帽型鋼板樁擋墻土壓力分布離心模型試驗

劉 芳， 劉春影， 鄭 實， 蔣明鏡

(1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092；2.同濟大學 巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海 200092)

鋼板樁擋墻具有可重復利用、減少開挖量和節約材料等優點.隨著低碳環保理念的提升，近年來鋼板樁被廣泛用于臨時或永久基坑、堤壩和碼頭等工程的擋土擋水結構中.在進行鋼板樁擋墻設計時，土壓力計算一般沿用傳統的平面擋墻分析方法，不考慮鋼板樁擋墻與土體接觸界面起伏所引起的土壓力變化(即形狀效應).

文獻[1]最早述及基坑現場監測到的鋼板樁擋墻土壓力的形狀效應，指出在基坑開挖過程中鋼板樁擋墻凹凸處的土壓力將逐漸產生差異，建議在類似支護工程土壓力監測中考慮測點布置的影響.Tan等[2]和Nakayama等[3]分別在現場監測和現場足尺試驗中證實了鋼板樁擋墻橫向土壓力的不均勻分布，但未對產生機理進行定量分析.為了定量研究由于鋼板樁截面形狀所造成的土壓力差異，筆者[4-5]采用有限元方法分析了不同指定位移模式下的鋼板樁擋墻土壓力分布規律，試圖解釋鋼板樁擋墻土壓力形狀效應的物理機制和影響因素；Tong等[6]采用離心模型試驗，模擬了非平面剛性擋墻的土壓力變化規律.但上述定量研究或簡化擋墻位移邊界[4-5]，或將擋墻近似為剛性結構[6]，未能全面考慮鋼板樁作為柔性擋墻的位移模式特點，鋼板樁擋墻土壓力形狀效應的定量研究還有待深入.

鑒于此，采用離心模型試驗，對縮尺帽型鋼板樁(亦稱U型鋼板樁)擋墻支護基坑開挖過程進行了模型試驗，考慮開挖條件下帽型鋼板樁擋墻的變形過程以及所引起的土壓力空間分布規律.

1 試驗介紹

1.1 試驗設備

采用同濟大學TLJ-150土工離心機，該設備最大承載能力是150g·t，最大離心加速度為200g，最大荷重為2 t，有效旋轉半徑為3 m.所選擇的模型箱長600.0 mm、寬400.0 mm、高500.0 mm.

1.2 模型設計

進行2組平行試驗：帽型鋼板樁擋墻試驗(T-H)和平板擋墻試驗(T-P)，圖1為T-H試驗的模型示意圖，離心模型比為36.T-P試驗將鋼板樁擋墻置換成截面剛度相同的平面擋墻，其余試驗條件不變.

如圖1a所示，模型箱一側預留寬50.0 mm的排水槽以便加快固結時間.擋墻寬度為350.0 mm，包含14節帽型鋼板樁，帽型樁原型為日本新日制鐵公司的帽型鋼板樁(產品型號HS-SP-10H)，鋼板樁的模型尺寸見圖1a內的詳圖，截面寬度為25.0 mm.鋼板樁搭接鎖扣的加工尚難達到精度要求，為避免鎖扣加工誤差所帶來的不確定因素，在模型中未考慮鎖扣，模型擋墻采用厚0.3 mm的鐵板，通過預制模具軋制而成，墻體材料的彈性模量約為210 GPa，泊松比為0.3.由于忽略了鎖扣，墻體整體抗彎剛度將有所增加，同樣開挖條件下墻體位移會有所減小，但土壓力的形狀效應不會有本質改變.平行試驗的平板擋墻采用相同材料，墻厚為3.0 mm，原型截面剛度與帽型鋼板樁相等(即9.43×107mm4).

