卸荷擋墻工作機(jī)理及設(shè)計分析方法研究

郭帥杰，宋緒國，張海洋，閆穆涵

(1.中國鐵路設(shè)計集團(tuán)有限公司,天津 300308; 2.軌道交通勘察設(shè)計國家地方聯(lián)合工程實驗室,天津 300308;3.城市軌道交通數(shù)字化建設(shè)與測評技術(shù)國家工程實驗室,天津 300308)

引言

輕型擋土墻結(jié)構(gòu)在我國鐵路工程中的應(yīng)用十分廣泛,能夠有效提高邊坡穩(wěn)定性,減少工程占地、降低地基加固工程量,實際工程中主要以懸臂式、扶壁式輕型擋土墻結(jié)構(gòu)為主[1]。但是,懸臂式擋墻結(jié)構(gòu)主要適用于6 m以下的擋墻高度,否則將引起墻面板內(nèi)力的急劇增加;扶壁式擋墻能夠滿足10 m以下的擋墻高度,但也存在現(xiàn)場施工工藝相對復(fù)雜、混凝土用量相對較大的問題[2]。

卸荷擋墻是在懸臂式擋墻的基礎(chǔ)上,通過上下兩層懸臂墻組合、拼裝和錨固形成的新型支擋結(jié)構(gòu),上層墻體踵板在功能上轉(zhuǎn)換為墻身卸荷板,將部分上部荷載轉(zhuǎn)移至墻面板,減少卸荷板下墻體的側(cè)向土壓力,控制墻面板內(nèi)力與側(cè)向位移。相較于懸臂墻結(jié)構(gòu),卸荷擋墻承載能力更高,抗滑移、抗傾覆能力更強(qiáng),應(yīng)用場景更為豐富,切合當(dāng)前鐵路工程關(guān)于新型支擋結(jié)構(gòu)創(chuàng)新應(yīng)用的實際需求[3]。但是,現(xiàn)階段關(guān)于卸荷擋墻工作機(jī)理和設(shè)計方法方面的研究還不充分[4],部分研究人員在卸荷擋墻土壓力分布[5]、卸荷板位置[6]、卸荷效應(yīng)量化確定、卸荷式樁板墻[7]等方面,開展了理論分析、仿真計算以及試驗驗證工作[10],但在卸荷擋墻工作機(jī)理方面的研究尚不深入,還未形成適用于鐵路路基工程實際應(yīng)用需求的卸荷擋墻設(shè)計分析方法。

針對高速鐵路卸荷擋墻工作機(jī)理分析與設(shè)計計算中存在的問題,采用擋土墻結(jié)構(gòu)力學(xué)分析方法及土壓力理論,開展卸荷擋墻土壓力分布、結(jié)構(gòu)內(nèi)力及穩(wěn)定性分析方面的系統(tǒng)研究,確定影響卸荷擋墻整體承載性能的關(guān)鍵因素,提出卸荷板位置、長度以及荷載傳遞系數(shù)的確定方法,并將其應(yīng)用于卸荷擋墻的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計和整體穩(wěn)定性分析。

1 卸荷擋墻結(jié)構(gòu)型式及工作機(jī)理

1.1 卸荷擋墻結(jié)構(gòu)型式

卸荷擋墻整體結(jié)構(gòu)型式接近于懸臂墻,通過墻面板上布設(shè)的卸荷板荷載轉(zhuǎn)移效應(yīng),將卸荷板上填土荷載部分轉(zhuǎn)移至墻身。卸荷擋墻可采用裝配施工工藝,上、下墻體均可預(yù)制成型,通過上墻墻趾與下墻墻頂預(yù)留的環(huán)形錨固筋,應(yīng)用濕接縫錨固形成整體承載結(jié)構(gòu),能有效提高墻體施工效率,控制預(yù)制構(gòu)件尺寸與質(zhì)量。其中,7.5 m墻高的卸荷擋墻基本尺寸及三維拼裝效果如圖1所示。

