡線為圓弧線，考慮墻土摩擦角對墻后土體被動滑裂面傾角的影響，對水平微分單元層進(jìn)行土拱效應(yīng)分析發(fā)現(xiàn)：被動土壓力隨填土內(nèi)摩擦角的增加而增加，且越遠(yuǎn)離墻頂增幅越大；被動土壓力在墻頂附近隨墻土摩擦角的增加而減小，在墻中下部卻隨墻土摩擦角的增加而增加，且越靠近墻底增幅越大；側(cè)向被動土應(yīng)力及側(cè)向土壓力隨填土表面荷載、填土容重的增加而增加。

梁浩然[9]通過定性分析和定量計算，指出兩種計算方法在破裂角的計算中均能給出一致的結(jié)果，但是由于兩種方法推導(dǎo)中選取的計算微單元不同，側(cè)向土壓力的大小存在較大的差別，這種差別隨著土體黏聚力的增加逐步加大。

程康[10]以墻后填土為非飽和土的剛性擋墻為研究對象，考慮土拱效應(yīng)和水平微單元體層間剪切作用的影響，假定墻后土拱形狀為拋物線形拱，結(jié)合水平單元分析法、朗肯滑裂面等，分別建立了平動模式下水平微單元體平均豎向應(yīng)力、層間剪切力與側(cè)向土壓力的定量關(guān)系，推導(dǎo)了平移模式擋墻側(cè)向土壓力系數(shù)及側(cè)向土壓力解析解。

本文擬通過擋墻繞頂轉(zhuǎn)動工況下4組不同土層模型試驗，研究墻后水平側(cè)向土壓力分布規(guī)律，為工程設(shè)計與施工提供理論支撐。

1 材料和方法

1.1 試驗材料

試驗土樣為寧鎮(zhèn)地區(qū)下蜀土，土的物理性質(zhì)指標(biāo)如表1所示。

表1 天然土的物理性質(zhì)指標(biāo)

實驗采用重塑土制備試驗?zāi)Ｐ停ㄟ^控制含水率區(qū)分“硬土”和“軟土”，設(shè)定含水率為15%的土樣為硬土，含水率為30%的土樣為軟土。取回的土樣經(jīng)烘干后粉碎過10 cm篩。按照設(shè)定含水率，往干土中加水調(diào)配成相對的硬土和軟土。對應(yīng)物理力學(xué)指標(biāo)如表2所示。

表2 硬土和軟土抗剪強度性質(zhì)指標(biāo)

1.2 試驗?zāi)Ｐ椭谱?/h3>

模型箱由透明亞克力板制作，便于觀察。模型箱內(nèi)部尺寸為118 cm(長)×23 cm(寬)×72 cm(高)。模型箱正面標(biāo)注土層分界線及5 cm×5 cm的網(wǎng)格線。擋墻由透明亞克力板和角鋼固定貼合組成。加載端由鋼架制成，用以施加水平荷載及監(jiān)測擋墻位移。擋板一側(cè)為土體，另一側(cè)為加載和位移測量裝置。加載裝置為上下兩臺千斤頂，型號為FCY-20100；擋墻位移由4只百分表測量，量程100 mm，精度為0.1 mm，百分表位置如圖1所示；土壓力采用電阻應(yīng)變式土壓力計，量程1.0 MPa，土壓力計設(shè)計位置如圖2所示。

圖1 百分表位置示意圖(單位:mm)

圖2 土壓力計位置圖(單位:cm)

將土壓力計分別固定在距離擋墻底部0 cm，19 cm，21 cm，39 cm和41 cm位置處，用導(dǎo)線引出，與數(shù)據(jù)采集儀相連。將活動擋墻推至與承載架緊密貼合，填充夯實土樣，每層厚度20 cm，土體與箱體接觸面之間放入干面條形成可視網(wǎng)格，以便觀察到土體受載變形情況。試驗?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

