張 航，齊永正

(1.南京江寧交通建設(shè)集團(tuán)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(jì)往往需要考慮墻后土壓力的分布形式。在實(shí)際應(yīng)用中，當(dāng)墻后土層成層分布時(shí)，土壓力在土層分界處常常采用臺(tái)階式突變的分布模式計(jì)算墻后土壓力。實(shí)際土壓力分布規(guī)律如何，這種計(jì)算理論是否合理，對(duì)于工程設(shè)計(jì)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(diǎn)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(shí)，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(shí)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(shí)，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(jì)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(jì)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(dòng)土壓力。

王杰[3]以平移模式下的剛性擋土墻為研究對(duì)象，對(duì)主動(dòng)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(duì)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(shí)的靜力平衡條件出發(fā)，應(yīng)用靜力平衡條件得到計(jì)算有荷載作用時(shí)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(duì)應(yīng)的滑移楔同時(shí)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(dòng)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(dòng)層間摩擦系數(shù)變換方法。在繞頂轉(zhuǎn)動(dòng)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(dòng)時(shí)側(cè)向土壓力的非線性分布也會(huì)增強(qiáng)。

王國良[6]對(duì)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(dòng)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(diǎn)。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(jì)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(shí)，墻后回填土體出現(xiàn)相對(duì)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(duì)墻后土體被動(dòng)滑裂面傾角的影響，對(duì)水平微分單元層進(jìn)行土拱效應(yīng)分析發(fā)現(xiàn)：被動(dòng)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(dòng)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(dòng)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(jì)算，指出兩種計(jì)算方法在破裂角的計(jì)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(jì)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(duì)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(dòng)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(dòng)工況下4組不同土層模型試驗(yàn)，研究墻后水平側(cè)向土壓力分布規(guī)律，為工程設(shè)計(jì)與施工提供理論支撐。

1 材料和方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)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(shí)驗(yàn)采用重塑土制備試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，通過控制含水率區(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(duì)的硬土和軟土。對(duì)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(qiáng)度性質(zhì)指標(biāo)

1.2 試驗(yàn)?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(cè)擋墻位移。擋板一側(cè)為土體，另一側(cè)為加載和位移測(cè)量裝置。加載裝置為上下兩臺(tái)千斤頂，型號(hào)為FCY-20100；擋墻位移由4只百分表測(cè)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(jì)，量程1.0 MPa，土壓力計(jì)設(shè)計(jì)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(jì)位置圖(單位:cm)

將土壓力計(jì)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(dòng)擋墻推至與承載架緊密貼合，填充夯實(shí)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(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ透┮晥D

1.3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)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(dòng)，控制擋墻繞底轉(zhuǎn)動(dòng)，記錄每次加載后的荷載值和擋墻位移值?？偤奢d70 kPa，分6級(jí)加載。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 單一硬土模型試驗(yàn)結(jié)果

單一硬土試驗(yàn)?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(jí)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(shí)測(cè)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(cè)數(shù)據(jù)如表4所示，墻后實(shí)測(cè)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(duì)于單一硬土模型，土層交界處所測(cè)土壓力基本相同，無應(yīng)力突變，故僅選取土壓力計(jì)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(jí)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(jí)加載后已達(dá)到極限抗剪強(qiáng)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(cè)數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖5 單一硬土模型實(shí)測(cè)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(yàn)結(jié)果

硬土-軟土-硬土試驗(yàn)?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(jí)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(shí)測(cè)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(cè)數(shù)據(jù)如表6所示，墻后實(shí)測(cè)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(cè)數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖8 硬土-軟土-硬土模型實(shí)測(cè)土壓力分布

由表5的數(shù)據(jù)和圖8可知，對(duì)于硬土-軟土-硬土模型，土層交界處實(shí)測(cè)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(jí)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(jí)加載后已達(dá)到極限抗剪強(qiáng)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(yàn)結(jié)果

軟土-硬土-軟土試驗(yàn)?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(jí)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(shí)測(cè)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(cè)數(shù)據(jù)如表8所示，墻后實(shí)測(cè)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(cè)數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖11 軟土-硬土-軟土模型實(shí)測(cè)土壓力分布

由表7的數(shù)據(jù)和圖11可知，對(duì)于軟土-硬土-軟土模型，土層交界處實(shí)測(cè)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(jí)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(jí)加載后已達(dá)到極限抗剪強(qiáng)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(yàn)結(jié)果

單一軟土試驗(yàn)?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(shí)測(cè)值如表9所示。

墻后側(cè)向水平土壓力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)如表10所示，墻后實(shí)測(cè)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(cè)數(shù)據(jù) 單位：kPa

圖14 單一軟土模型實(shí)測(cè)土壓力分布圖

由表9的數(shù)據(jù)和圖14可知，對(duì)于單一軟土模型，土層交界處所測(cè)土壓力基本相同，無突變現(xiàn)象產(chǎn)生，故僅選取土壓力計(jì)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(jí)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(jí)加載后已達(dá)到極限抗剪強(qiáng)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(shí)測(cè)土壓力與理論計(jì)算值比較分析

朗肯被動(dòng)土壓力理論計(jì)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(shí)測(cè)值對(duì)比圖。

表11 擋墻墻后側(cè)向水平被動(dòng)土壓力理論值 單位：kPa

圖16 硬土-軟土-硬土模型實(shí)測(cè)值與理論值對(duì)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(jí)加載，擋墻底部實(shí)測(cè)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(shí)測(cè)土壓力值遠(yuǎn)低于理論值。這表明，擋墻繞頂轉(zhuǎn)動(dòng)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(yàn)?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(dòng)室內(nèi)模型試驗(yàn)，分析了墻后實(shí)測(cè)側(cè)向水平土壓力分布規(guī)律，并與理論值進(jìn)行了對(duì)比研究，主要結(jié)論如下。

(1)擋墻繞頂轉(zhuǎn)動(dòng)，墻后實(shí)測(cè)被動(dòng)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(dòng)，墻后實(shí)測(cè)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(dòng)土壓力實(shí)測(cè)值遠(yuǎn)小于理論計(jì)算值，墻后被動(dòng)土壓力分布圖呈凹曲線分布。該模式下土壓力計(jì)算理論需要進(jìn)一步研究。

(3)擋墻繞頂轉(zhuǎn)動(dòng)，軟硬土層分界處土應(yīng)力突變不明顯，與擋墻平動(dòng)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。