卸荷擋墻工作機理及設計分析方法研究

郭帥杰，宋緒國，張海洋，閆穆涵

(1.中國鐵路設計集團有限公司,天津 300308; 2.軌道交通勘察設計國家地方聯合工程實驗室,天津 300308;3.城市軌道交通數字化建設與測評技術國家工程實驗室,天津 300308)

引言

輕型擋土墻結構在我國鐵路工程中的應用十分廣泛,能夠有效提高邊坡穩定性,減少工程占地、降低地基加固工程量,實際工程中主要以懸臂式、扶壁式輕型擋土墻結構為主[1]。但是,懸臂式擋墻結構主要適用于6 m以下的擋墻高度,否則將引起墻面板內力的急劇增加;扶壁式擋墻能夠滿足10 m以下的擋墻高度,但也存在現場施工工藝相對復雜、混凝土用量相對較大的問題[2]。

卸荷擋墻是在懸臂式擋墻的基礎上,通過上下兩層懸臂墻組合、拼裝和錨固形成的新型支擋結構,上層墻體踵板在功能上轉換為墻身卸荷板,將部分上部荷載轉移至墻面板,減少卸荷板下墻體的側向土壓力,控制墻面板內力與側向位移。相較于懸臂墻結構,卸荷擋墻承載能力更高,抗滑移、抗傾覆能力更強,應用場景更為豐富,切合當前鐵路工程關于新型支擋結構創新應用的實際需求[3]。但是,現階段關于卸荷擋墻工作機理和設計方法方面的研究還不充分[4],部分研究人員在卸荷擋墻土壓力分布[5]、卸荷板位置[6]、卸荷效應量化確定、卸荷式樁板墻[7]等方面,開展了理論分析、仿真計算以及試驗驗證工作[10],但在卸荷擋墻工作機理方面的研究尚不深入,還未形成適用于鐵路路基工程實際應用需求的卸荷擋墻設計分析方法。

針對高速鐵路卸荷擋墻工作機理分析與設計計算中存在的問題,采用擋土墻結構力學分析方法及土壓力理論,開展卸荷擋墻土壓力分布、結構內力及穩定性分析方面的系統研究,確定影響卸荷擋墻整體承載性能的關鍵因素,提出卸荷板位置、長度以及荷載傳遞系數的確定方法,并將其應用于卸荷擋墻的結構優化設計和整體穩定性分析。

1 卸荷擋墻結構型式及工作機理

1.1 卸荷擋墻結構型式

卸荷擋墻整體結構型式接近于懸臂墻,通過墻面板上布設的卸荷板荷載轉移效應,將卸荷板上填土荷載部分轉移至墻身。卸荷擋墻可采用裝配施工工藝,上、下墻體均可預制成型,通過上墻墻趾與下墻墻頂預留的環形錨固筋,應用濕接縫錨固形成整體承載結構,能有效提高墻體施工效率,控制預制構件尺寸與質量。其中,7.5 m墻高的卸荷擋墻基本尺寸及三維拼裝效果如圖1所示。

1.2 卸荷擋墻工作機理

相較于懸臂式擋墻,卸荷擋墻在結構承載、墻后土壓力分布及墻體穩定性方面存在一定的差異,典型的卸荷擋墻承載機理如圖2所示。

圖2 卸荷擋墻承載機理示意

卸荷擋墻正常工作中,由于卸荷板的荷載轉移效應,卸荷板同墻面板錨接位置出現墻身彎矩的明顯減小甚至反轉,有利于降低墻面板根部的內力集中效應,提高墻面板結構承載能力。卸荷板對上部填土以及外部荷載存在明顯的荷載遮蔽效應,加之卸荷板長度也對第二破裂面位置與傾角產生影響,兩者共同促使板下填土側向土壓力明顯減小,表現為圖2中卸荷板下的墻面板側向土壓力分布出現缺口[11]。此外,墻面板側向土壓力的整體減小以及踵板上豎向荷載(源于第二破裂面同墻體合圍范圍增大)的增加,均有益于卸荷擋墻抗滑移和抗傾覆穩定性提高,對卸荷擋墻結構整體承載更為有利。

