李元昊，羅強(qiáng)，冷伍明，梅明明，胡蕭越

肋錨式樁板墻砂箱模型試驗(yàn)研究

李元昊1, 2，羅強(qiáng)1, 2，冷伍明3，梅明明1, 2，胡蕭越1

(1. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2. 西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031；3. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410083)

肋錨式樁板墻是一種新型復(fù)合支擋結(jié)構(gòu)。通過砂箱模型試驗(yàn)，獲得肋錨式樁板墻保持穩(wěn)定所需錨固段長度1與肋板長度2關(guān)系，分析肋板摩擦錨固與錨固段抗力錨固效應(yīng)對墻體穩(wěn)定作用模式影響，基于工程經(jīng)濟(jì)性原則探討肋錨式樁板墻合理構(gòu)造方式。試驗(yàn)結(jié)果表明，極限平衡狀態(tài)下所需的錨固段長度隨肋板由短至長變化呈非線性縮短趨勢，即通過在懸臂段墻后土中增設(shè)抗傾覆滑移肋板可有效減小錨固樁埋深；隨著肋板增長和錨固段縮短，擋墻保持穩(wěn)定的控制因素由錨固段的抗力錨固效應(yīng)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔甙宓哪Σ铃^固效應(yīng)，對應(yīng)的力學(xué)作用模式為依次為“樁錨主導(dǎo)型”、“樁肋復(fù)合型”和“肋錨主導(dǎo)型”；對于單位長度錨固段與肋板造價(jià)比值＞0.637 5的肋錨優(yōu)勢區(qū)，采用長肋短錨構(gòu)造方式的“肋錨主導(dǎo)型”擋墻具有較好的經(jīng)濟(jì)性，而≤0.637 5的樁錨優(yōu)勢區(qū)則宜選用短肋長錨的“樁肋復(fù)合型”。

肋錨式樁板墻；砂箱模型；極限平衡狀態(tài)；作用模式；構(gòu)造方式

隨著現(xiàn)代化的推進(jìn)，我國鐵路等交通基礎(chǔ)設(shè)施發(fā)展迅速。其中對于地形構(gòu)造復(fù)雜、地質(zhì)條件不良地區(qū)的工程建設(shè)，現(xiàn)有路基支擋結(jié)構(gòu)因各自適用條件的差異均有一定的局限性。因此諸多學(xué)者進(jìn)行了對新型支擋結(jié)構(gòu)及各種復(fù)合型支擋結(jié)構(gòu)的研 究[1?8]。垛式新型懸臂式擋墻[9]結(jié)合了傳統(tǒng)懸臂式擋墻與卸荷板的優(yōu)點(diǎn)，在減輕結(jié)構(gòu)自重的同時(shí)，解決了懸臂式擋墻懸臂較長時(shí)，結(jié)構(gòu)承受較大彎矩和剪力的缺陷，在高邊坡路基支護(hù)工程中具有可觀的應(yīng)用前景。文獻(xiàn)[10]中的扶壁式加筋擋墻，是一種由扶壁式擋墻和包裹式加筋擋墻復(fù)合形成的支擋結(jié)構(gòu)，其中扶壁式擋墻能有效控制水平位移，包裹式土工格柵則分擔(dān)大部分水平土壓力。在兩者的共同作用下，該種結(jié)構(gòu)在高填土工況中具有良好的穩(wěn)定性。在相關(guān)模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，姚陽等[11?12]提出了肋板式擋墻輕型支擋結(jié)構(gòu)，其主要依靠肋板與土體間的摩擦作用平衡墻后土壓力。但現(xiàn)階段針對肋板式擋墻的研究尚不充分，其相關(guān)力學(xué)作用模式和設(shè)計(jì)計(jì)算方法還有待結(jié)合實(shí)際工況進(jìn)行驗(yàn)證，與之相結(jié)合的復(fù)合支擋結(jié)構(gòu)也亟需開拓創(chuàng)新。在肋板式擋墻的基礎(chǔ)上，結(jié)合樁板墻的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出了肋錨式樁板墻新型復(fù)合支擋結(jié)構(gòu)，其基本結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示。肋錨式樁板墻的主要受力原理為，通過埋入地基的錨固段提供的抗傾覆彎矩以及肋板與土體間的摩擦力來共同平衡作用于擋土板上的土壓力a，如圖1(b)所示。與現(xiàn)有的錨索式樁板墻相比，肋錨式樁板墻用肋板取代錨索，肋板不但可以嵌入穩(wěn)定區(qū)土體產(chǎn)生錨拉效應(yīng)，且位于滑動區(qū)土體的肋板也會對墻后填土形成約束，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)平衡土壓力、減小傾覆力矩的作用。尤其是在路肩與路堤樁板墻后填土范圍較寬工況下，采用肋錨式樁板墻可充分利用肋板與板間填土的摩擦效應(yīng)穩(wěn)定墻體，能有效彌補(bǔ)采用錨索式樁板墻存在的錨固區(qū)較遠(yuǎn)、錨索較長、錨固點(diǎn)不易選取和錨固成本高等缺陷。采用模型試驗(yàn)的方法[13?14]，通過觀察記錄肋錨式樁板墻在不同錨固樁間距、錨固段長度及肋板長度下的穩(wěn)定與破壞情況，繪制極限平衡狀態(tài)下?lián)鯄λ桢^固段長度與肋板長度的映射關(guān)系曲線，以驗(yàn)證通過增設(shè)肋板減小錨固段長度的方法是否有效可行，并據(jù)此分析肋錨式樁板墻的不同力學(xué)作用模式及相關(guān)的判別方法。比較肋錨式樁板墻在不同錨固段及肋板長度組合下經(jīng)濟(jì)性的差異，以此作為依據(jù)探討其合理的構(gòu)造方式，為掌握肋錨式樁板墻相關(guān)工程特性和設(shè)計(jì)計(jì)算方法提供參考。

