樁基托梁式擋土墻在黃土路塹中的應用研究

趙如意

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司, 西安 710043)

樁基托梁擋土墻是擋土墻與樁基礎[1]的組合形式,由托梁相連接,最早于20世紀60年代在成昆鐵路陡峻山坡的路堤處采用[2]。據統計,成昆鐵路有鐵西、白果、拉白等8處樁基托梁擋土墻,共長283.23 m。實踐表明,該型擋土墻使用效果明顯,技術可靠,投資節省。與常規的擴大基礎擋墻方案比較,圬工量可省35%,挖基量可省70%。由于其突出的優點,后被寶成鐵路增建第二線、達成鐵路東段、廣梅汕鐵路等多條線路采用。樁基托梁擋土墻盡管在工程上進行了一定的應用,但由于結構中存在擋土墻、托梁、路基及地基土體、樁基等多種結構,使得其作用機理非常復雜,擋土墻、托梁、樁基、周圍土體四者之間作用力大小和傳遞途徑不明確[3]。此外,目前采用的樁基托梁擋土墻也主要用在山區鐵路陡峻山坡、隧道洞口等不同位置,但在黃土地區卻較少見文獻報道。基于此,本文主要結合黃陵—韓城—侯馬鐵路建設工程實踐,進行在黃土地區設計樁基托梁擋土墻工程實踐研究。

1 工程概況

1.1 概述

黃陵—韓城—侯馬鐵路位于陜西省延安市、渭南市及山西省運城市、臨汾市境內,線路全長204.58 km,線路正線設計時速120 km,Ⅰ級重型電氣化鐵路。北塬至芝陽為新建雙線段,南永寧至金水溝上行聯絡線為單線,南永寧至金水溝上行聯絡線于DK54+733.12位置處上跨正線,與正線斜交37°,因正線凈空要求,只能設置箱形橋,其他橋型滿足不了正線凈空要求。為保證橋兩端聯絡線路基穩定,并與箱形橋兩側順接,于箱形橋兩側設置胸坡基本垂直的擋土墻進行收坡,墻高10 m左右。結合工程實際情況,經多方案比選試算,本工程最終選定采用托梁式擋土墻結構,通過對所選定的樁基托梁式擋土墻進行計算設計,并與三維有限元仿真模擬結果相對比,為今后的此類設計提供參考。

1.2 地質特征

線路沿線大面積分布第四系黃土,本工程地層巖性從地表向下描述如下[4-6]：黏質黃土(Q3eol3)：淺棕黃色,厚度21.9～26 m,土質均勻,夾有鈣質網膜及零星姜石,硬塑,Ⅱ級普通土,σo=150 kPa；黏質黃土(Q2eol3)：淺棕黃色,厚度大于15 m,土質均勻,夾有鈣質網膜及零星姜石,硬塑,Ⅱ級普通土,σo=200 kPa；地表水不發育,鉆孔深度內為揭露地下水,水質對工程無影響；場地黃土濕陷類型自重,濕陷等級Ⅳ級,濕陷土層厚22～29.3 m。

擋土墻墻背填料設計參數[7]:γ=19 kN/m3,φ=35°,摩擦系數f=0.6。衡重式擋土墻截面尺寸：墻高10 m,墻胸坡為1∶0.05,頂寬為0.5 m,上墻墻背坡為1∶0.40,下墻墻背坡為1∶0.25,承臺寬度為1.79 m,墻體材料采用C25片石混凝土。

樁基地基設計參數[8,9]：地基水平比例系數4 200 kPa/m2，豎向比例系數10 000 kPa/m2。

1.3 托梁式擋土墻結構形式

擋土墻為路塹衡重式擋土墻,樁基設雙排樁[10-11],具體結構形式如圖1所示。

圖1 托梁式擋土墻結構布置(單位：m)

2 設計方案計算分析

2.1 解析計算

基于擋土墻、托梁和樁基三者的受力特點、相互作用關系,以及考慮到擋土墻所受土壓力等比較復雜。且根據規范,對于樁基托梁擋土墻,樁的設計是關鍵。因此,限于篇幅,這里采用如圖2所示模型重點計算樁基礎的受力。

