景興杰， 閆世杰， 劉飛成， 何 夢

(1.西南交通大學土木工程學院, 四川成都 610031； 2. 鄭州中核巖土工程有限公司 河南鄭州 450003)

擋土墻土壓力的計算是一個經(jīng)典而復雜的土力學問題，其涉及到墻后土體、墻身及地基三者的共同作用。土壓力不僅與墻身幾何尺寸、墻背粗糙程度及填土物理力學性質(zhì)、填土面形狀及超載有關，還與墻本身及地基土的剛度、填土施工方法等有關。故精確的土壓力計算方法不僅應考慮三者的耦合作用，更應視其為一空間問題[1]。但通常情況下因擋土墻長度遠大于其高度，故工程中一般將土壓力計算按平面問題處理。經(jīng)典的庫侖和朗金土壓力理論，因其計算簡單和力學概念明確，一直為工程設計所采用。土壓力理論研究中的另一重點是其沿擋墻墻背的分布問題[2]。近年來國內(nèi)外擋土墻土壓力實測結(jié)果均表明，墻背土壓力的實際分布與墻體位移模式、墻后填土性質(zhì)等密切相關，如擋墻繞墻頂與繞墻趾轉(zhuǎn)動兩種情況時的土壓力分布就截然不同[3-4]，故其設計計算需引起重視，不能簡單套用傳統(tǒng)的分布模式。

重力式擋墻因其結(jié)構形式簡單，材料獲取方便的特點，成為了應用最為廣泛的一種支擋結(jié)構。墻背土壓力分布的影響因素較多，且目前研究主要集中在墻背填土不高的情況，而對于高填方路堤式擋墻，特別是墻頂以上填土高度較大的情況，利用莫爾應力圓計算得到的填方土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角值將偏高，導致填方產(chǎn)生的作用于支擋結(jié)構墻背的土壓力計算值偏低。此外，由于上述原因?qū)е略趽鯄Ρ澈筇钔羶?nèi)部的破裂面形狀可能與庫侖理論采用的破裂面形狀不同，墻背土壓力分布與庫侖土壓力理論存在差異[5-6]，因此，這勢必會給正確確定墻背土壓力帶來困難，也會引起擋墻安全設計、經(jīng)濟設計等諸多問題?；诖?，本文針對高填方路堤式重力式擋土墻墻背土壓力分布、位移模式等重要問題開展了離心模型試驗，通過離心加速度來彌補模型縮尺帶來的誤差，從而更為準確地模擬擋土墻的墻背受力以及位移規(guī)律。

1 離心機模型試驗設計

1.1 試驗內(nèi)容

根據(jù)是否加筋設置了兩組重力式擋土墻離心機試驗。

試驗原型是根據(jù)目前TB 10025-2006《鐵路路基支擋結(jié)構設計規(guī)范》中規(guī)定的最大高度12 m確定[7]，原型尺寸為墻高12 m，上頂面尺寸為2 m×20 m，下底面尺寸為4 m×20 m的重力式擋土墻，墻后填土高度為8 m，坡率為1∶1。模型尺寸為墻高240 mm，上頂面尺寸為40 mm×400 mm，下底面尺寸為80 mm×400 mm的重力式擋土墻，墻后填土高度為160 mm，坡率為1∶1。試驗1中墻后填土不加筋；試驗2中在墻后填土設置加筋帶，根據(jù)等應變相似原理確定模型中加筋帶(玻璃纖維)的布置間距為0.05 m。

1.2 試驗設備、材料及模型

本次試驗于西南交通大學土工離心機試驗室完成。根據(jù)本試驗實體尺寸數(shù)據(jù)和安放測試元件等方面的考慮，試驗采用的模型箱自重218.7 kg，尺寸為600 mm×400 mm×400 mm。墻后填土采用粉細砂，擋土墻采用水泥砂漿澆筑，墻背豎直，經(jīng)計算滿足強度要求。模型填料通過使用粉細砂模擬原狀土。原狀土為土石比為2∶8(強風化下石灰?guī)r碎屑的最大粒徑不超過20 cm)的碎石土；模型填料考慮粒徑效應的影響，使用級配為Cu>5,Cc>1，粒徑為0.5～1 mm的粉細砂模擬。在進行離心機試驗前使用三軸儀對模型填料進行三軸試驗測定其粘聚力和內(nèi)摩擦角，并使用直剪裝置測定模型填料的剪切強度。加筋材料為高韌聚酯有紡土工布，兩道有紡土工布之間設計厚度為500 mm。離心機試驗中通過等應變法進行加筋模擬，模型中采用玻璃纖維，兩層玻璃纖維間距為5 cm。

