摘要：為了推廣裝配式擋土墻在邊坡支擋中的應(yīng)用，設(shè)計(jì)了一種新型裝配式混凝土擋土墻。該新型擋土墻由實(shí)心混凝土預(yù)制塊拼裝而成，預(yù)制塊間采用榫槽及水泥砂漿粘結(jié)進(jìn)行連接；將其進(jìn)一步細(xì)分為A、B兩種類型，擋墻A預(yù)制塊留預(yù)制孔，并在拼裝完成后整體插筋灌漿，擋墻B預(yù)制塊不留預(yù)制孔。開展了裝配式混凝土擋土墻現(xiàn)場試驗(yàn)，研究擋土墻的整體變形和上下預(yù)制塊連接處的局部變形，驗(yàn)證榫槽結(jié)構(gòu)和水泥砂漿粘結(jié)的可靠性；揭示擋土墻的位移模式和土壓力分布規(guī)律，并通過修正庫侖主動(dòng)土壓力得到了該擋土墻的主動(dòng)土壓力和變形土壓力計(jì)算公式。研究結(jié)果表明：榫槽結(jié)構(gòu)和水泥砂漿粘結(jié)的連接形式較為可靠，擋墻A預(yù)制塊間未產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)，擋墻B預(yù)制塊間僅在最大超載作用下產(chǎn)生輕微的上層預(yù)制塊繞下層向外轉(zhuǎn)動(dòng)；預(yù)制孔中插筋灌漿能增強(qiáng)預(yù)制塊間的整體性并提升墻身剛度。擋土墻在超載作用下整體繞基底中心轉(zhuǎn)動(dòng)，當(dāng)超載為45 kPa、墻頂位移為0.23%H（H為墻高）時(shí)墻后填土達(dá)到主動(dòng)極限狀態(tài)，土壓力呈非線性分布。提出的主動(dòng)土壓力計(jì)算公式可用于計(jì)算超載小于45 kPa時(shí)的主動(dòng)土壓力，并給出了擋土墻變形土壓力與位移之間的關(guān)系曲線。該裝配式混凝土擋土墻承載性能良好，可以進(jìn)行推廣應(yīng)用。研究成果可為該新型裝配式擋土墻的設(shè)計(jì)及推廣應(yīng)用提供依據(jù)。

關(guān) 鍵 詞：裝配式擋土墻；土壓力；混凝土預(yù)制塊；現(xiàn)場試驗(yàn)；受力變形；位移模式

中圖法分類號：TU 476+.4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.12.026

0 引 言

擋土墻是支擋墻后土體的結(jié)構(gòu)物，廣泛應(yīng)用于公路、鐵路、水利等工程領(lǐng)域。傳統(tǒng)的漿砌石或現(xiàn)澆混凝土擋土墻存在材料消耗量大、施工周期長及污染環(huán)境等問題。低耗、高效、污染少的裝配式擋土墻符合高質(zhì)量綠色發(fā)展的需要，是未來支擋結(jié)構(gòu)發(fā)展的趨勢^［1］。

根據(jù)墻體建造方式的不同，預(yù)制裝配式擋土墻可以分為兩種：通過一定構(gòu)造措施進(jìn)行連接的擋土墻和裝配式預(yù)制塊擋土墻^［2-3］。第一種大多是將懸臂式或扶壁式擋土墻進(jìn)行分段預(yù)制，采用焊接、螺栓角鋼連接、錨栓連接等連接形式將預(yù)制構(gòu)件組裝成整體^［4］。張振鈦^［5］設(shè)計(jì)了一種裝配懸臂式擋土墻，其連接形式為承插型連接，在壓推荷載作用下墻體產(chǎn)生了較大位移，墻體與底座拼接處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。蔣梅東^［6］提出了一種多級裝配式懸臂擋土墻，通過大比例模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬，探究了裝配式擋土墻的結(jié)構(gòu)特性。第二種是擋土墻由預(yù)制混凝土塊裝配而成，常見的預(yù)制混凝土塊的立面形式有榫槽、H型、自扣式混凝土預(yù)制塊^［7］等。王青等^［8］設(shè)計(jì)了一種榫槽連接的裝配式干砌空心混凝土擋墻，試驗(yàn)過程中相鄰預(yù)制擋塊未發(fā)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象，榫槽連接可靠，墻身具有較好的整體性。占超^［9］設(shè)計(jì)了仰斜裝配式砌塊擋土墻并開展現(xiàn)場試驗(yàn)，結(jié)合數(shù)值模擬，研究了裝配式砌塊擋土墻土壓力分布規(guī)律、結(jié)構(gòu)受力變形特點(diǎn)及其穩(wěn)定性，結(jié)果表明擋土墻達(dá)到一定墻后堆載條件時(shí)將發(fā)生墻體整體滑動(dòng)破壞。許多試驗(yàn)結(jié)果表明，簡單地將懸臂式或扶壁式擋土墻先分段預(yù)制，再連接，其裝配化程度并不高。對此本文設(shè)計(jì)了一種裝配式混凝土擋土墻，其由模數(shù)不同的混凝土預(yù)制塊拼裝而成，采用墻身設(shè)預(yù)制孔并插筋灌漿、墻身不設(shè)預(yù)制孔兩種連接形式，測試并評價(jià)了各自的墻身承載與變形性能。