圖2 樁基礎受力分析的計算模型

其中,衡重式擋土墻可根據《鐵路路基支擋結構設計規范》設計。當上部結構確定后,即可計算出墻底作用到托梁的豎向力N、水平力H和豎向力距托梁原點的偏心距e,擋墻對托梁原點處的彎矩M=eH。

假設托梁底板為剛性,用地基系數法的基本方法[12],可建立下列方程

(1)

式中γba、γaa、γβa——托梁底板產生單位水平位移時,所用樁頂產生的豎向反力之和、水平反力之和以及它們對坐標原點O的反彎矩之和,分別以kN/m、kN/m和kN·m /m計。

γbb、γab、γβb——托梁底板產生單位豎向位移時,所用樁頂產生的豎向反力之和、水平反力之和以及它們對坐標原點O的反彎矩之和,分別以kN/m、kN/m和kN·m /m計。

γbβ、γaβ、γββ——托梁底板繞O點產生單位轉角時,所用樁頂產生的豎向反力之和、水平反力之和以及它們對坐標原點O的反彎矩之和,分別以kN/rad、kN/rad和kN·m /rad計。

上式中系數采用下列諸公式計算

γba=0；γaa=∑ρ2;γbβ=∑-ρ3;

γbb=∑ρ1;γab=γba;γβb=∑ρ1x;

γbβ=γβb;γaβ=γβa;γββ=∑(ρ1x2+ρ4)。

式中x——樁的頂點的坐標距,m；

ρ1——當托梁底板沿樁軸線方向產生單位位移時,所引起樁頂面處的軸向力,kN/m；

ρ2——當托梁底板沿垂直樁軸線方向產生單位橫向位移(而無轉角)時,所引起樁頂面處的橫向力,kN/m；

ρ3——當托梁底板沿垂直樁軸線方向產生單位橫向位移(而無轉角)時,所引起樁頂面處的彎矩,kN·m /m；或當托梁底板順樁頂面彎矩力方向產生單位轉角(無橫向位移)時,所引起樁頂面處的橫向力,kN/rad；

ρ4——當托梁底板順樁頂面彎矩方向產生單位轉角(而無橫向位移)時,所引起樁頂面處的彎矩,kN·m /rad。

上面諸式中的δ1、δ2、δ3按下式求算

式中δ1、δ3——當樁頂作用單位橫向力H=1時,樁頂的橫向位移和轉角,分別以m/kN和rad/kN計；

δ3、δ2——當樁頂作用單位力矩M=1時,樁頂的橫向位移和轉角,分別以m/kN·m和rad/ kN·m計；

δQQ、δMQ——按照地基系數法計算,當地面或局部沖刷線處作用單位橫向力Q0=1時,樁在地面或局部沖刷線處的橫向位移和轉角,分別以m/kN和rad/kN計；

δQM、δMM——按照地基系數法計算,當地面或局部沖刷線處作用單位力矩M0=1時,樁在地面或局部沖刷線處的橫向位移和轉角,分別以m/kN·m和rad/kN·m計。

解方程(1),求出a、b、β后,圖2中任一根樁頂的內力按下式計算

Ni=(b+βx)ρ1

Qi=aρ2-βρ3

Mi=βρ4-aρ3

求出Ni、Qi和Mi之后,可按地基系數法求得樁身任一截面的彎矩My、剪力Qy和樁側土的橫向應力σx。

對于本工點：托梁采用C40鋼筋混凝土,高1.5 m,寬為5.5 m,長為14.98 m；力矩：M=2 250 kN·m；水平力：H=3 750 kN；樁身采用C40鋼筋混凝土,樁為圓形截面:φ1.0 m；橫向樁間距3.5 m；縱向樁間距3.0 m；樁長25.0 m；經過計算，承臺水平位移a=4.58 mm,豎向位移2.00 mm,轉角0.000 20 rad；內側樁頂軸力1 567.68 kN,外側樁頂軸力1 896.80 kN。樁基礎單根樁的內力如圖3所示。