1.3 主要試驗步驟

(1)澆筑模型擋墻并灑水養(yǎng)護28 d達到其設計強度；清理模型箱內(nèi)部并涂抹凡士林；按5 cm分層填筑夯實填土，在預定位置埋入傳感器，土壓力盒埋設方式如圖1所示。

(2)安置模型箱，連接數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，按表1進行加載并記錄試驗數(shù)據(jù)。

(3)觀察模型變形并拆除模型，清理試驗場地。

圖1 土壓力盒布置

表1 離心模型試驗加載過程

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 土壓力分布分析

2.1.1 無加筋情況下土壓力分布

第一組試驗進行填土內(nèi)無加筋情況下的模擬。圖2是擋土墻模型在分級加載的情況下，墻后土壓力沿深度分布情況。

圖2 試驗1墻背土壓力分布

試驗時，作用在擋土墻上的荷載是分級加載的，通過控制離心機的加速度來控制每一級荷載。由圖2可以看出土壓力隨深度的變化并不是線性的。水平土壓力分布大體上表現(xiàn)出自墻頂向下表現(xiàn)出減小然后增大再減小的分布模式。土壓力的分布沿墻背大致可以分為兩個部分：

(1)在擋土墻的上部(0.6倍墻高以上)土壓力隨加速度增加變化較小，并呈現(xiàn)處沿高度向下減小的分布形式。

(2)在擋土墻的下部(0.6倍墻高以下)，在10g的加載工況下?lián)跬翂Ρ惩翂毫υ?.61倍墻高到達最小值，然后沿墻背向下開始增大，最大值出現(xiàn)在擋土墻的底部；在50g、70g和90g的加載工況下墻背土壓力自0.6倍墻高處開始迅速增加，最大值出現(xiàn)在0.37倍墻高處，峰值點以下土壓力開始快速下降直至墻底。

在10g、50g、70g、90g情況下的墻后土壓力和庫侖土壓力分布圖如圖3～圖6所示。

圖3 10g情況下墻后土壓力和庫侖土壓力分布

圖4 50g情況下墻后土壓力和庫侖土壓力分布

圖5 70g情況下墻后土壓力和庫侖土壓力分布

由于模型填土面大于普通庫侖公式的計算范圍，所以將填土面考慮成水平，墻頂上的填土考慮成均布荷載，在不同加速度下，庫侖土壓力自擋土墻頂部向下均為直線分布，最大值位于擋土墻的底部。

在10g加速度情況下，實測土壓力總體上呈“R”型分布，實測土壓力最小值在0.61倍墻高處，最大值出現(xiàn)在擋土墻的底部。在50g、70g、90g加速度情況下，實測土壓力總體上呈“b”型分布，擋土墻上部土壓力較小，變化幅度也較??；擋土墻中下部土壓力較大，變化幅度也較大。擋土墻上部實測土壓力普遍小于庫侖土壓力的值，實測土壓力在0.61倍墻高到達最小值，然后沿墻背向下開始增大增長速度大于Coulomb土壓力的增大速率，最大值出現(xiàn)在0.37倍墻高處。

計算得到實測土壓力合力、合力矩以及按庫侖土壓力計算得到的土壓力合力、合力矩，對比如表2所示。

表2 實測土壓力與庫侖土壓力計算值比較

隨著加速度的增大，實測土壓力合力由與庫侖土壓力計算值的比值逐漸減小，在50g條件下比值約為1。所以，在實際應用中采用庫侖土壓力計算值是較為保守的。

從圖7可以看出，土壓力合力作用點隨加速度的增加呈增加的趨勢，在50g后合力作用點的位置基本穩(wěn)定在0.31倍墻高處，之后合力作用點微小增長。產(chǎn)生這種變化的原因可能是由于：

(1)在50g后擋土墻的水平位移增量減小；

(2)擋土墻水平位移分量和轉(zhuǎn)動位移分量的占比趨于穩(wěn)定，使得擋土墻合力作用點的位置趨于穩(wěn)定。

圖7 實測土壓力合力作用點

2.1.2 加筋情況下土壓力分布

第二組試驗進行填土內(nèi)加筋情況下的模擬。圖8是擋土墻模型在分級加載的情況下，墻后土壓力沿深度分布圖。可以看出，加筋和不加筋情況下的土壓力分布規(guī)律大致是一致的，均呈現(xiàn)先減小再增大再減小的趨勢，但加筋的情況下，土壓力的最大值僅約為不加筋時最大值的1/3。

圖8 試驗2墻背土壓力分布

由圖9～圖12中試驗1與試驗2各加速度情況下的土壓力對比可以看出，試驗測得的墻背水平土壓力大小在加筋和不加筋情況下有較大不同。兩組試驗墻背上部土壓力較為接近，變化量較??；在擋土墻中下部土壓力分布產(chǎn)生較大差異，加筋情況下土壓力遠遠小于不加筋情況下，見表3。