受力與變形、穩(wěn)定性是評價(jià)擋土墻承載性能的重要指標(biāo)，對新型擋土墻能否在實(shí)際工程得到推廣應(yīng)用具有重要影響。部分學(xué)者對裝配式混凝土擋土墻的受力與變形和穩(wěn)定性進(jìn)行了試驗(yàn)研究。劉曙光等^［10］設(shè)計(jì)了一種裝配式混凝土擋土墻，墻身部分為預(yù)制疊合混凝土夾板及其間澆筑的混凝土，并用桁架筋整體連接，對承受側(cè)壓力時(shí)墻身的水平位移和應(yīng)變進(jìn)行測量，結(jié)果表明墻頂水平位移隨側(cè)壓力的增加而增加，墻身應(yīng)變不會(huì)發(fā)生突變現(xiàn)象，擋墻始終保持較好的承載性能。王大偉^［11］開展了裝配式預(yù)制塊擋土墻的模型試驗(yàn)研究，擋土墻由混凝土預(yù)制塊用卯榫結(jié)構(gòu)拼裝而成，結(jié)果表明，墻身的水平位移曲線沿墻高近似呈線性減小，擋土墻位移模式為繞墻底剛性轉(zhuǎn)動(dòng)。

裝配式擋土墻土壓力的大小及分布與墻身的變形和位移模式有關(guān)，是其設(shè)計(jì)計(jì)算的關(guān)鍵問題，許多學(xué)者對此進(jìn)行了試驗(yàn)研究。Terzaghi^［12-13］通過大型擋土墻模型試驗(yàn)及現(xiàn)場實(shí)測，發(fā)現(xiàn)擋土墻土壓力分布及其合力大小與擋土墻位移模式相關(guān)。周應(yīng)英等^［14］開展了擋土墻平移、繞底部轉(zhuǎn)動(dòng)和繞頂部轉(zhuǎn)動(dòng)3種模式的模型試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，繞墻頂轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，墻身土壓力呈上部大、下部小的拋物線；繞墻底轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，墻身土壓力近似呈三角形分布；平移時(shí)，墻身土壓力為重心偏下的拋物線。苪瑞等^［15］開展了擋土墻不同位移模式下的模型試驗(yàn)，將土壓力實(shí)測值與靜止、主動(dòng)土壓力理論值進(jìn)行對比，結(jié)果表明不同位移模式下，墻后土體達(dá)到極限狀態(tài)所需要的位移量不同，且相應(yīng)的主動(dòng)土壓力大小、分布均不相同。上述成果對不同位移模式下?lián)跬翂ξ灰戚^大時(shí)的主動(dòng)土壓力沿墻高的分布規(guī)律進(jìn)行了研究，但對于擋土墻位移較小時(shí)的土壓力與墻身位移的關(guān)系、擋土墻位移較大時(shí)的主動(dòng)土壓力的計(jì)算公式均未進(jìn)行研究。本文設(shè)計(jì)的新型裝配式混凝土擋土墻，其墻身整體剛度介于剛性擋墻與柔性擋墻之間，需對其位移模式、土壓力與位移的關(guān)系、主動(dòng)土壓力計(jì)算公式進(jìn)行試驗(yàn)研究，研究成果可為該新型裝配式擋土墻的設(shè)計(jì)及推廣應(yīng)用提供依據(jù)。

1 新型裝配式擋土墻結(jié)構(gòu)形式

新型裝配式混凝土擋土墻由實(shí)心預(yù)制混凝土塊拼裝而成，預(yù)制塊上下表面均設(shè)置成榫槽結(jié)構(gòu)^［16］，兩側(cè)為平面。上下預(yù)制塊榫槽之間采用水泥砂漿（等級M35）粘結(jié)，預(yù)制塊左右兩側(cè)不填充水泥砂漿。新型擋土墻分為兩種類型：一種是預(yù)制塊中預(yù)留垂直孔，各預(yù)制塊拼裝后在預(yù)制孔內(nèi)插筋灌漿，記為擋墻A；第二種是預(yù)制塊不留預(yù)制孔，各預(yù)制塊直接拼裝即可，記為擋墻B。以擋墻A為例，新型裝配式擋土墻結(jié)構(gòu)形式見圖1。