1.2 卸荷擋墻工作機(jī)理

相較于懸臂式擋墻,卸荷擋墻在結(jié)構(gòu)承載、墻后土壓力分布及墻體穩(wěn)定性方面存在一定的差異,典型的卸荷擋墻承載機(jī)理如圖2所示。

圖2 卸荷擋墻承載機(jī)理示意

卸荷擋墻正常工作中,由于卸荷板的荷載轉(zhuǎn)移效應(yīng),卸荷板同墻面板錨接位置出現(xiàn)墻身彎矩的明顯減小甚至反轉(zhuǎn),有利于降低墻面板根部的內(nèi)力集中效應(yīng),提高墻面板結(jié)構(gòu)承載能力。卸荷板對上部填土以及外部荷載存在明顯的荷載遮蔽效應(yīng),加之卸荷板長度也對第二破裂面位置與傾角產(chǎn)生影響,兩者共同促使板下填土側(cè)向土壓力明顯減小,表現(xiàn)為圖2中卸荷板下的墻面板側(cè)向土壓力分布出現(xiàn)缺口[11]。此外,墻面板側(cè)向土壓力的整體減小以及踵板上豎向荷載(源于第二破裂面同墻體合圍范圍增大)的增加,均有益于卸荷擋墻抗滑移和抗傾覆穩(wěn)定性提高,對卸荷擋墻結(jié)構(gòu)整體承載更為有利。

2 卸荷擋墻土壓力理論

卸荷擋墻土壓力主要由墻后土體及路基面外荷載兩部分引起。其中,墻后土體土壓力基于庫倫土壓力理論[12],并考慮地震工況[16],參照TB10025—2019《鐵路路基支擋結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》,應(yīng)用第一、第二破裂面雙搜索迭代求解方法,分別確定上墻和下墻的等效主動土壓力系數(shù)。路面外荷載引起的墻面板土壓力則基于彈性理論求解方法。

2.1 上墻土壓力

上墻土壓力計算與懸臂式擋墻完全相同,應(yīng)用式(1)搜索計算使得水平土壓力Ex最大時的第一、第二破裂面同豎向法線夾角[17]。

(1)

式中,Ex為水平土壓力;W為破裂棱體自重;β1、α1分別為第一、第二破裂面同豎向法線夾角;φ0為填土綜合內(nèi)摩擦角;δ為第二破裂面界面內(nèi)摩擦角。

應(yīng)用式(1)搜索確定α1過程中,限制α1搜索上限不大于卸荷板端點同墻面板頂點連線夾角,并將確定的最大水平側(cè)向力Ex應(yīng)用側(cè)向土壓力系數(shù)等效方式,計算上墻側(cè)向土壓力系數(shù)Kax1。

2.2 下墻土壓力

墻下土壓力分布在卸荷板荷載傳遞和遮蔽效應(yīng)的共同影響下,表現(xiàn)為缺口式的分段分布特征(圖2)。卸荷板遮蔽范圍按照完全遮蔽區(qū)、過渡區(qū)和非遮蔽區(qū)劃分。其中,完全遮蔽區(qū)土壓力由板下土體自重及卸荷板傳遞荷載引起;非遮蔽區(qū)土壓力不受卸荷板影響,直接采用庫倫主動土壓力計算。

下墻土壓力計算時,首先應(yīng)用式(1)搜索計算墻體水平土壓力Ex最大時,下墻第一、第二破裂面同豎向法線夾角β2和α2,同樣通過土壓力系數(shù)等效方式,計算下墻側(cè)向土壓力系數(shù)Kax2。其中,下墻土壓力計算時的假想墻背傾角應(yīng)滿足式(2)。

(2)

式中,ε2為下墻土壓力計算中的假想墻背傾角;α2為下墻第二破裂面傾角;L1、L2分別為卸荷板和踵板長度;H1、H2分別為上、下墻面板高度;t1為卸荷板厚度;t3為上墻面板厚度。

2.3 路面外荷載

路面外荷載土壓力基于彈性理論[18],將外荷載全部等效為一系列的集中線荷載,通過式(3)線荷載豎向附加應(yīng)力和式(4)水平附加應(yīng)力,計算擋墻面板及墻踵板任意位置處的水平或豎向附加應(yīng)力。

