擋墻繞頂轉動墻后被動土壓力研究

張 航，齊永正

(1.南京江寧交通建設集團有限公司, 江蘇 南京 211100；2.江蘇科技大學 土木工程與建筑學院，江蘇鎮江 212100；3.江蘇省地質環境災害防治及修復工程研究中心, 江蘇 鎮江 212100)

0 引言

土壓力廣泛地應用在各類工程中，擋土墻的設計往往需要考慮墻后土壓力的分布形式。在實際應用中，當墻后土層成層分布時，土壓力在土層分界處常常采用臺階式突變的分布模式計算墻后土壓力。實際土壓力分布規律如何，這種計算理論是否合理，對于工程設計與應用，關系到工程的結構安全，需引起高度重視。

顧幫全[1]重點分析了擋土墻墻后填土經有效處理后，墻后土所能產生的側向土壓力與墻后土的有效寬度之間的關系，引入了臨界寬度Lp。研究發現，當L≤Lp時，墻后側向土壓力在后前土體有效寬度足夠小的情況下，墻后土體破壞時所產生的側向土壓力隨著墻后土體有效寬度L的增大而增大；當L>Lp時，墻后側向土壓力服從朗肯側向土壓力公式。

曹雄[2]通過將土壓力理論與穩定計算聯系在一起，推導出了復雜條件下的主側向土壓力計算式。并且給出了臨界破裂角的顯式解答，避免了通過試算確定主動土壓力。

王杰[3]以平移模式下的剛性擋土墻為研究對象，對主動土壓力和側向土壓力進行了研究。應用土拱效應原理分析墻后土體的應力狀態和主應力偏轉的情況，比較分析不同土拱形狀的差異。定量分析了墻土接觸面摩擦力對墻后填土應力狀態的影響，解釋了墻土接觸面摩擦引起的主應力發生旋轉。

馬崇武[4]基于極限平衡理論，視墻后填土為服從Mohr-Coulomb屈服準則的理想彈塑性材料。考慮滑裂面上填土的黏聚力及填土與墻背接觸面上的黏著力等因素，從滑楔體極限平衡狀態時的靜力平衡條件出發，應用靜力平衡條件得到計算有荷載作用時黏性土和無黏性土側向土壓力的公式。基于側向土壓力的基本原理，假定擋土墻任意深度對應的滑移楔同時達到極限平衡條件，提出了求解土壓力分布的數值方法。

劉濤[5]基于土體應力狀態，推導了黏性土側向土壓力系數及被動層間摩擦系數的求解公式，給出了側向土壓力系數及被動層間摩擦系數變換方法。在繞頂轉動模式下，由于土拱效應的影響，側向土壓力呈凹形非線性分布，并且隨著墻土摩擦角與土內摩擦角的增大，繞墻頂轉動時側向土壓力的非線性分布也會增強。

王國良[6]對考慮土拱效應的黏性土擋土墻側向土壓力進行了研究，給出了黏性土側向土壓力系數；用應力狀態法求解出了繞墻頂轉動下的擋土墻側向土壓力豎向平均應力及土壓力合力及作用點。研究表明:由于土拱效應的影響，擋土墻側向土壓力呈上大下小非線性分布。

張智雄[7]從理論和數值計算上證明了擋土墻向土體方向發生一定水平位移，土體處于非極限狀態時，墻后回填土體出現相對位移區，該區形狀為倒梯形。墻體位移增大，土拱曲線曲率增大，曲線越彎曲；填土內摩擦角增大，土拱曲線曲率減小，曲線越平緩。

周亦濤[8]假定墻后無黏性滑裂土體的大主應力土拱跡線為圓弧線，考慮墻土摩擦角對墻后土體被動滑裂面傾角的影響，對水平微分單元層進行土拱效應分析發現：被動土壓力隨填土內摩擦角的增加而增加，且越遠離墻頂增幅越大；被動土壓力在墻頂附近隨墻土摩擦角的增加而減小，在墻中下部卻隨墻土摩擦角的增加而增加，且越靠近墻底增幅越大；側向被動土應力及側向土壓力隨填土表面荷載、填土容重的增加而增加。

梁浩然[9]通過定性分析和定量計算，指出兩種計算方法在破裂角的計算中均能給出一致的結果，但是由于兩種方法推導中選取的計算微單元不同，側向土壓力的大小存在較大的差別，這種差別隨著土體黏聚力的增加逐步加大。

程康[10]以墻后填土為非飽和土的剛性擋墻為研究對象，考慮土拱效應和水平微單元體層間剪切作用的影響，假定墻后土拱形狀為拋物線形拱，結合水平單元分析法、朗肯滑裂面等，分別建立了平動模式下水平微單元體平均豎向應力、層間剪切力與側向土壓力的定量關系，推導了平移模式擋墻側向土壓力系數及側向土壓力解析解。

