卸荷挡墙工作机理及设计分析方法研究

2023-11-10郭帅杰宋绪国张海洋闫穆涵

铁道标准设计 2023年11期

郭帅杰，宋绪国，张海洋，闫穆涵

(1.中国铁路设计集团有限公司,天津 300308; 2.轨道交通勘察设计国家地方联合工程实验室,天津 300308;3.城市轨道交通数字化建设与测评技术国家工程实验室,天津 300308)

引言

轻型挡土墙结构在我国铁路工程中的应用十分广泛,能够有效提高边坡稳定性,减少工程占地、降低地基加固工程量,实际工程中主要以悬臂式、扶壁式轻型挡土墙结构为主[1]。但是,悬臂式挡墙结构主要适用于6 m以下的挡墙高度,否则将引起墙面板内力的急剧增加;扶壁式挡墙能够满足10 m以下的挡墙高度,但也存在现场施工工艺相对复杂、混凝土用量相对较大的问题[2]。

卸荷挡墙是在悬臂式挡墙的基础上,通过上下两层悬臂墙组合、拼装和锚固形成的新型支挡结构,上层墙体踵板在功能上转换为墙身卸荷板,将部分上部荷载转移至墙面板,减少卸荷板下墙体的侧向土压力,控制墙面板内力与侧向位移。相较于悬臂墙结构,卸荷挡墙承载能力更高,抗滑移、抗倾覆能力更强,应用场景更为丰富,切合当前铁路工程关于新型支挡结构创新应用的实际需求[3]。但是,现阶段关于卸荷挡墙工作机理和设计方法方面的研究还不充分[4],部分研究人员在卸荷挡墙土压力分布[5]、卸荷板位置[6]、卸荷效应量化确定、卸荷式桩板墙[7]等方面,开展了理论分析、仿真计算以及试验验证工作[10],但在卸荷挡墙工作机理方面的研究尚不深入,还未形成适用于铁路路基工程实际应用需求的卸荷挡墙设计分析方法。

针对高速铁路卸荷挡墙工作机理分析与设计计算中存在的问题,采用挡土墙结构力学分析方法及土压力理论,开展卸荷挡墙土压力分布、结构内力及稳定性分析方面的系统研究,确定影响卸荷挡墙整体承载性能的关键因素,提出卸荷板位置、长度以及荷载传递系数的确定方法,并将其应用于卸荷挡墙的结构优化设计和整体稳定性分析。

1 卸荷挡墙结构型式及工作机理

1.1 卸荷挡墙结构型式

卸荷挡墙整体结构型式接近于悬臂墙,通过墙面板上布设的卸荷板荷载转移效应,将卸荷板上填土荷载部分转移至墙身。卸荷挡墙可采用装配施工工艺,上、下墙体均可预制成型,通过上墙墙趾与下墙墙顶预留的环形锚固筋,应用湿接缝锚固形成整体承载结构,能有效提高墙体施工效率,控制预制构件尺寸与质量。其中,7.5 m墙高的卸荷挡墙基本尺寸及三维拼装效果如图1所示。

1.2 卸荷挡墙工作机理

相较于悬臂式挡墙,卸荷挡墙在结构承载、墙后土压力分布及墙体稳定性方面存在一定的差异,典型的卸荷挡墙承载机理如图2所示。

图2 卸荷挡墙承载机理示意

卸荷挡墙正常工作中,由于卸荷板的荷载转移效应,卸荷板同墙面板锚接位置出现墙身弯矩的明显减小甚至反转,有利于降低墙面板根部的内力集中效应,提高墙面板结构承载能力。卸荷板对上部填土以及外部荷载存在明显的荷载遮蔽效应,加之卸荷板长度也对第二破裂面位置与倾角产生影响,两者共同促使板下填土侧向土压力明显减小,表现为图2中卸荷板下的墙面板侧向土压力分布出现缺口[11]。此外,墙面板侧向土压力的整体减小以及踵板上竖向荷载(源于第二破裂面同墙体合围范围增大)的增加,均有益于卸荷挡墙抗滑移和抗倾覆稳定性提高,对卸荷挡墙结构整体承载更为有利。

2 卸荷挡墙土压力理论

卸荷挡墙土压力主要由墙后土体及路基面外荷载两部分引起。其中,墙后土体土压力基于库伦土压力理论[12],并考虑地震工况[16],参照TB10025—2019《铁路路基支挡结构设计规范》,应用第一、第二破裂面双搜索迭代求解方法,分别确定上墙和下墙的等效主动土压力系数。路面外荷载引起的墙面板土压力则基于弹性理论求解方法。