圖3 試驗?zāi)Ｐ透┮晥D

1.3 試驗設(shè)計

試驗分4組模型展開，分別為(1)單一硬土；(2)硬土-軟土-硬土；(3)軟土-硬土-軟土；(4)單一軟土，分析墻后水平側(cè)向土壓力分布規(guī)律。每組模型制作完成后，下部千斤頂加載，上部千斤頂保持不動，控制擋墻繞底轉(zhuǎn)動，記錄每次加載后的荷載值和擋墻位移值。總荷載70 kPa，分6級加載。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 單一硬土模型試驗結(jié)果

單一硬土試驗?zāi)Ｐ图虞d前和加載結(jié)束土層變化如圖4a、4b所示。第2級加載后擋板明顯繞頂向土樣側(cè)傾斜，擋墻端土體表面開始隆起，隨著后續(xù)加載，土體向上拱起，遠(yuǎn)離擋墻端隆起較多并逐漸向擋墻端下降。

圖4 單一硬土模型加載前后土體變形

擋墻位移實測值如表3所示。

表3 單一硬土模型擋墻位移值 單位：mm

墻后側(cè)向水平土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)如表4所示，墻后實測側(cè)向水平土壓力分布如圖5所示。

由表4的數(shù)據(jù)和圖5可知，對于單一硬土模型，土層交界處所測土壓力基本相同，無應(yīng)力突變，故僅選取土壓力計1、3、5值進(jìn)行分析。圖6為單一硬土模型墻后側(cè)向水平土壓力隨墻底位移變化曲線，由圖6中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續(xù)加載，側(cè)向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達(dá)到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠(yuǎn)快于擋墻中上部，底部土層承擔(dān)較大的外加荷載。

表4 單一硬土模型土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖5 單一硬土模型實測墻后土壓力分布

圖6 單一硬土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.2 硬土-軟土-硬土模型試驗結(jié)果

硬土-軟土-硬土試驗?zāi)Ｐ图虞d前和加載結(jié)束土體變形如圖7a-7b所示。第2級加載后土體開始出現(xiàn)向上凸起的土拱，土體表面出現(xiàn)兩道明顯的環(huán)形褶皺，中間隆起較兩邊顯著，如圖7c所示。

圖7 硬土-軟土-硬土模型加載前后土體變形

擋墻位移實測值如表5所示。

表5 硬土-軟土-硬土模型擋墻位移值 單位：mm

墻后側(cè)向水平土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)如表6所示，墻后實測側(cè)向水平土壓力分布如圖8所示。

表6 硬土-軟土-硬土模型土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖8 硬土-軟土-硬土模型實測土壓力分布

由表5的數(shù)據(jù)和圖8可知，對于硬土-軟土-硬土模型，土層交界處實測土壓力值出現(xiàn)明顯差異，土層交界處存在應(yīng)力突變現(xiàn)象。圖9為硬土-軟土-硬土模型土中側(cè)向水平土壓力隨墻底位移變化曲線，由圖9中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續(xù)加載，側(cè)向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達(dá)到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠(yuǎn)快于擋墻中上部，底部土層承擔(dān)較大的外加荷載。

圖9 硬土-軟土-硬土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.3 軟土-硬土-軟土模型試驗結(jié)果

軟土-硬土-軟土試驗?zāi)Ｐ图虞d前和加載結(jié)束土體變化如圖10a、10b所示。第3級加載后，土體開始豎向隆起；加載結(jié)束，遠(yuǎn)離擋墻土體上部中間部分隆起較明顯。

圖10 軟土-硬土-軟土模型加載前后土體變形

擋墻位移實測值如表7所示。

表7 軟土-硬土-軟土模型擋墻位移值 單位：mm

墻后側(cè)向水平土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)如表8所示，墻后實測側(cè)向水平土壓力分布如圖11所示。

表8 軟土-硬土-軟土模型土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖11 軟土-硬土-軟土模型實測土壓力分布

由表7的數(shù)據(jù)和圖11可知，對于軟土-硬土-軟土模型，土層交界處實測土壓力值出現(xiàn)差異，存在應(yīng)力突變現(xiàn)象，但不明顯。圖12為軟土-硬土-軟土模型墻背側(cè)向水平土壓力隨墻底位移變化曲線。由圖12中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續(xù)加載，側(cè)向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達(dá)到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠(yuǎn)快于擋墻中上部，底部土層承擔(dān)較大的外加荷載。