圖3 樁基礎單根樁的內力圖

2.2 有限元分析

根據樁基托梁擋土墻的受力特點,樁基托梁擋土墻計算長度沿縱向取14.98 m,即兩伸縮縫間的長度,采用三維有限元仿真模擬。路基填土考慮彈塑性、用D-P模型,樁基托梁結構采用實體模型,荷載通過耦合施加在托梁頂面,擋土墻底部和左側土體各取2～3倍墻高作為計算域地基,計算參數采用現場實測參數。計算結果如圖4所示。

圖4 樁基托梁的橫向位移及托梁底面最大主應力

從圖4中可以看出，通過有限元計算,托梁承臺的水平位移為4.318 mm,小于理論計算時的4.58 mm。樁基和托梁的連接部位有較強的應力集中問題,最大拉應力出現在承臺的底部,托梁結構中的最大拉應力0.318 MPa,小于C40混凝土的抗拉強度值1.71 MPa。

圖5給出了單樁隨樁深彎矩與剪力變化,曲線的變化規律整體與前面解析計算結果相似,但有一定的差異。理論計算時,在樁身15 m的位置時彎矩和剪力達到較小值,而有限元分析結果顯示,彎矩在整個樁身位置都較大,剪力在10 m后達到較小值,樁頂最大彎矩342.04 kN·m,最大剪力212.10 kN,均小于解析計算的801 kN·m和375 kN。引起這種差異的主要原因是，理論計算時將樁簡化為一端固結的懸臂梁和一端固結的彈性地基梁,懸臂部分沒有考慮土體的支承作用,偏于保守。

圖5 單根樁的彎矩及剪力圖

綜上可以看出,采用解析計算方法和有限元方法對于樁基托梁擋土墻均能取得較一致的計算結果,但從對比來看,解析計算結果偏于保守。

3 設計參數影響分析

3.1 土體參數的影響分析

考慮到土體參數的復雜性及確定其真值的困難性,本文采用3組土體參數,分析對比土體參數的變化對計算分析結果的影響(圖6)。

圖6 土體參數的影響分析

由圖6可知,改變土層參數,對樁基托梁擋土墻受力有一定影響,但規律基本一致。3種情況(土體模量分別為19.5、13、6.5 MPa),沿樁軸線樁身最大剪應力和最大彎矩均出現在樁頂位置處,最大剪應力分別為201.55、212.10、243.97 kN,最大彎矩分別為300.06、342.04、410.49 kN·m。隨著土體模量的減小,剪力分別增大了5.23%與21.05%,彎矩分別增大了13.99%與36.80%。由此可見,地基土體參數的變化對樁基托梁擋土墻的受力影響非常敏感。黃土屬于特殊土體,各地區土質屬性差異較大,且隨降雨等環境因素變化其力學性質變化也較大,因此建議在黃土地區使用樁基托梁擋土墻結構時應對土體參數的確定給予重點關注。

3.2 樁頂水平荷載的影響分析

當土體模量為13 MPa,受到的水平荷載為H=1 875、3 750、5 625 kN時,樁基托梁擋土墻結構的受力如圖7所示。

圖7 樁頂水平荷載對樁基受力的影響分析

由圖7可知,對于不同的樁頂水平荷載,沿樁軸線樁身最大剪應力和最大彎矩均出現在樁頂位置處,最大剪應力分別為125.46、212.10、298.73 kN,分別增大了69.06%、138%；最大彎矩分別為210、342.04、474.08 kN·m,分別增大了62.88%、126%。由此可見,施加在樁基托梁上的水平力對結構的影響非常顯著。而水平力的大小與上部擋土墻的結構形式、高度、路基填料性質等密切相關。因此,建議在進行樁基托梁擋土墻設計時,對上部擋土墻的方案確定應給予重視,這也是決定樁基配筋等工程量的直接因素,進而對工程造價有很大影響。