預(yù)制塊混凝土強(qiáng)度等級為C40，分別為短條型、長條型和壓頂預(yù)制塊。短條型②、長條型③和壓頂④預(yù)制塊的長×高分別為：1 m×0.98 m、2 m×0.98 m和2 m×0.48 m，厚度均為1.1 m；現(xiàn)澆擋墻基礎(chǔ)①的尺寸為4 m（長）×0.98 m（高）×1.1 m（厚）。

裝配式混凝土擋土墻現(xiàn)場拼裝程序?yàn)椋洪_挖基槽→鋪設(shè)C20混凝土墊層→現(xiàn)澆C40混凝土基礎(chǔ)→分層拼裝預(yù)制塊并分層填土→拼裝壓頂預(yù)制塊并填土至墻頂→擋墻A插筋灌漿。

2 裝配式擋土墻現(xiàn)場足尺試驗(yàn)設(shè)計(jì)

裝配式擋土墻現(xiàn)場試驗(yàn)設(shè)計(jì)內(nèi)容包括：擋土墻結(jié)構(gòu)尺寸、墻后填土、測點(diǎn)布置和填土表面上均布荷載的加載方案。擋土墻現(xiàn)場試驗(yàn)的俯視圖和剖面圖如圖2所示。

2.1 裝配式擋土墻結(jié)構(gòu)尺寸

根據(jù)不同預(yù)制塊的尺寸模數(shù)，長條型和短條型預(yù)制塊錯(cuò)縫拼接后的裝配單元長度為4 m，因此擋土墻長度取為4 m，擋墻高度H為4.0 m，擋墻背面高度H′為4.2 m，其中地面以上墻高為3.0 m，墻踵埋深1.2 m，墻趾埋深1.0 m；墻身厚度1.1 m，墻面和墻背傾斜，仰斜坡率均為1∶0.25。

基槽開挖深度1.4 m，鋪設(shè)C20混凝土墊層后現(xiàn)澆裝配式擋土墻基礎(chǔ)，基底設(shè)置逆坡（坡率1∶5），基槽內(nèi)填砂密實(shí)度與墻后填砂相同，見圖2（a），其中O點(diǎn)為基底的形心。

根據(jù)室內(nèi)砂土三軸試驗(yàn)、預(yù)制塊與砂土界面剪切試驗(yàn)結(jié)果，砂土內(nèi)摩擦角φ=34°，預(yù)制塊與砂土間的摩擦角δ≈11.3°，計(jì)算得到庫侖主動(dòng)土壓力第1破裂角為54°，為滿足擋墻A、B后土體的滑動(dòng)楔體寬度要求，使墻后砂土可視為半無限體，兩側(cè)擋墻的墻頂凈距取為7.0 m，見圖2（a）。

在擋土墻兩側(cè)砌筑混合磚側(cè)墻，側(cè)墻由六層“1根預(yù)制混凝土方樁+4匹紅磚”組成，墻高度為3.1 m，厚度為0.3 m。為保證混合磚側(cè)墻不產(chǎn)生撓曲和側(cè)向位移，緊貼混合磚側(cè)墻外壁打入U(xiǎn)型鋼板樁，并用斜撐進(jìn)行加固，每隔0.54 m高度設(shè)1層7根Φ10.8 mm的鋼絞線將兩根鋼板樁對拉。在混合磚墻內(nèi)壁粘貼聚四氟乙烯薄膜并涂抹白凡士林，減小砂土與混合磚側(cè)墻的摩擦，以模擬墻后土體平面應(yīng)變的情況。

現(xiàn)場尺寸試驗(yàn)的新型裝配式混凝土擋土墻、混合磚側(cè)墻等見圖3。

2.2 墻后分層填筑砂土

墻后填土采用管樁預(yù)制廠的砂料，砂土的土粒相對密度為2.65、含水率為1.217%。現(xiàn)場取樣后，在實(shí)驗(yàn)室烘干后進(jìn)行最大、最小孔隙比試驗(yàn)，得到最大孔隙比為0.94，最小孔隙比為0.38。對應(yīng)的最小、最大干密度分別為1.368，1.923 g/cm³。

墻后砂土采用分層壓實(shí)，每層砂的攤鋪厚度為50 cm，夯擊壓實(shí)后填砂密度ρ=1.77 g/cm³，孔隙比e=0.517，相對密實(shí)度為0.76。根據(jù)填砂密實(shí)度和含水率制樣，開展室內(nèi)三軸固結(jié)排水剪試驗(yàn)，測得試驗(yàn)砂樣黏聚力c=0 kPa，內(nèi)摩擦角φ=34°。

