地下水路塹段槽型擋土墻設計若干問題的探討

孫東澤

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京 100055)

1 概述

為簡化計算，一般將槽型擋土墻邊墻和底板分開按不同構件類型設計：邊墻簡化為固定在底板上的懸臂梁，底板簡化為支承于地基上的梁—彈性地基梁[1-3]。邊墻的受力狀態比較明確，簡化為懸臂梁較為合理；底板受力狀態較為復雜，在特定條件下，邊墻外部土體會對底板梁端轉動位移形成約束，彈性地基梁模型存在缺陷。

對于作用在邊墻上的土壓力，多數設計人員認為：一般按主動土壓力計算，但邊墻剛度較大時，如果墻頂的水平位移小于產生主動土壓力所需的位移時，應按靜止土壓力計算。靜止還是主動，歐洲和加拿大的巖土工程標準[4-5]對此給出了明確的位移限值(表1)，我國規范沒有相關規定。

對于槽型擋土墻底板來說，基本可變荷載或者說主要可變荷載一般指槽內車輛荷載，對于邊墻來說，其外側的車輛或人群是其基本可變荷載。問題是，底板結構計算時，邊墻基本可變荷載引起的內力如何參與荷載組合，公路、鐵路規范中都未明確[6-7]。

除前述幾個問題外，槽型擋土墻還存在抗浮安全系數取值、地基剛度參數確定等問題，本文將就此展開討論，并嘗試提出改進建議。

表1 發揮土壓力所需的位移值

注：H為墻高，m。

2 槽型支擋結構不同工況受力分析

擬定基準路塹式槽型支擋結構：邊墻凈高6 m，槽凈寬12 m，邊墻及底板厚度均采用0.8 m，地下高水位與墻頂齊平，墻外活荷載按15 kN/m2考慮，槽內軌道列車荷載按160 km/h城際鐵路取用。針對不同工況，按懸臂梁+彈性地基梁模型分別計算其內力及位移，彈性地基梁計算采用鏈桿法[8]，計算結果見表2。表2中內力、鏈桿力均為標準值，邊墻彎矩以墻外側受拉為正，底板彎矩以板底受拉為正。

表2 不同工況內力及位移

注：H為邊墻凈高，m。

(1)在1號工況條件下，由于水壓力較大，底板中部出現較大負彎矩(圖1)，位于兩個邊墻之間的彈性地基梁鏈桿出現負反力，且越靠近梁中點負反力越大。一方面，考慮鏈桿不能承擔負反力，取消產生負反力的鏈桿，底板中部負彎矩會進一步加大；另一方面，該內力分布情形相應的梁端轉角位移使得邊墻轉而推擠其外側土體，這種推擠受到限制，反過來約束了地基梁梁端轉動，使得底板中部負彎矩減小，端部正彎矩增大。因而，該工況的實際狀態是：地基梁梁端地基應力集中，產生較大的向下位移，使得應力迅速重新分布，靠近梁中部可能存在無地基反力區段；邊墻對外側土體的推擠，使得邊墻受力大于主動土壓力。

因此，實際邊墻底部彎矩、底板端部彎矩會較計算值大，底板中部負彎矩會較計算值小。在地下水位較高的情況下，按懸臂梁+彈性地基梁模型計算槽型擋土墻存在缺陷。

圖1 1號工況彎矩(單位：kN·m)

(2)對比2、3號工況，墻外活荷載傳遞到邊墻上的壓力、土壓力均對底板產生正彎矩，但2號工況底板中部仍然出現負彎矩(圖2)，因此，負彎矩主要由邊墻自重集中作用于底板端部引起。

圖2 2號工況彎矩(單位：kN·m)

同時，可以看到底板中部的鏈桿反力仍然是正的。

(3)3、4號工況分別是墻外活荷載、軌道列車荷載單獨作用結果。不考慮荷載組合系數，僅簡單疊加2、3、4工況，可以看出，底板不再出現負彎矩，鏈桿也不再出現反力。

(4)各工況條件產生的邊墻頂水平位移、轉動位移遠遠小于歐洲及加拿大巖土標準給出的位移限值。

3 關于地下水路塹段槽型擋墻設計的討論

結合前節受力分析結果，對地下水路塹段槽型擋土墻設計有如下討論。

3.1 邊墻土壓力

在地下水位較高且無載工況下，彈性地基梁鏈桿會出現負反力，暴露出計算模型缺陷的同時，求得的彎矩計算值可能偏??；邊墻位移值遠遠小于歐洲及加拿大巖土標準給出的位移限值，表明一般情況下墻外不產生主動土壓力。如改按靜止土壓力[9-11]計算，邊墻底、底板端彎矩將增加30%～40%。