圖9 10g工況下試驗1與試驗2墻背土壓力對比

圖10 50g工況下試驗1與試驗2墻背土壓力對比

圖11 70g工況下試驗1與試驗2墻背土壓力對比

圖12 90g工況下試驗1與試驗2墻背土壓力對比

通過兩組對比試驗發(fā)現(xiàn)，墻后填土內(nèi)部加筋對土壓力分布規(guī)律影響不明顯，但可以大大減小擋土墻墻背的水平土壓力。在擋土墻的上部水平土壓力的值較小，變化也較小；在擋土墻的中下部，墻背土壓力沿墻身向下，土壓力呈先減小再增大的趨勢，不加筋時的水平土壓力遠大于加筋時的水平土壓力。

2.2 擋土墻位移分析

為研究擋土墻的位移模式，在擋土墻上部布置了兩個差動式位移計測定擋土墻的水平和豎向位移。d1位移計測定重力式擋土墻頂部的豎向位移，布置在重力式擋土墻頂面的中心；d2位移計測定重力式擋土墻頂部的水平位移，布置在重力式擋土墻頂面的中心，位移計使用角鋼鋼架進行固定。

表 3 試驗1和試驗2合力對比

擋土墻的墻頂橫向位移如圖13所示，離心加速度增大，擋土墻墻頂位移也隨之增加。在不加筋的情況下，擋土墻頂部在10g工況下就已經(jīng)有0.5 mm的橫向位移，相比之下，加筋情況下?lián)跬翂Φ捻敹宋灰苾H有0.05 mm；在50g工況下，不加筋情況擋土墻位移已經(jīng)達到1.2 mm(擋土墻墻高的5 ‰)，即認定其墻后土體達到主動狀態(tài)，墻后土體加筋的情況下，其墻頂?shù)乃轿灰苾H有0.54 mm；在70g工況下，填土不加筋的擋土墻墻頂?shù)乃轿灰茷?.36 mm，而填土加筋的擋土墻墻頂橫向位移為0.94 mm；在90g工況下，填土不加筋的擋土墻墻頂?shù)乃轿灰茷?.52 mm，而填土加筋的擋土墻墻頂橫向位移為1.14 mm。由圖13可見，在擋土墻墻后土體內(nèi)加筋可有效減小擋土墻墻頂?shù)乃轿灰?，在達到主動狀態(tài)前，擋土墻位移增大值較大，主動狀態(tài)后擋土墻墻頂水平位移變化量減小。

圖13 擋土墻墻頂橫向位移變化

在墻后填土內(nèi)加筋，依靠加筋材料與填土間的摩擦力，使土的水平層間力由加筋材料承擔，從而減小了作用在擋土墻上的土壓力。擋土墻上的土壓力減小使得試驗2擋土墻墻頂?shù)奈灰菩∮谠囼?擋土墻墻頂?shù)奈灰?。當墻后土體達到主動狀態(tài)后，擋土墻墻頂?shù)奈灰屏匡@著減小，是由于擋土墻墻后土體達到主動狀態(tài)，其位移量已經(jīng)很大，其墻后土壓力難以增大，所以再增加加速度，其位移增速放緩，小于主動態(tài)前的位移增速。

3 結(jié)論

通過對高填方重力式擋土墻開展離心模型研究，得到如下結(jié)論：

(1)對墻后填土內(nèi)部加筋可以明顯減小墻背土壓力。

(2)重力式擋土墻墻背土壓力大體呈現(xiàn)“b”型分布，常規(guī)庫侖土壓力公式不適用于高填方重力式擋土墻的墻背土壓力計算。

(3)通過將高填方墻背填土考慮為填土面水平情況下受到上覆填土均勻荷載條件得到：未加筋情況下，計算得到的墻背土壓力更貼近于試驗測得的土壓力合力，但得到的合力作用點約為0.4倍墻高，而實測合力作用點約為0.3倍墻高；加筋情況下，計算得到的力作用點約為0.4倍墻高，實測合力作用點約為0.45倍墻高。

(4)加筋材料可以明顯改善墻后填土的整體穩(wěn)定性，具體表現(xiàn)為：①當填土高度較低時，墻后填土僅在邊坡坡面出現(xiàn)表層土滑移現(xiàn)象，并未出現(xiàn)從墻趾延伸至填土表面的滑移面；②當填土高度較高時，墻后填土僅在邊坡坡面出現(xiàn)淺層土滑移現(xiàn)象，出現(xiàn)從墻趾延伸至填土表面的潛在滑移面。