(a) 基本構(gòu)造；(b) 受力原理

1 砂箱模型設(shè)計(jì)與試驗(yàn)方案

1.1 砂箱模型設(shè)計(jì)

模型砂箱為“L”型棱柱體結(jié)構(gòu)，箱體材料為10 mm厚有機(jī)玻璃板，于外側(cè)焊接模型鋼架和U形鋼梁以保證砂箱剛度。根據(jù)填土的作用性質(zhì)不同，箱體可分為2個(gè)部分，下部區(qū)域用于模擬地基，凈空間尺寸為750 mm×500 mm×100 mm，上部則為500 mm×500 mm×400 mm的墻后填土區(qū)。模型擋墻由獨(dú)立的單元體組成，單元體之間無連接措施，按設(shè)計(jì)尺寸制備完畢后置于砂箱開口處，其前部為可拆卸的臨時(shí)擋板及鋼閂，用于填筑過程中臨時(shí)支撐模型擋墻。砂箱模型結(jié)構(gòu)如圖2所示。

單位：mm

肋錨式樁板墻模型單元體由擋土板、肋板及錨固樁組成。擋墻高度均為400 mm，擋土板材料為10 mm厚有機(jī)玻璃板，肋板材料為5 mm厚灰紙板。錨固樁為20 mm×30 mm的矩形截面樁，材料采用有機(jī)玻璃，可分為上部懸臂段和埋入地基的錨固段。按試驗(yàn)方案中所需的尺寸預(yù)制擋土板、肋板和錨固樁，并使用角鋼與螺栓拼接固定。模型擋墻單元體結(jié)構(gòu)如圖3所示。

1.2 砂箱模型擋墻后填土基本物理力學(xué)指標(biāo)

砂箱模型填料采用產(chǎn)自福建的干燥標(biāo)準(zhǔn)砂，由直剪試驗(yàn)可知填料黏聚力≈0，內(nèi)摩擦角=32.7°，由環(huán)刀試驗(yàn)得容重=15.71 kN/m3，通過顆粒篩分試驗(yàn)所得的填料粒徑分布曲線如圖4所示。

單位：mm

圖4 粒徑分布曲線

可知，填料平均粒徑50=0.35 mm，不均勻系數(shù)u=1.85，曲率系數(shù)c=1.22，為級配均勻的中 砂[15]。根據(jù)試驗(yàn)規(guī)程[16]，進(jìn)行顆粒密度試驗(yàn)得到了填料的顆粒密度ρ=2.69 g/cm3，同時(shí)采用振動錘擊法和量筒法分別測定了最大干密度dmax=1.70 g/cm3和最小干密度dmin=1.41 g/cm3。計(jì)算得最大孔隙比max，最小孔隙比min及相對密實(shí)度r，并判斷其密實(shí)狀態(tài)，結(jié)果如表1所示。