2.3 測量內(nèi)容與測點(diǎn)布置

2.3.1 測量內(nèi)容

試驗(yàn)測量內(nèi)容為墻后填砂表面作用不同超載時(shí)，墻身位移及傾斜角度、墻背土壓力、預(yù)制塊應(yīng)變及拼接縫處應(yīng)變。

2.3.2 測量儀器及測點(diǎn)布置

位移測量儀器采用百分表，其精度為0.01 mm，最大量程為30 mm。擋墻A和B均設(shè)置4個(gè)百分表，距墻頂距離分別為0，0.45，1.45，2.45 m，見圖1（a）中B₁～B₄。

預(yù)制塊墻身傾斜測量采用無線傾斜儀，其精度為0.01°。擋墻A和B均設(shè)置4個(gè)傾斜儀，距墻頂距離分別為0，0.45，1.45，2.45 m，見圖1（a）中X₁～X₄。

土壓力測量采用LY-350型應(yīng)變式微型土壓力計(jì)，其量程為100 kPa。擋墻A和B在對稱橫截面的墻背上均布置6個(gè)土壓力計(jì)，距墻頂距離分別為0.25，1.25，2.25，3.25，3.75，4.15 m，見圖1（a）中SP₁～SP₆。

以擋墻A墻面為例，在上下預(yù)制塊水平拼接縫處豎向布置應(yīng)變片，見圖1（b）中L₂、L₄、L₆；在左右預(yù)制塊豎向拼接縫處橫向布置應(yīng)變片，見圖1（b）中L₁、L₃、L₅、L₇；在預(yù)制塊中心處布置橫向及縱向應(yīng)變片，見圖1（b）中S₁～S₈。擋墻A的墻背和擋墻B的墻面及墻背均按此規(guī)律布置應(yīng)變片。為防止拼接縫處的應(yīng)變片破裂，在拼接縫處粘貼厚度為0.1 mm的薄鋼片，將應(yīng)變片粘貼在薄鋼片上，可根據(jù)薄鋼片的變形得到拼接縫處水泥砂漿的變形。

2.4 試驗(yàn)加載方案

2.4.1 加載方案

通過在墻后填砂表面堆砂袋來模擬超載情況，砂袋自重所形成的超載可近似視為均布面荷載^［17］。參考擋土墻主動(dòng)極限平衡狀態(tài)時(shí)的常用荷載，確定最大均布超載取為45 kPa，分5次施加，每級施加超載9 kPa^［18］，試驗(yàn)工況分別為q=0，9，18，27，36，45 kPa。

參考深層平板荷載試驗(yàn)要求，本次試驗(yàn)采用慢速維持荷載法加載^［19］。每級荷載施加后，分別在第5，15，30，45，60 min讀取各監(jiān)測儀器的讀數(shù)，之后每隔30 min測讀一次數(shù)據(jù)，直至擋墻墻頂1 h內(nèi)的水平位移增量不超過0.1 mm，并連續(xù)出現(xiàn)兩次，才可施加下一級荷載。

2.4.2 終止加載方案

當(dāng)出現(xiàn)下列情況之一時(shí)，可終止加載：① 擋土墻預(yù)制塊拼接縫連接處破壞；② 擋土墻頂部水平位移量達(dá)到10 mm；③ 擋土墻后砂面滿布堆載達(dá)到45 kPa。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 裝配式擋土墻整體變形

榫槽結(jié)構(gòu)大樣如圖4所示。上下預(yù)制塊承受墻背的側(cè)向土壓力分別記為E_a1，E_a2，一般E_a1＜E_a2，使預(yù)制塊之間產(chǎn)生相對水平位移和相對垂直位移。

由于榫槽結(jié)構(gòu)具有較高的抗剪強(qiáng)度而不會(huì)產(chǎn)生相對水平位移，因此可認(rèn)為榫槽處上下塊的水平位移相同，即m₂點(diǎn)和n₁點(diǎn)的水平位移相同；由于榫槽間的水泥砂漿不能完全限制上下塊之間的相對垂直位移，假定預(yù)制塊不發(fā)生撓曲，即僅產(chǎn)生剛體轉(zhuǎn)動(dòng)，因此上下預(yù)制塊之間可能會(huì)產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)，導(dǎo)致其傾角不同，以及墻背或墻面處的榫槽受拉和縫隙變大。

3.1.1 墻身水平位移

如圖4所示，百分表測量的是m₁點(diǎn)和n₁點(diǎn)的水平位移，由于m₂點(diǎn)和n₁點(diǎn)水平位移相同，且預(yù)制塊不發(fā)生撓曲，故可將位移測點(diǎn)之間的連線作為墻身位移。規(guī)定擋土墻離開土體移動(dòng)時(shí)水平位移為正，不同超載q作用下?lián)鯄和B的水平位移沿墻高的分布如圖5所示。