σx=2p′·cosβ·sin2β/(πR1)

(3)

σz=2p′·cos3β/(πR1)

(4)

式中,p′為集中線荷載;R1為附加應(yīng)力計算點同集中線荷載間距離;β為附加應(yīng)力計算點與集中線荷載位置連線同豎直方向間的夾角。

另外,卸荷板對路面外荷載引起的附加應(yīng)力同樣存在遮蔽效應(yīng),卸荷板對外荷載附加應(yīng)力遮蔽作用及影響范圍如圖3(a)、圖3(b)所示。

圖3 卸荷板對外荷載附加應(yīng)力遮蔽作用示意

3 卸荷擋墻結(jié)構(gòu)內(nèi)力及穩(wěn)定性分析

卸荷擋墻側(cè)向土壓力及豎向荷載確定后,根據(jù)常規(guī)懸臂式擋墻設(shè)計方法計算基礎(chǔ)底板反力,并進(jìn)行卸荷擋墻面板、底板與卸荷板內(nèi)力分析,開展卸荷擋墻抗滑移、抗傾覆穩(wěn)定性計算。

3.1 卸荷擋墻內(nèi)力及穩(wěn)定性分析荷載模型

卸荷擋墻側(cè)向土壓力及基底反力確定后,根據(jù)墻面板、卸荷板以及基礎(chǔ)底板自重,卸荷板及踵板上作用的填土自重外荷載與土壓力豎向分力,進(jìn)行卸荷擋墻各構(gòu)件的內(nèi)力分析以及擋墻整體穩(wěn)定性計算。其中,卸荷擋墻內(nèi)力分析以及穩(wěn)定性計算荷載模型分別如圖4(a)、圖4(b)所示。

圖4 卸荷擋墻內(nèi)力分析以及穩(wěn)定性計算荷載模型

3.2 卸荷擋墻構(gòu)件內(nèi)力分析方法

卸荷擋墻主要由墻面板、卸荷板、基礎(chǔ)底板(踵板和趾板)三部分組成,考慮構(gòu)件作用荷載的非均勻性,通過微段荷載疊加方式確定各構(gòu)件任意截面處內(nèi)力[20]。根據(jù)圖4(a)內(nèi)力分析荷載模型,墻面板彎矩內(nèi)力同卸荷板位置相關(guān),應(yīng)用式(5)計算確定。

(5)

式中,M1(z)為墻面板分布彎矩;q(z)為側(cè)向土壓力;z為墻面板計算點位置坐標(biāo);Mx為卸荷板根部彎矩,計算點高于卸荷板位置時取為0。

墻踵板、墻趾板作用荷載包括填土自重、外荷載、基礎(chǔ)底板自重及地基反力,分別應(yīng)用式(6)、式(7)計算踵板與趾板彎矩分布。

(σ1-σ2)x/B-σ2]·(B3-x)dx

(6)

σ2]xdx

(7)

式中,M2(x)、M3(x)分別為踵板、趾板分布彎矩;p1(x)、p2(x)分別為踵板、趾板表面分布荷載;pc(x)為基礎(chǔ)底板自重分布荷載;B為基礎(chǔ)底板長度;σ1為墻趾地基反力;σ2為墻踵地基反力;x為底板位置坐標(biāo)。

3.3 卸荷擋墻整體穩(wěn)定性分析方法

卸荷板整體穩(wěn)定性分析包括墻體結(jié)構(gòu)的抗滑移、抗傾覆穩(wěn)定性,分析方法同懸臂墻基本相同,但應(yīng)考慮卸荷板對踵板上部填土荷載分布以及側(cè)向土壓力分布的影響。根據(jù)圖4(b)穩(wěn)定性計算荷載模型,應(yīng)用式(8)和式(9)進(jìn)行卸荷擋墻的抗滑移、抗傾覆穩(wěn)定分析。

Kc=f·(G1+G2+G3+G4+Q1+Q2)/Eax

(8)

K0=(G1·x1+G2·x2+G3·x3+G4·x4+

Q1·xq1+Q2·xq2)/(Eax·z1)

(9)

