邵先鋒，楊泰朋，朱克亮

(1.國網(wǎng)安徽省電力有限公司建設(shè)分公司，安徽 合肥 230022；2.安徽送變電工程有限公司，安徽 合肥 230022)

在山區(qū)的公路、鐵路及其它工程建設(shè)中，往往需要使用擋土墻來支承路基填土或山坡土體，防止填土或坡體發(fā)生過大的變形或失穩(wěn)。常見的擋土墻為單級擋土墻[1～5]，即擋土墻從墻頂?shù)綁δ_為連續(xù)分布的整體結(jié)構(gòu)。

在某些特殊情況下，也可采用二級甚至多級垛式擋土墻。劉文治等[6]對高填土邊坡多級擋土墻土壓力進(jìn)行了觀測試驗(yàn)研究，結(jié)果表明多級擋土墻墻后水平土壓力隨著上部填土高度沿著墻高呈非線性分布,不能把單級擋土墻的設(shè)計(jì)理論簡單地應(yīng)用于多級擋土墻；范瑛[7]針對在湖北段某高速公路的實(shí)際多級擋土墻工程情況，釆用現(xiàn)場原型試驗(yàn)、室內(nèi)試驗(yàn)、理論分析、數(shù)值模擬相結(jié)合的手段對該多級擋土墻進(jìn)行土壓力及變形研究；王景環(huán)等[8]基于土的塑性極限分析理論，研究了二級新型懸臂式擋土墻土壓力受力分析模式，給出了土壓力強(qiáng)度、土壓力合力、土壓力作用點(diǎn)的理論計(jì)算公式；張勇等[9]通過有限元方法計(jì)算出填土在不同內(nèi)摩擦角、黏聚力取值下?lián)跬翂Φ膽?yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的變化趨勢，揭示了邊坡形成整體滑移破裂面而導(dǎo)致多級懸臂式擋土墻失穩(wěn)的機(jī)理；梁橋等[10]通過理論解析及實(shí)例分析表明二級懸臂式擋墻基底應(yīng)力分布比單級懸臂式擋墻更合理，也更偏向于安全；賈喜翠等[11]對二級懸臂式擋土墻的抗震性能進(jìn)行探討，結(jié)果表明二級懸臂式擋土墻克服了單級懸臂式擋墻限制高度的缺點(diǎn)，增強(qiáng)了擋墻的抗滑和抗傾覆穩(wěn)定性。這些研究成果增進(jìn)了人們對多級擋土墻土壓力與穩(wěn)定性的了解。

但傳統(tǒng)的二級(或多級)剁式擋土墻中，上一級擋土墻僅壓在下一級擋土墻墻背的填土上，上、下級擋土墻之間無直接荷載傳遞作用，上、下級擋土墻之間缺乏有效的相互連接，如圖1所示。

圖1 常見的二級剁式擋土墻結(jié)構(gòu)

若能夠設(shè)計(jì)一些輔助構(gòu)件，使上、下?lián)跬翂χg直接傳遞部分荷載，可能對擋土墻的整體穩(wěn)定性有正面作用。因此，本文提出一種新型剁式擋土墻結(jié)構(gòu)，并基于有限元方法對其土壓力、填土變形及穩(wěn)定性進(jìn)行對比分析，為二級(或多級)剁式擋土墻的合理設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 有限元計(jì)算模型

傳統(tǒng)的二級(或多級)剁式擋土墻中，上一級擋土墻壓在下一級擋土墻墻背的填土上，即上一級擋土墻的部分荷載通過填土傳遞作用于下一級擋土墻，相鄰擋土墻之間并不直接傳遞荷載?？梢?，傳統(tǒng)的二級(或多級)剁式擋土墻中，上、下級擋土墻不發(fā)生直接作用，本質(zhì)上相互獨(dú)立，整體性相對較差。

為此，本文提出一種新型剁式擋土墻，各級擋土墻為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，在下墻頂部的填土側(cè)設(shè)置一個(gè)支墩，上墻的墻趾板沿豎向壓在支墩上。支墩的寬度通常不大于1.0 m。下墻設(shè)置支墩后，所提剁式擋土墻具有下列特征：