表1 計(jì)算結(jié)果

1.3 試驗(yàn)方案

肋錨式樁板墻的穩(wěn)定性主要受填料強(qiáng)度，樁間距，錨固段長度1，肋板長度2和擋墻高度等因素的影響，因填料強(qiáng)度和擋墻高度的作用不在此次研究范圍內(nèi)，所以模型擋墻的墻高統(tǒng)一為400 mm并保證填料物性一致。在不同的錨固樁間距下，確定肋錨式樁板墻處于極限平衡狀態(tài)時(shí)，錨固段長度1與肋板長度2的對應(yīng)關(guān)系，分析樁間距，錨固段長度1及肋板長度2對肋錨式樁板墻穩(wěn)定性的影響規(guī)律。

此次試驗(yàn)通過改變單元體數(shù)量控制錨固樁間距，按模型擋墻的單元體數(shù)量不同，試驗(yàn)分2個(gè)階段進(jìn)行。第1階段設(shè)置3個(gè)單元體進(jìn)行試驗(yàn)，在不同錨固段長度下，以10 mm為梯度遞減肋板長度進(jìn)行試驗(yàn)，直至模型擋墻垮塌失穩(wěn)，取該組垮塌失穩(wěn)模型與前一組穩(wěn)定模型的中間狀態(tài)作為極限平衡狀態(tài)，對應(yīng)的臨界肋板長度取2組模型的均值，此時(shí)的錨固段長度為臨界錨固長度。同理，第2階段設(shè)置2個(gè)單元體，按照相同的方法進(jìn)行試驗(yàn)，觀察并記錄模型穩(wěn)定情況，直至得出極限平衡狀態(tài)下的錨固段長度和肋板長度的對應(yīng)關(guān)系。根據(jù)所述擬定如表2所列的試驗(yàn)方案。

表2 砂箱模型試驗(yàn)驗(yàn)方案

2 砂箱模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)步驟

首先，進(jìn)行模型擋墻制作。按照試驗(yàn)方案預(yù)制所需尺寸的模型擋土板、肋板和錨固樁，并在相應(yīng)位置使用角鋼與螺栓拼接固定，制成所需數(shù)量的模型擋墻單元體，如圖3所示。然后，進(jìn)行模型填筑。在模型箱下部的地基模擬區(qū)填筑標(biāo)準(zhǔn)砂，并按設(shè)計(jì)錨固長度于砂箱開口處安置模型擋墻單元體，完成后用膠錘夯實(shí)地基模擬區(qū)填砂至中密狀態(tài)；使用可拆卸的臨時(shí)擋板及鋼閂臨時(shí)支撐模型擋墻；分4層向砂箱內(nèi)的墻后填土區(qū)填筑標(biāo)準(zhǔn)砂，每層100 mm，并用膠錘和墊板夯實(shí)以保證墻后填土密實(shí)度均衡并處于中密狀態(tài)。最后，觀測擋墻穩(wěn)定狀態(tài)。撤去臨時(shí)擋板及鋼閂，觀察并記錄模型擋墻的穩(wěn)定與破壞情況，如圖5所示。

(a) 模型擋墻穩(wěn)定；(b) 模型擋墻破壞

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)及分析

按試驗(yàn)方案及步驟完成試驗(yàn)，記錄并匯總試驗(yàn)數(shù)據(jù)，如表3所列。極限平衡狀態(tài)下，不同錨固段長度的模型擋墻所需的肋板長度變化曲線如圖6 所示。

圖6 肋板長度隨錨固段長度變化曲線

試驗(yàn)結(jié)果表明：1) 極限平衡狀態(tài)下，隨肋板長度逐漸增加，肋錨式樁板墻所需的錨固段長度呈非線性降低的趨勢，即在普通樁板墻的懸臂段增設(shè)抗傾覆的肋板可相應(yīng)減小錨固樁的埋深；2) 肋板長度增加至85 mm(3個(gè)單元體)或115 mm(2個(gè)單元體) 后，樁的抗力錨固作用對肋錨式樁板墻穩(wěn)定性的影響大幅降低，而起主導(dǎo)作用的是肋板的摩擦錨固效應(yīng)，此時(shí)的肋板長度與墻高比值約為0.21~0.29； 3) 肋板較短時(shí)，肋錨式樁板墻維持穩(wěn)定所需的錨固段長度與肋板長度呈近似的線性負(fù)相關(guān)性，肋板的摩擦錨固與樁的抗力錨固效應(yīng)共同平衡墻后土壓力作用。4) 隨著錨固段增長，兩曲線逐漸趨近并相交，表明肋板間距對穩(wěn)定性的影響隨肋板縮短不斷弱化。肋板長度降低至零時(shí)，錨固樁的抗力錨固效應(yīng)為抗傾覆穩(wěn)定的主導(dǎo)因素，處于極限平衡狀態(tài)所需的錨固段長度約為133 mm，相對于擋墻高度的比例約為1/3。