式中,Eax為水平土壓力合力,作用點位置為z1;f為基底摩擦系數(shù);G1、G2、G3、G4分別為上墻面板、下墻面板、底板以及卸荷板的自重,水平作用點位置分別為x1、x2、x3、x4;Q1為卸荷板卸荷后的豎向荷載,作用點位置為xq1;Q2為踵板上表面荷載,作用點位置為xq2,m;Kc為抗滑移穩(wěn)定系數(shù);K0為抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)。

4 卸荷擋墻承載性能影響因素分析

卸荷擋墻卸荷板荷載傳遞系數(shù)、位置及長度同其結(jié)構(gòu)承載和整體穩(wěn)定性直接相關(guān),是影響卸荷擋墻結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵因素。通過對相關(guān)控制參數(shù)的合理優(yōu)化,提出對應(yīng)的確定標(biāo)準(zhǔn),能夠更合理地控制卸荷擋墻內(nèi)力水平,提高擋墻結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性。卸荷擋墻承載性能影響因素分析中,卸荷擋墻斷面尺寸參照圖1(a),并具體調(diào)整卸荷板的位置和長度。

秸稈反應(yīng)堆啟動后一個半月內(nèi)的二氧化碳濃度明顯高于對照區(qū)，并且棚溫越高二氧化碳濃度差越明顯。之后影響逐漸下降，二個月后影響不明顯，詳見表1。

4.1 卸荷板荷載傳遞系數(shù)影響

卸荷板荷載傳遞系數(shù)m代表了卸荷板相對剛度,是傳遞至板下荷載同板上總荷載的比值。其中,m=0代表卸荷板純剛性,板上荷載全部由卸荷板承擔(dān)。為綜合分析荷載傳遞系數(shù)m對卸荷擋墻承載的影響規(guī)律,m值設(shè)定為0、0.2、0.4、0.6、0.8和1.0,對應(yīng)的側(cè)向土壓力分布、墻面板和底板彎矩內(nèi)力分布如圖5(a)～圖5(c)所示,穩(wěn)定性分析結(jié)果列于表1。

表1 不同荷載傳遞系數(shù)下?lián)鯄Ψ€(wěn)定系數(shù)分析結(jié)果

圖5(a)中,荷載傳遞系數(shù)m對下墻側(cè)向土壓力分布產(chǎn)生直接影響,m值越小,卸荷板的荷載轉(zhuǎn)移能力越強(qiáng),板下土壓力分布缺口相對越大。隨著荷載傳遞系數(shù)m增大,下墻土壓力分布逐漸右移,趨近于懸臂擋墻土壓力分布。這也證明了建立的卸荷擋墻土壓力分析模型關(guān)于墻后土壓力分析結(jié)果是合理有效的,可直觀反映卸荷板對側(cè)向土壓力的影響趨勢和規(guī)律。另外,卸荷擋墻面板彎矩分布在卸荷板位置處出現(xiàn)明顯突變,并能很好地改善懸臂墻根部彎矩內(nèi)力幅值,對墻面板整體承載更為有利。對于基礎(chǔ)底板,不同荷載傳遞系數(shù)m對應(yīng)的底板彎矩數(shù)值變化幅度為1.0～6.0倍,說明卸荷板荷載傳遞系數(shù)對踵板內(nèi)力分布的影響更為顯著。

表1為不同荷載傳遞系數(shù)對應(yīng)的卸荷擋墻穩(wěn)定性分析結(jié)果,擋墻抗傾覆和抗滑移穩(wěn)定系數(shù)均隨荷載傳遞系數(shù)m值的增加而減小,即卸荷板向板下傳遞的荷載越少,卸荷擋墻結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性相對越高。相較于懸臂墻,卸荷擋墻抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)平均提高約8%,抗滑移穩(wěn)定系數(shù)平均提高約20%,其對擋墻抗滑移穩(wěn)定性的提高作用相對更為有效。