因此，一般情況下墻外土壓力按靜止土壓力考慮更為穩妥。

3.2 地基承載力

由于彈性地基梁模型的局限性，即使不出現鏈桿負反力，鏈桿反力也難以反映出應力重分布的影響，有些設計人員以鏈桿最大正反力來評判地基承載能力甚至作為槽下地基處理的依據，是不恰當的。

因此，對地基承載能力的評價，宜基于結構整體并施加相應荷載，按正常使用極限狀態，采用標準組合。

3.3 墻外活載

不論是公路、鐵路，目前均將支擋結構上方作用的車輛等活載簡化為土柱，連同墻背土體一起計算土壓力，按綜合作用效應參與組合，采用了相同的分項系數[12-13]，對于路堤支擋結構來說，車輛荷載是主可變荷載，這樣處理有其合理性，但對于槽型擋土墻，槽內的車輛荷載是主可變荷載，槽外的活荷載退居其次了，再合并至土壓力中就不合理了，也與作用分類、荷載分項系數的概念不協調，易引起設計者概念上的誤解。

建議參照德國鐵路規范的做法[14-15]，單獨計算其側壓力(圖3)，或采用彈性理論計算其側壓力，以便于進行不同的荷載組合，考慮不同的分項系數，而且方法明確、概念清晰。

圖3 路基面荷載對邊墻的側壓力計算圖示

3.4 抗浮設計

地下水位較高時，槽型擋土墻存在抗浮穩定問題。

(1)抗浮措施

通常采用加大結構自重、底板向外延伸增加土體配重、設置抗拔樁等方式抗浮[16-17]。水位波動較大時，加大結構自重會對最低水位時的地基承載能力提出額外要求，也不經濟；抗拔樁可以滿足任何抗浮工況要求且無需改變結構尺寸及輪廓，但抗拔樁的設置導致底板地基剛度突變、底板局部應力集中，不利于承受循環荷載；底板外延利用上部土重抗浮較為經濟，也能有效改善邊墻下部地基應力集中問題，使底板內力分布更合理，其缺點是基坑偏大易受限于場地條件。底板外延的特殊形式是邊墻采用傾斜背坡。

有條件時，優先推薦底板外延方式。采取抗拔樁時，宜設置較大的樁頂托盤或設置縱橫向托梁，改善應力集中現象。

(2)關于抗浮系數

地鐵規范[18]規定不計地層側摩阻力時抗浮安全系數不小于1.05；廣東省建筑基礎設計規范[19]要求：地下室抗浮W/F≥1.05，W為地下室自重及其上作用的永久荷載標準值的總和，F為地下水浮力標準值；水池結構設計規程[20]規定：抗浮穩定驗算時作用均取標準值，安全系數不應小于1.05。

參考上述有關規定，建議其抗浮穩定按式(1)驗算。

(1)

式中，W為抗浮力標準值；F為浮力標準值；γ0為結構重要性系數(γ0<1.0時取1.0)。

3.5 地基壓縮模量

本文進行彈性地基梁計算時，選用的地基變形指標是地基壓縮模量。在工程實際中，試驗得到的壓縮模量值具有一定的離散性，很多設計人員對選取計算用值較為糾結?；谇笆?號工況，采用庫倫主動土壓力，不同地基壓縮模量的底板受力(標準值)見表3。

表3 不同地基壓縮模量的底板受力對比

在壓縮模量由4 MPa逐漸增大到40 MPa的過程中，底板跨中負彎矩由51.9 kN·m逐漸減小到41.3 kN·m，但端部彎矩及鏈桿反力變化不大。因此，彈性地基梁對地基壓縮模量不敏感，設計時不必過于糾結該參數的精確取值。

4 結論

針對地下水路塹段槽型擋土墻，進行不同荷載工況內力及變形分析，分析其計算模型的合理性，對墻背土壓力作用狀態、結構對地基承載能力的要求、墻外荷載的計算方法、抗浮措施及其安全系數取值、結構受力對地基壓縮模量取值的敏感度等方面進行探討，得出如下結論。

(1)邊墻水平位移、轉角位移較小，地下水位較高時邊墻所受土壓力大于主動土壓力，因此墻背土壓力宜按靜止土壓力計算。

(2)槽型擋土墻槽外活荷載為非主可變荷載，其對邊墻的側壓力不宜與土壓力采用相同的分項系數，建議參照德國鐵路規范單獨計算其側壓力，或采用彈性理論計算其側壓力。

(3)有條件時，優先采用底板外延方式抗浮?？垢“踩禂翟诳紤]不小于1.0的結構重要性系數后取1.05。

(4)彈性地基梁對地基壓縮模量不敏感，設計時不必過于糾結該參數的精確取值。