表3 砂箱模型試驗(yàn)驗(yàn)結(jié)果

2.3 肋錨式樁板墻作用模式分析

當(dāng)肋板長度較大時(shí)，肋板對土體的約束作用較強(qiáng)，擋墻主要依靠肋板與肋板間土體的摩擦力平衡作用于擋土板上的土壓力，對應(yīng)的力學(xué)作用模式為“肋錨主導(dǎo)型”，如圖7(a)所示。此時(shí)擋墻的肋板較長(2/≥0.21~0.29)，錨固段較短(1/≤0.15)，由錨固段提供的抗傾覆力矩對擋墻穩(wěn)定性的影響顯著弱于肋板的摩擦錨固作用。

(a) 肋錨主導(dǎo)型；(b) 樁肋復(fù)合型；(c) 樁錨主導(dǎo)型

當(dāng)肋板長度較小(2/0.21~0.29)，極限平衡狀態(tài)下所需錨固段相應(yīng)增長(0.15<1/<1/3)，錨固樁提供的抗力錨固效應(yīng)對擋墻穩(wěn)定性的影響不可忽略，在錨固段的抗傾覆力矩與肋板的摩擦錨固效應(yīng)復(fù)合作用下，肋錨式樁板墻保持穩(wěn)定，相應(yīng)的力學(xué)作用模式為“樁肋復(fù)合型”，如圖7(b)所示。

當(dāng)肋板長度為零時(shí)，擋墻保持穩(wěn)定所需錨固段長度與墻高的比值1/≥1/3，此時(shí)肋錨式樁板墻退變?yōu)槠胀栋鍓?，僅依靠錨固段的抗傾覆力矩平衡懸臂段的墻后土壓力，對應(yīng)的力學(xué)作用模式為“樁錨主導(dǎo)型”，如圖7(c)所示。

3 肋錨式樁板墻合理構(gòu)造方式探討

3.1 肋錨式樁板墻經(jīng)濟(jì)性分析

肋錨式樁板墻是一種復(fù)合型支擋結(jié)構(gòu)，抵抗墻后土體滑動失穩(wěn)的構(gòu)件包括錨固段與肋板兩個(gè)部分。因其在施工難度、材料成本等方面存在的區(qū)別，極限平衡狀態(tài)下不同的錨固段與肋板長度組合所需的施工費(fèi)用不同，應(yīng)采取分別計(jì)算后疊加的方法討論在經(jīng)濟(jì)性上的差異。對于錨固段與肋板的施工費(fèi)用，認(rèn)為其分別與錨固段長度與肋板長度成線性關(guān)系。

定義造價(jià)系數(shù)為單位高度的肋錨式樁板墻所需的施工費(fèi)用，極限平衡狀態(tài)下，越小，肋錨式樁板墻所需的錨固段和肋板施工費(fèi)用之和越小，經(jīng)濟(jì)性越好。的計(jì)算方法可表示為

3.2 基于經(jīng)濟(jì)性的肋錨式樁板墻合理構(gòu)造方式

以第1階段3個(gè)單元體試驗(yàn)為例，對于極限平衡狀態(tài)下的肋錨式樁板墻，分別計(jì)算模型I~模型VI的造價(jià)系數(shù)。為使比較更加全面，將圖6中假想延長線與橫坐標(biāo)交點(diǎn)作為模型P同時(shí)進(jìn)行計(jì)算。結(jié)果如表4所列。各組模型的造價(jià)系數(shù)與單位長度錨固段與肋板造價(jià)比值的關(guān)系曲線如圖8所示。