(1)上、下級擋土墻在制作與施工過程中均相互獨(dú)立，互不影響；

(2)施工時(shí)，僅把上墻的墻趾板搭在下墻的支墩上方，上、下級擋土墻之間本質(zhì)上是相互分離的；

(3)上級擋土墻承擔(dān)的部分豎向荷載，可通過支墩直接傳遞給下級擋土墻，但上、下級擋土墻之間不傳遞水平荷載(或剪力)；

(4)由于上、下級擋土墻之間通過支墩直接接觸，使得上、下級擋土墻的變形與變位將相互牽制與影響。

現(xiàn)針對某一設(shè)置支墩的二級垛式擋土墻進(jìn)行分析，上、下兩級擋土墻尺寸基本相同，擋土墻高度H=5 m、墻踵板長度L=3.5 m，下級擋土墻頂部附近設(shè)置寬度1.0 m的支墩，鋼筋混凝土板厚50 cm，擋土墻的計(jì)算構(gòu)型如圖2所示。

圖2 新型二級剁式擋土墻計(jì)算構(gòu)型

采用平面應(yīng)變有限元進(jìn)行分析。原地基與填土材料采用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型，擋土墻為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，其強(qiáng)度較高，可按線彈性材料考慮。各土層及擋土墻的物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 各土層及擋土墻的物理力學(xué)參數(shù)

為了模擬擋土墻與土體之間的界面特性，可在兩者之間設(shè)置無厚度的接觸面單元。采用摩擦系數(shù)R來反映擋土墻與土體之間的相互作用程度，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[2]，并結(jié)合墻后土體的物理力學(xué)參數(shù)，本次計(jì)算中取R=0.65。

數(shù)值計(jì)算的邊界條件為：底部采用固定邊界條件(不發(fā)生水平位移和豎向位移)，兩側(cè)為水平方向位移約束條件。采用15節(jié)點(diǎn)的三角形單元對計(jì)算模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并在擋土墻與填土接觸的部位及土層分界面加密網(wǎng)格劃分，圖3給出了有限元網(wǎng)格的劃分情況(2870個(gè))。

圖3 有限元網(wǎng)格劃分

原地基土的沉降在擋土墻施工前早已完成，可通過逐步激活擋土墻與填土單元來模擬各施工工序，并采用強(qiáng)度折減有限元法[12～14]來考察擋土墻的滑裂面位置及安全系數(shù)。

2 計(jì)算結(jié)果分析

基于有限元方法，對不同參數(shù)情況下的二級剁式擋土墻土壓力與填土變形進(jìn)行了考察，得到了新型二級剁式擋土墻的基本特征。

2.1 填土變形特征

施工結(jié)束后，墻后填土內(nèi)部的側(cè)向位移等值線分布如圖4所示，填土內(nèi)部的豎向沉降如圖5所示。圖4中的負(fù)值表示側(cè)向位移與x軸方向相反。

圖4 填土內(nèi)部側(cè)向位移等值線分布/cm

由圖4可知，下墻范圍內(nèi)填土的側(cè)向位移向臨空面方向發(fā)展，具有向臨空面旋轉(zhuǎn)傾覆的趨勢，其與傳統(tǒng)的單級懸臂式擋土墻規(guī)律相同。

上墻底板置于新填土中，底板上的填土自重壓在底板上，使得底板與上、下方填土一起發(fā)生變形。特別地，由圖5可知，底板長度范圍內(nèi)的豎向沉降不均勻，靠近臨空面一端底板的豎向沉降小，而遠(yuǎn)離臨空面一端底板的豎向沉降大，即上墻發(fā)生了沿逆時(shí)針方向偏轉(zhuǎn)，從而導(dǎo)致上墻上部局部范圍內(nèi)填土的側(cè)向位移向臨空面反方向發(fā)展，且最大側(cè)向位移發(fā)生在上墻頂部附近的填土中。