（1）地面以上墻身的水平位移。從試驗(yàn)結(jié)果可知：在前5級工況（q=0～36 kPa）下，擋墻A和B墻身位移均呈線性分布，表明上下預(yù)制塊之間未產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)，榫槽間的水泥砂漿粘結(jié)未遭受破壞，擋墻A和B均可視為剛性擋墻。最大q=45 kPa時(shí)，擋墻A墻身位移近似呈線性分布，擋墻B墻身位移為非線性分布，且擋墻B墻頂位移大于擋墻A。表明在最大超載下，擋墻A的上下預(yù)制塊之間未產(chǎn)生明顯的相對轉(zhuǎn)動(dòng)，擋墻B的上下預(yù)制塊之間產(chǎn)生了輕微的相對轉(zhuǎn)動(dòng)。因此，插筋灌漿可以提高上下塊榫槽之間的抗拉強(qiáng)度和提高墻身的抗彎剛度。

（2）地面以下墻身的水平位移。試驗(yàn)只測量了地面以上的墻身位移，對位移曲線按其分布規(guī)律向下延伸，可得到地面以下的墻身位移及位移零點(diǎn)。由圖5可知，擋墻A和B的墻身位移零點(diǎn)均交于一點(diǎn)，該點(diǎn)的深度均約為4.1 m。

由于現(xiàn)澆C40混凝土基礎(chǔ)的厚度較大，可假定為剛性基礎(chǔ)，在墻背土壓力作用下會(huì)發(fā)生平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)。如果位移零點(diǎn)的交點(diǎn)介于墻趾與墻踵的深度之間，則表明基礎(chǔ)繞基底某點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，位移零點(diǎn)的交點(diǎn)即為轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)，從圖2（a）可知，該點(diǎn)為形心O點(diǎn)。

由上述分析可知，裝配式混凝土擋土墻繞墻底中心轉(zhuǎn)動(dòng)，與剛性擋土墻繞墻底轉(zhuǎn)動(dòng)的位移模式類似，但剛性擋土墻一般繞墻趾轉(zhuǎn)動(dòng)^［20］。

3.1.2 墻身預(yù)制塊傾斜

由于預(yù)制塊的抗彎剛度較大，假設(shè)預(yù)制塊不發(fā)生豎向撓曲，測點(diǎn)處的傾角可代表該預(yù)制塊的傾角，擋墻A，B的預(yù)制塊在不同q作用下的傾斜角度見圖6。

從試驗(yàn)結(jié)果可知：在前5級工況（q=0～36kPa）時(shí)，同級q作用下，擋墻A和B各預(yù)制塊傾斜角度最大僅相差0.01°。由于傾斜儀的靈敏度較高，讀數(shù)一直有微小的波動(dòng)，因此該0.01°差值可近似忽略，所以可認(rèn)為預(yù)制塊間未產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)，擋墻A和B均可視為剛性擋墻。

最大加載q=45 kPa時(shí)，擋墻A各預(yù)制塊傾斜角度相差仍為0.01°，擋墻B各預(yù)制塊傾斜角度最大相差0.02°，且頂層預(yù)制塊傾斜角度最大，底層預(yù)制塊傾斜角度最小。同樣表明在最大超載下，擋墻A的上下預(yù)制塊之間未產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)；擋墻B的上下預(yù)制塊之間產(chǎn)生了輕微的相對轉(zhuǎn)動(dòng)，上層預(yù)制塊繞下層預(yù)制塊向外轉(zhuǎn)動(dòng)，墻背處的榫槽受拉且縫隙變大，應(yīng)變測量結(jié)果也揭示了相同的規(guī)律。因此，插筋灌漿可以增強(qiáng)預(yù)制塊間的連接性，限制預(yù)制塊間的相對轉(zhuǎn)動(dòng)。

根據(jù)圖5的墻身水平位移分布，可計(jì)算出各預(yù)制塊頂部與底部的水平位移差值，求得其傾斜角度。計(jì)算結(jié)果表明，傾斜角度與傾斜儀測量結(jié)果較一致。

以上結(jié)果表明，榫槽錯(cuò)縫拼接和水泥砂漿粘結(jié)的連接形式可靠，預(yù)制孔中插筋灌漿可以增強(qiáng)預(yù)制塊間的整體性，進(jìn)而提高擋土墻的墻身抗彎剛度。建議采用預(yù)制塊留預(yù)制孔并整體插筋灌漿的結(jié)構(gòu)形式。

3.2 裝配式擋土墻土壓力

擋墻A和B的墻高H=4.0 m，墻背高度H′=4.2 m，均在墻背埋設(shè)了土壓力計(jì)，土壓力計(jì)的感壓面平行于墻背，因此土壓力實(shí)測值σ_atw垂直于墻背，是墻背土壓力σ_at的分量。