圖12 軟土-硬土-軟土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.4 單一軟土模型試驗結(jié)果

單一軟土試驗?zāi)Ｐ图虞d前和加載結(jié)束土體變化如圖13a-13b所示。加載后，土體水平向壓縮明顯，土體表面隆起現(xiàn)象與褶皺現(xiàn)象不明顯。

擋墻位移實測值如表9所示。

墻后側(cè)向水平土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)如表10所示，墻后實測側(cè)向水平土壓力分布如圖14所示。

圖13 單一軟土模型加載前后土體變形

表9 單一軟土模型擋墻位移值 單位：mm

表10 單一軟土模型土壓力監(jiān)測數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖14 單一軟土模型實測土壓力分布圖

由表9的數(shù)據(jù)和圖14可知，對于單一軟土模型，土層交界處所測土壓力基本相同，無突變現(xiàn)象產(chǎn)生，故僅選取土壓力計1、3、5值進(jìn)行分析。圖15為單一軟土模型土中側(cè)向水平土壓力隨墻底位移變化曲線。由圖15中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續(xù)加載，側(cè)向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達(dá)到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠(yuǎn)快于擋墻中上部，底部土層承擔(dān)較大的外加荷載。

圖15 單一軟土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.5 實測土壓力與理論計算值比較分析

朗肯被動土壓力理論計算值如表11所示，圖16為非均質(zhì)模型側(cè)向水平土壓力理論值與實測值對比圖。

表11 擋墻墻后側(cè)向水平被動土壓力理論值 單位：kPa

圖16 硬土-軟土-硬土模型實測值與理論值對比

由圖16可知，擋墻下部土壓力增長極為迅速，上部土土壓力增長緩慢。隨著逐級加載，擋墻底部實測土壓力超過理論值，該處土體已被剪切破壞。然而，上部土體實測土壓力值遠(yuǎn)低于理論值。這表明，擋墻繞頂轉(zhuǎn)動模式，墻后水平側(cè)向土壓力分布規(guī)律不再符合平移模式理論土壓力分布，底部土體已破壞，而上部土體遠(yuǎn)未達(dá)到極限平衡狀態(tài)，但也存在局部屈服塑性區(qū)，土中應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生改變。墻后土壓力分布從土體上部往下部呈凹曲線迅速增大。軟硬土層分界處土應(yīng)力突變不明顯。

3 結(jié)語

本文通過自制試驗?zāi)Ｐ拖到y(tǒng)，開展了單一硬土、硬土-軟土-硬土、軟土-硬土-軟土和單一軟土4組模型擋墻繞頂轉(zhuǎn)動室內(nèi)模型試驗，分析了墻后實測側(cè)向水平土壓力分布規(guī)律，并與理論值進(jìn)行了對比研究，主要結(jié)論如下。

(1)擋墻繞頂轉(zhuǎn)動，墻后實測被動土壓力值，土體上部土壓力值遠(yuǎn)小于土體下部；隨著傾角增大，墻后底部土壓力迅速增長，下部土體很快達(dá)到極限平衡狀態(tài)而破壞；上部土體則遠(yuǎn)未達(dá)到極限平衡狀態(tài)，但土體內(nèi)已存在局部塑性破壞，土中應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生改變。

(2)擋墻繞頂轉(zhuǎn)動，墻后實測側(cè)向水平土壓力分布不再符合平移模式理論土壓力分布規(guī)律，上部土層被動土壓力實測值遠(yuǎn)小于理論計算值，墻后被動土壓力分布圖呈凹曲線分布。該模式下土壓力計算理論需要進(jìn)一步研究。

(3)擋墻繞頂轉(zhuǎn)動，軟硬土層分界處土應(yīng)力突變不明顯，與擋墻平動模式存在顯著區(qū)別，該模式下土中應(yīng)力重分布存在特殊規(guī)律。