表4 造價(jià)系數(shù)C計(jì)算結(jié)果

結(jié)果表明：1) 當(dāng)單位長度錨固段與肋板造價(jià)比值＞0.637 5時(shí)，模型VI(肋板式擋墻)的造價(jià)系數(shù)最小，經(jīng)濟(jì)性最好，為肋錨優(yōu)勢區(qū)。同理，≤0.637 5時(shí)為樁錨優(yōu)勢區(qū)，普通樁板墻的造價(jià)最低；2) 在肋錨優(yōu)勢區(qū)，隨著肋板增長及錨固段縮短，系數(shù)變化曲線斜率逐漸減小，采用長肋短錨構(gòu)造方式的“肋錨主導(dǎo)型”擋墻經(jīng)濟(jì)性普遍優(yōu)于短肋長錨構(gòu)造方式的“樁肋復(fù)合型”。反之，在樁錨優(yōu)勢區(qū)則為“樁肋復(fù)合型”優(yōu)于“肋錨主導(dǎo)型”；3) 隨著比值的增大，肋板式擋墻經(jīng)濟(jì)性的優(yōu)勢相對于普通樁板墻逐漸顯現(xiàn)且不斷擴(kuò)大。處于肋錨優(yōu)勢區(qū)域的不同構(gòu)造方式墻型經(jīng)濟(jì)性優(yōu)劣關(guān)系表現(xiàn)為“肋板式擋墻”＞“肋錨主導(dǎo)型”＞“樁肋復(fù)合型”＞“樁錨主導(dǎo)型”。

圖8 造價(jià)系數(shù)C與比值a關(guān)系曲線

4 結(jié)論

1) 隨著肋板由短至長變化，肋錨式樁板墻處于極限平衡狀態(tài)下所需的錨固段長度呈非線性減小的趨勢。即通過加長肋板增強(qiáng)肋板的摩擦錨固效應(yīng)，可相應(yīng)降低錨固樁埋深。

2) 在肋板的摩擦錨固和樁的抗力錨固效應(yīng)共同作用下保持穩(wěn)定的肋錨式樁板墻，隨著肋板增長和錨固段縮短，其力學(xué)作用模式按“樁錨主導(dǎo)型”、“樁肋復(fù)合型”、“肋錨主導(dǎo)型”逐漸轉(zhuǎn)變。

3) 肋錨式樁板墻的合理構(gòu)造方式受單位長度錨固段與肋板造價(jià)比值的影響顯著。>0.637 5的肋錨優(yōu)勢區(qū)，采用長肋短錨構(gòu)造方式的“肋錨主導(dǎo)型”擋墻經(jīng)濟(jì)性普遍優(yōu)于短肋長錨的“樁肋復(fù)合型”，而≤0.637 5的樁錨優(yōu)勢區(qū)則相反。

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Sand box model experiment of sheet-pile retaining wall with rib anchor

LI Yuanhao1, 2, LUO Qiang1, 2, LENG Wuming3, MEI Mingming1, 2, HU Xiaoyue1

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2. MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;3. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

The sheet-pile retaining wall with rib anchor is a new kind of composite retaining structure. Through the sand box model test, the relationship between anchoring section length1and rib plate length2required for the stability of sheet-pile retaining wall with rib anchor was mastered, the influence of rib plate frictional anchoring effect and anchoring section resistant anchoring effect on the action mode when the wall is stable was analyzed, the reasonable structural method of sheet-pile retaining wall with rib anchor based on the principle of engineering economy was discussed. The experiment shows that, the length of anchoring section required in the state of limit equilibrium decreases nonlinearly with the increase of rib plate length. In other words, the buried depth of anchor pile can be effectively reduced by adding anti-overturning and anti-sliding rib plate in the soil behind the cantilever section of the retaining wall. With the increase of rib plate length and the decrease of anchoring section length, the controlling factor of retaining wall stability changes from resistant anchoring effect of anchoring section to frictional anchoring effect of rib plate, the corresponding mechanical action modes in order are “pile anchor type”, “pile-rib anchor type”, “rib anchor type”. For the rib anchor dominant area that the ratio of the cost of anchoring section to rib plate per unit length＞0.6375, the economy of retaining wall in “rib anchor type” that has the structure of long rib plate and short anchoring section is better, while for the pile anchor dominant area of≤0.637 5, retaining wall in “pile-rib anchor type” that has the structure of short rib plate and long anchoring section should be used.

sheet-pile retaining wall with rib anchor; sand box model; state of limit equilibrium; action mode; structural method

TU476

A

1672 ? 7029(2020)08 ? 1970 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190936

2019?10?23

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51878560)

羅強(qiáng)(1963?)，男，四川宜賓人，教授，博士，從事高速鐵路路基工程研究；E?mail：LQrock@swjtu.edu.cn

(編輯 涂鵬)