綜合上述卸荷擋墻荷載傳遞系數(shù)m對擋墻土壓力、結(jié)構(gòu)內(nèi)力及穩(wěn)定性的影響規(guī)律,取m=0.4時的分析結(jié)果整體居中,既能充分體現(xiàn)卸荷板對擋墻承載的有利影響,又未過高估計卸荷板的整體卸荷效應(yīng),卸荷擋墻設(shè)計效果相對更為合理有效。

4.2 卸荷板位置影響

卸荷板位置同墻面板內(nèi)力及側(cè)向土壓力分布直接相關(guān)。卸荷板影響分析中,分別設(shè)定卸荷板位置距墻頂1.25,2.25,3.25,4.25 m和5.25 m,卸荷板長度均為2.0 m,荷載傳遞系數(shù)m=0.4。利用卸荷擋墻土壓力分析模型、結(jié)構(gòu)內(nèi)力及穩(wěn)定性計算模型進(jìn)行卸荷擋墻承載分析,得到不同卸荷板位置下土壓力分布、墻面板和底板彎矩內(nèi)力分布,分別如圖6(a)～圖6(c)所示。

圖6 不同卸荷板位置下的土壓力及結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布

圖6(a)中,卸荷擋墻土壓力分布突變位置同卸荷板位置匹配,卸荷板位置越低,土壓力減小效應(yīng)越明顯?？倐?cè)向土壓力隨卸荷板位置高度變化存在極值點,表現(xiàn)為先減小后增大趨勢,卸荷板位于墻面板中部時,總側(cè)向土壓力相對最小。相較于懸臂墻,卸荷擋墻面板彎矩也出現(xiàn)明顯減小,并且墻面板根部彎矩也趨于相同數(shù)值。另外,卸荷擋墻底板彎矩內(nèi)力也隨卸荷板位置的降低出現(xiàn)明顯減小,但減小幅度隨卸荷板位置降低呈遞減趨勢,說明卸荷板相對位置高度同底板內(nèi)力控制密切相關(guān),卸荷板通過均化和傳遞上部填土荷載,改變了荷載作用點位置,對底板內(nèi)力控制總體是有益的。

綜合標(biāo)準(zhǔn)及地震效應(yīng)作用工況下的卸荷擋墻穩(wěn)定性分析結(jié)果,擋墻抗滑移與抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)隨卸荷板位置變化趨勢分別如圖7(a)、圖7(b)所示。

圖7 卸荷板位置對擋墻穩(wěn)定性的影響規(guī)律

4.3 卸荷板長度影響

卸荷板長度影響分析中,卸荷板位置高度統(tǒng)一為Hx=3.25 m,荷載傳遞系數(shù)m=0.4,卸荷板長度L1依次分別為0.5,1.25,2.0,2.75 m和3.5 m。同樣利用前述土壓力分析模型、結(jié)構(gòu)內(nèi)力及穩(wěn)定性計算模型進(jìn)行卸荷擋墻承載分析,得到對應(yīng)分析工況的土壓力分布、墻面板和底板彎矩內(nèi)力分布,分別如圖8(a)～圖8(c)所示。

圖8 不同卸荷板長度下的土壓力及結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布

圖8(a)中,卸荷板下土壓力隨著卸荷板長度增加呈現(xiàn)不同的分布規(guī)律。其中,卸荷板越長,遮蔽效應(yīng)越顯著,板下土壓力相應(yīng)越小;卸荷板較短時,其遮蔽范圍相對有限,隨著深度增加,土壓力甚至可能恢復(fù)至無卸荷板情形的土壓力水平。在卸荷板影響下,板下土壓力分布呈現(xiàn)明顯的階段性特征,表現(xiàn)為完全遮蔽區(qū)、過渡區(qū)和非遮蔽區(qū)。此外,卸荷板以上的上墻土壓力分布差異相對較小,這種差異也主要同卸荷板板端對上墻第二破裂面形成的大小、范圍影響相關(guān)。圖8(b)、圖8(c)中,卸荷板長度同其根部負(fù)向彎矩的相對大小直接相關(guān),并對墻面板內(nèi)力產(chǎn)生明顯影響;當(dāng)卸荷板長度超過一定范圍后,墻面板截面受彎為卸荷板位置處的負(fù)向彎矩控制。基礎(chǔ)底板彎矩隨卸荷板長度增加而減小,當(dāng)卸荷板長度達(dá)到3.5 m時,基礎(chǔ)底板彎矩、剪力方向?qū)⒊霈F(xiàn)明顯改變。