如圖1b所示，模型地基的厚度為460.0 mm，分為2層.上層為厚210.0 mm的黏土層，采用上海地區典型4號土.表1給出了該黏土的物理和力學指標，其中，剪切強度指標通過固結不排水三軸壓縮試驗測得，所測試樣為離心模型試驗后所切取的土樣.模型地基下層為厚250.0 mm的砂層，采用上海長興島的吹填砂，平均粒徑為0.13 mm，級配曲線的不均勻系數為1.5.基坑開挖深度為150.0 mm，分4層開挖，開挖深度依次為40.0 mm、50.0 mm、40.0 mm和20.0 mm.擋墻總高度為400.0 mm，出露土層表面40.0 mm，用以布設激光位移傳感器測點，開挖全部完成后的擋墻嵌入深度為210.0 mm，與墻體總有效墻高(即開挖前墻體的初始入土深度H=360.0 mm)的比值為0.58，與文獻[3]的現場試驗條件一致.

b 立面

表1 試驗黏土的物理力學指標

1.3 測量元件布設方案

試驗過程中測量了墻頂位移、墻體應變、土壓力以及土中孔隙水壓力等，受試驗條件所限，未能監測土體位移.墻頂位移通過激光位移傳感器進行量測.在擋土側土體中埋深85.0 mm和243.0 mm處各布設了1組微型孔隙水壓力計(見圖1b)，以監測固結過程中孔隙水壓力消散情況.如圖2所示，墻后(填土側)距填土表面埋深85.0 mm、160.0 mm、243.0 mm處布設了微型土壓力計，埋深85.0 mm和243.0 mm處布設了應變片；墻前(開挖側)土壓力計布設在埋深243.0 mm處，應變片分別布設在埋深85.0 mm和243.0 mm處.為減小傳感器的尺寸影響，選擇了尺寸盡可能小的測量元件，孔壓傳感器外徑8.0 mm、厚3.0 mm，土壓力計外徑8.0 mm、厚2.0 mm，應變片尺寸為1.0 mm×1.0 mm.

a 填土側

b 開挖側

Fig.2Illustrationoftheinstrumentationonthesheetpilewall(unit:mm)

1.4 試驗步驟

試驗步驟分4個階段：模型準備/制備、地基固結、模擬開挖和拆樣.

(1) 模型準備/制備.標定土壓力計和孔壓計，并布設在模型墻預設位置.模型箱側壁涂抹硅油以減少摩擦.烘干、粉碎黏土，用0.5 mm篩子過篩后放入真空攪拌機，加水攪拌并進行真空飽和.將干砂分為5層填筑，每層厚度50.0 mm，擊實至目標孔隙比0.8(相對密實度約47%，密度約1.94 g·cm-3).隨后將飽和后的黏土分層填在砂層之上直至與模型箱表面相平.將帽型鋼板樁擋墻插入土中至指定深度.為了保持土體處于飽和狀態，在排水槽內注水直至與土層表面齊平.將模型箱吊入離心機準備固結試驗.

(2) 地基固結.上海地區4號土一般略微超固結[7]，平均固結比約1.08，因此固結時離心加速度設置為40g，稍大于開挖階段的離心加速度.當孔隙水壓力在1 h內的孔壓變化為總變化量的3%時，認為固結基本完成.圖3為鋼板樁擋墻試驗中不同深度處孔隙水壓力消散情況，固結試驗分3天完成(因安全原因晚上停機)，累計固結時間大致在18～20 h.固結結束后，停機，安裝T-bar微型貫入儀.重啟離心機，在36g離心加速度下運行直至孔壓基本穩定，進行貫入試驗，檢測試樣制備情況.不同模型試驗的貫入數據大體一致，在黏土和砂土界面處有清晰分界.

圖3 固結過程的孔壓消散(TH試驗)

(3) 模擬開挖.停機進行基坑第1層開挖.隨后離心機重啟至36g加速度，保持運行狀態直至孔壓和土壓力測值基本保持穩定.停機進行下一層開挖，重復試驗直至基坑開挖全部完成.

(4) 拆樣.停機，分別測量墻體兩側5個不同深度處的土壤孔隙比e和含水量ω，表2為各深度處的平均測值.黏土層孔隙比在1.03至1.18之間，隨深度略有降低，飽和度超過97%，2組試驗在相同深度處的測量結果比較接近，平板墻試驗的黏土層孔隙比高于鋼板樁試驗，推測前者的固結度稍低于后者.砂層的飽和度較低，因為砂層滲透系數高，拆樣后水分流失較快.