3.3 樁頂彎矩的影響分析

當土體模量為13 MPa,受到的彎矩為M=1 125、2 250、3 375 kN·m時,樁基托梁擋土墻結構的受力如圖8所示。

圖8 樁頂彎矩對樁基受力的影響分析

由圖8可知,對于不同的樁頂彎矩荷載,沿樁軸線樁身最大剪應力和最大彎矩均出現在樁頂位置處,最大剪應力分別為207.22、212.10、216.98 kN,分別增大了2.35%、4.71%；最大彎矩分別為315.43、342.04、368.65 kN·m,分別增大了8.44%、16.87%。由此可見,樁頂的彎矩變化對樁基托梁擋土墻的剪力影響較小,而對彎矩有一定的影響。

綜合以上分析,地基土體參數的變化對樁基托梁擋土墻的受力影響非常敏感。在地基土體參數確定后,樁頂水平荷載的變化對結構的影響非常顯著,樁頂彎矩的變化對樁基托梁擋土墻的彎矩有一定的影響,而對剪力影響較小。

4 結論及建議

結合黃陵—韓城—侯馬鐵路建設工程實踐,對在黃土地區采用樁基托梁擋土墻進行了比較系統的設計研究,初步得到如下結論。

(1)采用解析計算方法和有限元方法對于樁基托梁擋土墻均能取得較一致的計算結果,但從相對比來看,解析計算結果偏于保守。設計時,應從工程安全出發,采用解析計算方法進行設計,并采用有限元方法對設計結果進行驗證和優化。

(2)對土體參數、樁頂水平荷載、彎矩等設計參數進行了計算分析,結果表明土體參數與樁頂水平荷載對結構的影響非常敏感,而彎矩變化對結構的影響有限。

(3)基于黃土的特殊性,在采用樁基托梁擋土墻時應給予重點關注。考慮到樁頂水平荷載主要是由結構上部的擋土墻所產生,因此,在進行樁基托梁擋土墻設計時,對上部擋土墻方案的選擇應予高度重視,在本文所述工程的設計中,上部擋土墻采用衡重式,墻胸坡1∶0.05,墻尺寸計算時,考慮擋土墻與樁基托梁的一體化,取較大的摩擦系數,以減小墻的斷面尺寸；并將擋土墻的重心位置與樁基托梁的偏心位置布置在一條垂直線上,以減小樁基托梁承受的彎矩。

[1] 徐健強.黃土陡坡橋梁樁基礎設計[J].鐵道標準設計,2011(9):40-42，47.

[2] 李海光.新型支擋結構設計與工程實例[M].北京：人民交通出版社,2004．

[3] 孔德惠,孔書祥.樁基擋墻在既有鐵路路基加固中的應用[J].鐵道建筑,2008(4):50-52．

[4] 張全鋒,李玉章.黃土特性及處理方法研究[J].中國勘察設計,2010(11):59-62．

[5] 王家鼎,騰志宏,王煜,韓曉盟.新建鄭州—西安高速鐵路黃土地層及其特征[J].西北大學學報,2008(5):795-800．

[6] 李華明,蔣關魯,吳麗君,王智猛.黃土地基動力沉降特性試驗研究[J].巖土力學,2009(8):2220-2224．

[7] 甘善杰,彭炳芬.不同計算方法對擋土墻設計的影響分析[J].高速鐵路技術,2012(5):46-49．

[8] 李俊,強士中,李小珍.地基系數的比例系數m的確定[J].鐵道標準設計,2004(11):83-85．

[9] TB10025—2006 鐵路路基支擋結構設計規范[S].北京：中國鐵道出版社,2006．

[10] 李黎.客運專線彈性地基梁樁基布置方案研究[J].鐵道標準設計,2007(2):63-65．

[11] 崔俊杰,韓志霞.排樁擋土墻的設計及有關問題探討[J].鐵道標準設計,2006(11):13-15．

[12] 鐵道部第三勘測設計院.鐵路工程設計技術手冊橋梁地基和基礎[M].北京：中國鐵道出版社,1996.