2 卸荷擋墻土壓力理論

卸荷擋墻土壓力主要由墻后土體及路基面外荷載兩部分引起。其中,墻后土體土壓力基于庫倫土壓力理論[12],并考慮地震工況[16],參照TB10025—2019《鐵路路基支擋結構設計規范》,應用第一、第二破裂面雙搜索迭代求解方法,分別確定上墻和下墻的等效主動土壓力系數。路面外荷載引起的墻面板土壓力則基于彈性理論求解方法。

2.1 上墻土壓力

上墻土壓力計算與懸臂式擋墻完全相同,應用式(1)搜索計算使得水平土壓力Ex最大時的第一、第二破裂面同豎向法線夾角[17]。

(1)

式中,Ex為水平土壓力;W為破裂棱體自重;β1、α1分別為第一、第二破裂面同豎向法線夾角;φ0為填土綜合內摩擦角;δ為第二破裂面界面內摩擦角。

應用式(1)搜索確定α1過程中,限制α1搜索上限不大于卸荷板端點同墻面板頂點連線夾角,并將確定的最大水平側向力Ex應用側向土壓力系數等效方式,計算上墻側向土壓力系數Kax1。

2.2 下墻土壓力

墻下土壓力分布在卸荷板荷載傳遞和遮蔽效應的共同影響下,表現為缺口式的分段分布特征(圖2)。卸荷板遮蔽范圍按照完全遮蔽區、過渡區和非遮蔽區劃分。其中,完全遮蔽區土壓力由板下土體自重及卸荷板傳遞荷載引起;非遮蔽區土壓力不受卸荷板影響,直接采用庫倫主動土壓力計算。

下墻土壓力計算時,首先應用式(1)搜索計算墻體水平土壓力Ex最大時,下墻第一、第二破裂面同豎向法線夾角β2和α2,同樣通過土壓力系數等效方式,計算下墻側向土壓力系數Kax2。其中,下墻土壓力計算時的假想墻背傾角應滿足式(2)。

(2)

式中,ε2為下墻土壓力計算中的假想墻背傾角;α2為下墻第二破裂面傾角;L1、L2分別為卸荷板和踵板長度;H1、H2分別為上、下墻面板高度;t1為卸荷板厚度;t3為上墻面板厚度。

2.3 路面外荷載

路面外荷載土壓力基于彈性理論[18],將外荷載全部等效為一系列的集中線荷載,通過式(3)線荷載豎向附加應力和式(4)水平附加應力,計算擋墻面板及墻踵板任意位置處的水平或豎向附加應力。

σx=2p′·cosβ·sin2β/(πR1)

(3)

σz=2p′·cos3β/(πR1)

(4)

式中,p′為集中線荷載;R1為附加應力計算點同集中線荷載間距離;β為附加應力計算點與集中線荷載位置連線同豎直方向間的夾角。

另外,卸荷板對路面外荷載引起的附加應力同樣存在遮蔽效應,卸荷板對外荷載附加應力遮蔽作用及影響范圍如圖3(a)、圖3(b)所示。

圖3 卸荷板對外荷載附加應力遮蔽作用示意

3 卸荷擋墻結構內力及穩定性分析

卸荷擋墻側向土壓力及豎向荷載確定后,根據常規懸臂式擋墻設計方法計算基礎底板反力,并進行卸荷擋墻面板、底板與卸荷板內力分析,開展卸荷擋墻抗滑移、抗傾覆穩定性計算。

3.1 卸荷擋墻內力及穩定性分析荷載模型

卸荷擋墻側向土壓力及基底反力確定后,根據墻面板、卸荷板以及基礎底板自重,卸荷板及踵板上作用的填土自重外荷載與土壓力豎向分力,進行卸荷擋墻各構件的內力分析以及擋墻整體穩定性計算。其中,卸荷擋墻內力分析以及穩定性計算荷載模型分別如圖4(a)、圖4(b)所示。

