高速鐵路扶壁式擋土墻設計研究

吳賢東

(中國鐵路設計集團有限公司，天津 300142)

高速鐵路工程常用的擋土墻形式包括重力式、懸臂式、扶壁式等。其中，扶壁式擋土墻作為一種輕型支擋結構，具有構造簡單、墻身截面較小、自身質量輕等優點，可以較好地發揮材料的強度性能，適應承載力較低的地基。以往關于扶壁式擋土墻的研究多集中于采用有限元數值模擬的方式來分析計算土壓力[1-4]，以及對于扶壁式擋土墻施工新工藝與新技術的應用[5]。而對扶壁式擋土墻在改變路基填高、墻體結構尺寸、地基容許承載力等情況下的受力變化研究相對較少。因此，對一般地區高速鐵路扶壁式擋土墻的受力變化規律進行研究十分必要。

1 扶壁式擋土墻結構介紹

扶壁式擋土墻由墻面板、墻踵板、墻趾板、扶臂四部分組成(見圖1)。沿墻每隔一定距離設置一道扶壁，扶壁與墻面板通過水平鋼筋錨固，以阻止墻內填土側移。墻踵板主要承擔填土產生的豎向應力并沿縱向傳給扶壁；墻趾板則對扶壁式擋土墻整體結構的穩定性起重要作用[6-7]。

圖1 一般扶壁式擋土墻結構示意

2 設計方法

依據《鐵路路基極限狀態法設計暫行規范》[8]，采用極限狀態法進行扶壁式擋土墻設計。

2.1 擋土墻抗滑穩定性承載能力極限狀態設計

γ0Sd，dst=Sd，stb

(1)

Sd，dst=γE1Ex

(2)

Sd，stb=(γG1W+γE2Ey)f′

(3)

式中γ0——結構重要性系數，安全等級一級，取值1.1；

S(d，dst)——不平衡作用的設計值；

S(d，stb)——平衡作用的設計值；

γE1——水平分力分項系數，取值1.2；

Ex——墻后總水平分力/kN。

γG1——墻體重力分項系數，取值0.85；

W——墻體重力/kN；

γE2——豎向土壓力分項系數，取值0.55；

Ey——墻后總豎向土壓力/kN；

f′——基底與地基層間的摩擦系數標準值，宜根據試驗資料確定，在有經驗時，也可按f′=f×1.5計算，f按《鐵路路基支擋結構設計規范》[9]取值。

2.2 擋土墻抗傾覆穩定性承載能力極限狀態設計

γ0Sd，dst=Sd，stb

(4)

Sd，dst=γE3ExZx

(5)

Sd，stb=(γG2WZw+γE4EyZy)f′

(6)

式中γE3——分項系數，取值1.5；

γG2——墻體重心分項系數，取值1.00；

Zw——墻身重心至墻趾的距離/m；

γE4——豎向土壓力分項系數，取值0.85；

Zy——墻后總豎向土壓力作用點至墻趾的距離/m；

Zx——墻后總水平土壓力作用點至墻趾的距離/m。

2.3 擋土墻基底承載力極限狀態設計

Cd=γσσα

(7)

式中Cd——設計對結構達到正常使用所規定的相應限定值，包括最大裂縫限定值、撓度或位移限定值、淺基礎和深基礎地基承載力特征值等；

γσ——基底承載力特征值調整系數，驗算墻趾地基承載力及地基平均承載力時取1.0，驗算墻踵地基承載力時取1.3；

σa——地基承載力特征值。

2.4 擋土墻內力計算

Sd=γGSGK+γQSQK

(8)

式中Sd——結構作用效應設計值，包括彎矩、剪力等；

γG——土壓力作用效應分項系數，取1.35；

SGK——土壓力產生的彎矩或剪力；

γQ——路基面以上荷載作用效應分項系數，取1.4；

SQK——路基面以上荷載產生的彎矩或剪力，結構構件正常使用極限狀態設計包括以最大裂縫寬度及撓度檢算。

3 墻后土壓力計算方法

一般地區高鐵扶壁式擋土墻受力示意如圖2所示。扶壁式擋土墻所受土壓力由軌道列車荷載產生的土壓力、填料產生的土壓力、假想墻背與墻面板間填料產生的土壓力三部分疊加得到。

圖2 高鐵扶壁式擋土墻示意

3.1 軌道荷載產生的土壓力計算方法

不同設計速度與軌道形式的高速鐵路，作用在路基面上的荷載也各不相同，如表1所示。選取有砟軌道條件下的荷載進行計算。

表1 高速鐵路軌道列車均布荷載

根據相關試驗結果[10-11]，列車荷載所產生的土壓力在墻面板與墻踵板上的分力并非是線性分布，且墻面板上部所受應力要大于墻面板下部，因此，相較于庫倫理論，采用彈性理論計算軌道列車荷載產生的土壓力更為準確，具體計算公式如下。

(1)軌道列車荷載換算條形均布荷載產生的水平土壓力

(9)

式中σhi——荷載在hi產生的水平土壓應力/kPa；

k——荷載內邊緣至面板的距離/m；

hi——墻背距路肩的垂直距離/m；

h0——荷載換算土柱高/m；

l0——荷載換算寬度/m；

γ——填料重度。

(2)軌道列車荷載換算條形均布荷載產生的豎向土壓力

(10)

(11)