2.1 上墙土压力

上墙土压力计算与悬臂式挡墙完全相同,应用式(1)搜索计算使得水平土压力Ex最大时的第一、第二破裂面同竖向法线夹角[17]。

(1)

式中,Ex为水平土压力;W为破裂棱体自重;β1、α1分别为第一、第二破裂面同竖向法线夹角;φ0为填土综合内摩擦角;δ为第二破裂面界面内摩擦角。

应用式(1)搜索确定α1过程中,限制α1搜索上限不大于卸荷板端点同墙面板顶点连线夹角,并将确定的最大水平侧向力Ex应用侧向土压力系数等效方式,计算上墙侧向土压力系数Kax1。

2.2 下墙土压力

墙下土压力分布在卸荷板荷载传递和遮蔽效应的共同影响下,表现为缺口式的分段分布特征(图2)。卸荷板遮蔽范围按照完全遮蔽区、过渡区和非遮蔽区划分。其中,完全遮蔽区土压力由板下土体自重及卸荷板传递荷载引起;非遮蔽区土压力不受卸荷板影响,直接采用库伦主动土压力计算。

下墙土压力计算时,首先应用式(1)搜索计算墙体水平土压力Ex最大时,下墙第一、第二破裂面同竖向法线夹角β2和α2,同样通过土压力系数等效方式,计算下墙侧向土压力系数Kax2。其中,下墙土压力计算时的假想墙背倾角应满足式(2)。

(2)

式中,ε2为下墙土压力计算中的假想墙背倾角;α2为下墙第二破裂面倾角;L1、L2分别为卸荷板和踵板长度;H1、H2分别为上、下墙面板高度;t1为卸荷板厚度;t3为上墙面板厚度。

2.3 路面外荷载

路面外荷载土压力基于弹性理论[18],将外荷载全部等效为一系列的集中线荷载,通过式(3)线荷载竖向附加应力和式(4)水平附加应力,计算挡墙面板及墙踵板任意位置处的水平或竖向附加应力。

σx=2p′·cosβ·sin2β/(πR1)

(3)

σz=2p′·cos3β/(πR1)

(4)

式中,p′为集中线荷载;R1为附加应力计算点同集中线荷载间距离;β为附加应力计算点与集中线荷载位置连线同竖直方向间的夹角。

另外,卸荷板对路面外荷载引起的附加应力同样存在遮蔽效应,卸荷板对外荷载附加应力遮蔽作用及影响范围如图3(a)、图3(b)所示。

图3 卸荷板对外荷载附加应力遮蔽作用示意

3 卸荷挡墙结构内力及稳定性分析

卸荷挡墙侧向土压力及竖向荷载确定后,根据常规悬臂式挡墙设计方法计算基础底板反力,并进行卸荷挡墙面板、底板与卸荷板内力分析,开展卸荷挡墙抗滑移、抗倾覆稳定性计算。

3.1 卸荷挡墙内力及稳定性分析荷载模型

卸荷挡墙侧向土压力及基底反力确定后,根据墙面板、卸荷板以及基础底板自重,卸荷板及踵板上作用的填土自重外荷载与土压力竖向分力,进行卸荷挡墙各构件的内力分析以及挡墙整体稳定性计算。其中,卸荷挡墙内力分析以及稳定性计算荷载模型分别如图4(a)、图4(b)所示。

图4 卸荷挡墙内力分析以及稳定性计算荷载模型

3.2 卸荷挡墙构件内力分析方法

卸荷挡墙主要由墙面板、卸荷板、基础底板(踵板和趾板)三部分组成,考虑构件作用荷载的非均匀性,通过微段荷载叠加方式确定各构件任意截面处内力[20]。根据图4(a)内力分析荷载模型,墙面板弯矩内力同卸荷板位置相关,应用式(5)计算确定。

(5)

式中,M1(z)为墙面板分布弯矩;q(z)为侧向土压力;z为墙面板计算点位置坐标;Mx为卸荷板根部弯矩,计算点高于卸荷板位置时取为0。

墙踵板、墙趾板作用荷载包括填土自重、外荷载、基础底板自重及地基反力,分别应用式(6)、式(7)计算踵板与趾板弯矩分布。

(σ1-σ2)x/B-σ2]·(B3-x)dx

(6)