從試驗(yàn)結(jié)果可知，擋墻A和B的土壓力測試結(jié)果十分接近，這里只列出擋墻A的試驗(yàn)結(jié)果并進(jìn)行分析。為了清晰起見，不同超載q作用下的土壓力實(shí)測值σ_atw用兩張圖表示，如圖7所示。

試驗(yàn)中q=45 kPa時(shí)，墻后填土達(dá)到主動(dòng)極限狀態(tài)，可以計(jì)算出此工況的庫侖主動(dòng)土壓力。已知砂土摩擦角φ=34°，預(yù)制塊與砂土間的摩擦角δ=11.3°。墻背傾角α=-14°，填砂面與水平面的夾角β=0，庫侖主動(dòng)土壓力系數(shù)為

K_a=cos²（φ-α）/cos²αcos（α+δ）1+sin（φ+δ）sinφ-β/cos（α+δ）cosα-β²=0.18（1）

庫侖主動(dòng)土壓力σ_a為

σ_a=γzK_a+cosα/cosα-βqK_a=（γz+q）K_a（2）

庫侖主動(dòng)土壓力垂直于墻背的分量σ_aw為

σ_aw=σ_acosδ=（γz+q）K_acosδ（3）

將q=45 kPa時(shí)庫侖主動(dòng)土壓力σ_aw繪于圖7中。

由以上分析可知：

q=0～36 kPa時(shí)，土壓力實(shí)測值沿墻高非線性增加，呈下凸型曲線分布；由于擋土墻的水平位移較小，墻后填土未達(dá)到極限平衡狀態(tài)，土壓力實(shí)測值σ_atw并不是主動(dòng)土壓力（簡稱為變形土壓力），其大小取決于擋土墻的位移量。

q=45 kPa時(shí)，墻后填土達(dá)到主動(dòng)極限狀態(tài)，主動(dòng)土壓力實(shí)測值分布曲線也為下凸型，與庫侖主動(dòng)土壓力的線性分布不同，兩者的差值沿墻高逐漸增大；其他學(xué)者通過模型試驗(yàn)也發(fā)現(xiàn)擋土墻在繞墻底轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)主動(dòng)土壓力不呈線性分布^［19］。

3.2.1 裝配式混凝土擋土墻主動(dòng)土壓力計(jì)算公式

假定裝配式混凝土擋土墻主動(dòng)土壓力σ_at與庫侖主動(dòng)土壓力方向一致，即σ_at在水平面以下指向墻背，σ_at與水平面的夾角為α+δ=-2.7°。由垂直于墻背的土壓力實(shí)測值σ_atw計(jì)算σ_at如下：

σ_at=σ_atw/cosδ（4）

裝配式混凝土擋土墻主動(dòng)土壓力σ_at由填土自重、超載產(chǎn)生的主動(dòng)土壓力兩部分組成，假定與庫侖主動(dòng)土壓力一致，見式（2）。實(shí)測主動(dòng)土壓力系數(shù)K_at計(jì)算如下，計(jì)算結(jié)果見圖8。

K_at=σ_at/γz+q=σ_atw/（γz+q）cosδ（5）

由圖8可知，實(shí)測主動(dòng)土壓力系數(shù)K_at沿墻高逐漸增大，且墻頂處主動(dòng)土壓力系數(shù)接近于庫侖土壓力系數(shù)K_a，實(shí)測主動(dòng)土壓力系數(shù)K_at可擬合為

K_at=ae^bz·K_a（6）

式中：a，b為試驗(yàn)常數(shù)。擬合求得參數(shù)a=0.98，b=0.2。

根據(jù)式（5）～（6）可得裝配式混凝土擋土墻實(shí)測主動(dòng)土壓力計(jì)算式如下：

σ_at=（γz+q）K_a（z）=0.98e^0.2z（γz+q）K_a（7）

根據(jù)式（7），對深度積分可求得裝配式混凝土擋土墻主動(dòng)土壓力合力為

E_at=4.9γHe^0.2HK_a+24.50.2q-γe^0.2H-1K_a（8）

試驗(yàn)中q＜45 kPa時(shí)，墻后填土未達(dá)到極限平衡狀態(tài)，可假定其達(dá)到極限平衡狀態(tài)時(shí)的主動(dòng)土壓力用式（7）、（8）計(jì)算。