表2試驗后模型土樣物性測定結果

Tab.2Voidratioandwatercontentofthesoilsafterthecentrifugetests

試驗取樣深度/mm填土側開挖側eω/%eω/%85.01.1843.94160.01.1137.85T-P243.00.9835.980.9226.49310.00.9634.810.9024.83410.00.8426.980.9025.7185.01.0838.20160.01.0337.42T-H243.00.8828.510.8123.12310.00.9125.730.8625.40410.00.8425.410.8426.23

2 試驗結果

2.1 墻體變形

2組試驗的墻頂水平位移測量結果如圖4所示，各開挖深度所對應的水平位移值為離心機運行過程中位移測值穩定段的平均值，由于第3次開挖之后，位移計已超過量程，因此沒有獲得測值，圖4僅給出了前2次開挖的測量結果.位移值δ和開挖深度x均采用有效墻高H進行量綱一化.如圖所示，墻頂位移隨開挖深度增加而增加；在相同開挖深度下，平板墻的位移大于鋼板樁，這與2組試驗的地基性質差異有關，拆樣后平板墻地基的孔隙比量測結果大于鋼板樁地基相應結果，因此前者墻體位移也較大.

圖4 墻頂水平位移隨x/H的變化曲線

Fig.4Horizontaldisplacementatthetopofthewallsatdifferentnormalizedexcavationdepthsx/H

圖5為2組試驗測得的墻體兩側的豎向應變與開挖深度的關系曲線，其中拉為正、壓為負.測點編碼中的A、B分別代表同一高層不同位置，e代表開挖側，b為填土側.結果表明，平板樁和鋼板樁填土側的墻體受拉，開挖側受壓，說明樁身整體向開挖側彎曲，應變絕對值均隨埋深增加而增加.

2.2 土壓力豎向分布

圖6a和6b分別為不同埋深(d)填土側鋼板樁擋墻迎土面凹處(Ab)和凸處(Bb)土壓力在開挖過程的變化.由于Bb位置埋深85.0 mm處的土壓力傳感器在試驗過程中出故障，未能得到測試數據.如圖所示，開挖前，土壓力分布接近靜止土壓力理論曲線；隨著開挖深度增加，除凸處埋深160.0 mm的土壓力在第4層開挖時土壓力略有增加，其余測點土壓力逐漸減小并趨近朗肯主動土壓力分布曲線；土壓力在前2層開挖時變化較大，后2層開挖時變化較小.當開挖完成時，砂土層土壓力小于朗肯主動土壓力理論值，由于朗肯理論忽略墻土摩擦，主動土壓力估計值可能偏大.平板擋墻土壓力沿深度分布規律與鋼板樁擋墻類似，不再贅述.

a 平板墻

b 鋼板樁擋墻

2.3 鋼板樁擋墻橫向土壓力分布特征

2.3.1開挖側

圖7為開挖側埋深243.0 mm處鋼板樁擋墻不同部位的土壓力在開挖過程的變化情況.當開挖深度小于30%H時，開挖側迎土面凸處(即Ae測點)土壓力大于凹處(即Be測點)；當開挖深度繼續增加時，Ae處土壓力急劇下降，開挖完成時該處土壓力值小于Be處相應測值.

2.3.2填土側

圖8為填土側不同埋深處鋼板樁擋墻不同部位土壓力在開挖過程的變化情況.在埋深160.0 mm處，當開挖深度較小時，Ab處土壓力大于Bb處相應值，隨著開挖深度增加，二者大小關系產生反轉.埋深243.0 mm處Ab和Bb測點的土壓力變化規律與埋深160.0 mm處規律類似，開挖較淺時Ab處土壓力大于Bb，隨著開挖深度增加，Ab處土壓力減小幅度大于Bb，二者大小關系呈現反轉趨勢.

a 迎土面凹處測點

b 迎土面凸處測點

圖7 埋深243.0 mm處開挖側橫向土壓力分布

2.3.3與平板擋墻土壓力對比

圖9為相同高程處填土側鋼板樁擋墻土壓力平均測值與平板擋墻的結果對比.埋深243.0 mm處，前者測值遠小于后者，這可能是由于擋墻埋設方式不同引起的.鋼板樁是固結后插入土體，平板墻由于厚度較大，采用了黏土固結前預埋.墻體埋設方式的區別對初始土壓力影響較大，但隨著開挖深度增加，墻體和土體變形協調之后，墻體埋設方式的影響逐漸減小，2組試驗在相同高程處所測得土壓力測值大致趨近主動土壓力.埋深160.0 mm和85.0 mm處，鋼板樁擋墻土壓力的初始平均測值與平板樁比較接近，因為黏土層較軟，鋼板樁擋墻的插入阻力遠小于砂土層，對軟土層的土體擾動不如砂層明顯；在整個開挖過程中，鋼板樁擋墻的土壓力變化曲線和平板墻土壓力變化曲線大致平行，前者略低；這與前文述及的T-H試驗的地基孔隙比較小、固結度較高的結論是一致的.