本文擬通過擋墻繞頂轉動工況下4組不同土層模型試驗，研究墻后水平側向土壓力分布規律，為工程設計與施工提供理論支撐。

1 材料和方法

1.1 試驗材料

試驗土樣為寧鎮地區下蜀土，土的物理性質指標如表1所示。

表1 天然土的物理性質指標

實驗采用重塑土制備試驗模型，通過控制含水率區分“硬土”和“軟土”，設定含水率為15%的土樣為硬土，含水率為30%的土樣為軟土。取回的土樣經烘干后粉碎過10 cm篩。按照設定含水率，往干土中加水調配成相對的硬土和軟土。對應物理力學指標如表2所示。

表2 硬土和軟土抗剪強度性質指標

1.2 試驗模型制作

模型箱由透明亞克力板制作，便于觀察。模型箱內部尺寸為118 cm(長)×23 cm(寬)×72 cm(高)。模型箱正面標注土層分界線及5 cm×5 cm的網格線。擋墻由透明亞克力板和角鋼固定貼合組成。加載端由鋼架制成，用以施加水平荷載及監測擋墻位移。擋板一側為土體，另一側為加載和位移測量裝置。加載裝置為上下兩臺千斤頂，型號為FCY-20100；擋墻位移由4只百分表測量，量程100 mm，精度為0.1 mm，百分表位置如圖1所示；土壓力采用電阻應變式土壓力計，量程1.0 MPa，土壓力計設計位置如圖2所示。

圖1 百分表位置示意圖(單位:mm)

圖2 土壓力計位置圖(單位:cm)

將土壓力計分別固定在距離擋墻底部0 cm，19 cm，21 cm，39 cm和41 cm位置處，用導線引出，與數據采集儀相連。將活動擋墻推至與承載架緊密貼合，填充夯實土樣，每層厚度20 cm，土體與箱體接觸面之間放入干面條形成可視網格，以便觀察到土體受載變形情況。試驗模型如圖3所示。

圖3 試驗模型俯視圖

1.3 試驗設計

試驗分4組模型展開，分別為(1)單一硬土；(2)硬土-軟土-硬土；(3)軟土-硬土-軟土；(4)單一軟土，分析墻后水平側向土壓力分布規律。每組模型制作完成后，下部千斤頂加載，上部千斤頂保持不動，控制擋墻繞底轉動，記錄每次加載后的荷載值和擋墻位移值。總荷載70 kPa，分6級加載。

2 試驗結果與分析

2.1 單一硬土模型試驗結果

單一硬土試驗模型加載前和加載結束土層變化如圖4a、4b所示。第2級加載后擋板明顯繞頂向土樣側傾斜，擋墻端土體表面開始隆起，隨著后續加載，土體向上拱起，遠離擋墻端隆起較多并逐漸向擋墻端下降。

圖4 單一硬土模型加載前后土體變形

擋墻位移實測值如表3所示。

表3 單一硬土模型擋墻位移值 單位：mm

墻后側向水平土壓力監測數據如表4所示，墻后實測側向水平土壓力分布如圖5所示。

由表4的數據和圖5可知，對于單一硬土模型，土層交界處所測土壓力基本相同，無應力突變，故僅選取土壓力計1、3、5值進行分析。圖6為單一硬土模型墻后側向水平土壓力隨墻底位移變化曲線，由圖6中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續加載，側向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠快于擋墻中上部，底部土層承擔較大的外加荷載。

表4 單一硬土模型土壓力監測數據 單位：kPa

圖5 單一硬土模型實測墻后土壓力分布

圖6 單一硬土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.2 硬土-軟土-硬土模型試驗結果

硬土-軟土-硬土試驗模型加載前和加載結束土體變形如圖7a-7b所示。第2級加載后土體開始出現向上凸起的土拱，土體表面出現兩道明顯的環形褶皺，中間隆起較兩邊顯著，如圖7c所示。

圖7 硬土-軟土-硬土模型加載前后土體變形

擋墻位移實測值如表5所示。

表5 硬土-軟土-硬土模型擋墻位移值 單位：mm

墻后側向水平土壓力監測數據如表6所示，墻后實測側向水平土壓力分布如圖8所示。

表6 硬土-軟土-硬土模型土壓力監測數據 單位：kPa

圖8 硬土-軟土-硬土模型實測土壓力分布

由表5的數據和圖8可知，對于硬土-軟土-硬土模型，土層交界處實測土壓力值出現明顯差異，土層交界處存在應力突變現象。圖9為硬土-軟土-硬土模型土中側向水平土壓力隨墻底位移變化曲線，由圖9中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續加載，側向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠快于擋墻中上部，底部土層承擔較大的外加荷載。