圖4 卸荷擋墻內力分析以及穩定性計算荷載模型

3.2 卸荷擋墻構件內力分析方法

卸荷擋墻主要由墻面板、卸荷板、基礎底板(踵板和趾板)三部分組成,考慮構件作用荷載的非均勻性,通過微段荷載疊加方式確定各構件任意截面處內力[20]。根據圖4(a)內力分析荷載模型,墻面板彎矩內力同卸荷板位置相關,應用式(5)計算確定。

(5)

式中,M1(z)為墻面板分布彎矩;q(z)為側向土壓力;z為墻面板計算點位置坐標;Mx為卸荷板根部彎矩,計算點高于卸荷板位置時取為0。

墻踵板、墻趾板作用荷載包括填土自重、外荷載、基礎底板自重及地基反力,分別應用式(6)、式(7)計算踵板與趾板彎矩分布。

(σ1-σ2)x/B-σ2]·(B3-x)dx

(6)

σ2]xdx

(7)

式中,M2(x)、M3(x)分別為踵板、趾板分布彎矩;p1(x)、p2(x)分別為踵板、趾板表面分布荷載;pc(x)為基礎底板自重分布荷載;B為基礎底板長度;σ1為墻趾地基反力;σ2為墻踵地基反力;x為底板位置坐標。

3.3 卸荷擋墻整體穩定性分析方法

卸荷板整體穩定性分析包括墻體結構的抗滑移、抗傾覆穩定性,分析方法同懸臂墻基本相同,但應考慮卸荷板對踵板上部填土荷載分布以及側向土壓力分布的影響。根據圖4(b)穩定性計算荷載模型,應用式(8)和式(9)進行卸荷擋墻的抗滑移、抗傾覆穩定分析。

Kc=f·(G1+G2+G3+G4+Q1+Q2)/Eax

(8)

K0=(G1·x1+G2·x2+G3·x3+G4·x4+

Q1·xq1+Q2·xq2)/(Eax·z1)

(9)

式中,Eax為水平土壓力合力,作用點位置為z1;f為基底摩擦系數;G1、G2、G3、G4分別為上墻面板、下墻面板、底板以及卸荷板的自重,水平作用點位置分別為x1、x2、x3、x4;Q1為卸荷板卸荷后的豎向荷載,作用點位置為xq1;Q2為踵板上表面荷載,作用點位置為xq2,m;Kc為抗滑移穩定系數;K0為抗傾覆穩定系數。

4 卸荷擋墻承載性能影響因素分析

卸荷擋墻卸荷板荷載傳遞系數、位置及長度同其結構承載和整體穩定性直接相關,是影響卸荷擋墻結構設計的關鍵因素。通過對相關控制參數的合理優化,提出對應的確定標準,能夠更合理地控制卸荷擋墻內力水平,提高擋墻結構整體穩定性。卸荷擋墻承載性能影響因素分析中,卸荷擋墻斷面尺寸參照圖1(a),并具體調整卸荷板的位置和長度。

秸稈反應堆啟動后一個半月內的二氧化碳濃度明顯高于對照區，并且棚溫越高二氧化碳濃度差越明顯。之后影響逐漸下降，二個月后影響不明顯，詳見表1。

4.1 卸荷板荷載傳遞系數影響

卸荷板荷載傳遞系數m代表了卸荷板相對剛度,是傳遞至板下荷載同板上總荷載的比值。其中,m=0代表卸荷板純剛性,板上荷載全部由卸荷板承擔。為綜合分析荷載傳遞系數m對卸荷擋墻承載的影響規律,m值設定為0、0.2、0.4、0.6、0.8和1.0,對應的側向土壓力分布、墻面板和底板彎矩內力分布如圖5(a)～圖5(c)所示,穩定性分析結果列于表1。