圖8 填土側橫向土壓力分布

圖9 不同試驗中填土側平均土壓力對比

Fig.9Averagedearthpressuresmeasuredontheretainingsideofthewallsfromtwodifferenttests

3 關于形狀效應機理的討論

由上述分析可見，即使高程相同，鋼板樁擋墻凹凸處的土壓力值也不盡相同，這種差異的產生機理如圖10所示.當墻體遠離土體運動時(見圖10a)，由于墻體與土體的剛度差異，墻體迎土面凸出部位的土體(2區)變形較大，其相對速率vr指向墻體，因此受到臨近1區土體對它的剪力f(方向遠離墻體)，導致2區墻后土壓力減小；相反地，墻體迎土面凹陷部位后面的土體(1區)墻后土壓力增加.因此，當墻體遠離土體運動時，墻體迎土面凹處土壓力大于凸處，即pa1>pa2；反之(見圖10b),凹處墻體土壓力小于凸處，即pa1

a 墻體遠離土體運動

b 墻體靠近土體運動

圖11給出了鋼板樁模型擋墻在開挖過程中可能的變形示意圖.當開挖深度較小時，墻體上部產生向坑內的彎曲變形，下部向坑內有細微位移.在開挖側的測點處(埋深243.0 mm)，墻體靠近開挖側土體運動，開挖側迎土面凹處土壓力測值小于凸處，如圖7所示，當開挖深度小于30%H時，Be測點土壓力曲線在Ae測點的曲線下方.但隨著開挖深度增加，上部墻體向坑內變形顯著增加(見圖3)，墻體產生繞接近墻底某點的轉動，導致墻體下部向坑外產生變形.此時，在開挖側測點處(埋深243.0 mm)，墻體遠離開挖側土體運動，開挖側迎土面凹凸處的土壓力大小關系發生反轉(見圖7虛線所示的反轉點).如圖8所示，鋼板樁擋墻填土側的土壓力值變化規律也大體一致，反映了墻體變形模式變化對墻后土壓力大小關系的影響.

Fig.11Variationofdeformationmodesofthesheetpilewallduringexcavation

4 結論

通過離心模型試驗研究了帽型鋼板樁擋墻和平板擋墻在基坑開挖過程中的土壓力變化情況，著重分析了在開挖過程中鋼板樁擋墻迎土面不同部位土壓力差異及變化規律，探討了鋼板樁擋墻土壓力分布的形狀效應產生機理.主要結論如下：

(1) 平板擋墻和鋼板樁擋墻土壓力在基坑未開挖時接近靜止土壓力分布，隨著開挖進行，填土側土壓力逐漸減小并靠近主動土壓力值.

(2) 由于擋墻埋設方法的差異，砂土層中平板擋墻和鋼板樁擋墻后的初始土壓力有所差異，這種差異隨開挖深度增加而減小；當開挖深度較大時，在相同高程情況下，鋼板樁墻體的平均土壓力值與平板墻的土壓力值大致相近.

(3) 相同高程處鋼板樁擋墻凹凸部分的土壓力不相等，大小關系與鋼板樁位移模式有關.當墻體遠離土體運動時，迎土面凹處土壓力大于凸處；反之凹處土壓力小于凸處.

(4) 鋼板樁擋墻的墻頂變形隨著開挖深度增加而增加，當開挖深度較小時，墻體整體向坑內變形；當開挖深度繼續增加時，墻體產生轉動，墻體上部向坑內變形，下部向坑外變形.墻體變形模式的變化引起鋼板樁擋墻土壓力在相同高程處的橫向分布也產生變化.

致謝

感謝日本新日鐵住金公司(Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation)的Nakayama Hiroaki博士、Taenaka Shinji博士和Kato Atsushi工程師對試驗方案和數據分析的有益建議.清華大學張嘎教授、同濟大學馬險峰副教授、吳曉峰工程師、孫長安試驗技師和曹培工程師對本研究給予了試驗指導，康奇和劉宇泰同學協助完成了離心模型試驗.