σ2]xdx

(7)

式中,M2(x)、M3(x)分别为踵板、趾板分布弯矩;p1(x)、p2(x)分别为踵板、趾板表面分布荷载;pc(x)为基础底板自重分布荷载;B为基础底板长度;σ1为墙趾地基反力;σ2为墙踵地基反力;x为底板位置坐标。

3.3 卸荷挡墙整体稳定性分析方法

卸荷板整体稳定性分析包括墙体结构的抗滑移、抗倾覆稳定性,分析方法同悬臂墙基本相同,但应考虑卸荷板对踵板上部填土荷载分布以及侧向土压力分布的影响。根据图4(b)稳定性计算荷载模型,应用式(8)和式(9)进行卸荷挡墙的抗滑移、抗倾覆稳定分析。

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为水平土压力合力,作用点位置为z1;f为基底摩擦系数;G1、G2、G3、G4分别为上墙面板、下墙面板、底板以及卸荷板的自重,水平作用点位置分别为x1、x2、x3、x4;Q1为卸荷板卸荷后的竖向荷载,作用点位置为xq1;Q2为踵板上表面荷载,作用点位置为xq2,m;Kc为抗滑移稳定系数;K0为抗倾覆稳定系数。

4 卸荷挡墙承载性能影响因素分析

卸荷挡墙卸荷板荷载传递系数、位置及长度同其结构承载和整体稳定性直接相关,是影响卸荷挡墙结构设计的关键因素。通过对相关控制参数的合理优化,提出对应的确定标准,能够更合理地控制卸荷挡墙内力水平,提高挡墙结构整体稳定性。卸荷挡墙承载性能影响因素分析中,卸荷挡墙断面尺寸参照图1(a),并具体调整卸荷板的位置和长度。

秸秆反应堆启动后一个半月内的二氧化碳浓度明显高于对照区，并且棚温越高二氧化碳浓度差越明显。之后影响逐渐下降，二个月后影响不明显，详见表1。

4.1 卸荷板荷载传递系数影响

卸荷板荷载传递系数m代表了卸荷板相对刚度,是传递至板下荷载同板上总荷载的比值。其中,m=0代表卸荷板纯刚性,板上荷载全部由卸荷板承担。为综合分析荷载传递系数m对卸荷挡墙承载的影响规律,m值设定为0、0.2、0.4、0.6、0.8和1.0,对应的侧向土压力分布、墙面板和底板弯矩内力分布如图5(a)～图5(c)所示,稳定性分析结果列于表1。

表1 不同荷载传递系数下挡墙稳定系数分析结果

图5(a)中,荷载传递系数m对下墙侧向土压力分布产生直接影响,m值越小,卸荷板的荷载转移能力越强,板下土压力分布缺口相对越大。随着荷载传递系数m增大,下墙土压力分布逐渐右移,趋近于悬臂挡墙土压力分布。这也证明了建立的卸荷挡墙土压力分析模型关于墙后土压力分析结果是合理有效的,可直观反映卸荷板对侧向土压力的影响趋势和规律。另外,卸荷挡墙面板弯矩分布在卸荷板位置处出现明显突变,并能很好地改善悬臂墙根部弯矩内力幅值,对墙面板整体承载更为有利。对于基础底板,不同荷载传递系数m对应的底板弯矩数值变化幅度为1.0～6.0倍,说明卸荷板荷载传递系数对踵板内力分布的影响更为显著。

表1为不同荷载传递系数对应的卸荷挡墙稳定性分析结果,挡墙抗倾覆和抗滑移稳定系数均随荷载传递系数m值的增加而减小,即卸荷板向板下传递的荷载越少,卸荷挡墙结构稳定性相对越高。相较于悬臂墙,卸荷挡墙抗倾覆稳定系数平均提高约8%,抗滑移稳定系数平均提高约20%,其对挡墙抗滑移稳定性的提高作用相对更为有效。

综合上述卸荷挡墙荷载传递系数m对挡墙土压力、结构内力及稳定性的影响规律,取m=0.4时的分析结果整体居中,既能充分体现卸荷板对挡墙承载的有利影响,又未过高估计卸荷板的整体卸荷效应,卸荷挡墙设计效果相对更为合理有效。