表1 不同荷載傳遞系數下擋墻穩定系數分析結果

圖5(a)中,荷載傳遞系數m對下墻側向土壓力分布產生直接影響,m值越小,卸荷板的荷載轉移能力越強,板下土壓力分布缺口相對越大。隨著荷載傳遞系數m增大,下墻土壓力分布逐漸右移,趨近于懸臂擋墻土壓力分布。這也證明了建立的卸荷擋墻土壓力分析模型關于墻后土壓力分析結果是合理有效的,可直觀反映卸荷板對側向土壓力的影響趨勢和規律。另外,卸荷擋墻面板彎矩分布在卸荷板位置處出現明顯突變,并能很好地改善懸臂墻根部彎矩內力幅值,對墻面板整體承載更為有利。對于基礎底板,不同荷載傳遞系數m對應的底板彎矩數值變化幅度為1.0～6.0倍,說明卸荷板荷載傳遞系數對踵板內力分布的影響更為顯著。

表1為不同荷載傳遞系數對應的卸荷擋墻穩定性分析結果,擋墻抗傾覆和抗滑移穩定系數均隨荷載傳遞系數m值的增加而減小,即卸荷板向板下傳遞的荷載越少,卸荷擋墻結構穩定性相對越高。相較于懸臂墻,卸荷擋墻抗傾覆穩定系數平均提高約8%,抗滑移穩定系數平均提高約20%,其對擋墻抗滑移穩定性的提高作用相對更為有效。

綜合上述卸荷擋墻荷載傳遞系數m對擋墻土壓力、結構內力及穩定性的影響規律,取m=0.4時的分析結果整體居中,既能充分體現卸荷板對擋墻承載的有利影響,又未過高估計卸荷板的整體卸荷效應,卸荷擋墻設計效果相對更為合理有效。

4.2 卸荷板位置影響

卸荷板位置同墻面板內力及側向土壓力分布直接相關。卸荷板影響分析中,分別設定卸荷板位置距墻頂1.25,2.25,3.25,4.25 m和5.25 m,卸荷板長度均為2.0 m,荷載傳遞系數m=0.4。利用卸荷擋墻土壓力分析模型、結構內力及穩定性計算模型進行卸荷擋墻承載分析,得到不同卸荷板位置下土壓力分布、墻面板和底板彎矩內力分布,分別如圖6(a)～圖6(c)所示。

圖6 不同卸荷板位置下的土壓力及結構內力分布

圖6(a)中,卸荷擋墻土壓力分布突變位置同卸荷板位置匹配,卸荷板位置越低,土壓力減小效應越明顯?？倐认蛲翂毫﹄S卸荷板位置高度變化存在極值點,表現為先減小后增大趨勢,卸荷板位于墻面板中部時,總側向土壓力相對最小。相較于懸臂墻,卸荷擋墻面板彎矩也出現明顯減小,并且墻面板根部彎矩也趨于相同數值。另外,卸荷擋墻底板彎矩內力也隨卸荷板位置的降低出現明顯減小,但減小幅度隨卸荷板位置降低呈遞減趨勢,說明卸荷板相對位置高度同底板內力控制密切相關,卸荷板通過均化和傳遞上部填土荷載,改變了荷載作用點位置,對底板內力控制總體是有益的。

綜合標準及地震效應作用工況下的卸荷擋墻穩定性分析結果,擋墻抗滑移與抗傾覆穩定系數隨卸荷板位置變化趨勢分別如圖7(a)、圖7(b)所示。

圖7 卸荷板位置對擋墻穩定性的影響規律

4.3 卸荷板長度影響

卸荷板長度影響分析中,卸荷板位置高度統一為Hx=3.25 m,荷載傳遞系數m=0.4,卸荷板長度L1依次分別為0.5,1.25,2.0,2.75 m和3.5 m。同樣利用前述土壓力分析模型、結構內力及穩定性計算模型進行卸荷擋墻承載分析,得到對應分析工況的土壓力分布、墻面板和底板彎矩內力分布,分別如圖8(a)～圖8(c)所示。