式中σv——荷載在踵板上產生的垂直壓應力/kPa；

x——計算點至荷載中線的距離/m；

H1——墻面板的高度/m；

Hs——墻頂以上填土高度/m。

3.2 墻后填料產生的土壓力

對于扶壁式擋土墻，假想墻背為墻面板頂部與墻踵板底部的連線，墻背俯角為墻面板與假想墻背間的夾角。當扶壁式擋土墻墻背較陡時，墻后填料會沿著假想墻背滑動，墻后土壓力可采用庫倫理論進行計算。但當墻背較緩(即破裂面傾角小于墻背俯角)時，墻后填料會沿著某一假想面滑動[12-13]，此時如采用庫倫理論進行計算并不符合實際情況。因此，當扶壁式擋土墻俯角超過臨界破裂角時，墻后填土產生的土壓力按照第二破裂角理論進行計算，計算公式為

(12)

(13)

(14)

(1-tanφtanθ)

(15)

h″=(H+a)sinβ(cotβ+tanαi)

(16)

式中β——路基邊坡傾角/(°)；

αi——第二破裂角度數/(°)。

在計算出第二破裂角度數后，應重新確定滑動面位置，再計算墻后土壓力大小。

3.3 假想墻背與墻面板間填料產生的土壓力

當墻后填料沿假想墻背滑動時，假想墻背與墻面板間土體產生的土壓力為土體自身重力，作用方向為豎直向下。

當存在第二破裂角時，墻后填料會沿某一斜面滑動，此時實際滑動斜面與墻面板間土體產生的土壓力的計算公式為

(17)

(18)

4 計算結果分析

計算基于一般地區的雙線高鐵路基結構，采用的設計參數：邊坡坡率為1∶1.5；填料重度與填土內摩擦角分別為20 kN/m3和35゜；地基摩擦系數為0.4；線間距為4.6 m；軌道列車荷載選用有砟軌道情況，雙線換算土柱高度為2.705 m。

4.1 不同填料高度下及墻高條件下土壓力分析

根據《鐵路路基支擋結構設計規范》[9]規定，作用在擋土墻上的土壓力為主動土壓力。填料高度分別取0.5 m、0.7 m、1.0 m；墻高取6～12 m進行計算，計算結果如圖3所示[14-15]。

圖3 墻后土壓力隨墻高與填料高度的變化曲線

由圖3可知，扶壁式擋土墻所受土壓力與填料高度、墻高成正比例關系，且增幅不斷增大。主要原因是扶壁式擋土墻墻高較小時，部分土體未產生土壓力，土壓力的變化幅度較??；而隨著墻高增大，不再形成第二破裂角，因此土壓力增幅不斷加大。墻高對于土壓力變化的影響明顯大于填料高度，且豎向土壓力值明顯高于水平土壓力值，這是由于扶壁間填料的重力作用，使得豎向土壓力大于水平土壓力。

4.2 不同墻踵板寬度條件下土壓力分析

墻趾板寬度主要控制扶壁式擋土墻的抗滑移與抗傾覆能力，而墻踵板寬度還會影響墻后土壓力的大小。以下采用極限承載力法計算填料高度0.7 m，墻高9 m條件下，不同墻踵板寬度的扶壁式擋土墻所受的土壓力，計算結果如圖4所示。

圖4 墻后土壓力隨墻踵板寬度的變化曲線

由圖4可知，墻后土壓力與墻踵板寬度成正比關系，其中豎向土壓力變化較為明顯，與墻踵板寬度近似成線性變化關系；水平土壓力雖然也有增大的趨勢，但是趨勢并不明顯。因此，減小墻踵板寬度可以有效減小所受土壓力。

圖5 最優墻底板寬度隨墻高變化曲線

但減小墻踵板寬度同樣會降低扶壁式擋土墻的穩定性與安全性，還應綜合考慮穩定性因素來確定墻底板寬度。通過極限狀態法的計算發現，基底承載力為影響扶壁式擋土墻穩定性的控制因素。選取地基容許承載力150 kPa、200 kPa、250 kPa三種情況，在達到相應地基容許承載力85%的限值條件下，對不同墻高對應的最優墻底板尺寸進行計算，計算結果如圖5所示。

由圖5可知，在墻底板最大壓應力達到地基容許承載力的85%時，墻趾板寬度、墻踵板寬度與墻高近似成線性變化趨勢，墻趾板寬度約為墻高的20%～25%，墻踵板寬度約為墻高的45%～48%。地基容許承載力較低時，部分墻高8～12 m的高大扶壁式擋土墻將無法滿足要求。因此，對于地基容許承載力較低地區，不宜采用高大扶壁式擋土墻。

5 結論

(1)扶壁式擋土墻所受土壓力與填料高度、墻高成正比例關系，且隨墻高變化的增幅不斷增大。當墻高在6～8 m范圍內時，墻后填料會產生第二破裂角，采用庫倫理論計算土壓力誤差較大，應選用第二破裂角理論計算土壓力。

(2)扶壁式擋土墻所受土壓力與墻踵板寬度成正比例關系，且豎向土壓力隨墻踵板寬度近似成線性變化關系。

(3)通過計算可知，[σ]=150 kPa時，墻高8～12 m擋土墻無法滿足承載力條件；[σ]=200 kPa時，墻高12 m擋土墻無法滿足承載力條件。綜合考慮實用性與安全性，對于承載力較低地區，不宜使用8 m以上的高大扶壁式擋土墻。

(4)地基容許承載力為影響擋墻的控制因素，綜合考慮墻高與基地壓應力條件，最優墻趾板寬度約為墻高的20%～25%，最優墻踵板寬度約為墻高的45%～48%?？梢源藶榛A，進行不同地區的高鐵扶壁式擋土墻最優結構尺寸設計。