4.2 卸荷板位置影响

卸荷板位置同墙面板内力及侧向土压力分布直接相关。卸荷板影响分析中,分别设定卸荷板位置距墙顶1.25,2.25,3.25,4.25 m和5.25 m,卸荷板长度均为2.0 m,荷载传递系数m=0.4。利用卸荷挡墙土压力分析模型、结构内力及稳定性计算模型进行卸荷挡墙承载分析,得到不同卸荷板位置下土压力分布、墙面板和底板弯矩内力分布,分别如图6(a)～图6(c)所示。

图6 不同卸荷板位置下的土压力及结构内力分布

图6(a)中,卸荷挡墙土压力分布突变位置同卸荷板位置匹配,卸荷板位置越低,土压力减小效应越明显。总侧向土压力随卸荷板位置高度变化存在极值点,表现为先减小后增大趋势,卸荷板位于墙面板中部时,总侧向土压力相对最小。相较于悬臂墙,卸荷挡墙面板弯矩也出现明显减小,并且墙面板根部弯矩也趋于相同数值。另外,卸荷挡墙底板弯矩内力也随卸荷板位置的降低出现明显减小,但减小幅度随卸荷板位置降低呈递减趋势,说明卸荷板相对位置高度同底板内力控制密切相关,卸荷板通过均化和传递上部填土荷载,改变了荷载作用点位置,对底板内力控制总体是有益的。

综合标准及地震效应作用工况下的卸荷挡墙稳定性分析结果,挡墙抗滑移与抗倾覆稳定系数随卸荷板位置变化趋势分别如图7(a)、图7(b)所示。

图7 卸荷板位置对挡墙稳定性的影响规律

4.3 卸荷板长度影响

卸荷板长度影响分析中,卸荷板位置高度统一为Hx=3.25 m,荷载传递系数m=0.4,卸荷板长度L1依次分别为0.5,1.25,2.0,2.75 m和3.5 m。同样利用前述土压力分析模型、结构内力及稳定性计算模型进行卸荷挡墙承载分析,得到对应分析工况的土压力分布、墙面板和底板弯矩内力分布,分别如图8(a)～图8(c)所示。

图8 不同卸荷板长度下的土压力及结构内力分布

图8(a)中,卸荷板下土压力随着卸荷板长度增加呈现不同的分布规律。其中,卸荷板越长,遮蔽效应越显著,板下土压力相应越小;卸荷板较短时,其遮蔽范围相对有限,随着深度增加,土压力甚至可能恢复至无卸荷板情形的土压力水平。在卸荷板影响下,板下土压力分布呈现明显的阶段性特征,表现为完全遮蔽区、过渡区和非遮蔽区。此外,卸荷板以上的上墙土压力分布差异相对较小,这种差异也主要同卸荷板板端对上墙第二破裂面形成的大小、范围影响相关。图8(b)、图8(c)中,卸荷板长度同其根部负向弯矩的相对大小直接相关,并对墙面板内力产生明显影响;当卸荷板长度超过一定范围后,墙面板截面受弯为卸荷板位置处的负向弯矩控制。基础底板弯矩随卸荷板长度增加而减小,当卸荷板长度达到3.5 m时,基础底板弯矩、剪力方向将出现明显改变。

综合不同卸荷板长度情形的标准及地震效应工况卸荷挡墙稳定性分析结果,挡墙抗滑移与抗倾覆稳定系数随卸荷板长度变化分别如图9(a)、图9(b)所示。

图9 卸荷板长度对挡墙稳定性的影响规律

图9(a)、图9(b)中,卸荷挡墙抗滑移、抗倾覆稳定性均随卸荷板长度增加表现为整体递增趋势,并且增加幅度越来越大,说明卸荷板长度的增加对挡墙稳定性提高是有利的。综合卸荷板对墙面板内力、基础底板内力影响规律,相对于图1(a)中的挡墙断面尺寸,卸荷板长度L1=2.0 m时的挡墙内力相对可控,且为图9(a)、图9(b)卸荷挡土墙抗滑移、抗倾覆稳定系数趋势线曲率的最大点,是卸荷挡墙稳定系数由缓慢转向快速增长的转变区域,而此时的卸荷板长度约为踵板长度一半。因此,卸荷挡墙卸荷板长度应控制在合理范围内,卸荷板过短,其对挡墙整体稳定性提高有限,卸荷板过长,则可能导致卸荷板的承载失效,并引起墙面板弯矩方向的局部反转。一般情况下,卸荷板长度宜为0.5～0.7倍踵板长度,可使卸荷挡墙结构承载和稳定性承载发挥至最佳。