圖5 填土內(nèi)部豎向沉降等值線分布/cm

未設(shè)置支墩時(shí)，填土內(nèi)部的最大側(cè)向位移為-1.4 cm；下墻頂部設(shè)置支墩后，填土內(nèi)部的最大側(cè)向位移為-3.5 cm，即設(shè)置支墩后填土的側(cè)向位移最大值變大。這是由于設(shè)置支墩后，底板的右端部(即墻趾板)被支墩牽制與約束無法發(fā)生較大的豎向沉降，迫使上墻底板產(chǎn)生較大的不均勻沉降，即上墻沿逆時(shí)針方向偏轉(zhuǎn)幅度更大，故上墻頂部向填土側(cè)發(fā)生的側(cè)向位移較大。

由圖5可知，設(shè)置支墩與否對填土內(nèi)部的豎向沉降影響不明顯，這是由于土體豎向沉降主要由土體自重產(chǎn)生，而設(shè)置支墩與否對土體自重?zé)o影響。

2.2 擋土墻土壓力特征

2.2.1 側(cè)向土壓力

新型二級剁式擋土墻下墻立板受到的側(cè)向土壓力特征如圖6所示，具體側(cè)向土壓力值如圖7所示。未設(shè)置支墩時(shí)，下墻立板受到的側(cè)向土壓力最大值為76.5 kPa；下墻頂部設(shè)置支墩后，下墻立板受到的側(cè)向土壓力最大值為58.9 kPa；側(cè)向土壓力最大值均位于下墻的底部附近。設(shè)置支墩后，下墻受到的側(cè)向土壓力明顯變小，大大提高了下墻的抗傾覆承載力。

圖6 下墻立板受到的側(cè)向土壓力特征

圖7 下墻立板受到的側(cè)向土壓力

上墻立板受到的側(cè)向土壓力如圖8所示?？梢姡聣敳吭O(shè)置支墩后，上墻受到的側(cè)向土壓力值明顯增大。進(jìn)一步分析知，上墻受到的側(cè)向土壓力最大值為35.0 kPa，約為下墻側(cè)向土壓力最大值的一半，即上墻受到的土壓力總體上遠(yuǎn)小于下墻的側(cè)向土壓力。擋土墻受到的側(cè)向土壓力越大，其截面面積越大，故下墻的截面尺寸應(yīng)遠(yuǎn)大于上墻的截面尺寸，增加了下墻的施工難度。

圖8 上墻立板受到的側(cè)向土壓力

可見，下墻頂部設(shè)置支墩后，下墻受到的側(cè)向土壓力明顯減小，而上墻受到的側(cè)向土壓力明顯增大。設(shè)置支墩后，下墻原本較大的側(cè)向土壓力值大大變小，上墻原本較小的側(cè)向土壓力值有所變大，下墻與上墻的側(cè)向土壓力得到了合理的轉(zhuǎn)移與重分配，使下墻與上墻的截面尺寸相差較小，降低了整體施工難度，顯然是有利的。

下墻原本較大的側(cè)向土壓力值大大變小，使得下墻的抗傾覆穩(wěn)定性大大提高。雖然上墻的側(cè)向土壓力值有所增加，但由于其數(shù)值相對較小，增加后的上墻側(cè)向土壓力仍小于下墻的側(cè)向土壓力，故擋土墻的整體抗傾覆穩(wěn)定性仍由下墻控制。可見，上墻側(cè)向土壓力的增加并不會惡化整體的抗傾覆能力，而下墻側(cè)向土壓力的減小則大大提高了整體的抗傾覆穩(wěn)定性。故下墻頂部設(shè)置支墩后，二級剁式擋土墻的抗傾覆穩(wěn)定性整體上將有提高。

2.2.2 豎向土壓力

下墻底板上部受到的豎向土壓力如圖9所示。可見，下墻頂部設(shè)置支墩后，下墻底板上部受到的豎向土壓力值變小。上墻受到的部分豎向荷載已通過支墩基于下墻傳遞給了下墻底部的原地基，轉(zhuǎn)移了部分豎向荷載，從而降低了下墻底板上部的豎向土壓力。