3.2.2 裝配式混凝土擋土墻變形土壓力計(jì)算公式

墻后填土達(dá)到主動(dòng)極限平衡狀態(tài)時(shí)，所需的擋墻位移較大；當(dāng)擋土墻位移較小，墻后填土未達(dá)到主動(dòng)極限平衡狀態(tài)時(shí)，假定墻背土壓力σ_t與擋墻轉(zhuǎn)角有關(guān)。

q作用下墻頂位移為S_m，定義擋土墻頂轉(zhuǎn)角η=S_m/H；墻背土壓力σ_t的合力為E_t，定義λ=E_t/E_at，其中E_at為q作用下?lián)跬翂χ鲃?dòng)土壓力的合力，由式（8）計(jì)算。

以η為橫坐標(biāo)，λ為縱坐標(biāo)，繪制q=0～45 kPa時(shí)λ與η的關(guān)系曲線，如圖9所示。

由圖9可知，當(dāng)曲線η=0.23%時(shí)，擋土墻位移達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)，墻后填土處于主動(dòng)極限平衡，此時(shí)的墻背土壓力合力E_t與主動(dòng)土壓力合力E_at的比值為1，主動(dòng)土壓力合力E_at由式（7）～（8）計(jì)算。當(dāng)η＜0.23%時(shí)，擋土墻位移較小，墻后土體未達(dá)到主動(dòng)極限平衡狀態(tài)，相應(yīng)的變形土壓力由式（9）求得：

E_t=λE_at=（1.08e^-22.4S_m^/H+1）×［4.9γHe^0.2H+24.50.2q-γe^0.2H-1］K_a（9）

式（9）即為擋土墻位移較小時(shí)，擋墻的變形土壓力與擋墻位移之間的關(guān)系。

3.3 裝配式擋土墻局部變形

3.3.1 預(yù)制塊變形

在擋墻A和B的墻面及墻背預(yù)制塊中心布置橫向和豎向應(yīng)變片，試驗(yàn)過程中各預(yù)制塊橫向和豎向應(yīng)變一直維持在±3×10^-6以內(nèi)。張振鈦^［5］設(shè)計(jì)的裝配式擋土墻在加載過程中C40混凝土預(yù)制構(gòu)件應(yīng)變基本達(dá)到±70～150×10^-6，因此本文試驗(yàn)中預(yù)制塊橫向和豎向應(yīng)變很小，均可忽略不計(jì)，可推知本試驗(yàn)的預(yù)制塊不發(fā)生彎曲變形。

3.3.2 拼接縫變形

在擋墻A和B的墻面和墻背的豎向拼接縫處橫向布置應(yīng)變片，水平拼接縫處豎向布置應(yīng)變片。試驗(yàn)過程中豎向拼接縫的應(yīng)變始終較小，且在施加荷載的過程中波動(dòng)幅度不大，其原因是同一高度的預(yù)制塊所受土壓力基本一致，沒有沿縱向產(chǎn)生相對錯(cuò)動(dòng)。

下面重點(diǎn)分析水平拼接縫的應(yīng)變。擋墻A墻面水平拼接縫（L₂、L₄、L₆）和墻背水平拼接縫（L₉、L₁₁、L₁₃）應(yīng)變，擋墻B墻面水平拼接縫（L₁₆、L₁₈、L₂₀）和墻背水平拼接縫（L₂₃、L₂₅、L₂₇）應(yīng)變見表1。應(yīng)變符號為受拉為正，受壓為負(fù)。由表1可知，擋墻A和B墻面處的榫槽受壓且縫隙減小，墻背處的榫槽受拉且縫隙增大，表明在墻背土壓力作用下，預(yù)制塊沿高度方向有向外轉(zhuǎn)動(dòng)的趨勢。

（1）擋墻A水平拼接縫變形。由表1可知，擋墻A墻面和墻背水平拼接縫應(yīng)變均隨著荷載q的逐級增大而增大，其原因是墻背土壓力增大使預(yù)制塊相對轉(zhuǎn)動(dòng)趨勢更顯著。水平拼接縫應(yīng)變未發(fā)生突變現(xiàn)象，上下預(yù)制塊之間未產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)，擋墻A可視為剛性擋墻。

（2）擋墻B水平拼接縫變形。由表1可知，在前5級工況下（q=0～36 kPa）擋墻B墻面和墻背水平拼接縫應(yīng)變演化規(guī)律與擋墻A相同；最大q=45 kPa時(shí)，墻背水平拼接縫（L₂₃、L₂₅、L₂₇）應(yīng)變發(fā)生突變，此時(shí)擋墻B上下預(yù)制塊之間產(chǎn)生輕微的轉(zhuǎn)動(dòng)，墻后榫槽受拉且縫隙變大，與墻身位移和預(yù)制塊傾斜角度測量結(jié)果所揭示的規(guī)律較一致。