圖9 硬土-軟土-硬土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.3 軟土-硬土-軟土模型試驗結果

軟土-硬土-軟土試驗模型加載前和加載結束土體變化如圖10a、10b所示。第3級加載后，土體開始豎向隆起；加載結束，遠離擋墻土體上部中間部分隆起較明顯。

圖10 軟土-硬土-軟土模型加載前后土體變形

擋墻位移實測值如表7所示。

表7 軟土-硬土-軟土模型擋墻位移值 單位：mm

墻后側向水平土壓力監測數據如表8所示，墻后實測側向水平土壓力分布如圖11所示。

表8 軟土-硬土-軟土模型土壓力監測數據 單位：kPa

圖11 軟土-硬土-軟土模型實測土壓力分布

由表7的數據和圖11可知，對于軟土-硬土-軟土模型，土層交界處實測土壓力值出現差異，存在應力突變現象，但不明顯。圖12為軟土-硬土-軟土模型墻背側向水平土壓力隨墻底位移變化曲線。由圖12中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續加載，側向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠快于擋墻中上部，底部土層承擔較大的外加荷載。

圖12 軟土-硬土-軟土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.4 單一軟土模型試驗結果

單一軟土試驗模型加載前和加載結束土體變化如圖13a-13b所示。加載后，土體水平向壓縮明顯，土體表面隆起現象與褶皺現象不明顯。

擋墻位移實測值如表9所示。

墻后側向水平土壓力監測數據如表10所示，墻后實測側向水平土壓力分布如圖14所示。

圖13 單一軟土模型加載前后土體變形

表9 單一軟土模型擋墻位移值 單位：mm

表10 單一軟土模型土壓力監測數據 單位：kPa

圖14 單一軟土模型實測土壓力分布圖

由表9的數據和圖14可知，對于單一軟土模型，土層交界處所測土壓力基本相同，無突變現象產生，故僅選取土壓力計1、3、5值進行分析。圖15為單一軟土模型土中側向水平土壓力隨墻底位移變化曲線。由圖15中的曲線可知，加載至第4級荷載后，繼續加載，側向水平土壓力值不再增加，表明土體在第4級加載后已達到極限抗剪強度，土體剪切破壞，底部土壓力增長遠快于擋墻中上部，底部土層承擔較大的外加荷載。

圖15 單一軟土模型土壓力隨墻底位移變化曲線

2.5 實測土壓力與理論計算值比較分析

朗肯被動土壓力理論計算值如表11所示，圖16為非均質模型側向水平土壓力理論值與實測值對比圖。

表11 擋墻墻后側向水平被動土壓力理論值 單位：kPa

圖16 硬土-軟土-硬土模型實測值與理論值對比

由圖16可知，擋墻下部土壓力增長極為迅速，上部土土壓力增長緩慢。隨著逐級加載，擋墻底部實測土壓力超過理論值，該處土體已被剪切破壞。然而，上部土體實測土壓力值遠低于理論值。這表明，擋墻繞頂轉動模式，墻后水平側向土壓力分布規律不再符合平移模式理論土壓力分布，底部土體已破壞，而上部土體遠未達到極限平衡狀態，但也存在局部屈服塑性區，土中應力狀態發生改變。墻后土壓力分布從土體上部往下部呈凹曲線迅速增大。軟硬土層分界處土應力突變不明顯。

3 結語

本文通過自制試驗模型系統，開展了單一硬土、硬土-軟土-硬土、軟土-硬土-軟土和單一軟土4組模型擋墻繞頂轉動室內模型試驗，分析了墻后實測側向水平土壓力分布規律，并與理論值進行了對比研究，主要結論如下。

(1)擋墻繞頂轉動，墻后實測被動土壓力值，土體上部土壓力值遠小于土體下部；隨著傾角增大，墻后底部土壓力迅速增長，下部土體很快達到極限平衡狀態而破壞；上部土體則遠未達到極限平衡狀態，但土體內已存在局部塑性破壞，土中應力狀態發生改變。

(2)擋墻繞頂轉動，墻后實測側向水平土壓力分布不再符合平移模式理論土壓力分布規律，上部土層被動土壓力實測值遠小于理論計算值，墻后被動土壓力分布圖呈凹曲線分布。該模式下土壓力計算理論需要進一步研究。

(3)擋墻繞頂轉動，軟硬土層分界處土應力突變不明顯，與擋墻平動模式存在顯著區別，該模式下土中應力重分布存在特殊規律。