圖9 下墻底板上部受到的豎向土壓力

下墻底板底部受到的豎向應(yīng)力如圖10所示，該應(yīng)力由填土自重、上、下級擋土墻的自重產(chǎn)生?？梢?，下墻底板底部受到的豎向應(yīng)力呈非線性分布，在墻趾板附近的豎向應(yīng)力較大，而墻踵板末端的豎向應(yīng)力較小。未設(shè)置支墩時(shí)，下墻底板底部受到的最大豎向應(yīng)力為483.2 kPa，最小豎向應(yīng)力為104.9 kPa。下墻頂部設(shè)置支墩后，下墻底板底部墻趾板附近的最大豎向應(yīng)力進(jìn)一步增大，而墻踵板末端的最小豎向應(yīng)力進(jìn)一步減小，應(yīng)力集中現(xiàn)象更顯著。這是由于設(shè)置支墩后上墻的部分豎向荷載基于支墩傳遞給了下墻，導(dǎo)致下墻立板底部附近的豎向應(yīng)力進(jìn)一步增大。

圖10 下墻底板底部受到的豎向應(yīng)力

上墻底板上部受到的豎向土壓力如圖11所示，可見，下墻頂部設(shè)置支墩后，上墻底板中部偏左的底板上部受到的豎向土壓力值變小，而上墻底板中部偏右(墻趾板一側(cè))的底板上部受到的豎向土壓力值與未設(shè)置支墩時(shí)的豎向土壓力基本相同。下墻頂部設(shè)置支墩后，上墻具有繞支墩向填土側(cè)旋轉(zhuǎn)的趨勢，故上墻底板左端部產(chǎn)生的豎向沉降更大，約束填土豎向變形的能力減弱，因而上墻底板左端部受到的豎向土壓力值變小。

2.3 擋土墻的抗滑穩(wěn)定性

基于強(qiáng)度折減有限元法來計(jì)算二級剁式擋土墻的抗滑穩(wěn)定性。其操作步驟為：在有限元計(jì)算中，首先對于某一假定的強(qiáng)度折減系數(shù)Ftrial，將各土層的原始強(qiáng)度參數(shù)粘聚力c與內(nèi)摩擦角φ按下式同時(shí)折減：

(1)

式中：cr，φr分別為折減后黏聚力與內(nèi)摩擦角。以此對邊坡進(jìn)行彈塑性有限元計(jì)算，如果根據(jù)一定的失穩(wěn)判據(jù)[12～14]確定邊坡達(dá)到極限平衡狀態(tài)，則與此相對應(yīng)的強(qiáng)度折減系數(shù)Ftrial就是擋土墻安全系數(shù)Fs，否則對于新假定的折減系數(shù)重復(fù)計(jì)算，直至土體達(dá)到臨界極限平衡狀態(tài)。

計(jì)算得到了二級垛式懸臂式擋土墻滑裂失穩(wěn)時(shí)滑裂面的位置，如圖12所示?？梢?，填土中有兩個(gè)滑裂面，第一滑裂面基于下墻墻踵板根部貫穿于填土中，第二滑裂面基于上墻墻踵板根部貫穿于上部填土中。

圖12 擋土墻抗滑破裂面的分布

未設(shè)置支墩時(shí)，二級剁式懸臂擋土墻的安全系數(shù)為1.83；設(shè)置支墩后，二級剁式懸臂擋土墻的安全系數(shù)為2.10?？梢?，設(shè)置支墩對提高擋土墻的穩(wěn)定性有幫助。結(jié)合上述擋土墻側(cè)向土壓力規(guī)律可知，設(shè)置支墩后下墻原本較大的側(cè)向土壓力值逐漸變小，上墻原本較小的側(cè)向土壓力值有所變大，下墻與上墻的側(cè)向土壓力得到了合理的轉(zhuǎn)移與重分配，從而提高了由下墻控制的整體抗滑(即第一破裂面)穩(wěn)定性強(qiáng)度。

圖13進(jìn)一步給出了設(shè)置與未設(shè)置支墩情況下?lián)跬翂哑茐臅r(shí)單元網(wǎng)格變形情況?？梢?，設(shè)置支墩對下墻的滑裂破壞基本無影響，但對上墻的影響較大。未設(shè)置支墩時(shí)，擋土墻滑裂破壞時(shí)上墻有向臨空面傾覆的趨勢；設(shè)置支墩后，上墻有繞支墩向填土側(cè)旋轉(zhuǎn)滑裂破壞的趨勢。