綜合不同卸荷板長度情形的標(biāo)準(zhǔn)及地震效應(yīng)工況卸荷擋墻穩(wěn)定性分析結(jié)果,擋墻抗滑移與抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)隨卸荷板長度變化分別如圖9(a)、圖9(b)所示。

圖9 卸荷板長度對擋墻穩(wěn)定性的影響規(guī)律

圖9(a)、圖9(b)中,卸荷擋墻抗滑移、抗傾覆穩(wěn)定性均隨卸荷板長度增加表現(xiàn)為整體遞增趨勢,并且增加幅度越來越大,說明卸荷板長度的增加對擋墻穩(wěn)定性提高是有利的。綜合卸荷板對墻面板內(nèi)力、基礎(chǔ)底板內(nèi)力影響規(guī)律,相對于圖1(a)中的擋墻斷面尺寸,卸荷板長度L1=2.0 m時的擋墻內(nèi)力相對可控,且為圖9(a)、圖9(b)卸荷擋土墻抗滑移、抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)趨勢線曲率的最大點,是卸荷擋墻穩(wěn)定系數(shù)由緩慢轉(zhuǎn)向快速增長的轉(zhuǎn)變區(qū)域,而此時的卸荷板長度約為踵板長度一半。因此,卸荷擋墻卸荷板長度應(yīng)控制在合理范圍內(nèi),卸荷板過短,其對擋墻整體穩(wěn)定性提高有限,卸荷板過長,則可能導(dǎo)致卸荷板的承載失效,并引起墻面板彎矩方向的局部反轉(zhuǎn)。一般情況下,卸荷板長度宜為0.5～0.7倍踵板長度,可使卸荷擋墻結(jié)構(gòu)承載和穩(wěn)定性承載發(fā)揮至最佳。

5 結(jié)論

卸荷擋墻作為一種新型路基支擋結(jié)構(gòu),能夠充分發(fā)揮卸荷板卸荷效應(yīng),減少墻后側(cè)向土壓力,控制面板和底板結(jié)構(gòu)內(nèi)力幅值,提高擋墻整體穩(wěn)定性,滿足當(dāng)前鐵路工程關(guān)于新型支擋結(jié)構(gòu)創(chuàng)新應(yīng)用的實際需求。通過對卸荷擋墻卸荷承載工作機(jī)理、設(shè)計分析方法以及關(guān)鍵影響因素的系統(tǒng)性研究,主要得到以下幾點結(jié)論。

(1)卸荷板通過豎向承載和荷載遮蔽效應(yīng),可有效調(diào)整墻后填土荷載及側(cè)向土壓力傳遞路徑,降低墻面板和基礎(chǔ)底板內(nèi)力,提高墻體穩(wěn)定性;其中,卸荷擋墻抗滑移穩(wěn)定系數(shù)提高約20%,抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)提高約8%。

(2)研發(fā)的卸荷擋墻土壓力分析方法及內(nèi)力分析模型,充分考慮了卸荷擋墻的承載特點,適用于卸荷擋墻穩(wěn)定性分析、內(nèi)力計算與結(jié)構(gòu)設(shè)計。

(3)卸荷板荷載傳遞系數(shù)m同卸荷擋墻承載能力正相關(guān),卸荷板剛度越大,其向墻身轉(zhuǎn)移傳遞荷載越大,整體承載能力越強(qiáng);常規(guī)設(shè)計中,m=0.4時擋墻內(nèi)力及穩(wěn)定性分析結(jié)果最為合理有效。

(4)卸荷板位置與長度對卸荷擋墻結(jié)構(gòu)內(nèi)力與穩(wěn)定性的影響存在極值;常規(guī)設(shè)計中,卸荷板位置高度宜為0.5～0.7倍墻面板高度,卸荷板長度宜為0.5～0.7倍踵板長度,可充分發(fā)揮卸荷板卸荷效應(yīng)。