圖8 不同卸荷板長度下的土壓力及結構內力分布

圖8(a)中,卸荷板下土壓力隨著卸荷板長度增加呈現不同的分布規律。其中,卸荷板越長,遮蔽效應越顯著,板下土壓力相應越小;卸荷板較短時,其遮蔽范圍相對有限,隨著深度增加,土壓力甚至可能恢復至無卸荷板情形的土壓力水平。在卸荷板影響下,板下土壓力分布呈現明顯的階段性特征,表現為完全遮蔽區、過渡區和非遮蔽區。此外,卸荷板以上的上墻土壓力分布差異相對較小,這種差異也主要同卸荷板板端對上墻第二破裂面形成的大小、范圍影響相關。圖8(b)、圖8(c)中,卸荷板長度同其根部負向彎矩的相對大小直接相關,并對墻面板內力產生明顯影響;當卸荷板長度超過一定范圍后,墻面板截面受彎為卸荷板位置處的負向彎矩控制?；A底板彎矩隨卸荷板長度增加而減小,當卸荷板長度達到3.5 m時,基礎底板彎矩、剪力方向將出現明顯改變。

綜合不同卸荷板長度情形的標準及地震效應工況卸荷擋墻穩定性分析結果,擋墻抗滑移與抗傾覆穩定系數隨卸荷板長度變化分別如圖9(a)、圖9(b)所示。

圖9 卸荷板長度對擋墻穩定性的影響規律

圖9(a)、圖9(b)中,卸荷擋墻抗滑移、抗傾覆穩定性均隨卸荷板長度增加表現為整體遞增趨勢,并且增加幅度越來越大,說明卸荷板長度的增加對擋墻穩定性提高是有利的。綜合卸荷板對墻面板內力、基礎底板內力影響規律,相對于圖1(a)中的擋墻斷面尺寸,卸荷板長度L1=2.0 m時的擋墻內力相對可控,且為圖9(a)、圖9(b)卸荷擋土墻抗滑移、抗傾覆穩定系數趨勢線曲率的最大點,是卸荷擋墻穩定系數由緩慢轉向快速增長的轉變區域,而此時的卸荷板長度約為踵板長度一半。因此,卸荷擋墻卸荷板長度應控制在合理范圍內,卸荷板過短,其對擋墻整體穩定性提高有限,卸荷板過長,則可能導致卸荷板的承載失效,并引起墻面板彎矩方向的局部反轉。一般情況下,卸荷板長度宜為0.5～0.7倍踵板長度,可使卸荷擋墻結構承載和穩定性承載發揮至最佳。

5 結論

卸荷擋墻作為一種新型路基支擋結構,能夠充分發揮卸荷板卸荷效應,減少墻后側向土壓力,控制面板和底板結構內力幅值,提高擋墻整體穩定性,滿足當前鐵路工程關于新型支擋結構創新應用的實際需求。通過對卸荷擋墻卸荷承載工作機理、設計分析方法以及關鍵影響因素的系統性研究,主要得到以下幾點結論。

(1)卸荷板通過豎向承載和荷載遮蔽效應,可有效調整墻后填土荷載及側向土壓力傳遞路徑,降低墻面板和基礎底板內力,提高墻體穩定性;其中,卸荷擋墻抗滑移穩定系數提高約20%,抗傾覆穩定系數提高約8%。

(2)研發的卸荷擋墻土壓力分析方法及內力分析模型,充分考慮了卸荷擋墻的承載特點,適用于卸荷擋墻穩定性分析、內力計算與結構設計。

(3)卸荷板荷載傳遞系數m同卸荷擋墻承載能力正相關,卸荷板剛度越大,其向墻身轉移傳遞荷載越大,整體承載能力越強;常規設計中,m=0.4時擋墻內力及穩定性分析結果最為合理有效。

(4)卸荷板位置與長度對卸荷擋墻結構內力與穩定性的影響存在極值;常規設計中,卸荷板位置高度宜為0.5～0.7倍墻面板高度,卸荷板長度宜為0.5～0.7倍踵板長度,可充分發揮卸荷板卸荷效應。