圖13 擋土墻抗滑破壞時(shí)單元網(wǎng)格變形情況

上墻底板長度3.5 m，設(shè)置支墩時(shí)，下墻底板長度對擋土墻抗滑穩(wěn)定性的影響如圖14所示。下墻底板長度為2.5 m時(shí)擋土墻的抗滑安全系數(shù)為1.89，下墻底板長度為4.5 m時(shí)擋土墻的抗滑安全系數(shù)為2.34，擋土墻的抗滑安全系數(shù)隨著下墻底板長度的增加呈線性增加的規(guī)律。圖15進(jìn)一步給出下墻底板不同長度時(shí)滑裂面的分布情況，可見，下墻底板長度越大，第一滑裂面的長度越大，因而抗滑穩(wěn)定性越高。

圖14 下墻底板長度對擋土墻抗滑穩(wěn)定性的影響

圖15 下墻底板長度對抗滑破裂面的影響

下墻底板長度3.5 m，設(shè)置支墩時(shí)，上墻底板長度對擋土墻抗滑穩(wěn)定性的影響如圖16所示。上墻底板長度為2.5 m時(shí)擋土墻的抗滑安全系數(shù)為2.05，上墻底板長度為4.5 m時(shí)擋土墻的抗滑安全系數(shù)為2.14，可見上墻底板長度變化對擋土墻的抗滑穩(wěn)定性影響可忽略不計(jì)。由于擋土墻的整體抗滑穩(wěn)定性由第一滑裂面控制，上墻底板長度變化對第一滑裂面的位置及長度不產(chǎn)生影響，故上墻底板長度對抗滑穩(wěn)定性基本無影響。

圖16 上墻底板長度對擋土墻抗滑穩(wěn)定性的影響

可見，下墻頂部設(shè)置支墩后，二級垛式擋土墻的變形與受力特征較為復(fù)雜，各級擋土墻的豎向土壓力與側(cè)向土壓力均難以通過傳統(tǒng)的計(jì)算理論得到，還有待通過試驗(yàn)測試開展深入探討。

上述僅探討了二級剁式擋土墻的情況，事實(shí)上按照所提思路，可擴(kuò)展至多級擋土墻：除最上面一級擋土墻外，其余擋土墻立板的頂部附近均設(shè)置支墩，形成多級帶支墩的新型剁式擋土墻結(jié)構(gòu)，此處不再贅述。

3 結(jié) 論

(1)下墻頂部設(shè)置支墩后，上墻底板的墻趾板被支墩牽制與約束無法發(fā)生較大的豎向沉降，迫使上墻以支墩為支點(diǎn)發(fā)生向填土側(cè)的旋轉(zhuǎn)，上墻立板向填土側(cè)擠壓，上墻頂部產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)幅度最大，故上墻頂部向填土側(cè)發(fā)生的側(cè)向位移比未設(shè)置支墩時(shí)的側(cè)向位移更大。

(2)下墻頂部設(shè)置支墩后，下墻原本較大的側(cè)向土壓力值逐漸變小，上墻原本較小的側(cè)向土壓力值有所變大，下墻與上墻的側(cè)向土壓力得到了合理的轉(zhuǎn)移與重分配，使下墻與上墻的截面尺寸相差較小，降低了整體施工難度。

(3)下墻頂部設(shè)置支墩后，上墻受到的部分豎向荷載已通過支墩基于下墻傳遞給了下墻底部的原地基，轉(zhuǎn)移了部分豎向荷載，使下墻底板上部的豎向土壓力降低，下墻底板底部墻趾板附近的最大豎向應(yīng)力進(jìn)一步增大、墻踵板末端的最小豎向應(yīng)力進(jìn)一步減小。

(4)下墻頂部未設(shè)置支墩時(shí)，擋土墻滑裂破壞時(shí)上墻有向臨空面傾覆的趨勢；下墻頂部設(shè)置支墩后，上墻有繞支墩向填土側(cè)旋轉(zhuǎn)滑裂破壞的趨勢。

(5)擋土墻的抗滑安全系數(shù)隨著下墻底板長度的增加呈線性增加的規(guī)律，上墻底板長度變化對擋土墻的抗滑穩(wěn)定性影響可忽略不計(jì)。