對比擋墻A和B水平拼接縫應(yīng)變可得，在同級荷載q作用下，擋墻B墻面和墻背水平拼接縫應(yīng)變均大于擋墻A，可見插筋灌漿可以減小水泥砂漿承擔(dān)的應(yīng)力，延緩拼接縫的開裂，進(jìn)而提升墻身的抗彎剛度。

4 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了一種由實(shí)心混凝土預(yù)制塊拼裝而成的新型裝配式混凝土擋土墻，預(yù)制塊上下采用榫槽錯(cuò)縫拼接并采用水泥砂漿粘結(jié)。通過開展擋土墻的現(xiàn)場足尺試驗(yàn)，對擋土墻變形和土壓力分布以及墻身受力與變形進(jìn)行了研究，驗(yàn)證了裝配工藝及連接的可靠性，揭示了擋土墻在繞墻底轉(zhuǎn)動(dòng)模式下的土壓力分布規(guī)律，主要結(jié)論如下：

（1）榫槽結(jié)構(gòu)很好地避免了上下預(yù)制塊間的相對滑動(dòng)現(xiàn)象，水泥砂漿粘結(jié)較好地阻止了上下預(yù)制塊之間的相對轉(zhuǎn)動(dòng)。該新型裝配式混凝土擋土墻連接形式設(shè)計(jì)合理，擋土墻具有很高的安全儲(chǔ)備。

（2）在超載過程中擋墻A上下預(yù)制塊未產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動(dòng)，可視為剛性擋墻；擋墻B上下預(yù)制塊僅在最大q作用下產(chǎn)生輕微的相對轉(zhuǎn)動(dòng)，上層預(yù)制塊繞下層向外轉(zhuǎn)動(dòng)。預(yù)制孔中插筋灌漿可增強(qiáng)預(yù)制塊間的整體性，提高擋墻的墻身抗彎剛度，在實(shí)際工程中建議采用整體插筋灌漿的結(jié)構(gòu)形式。

（3）擋土墻在q作用下整體繞基底中心轉(zhuǎn)動(dòng)，土壓力呈非線性分布；當(dāng)q=45 kPa、墻頂位移S_m=0.23%H時(shí)，墻后填土達(dá)到主動(dòng)極限狀態(tài)；本文主動(dòng)土壓力計(jì)算公式可用于計(jì)算q＜45 kPa時(shí)該裝配式擋土墻的主動(dòng)土壓力，變形土壓力計(jì)算公式可用于計(jì)算擋土墻位移未達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)時(shí)的非極限主動(dòng)土壓力。

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（編輯：鄭 毅）

Test study on force stress and deformationof a novel assembled concrete retaining wall

LI Wei¹，ZHANG Yibo²，YAO Hongxi¹

（1.China Railway Siyuan Survey and Design Group Co.，Ltd.，Wuhan 430063，China； 2.School of Civil Engineering，Wuhan University，Wuhan 430072，China）

Abstract： In order to promote application of assembled retaining walls in support of slopes，a new type of assembled concrete retaining wall is designed，in which type A and type B assembled retaining walls are further classified.The retaining wall is assembled from solid concrete precast blocks，and the precast blocks are connected by mortise and cement mortar.Precast holes are left among prefabricated blocks of type A，and these holes will be grouted with bars inserted after the assembly is completed，and retaining wall B is assembled by the precast blocks without precast holes.We carried out field trials on assembled concrete retaining walls，studied the overall deformation of the retaining wall and the local deformation of the upper and lower precast block joints，and verified reliability of tongue and groove and cement mortar bonding.Through the tests，we reveal the displacement pattern and earth pressure distribution law of the retaining wall，and obtain the active and deforming earth pressure calculation formula of this assembled retaining wall by correcting the Coulomb active earth pressure.The main conclusions are given below：the connection between the mortise structure and cement mortar is reliable，no relative rotation is generated between precast blocks of retaining wall A，and there is only slight relative rotation between precast blocks of retaining wall B under maximum overload，that the upper precast blocks rotates outward around the lower one.The insertion of bars and the filling of cement mortar in the precast holes can enhance the connectivity between the precast blocks and improve the stiffness of the retaining wall.Under the action of overload，the whole retaining wall rotates around the center of the foundation.When the overload is 45 kPa and the horizontal displacement of the top of the retaining wall displacement is 0.23% H （H is the height of the retaining wall），the filling soil behind the wall reaches the active limit state with the earth pressure in a nonlinear distribution.We proposed a formula for calculating active earth pressure when the overload is less than 45kPa，and the relationship between earth pressure and displacement of retaining wall is given.The novel assembled concrete retaining wall has good bearing performance and can be applied and popularized.The research results can provide a basis for the design and popularization of this new type of assembled retaining wall.

Key words： assembled retaining wall；soil pressure；precast concrete blocks；field test；deformation under force；displacement mode