剛性擋墻被動土壓力試驗研究

剛性擋墻被動土壓力試驗研究

1土壓力的研究計算土壤在結構中的作用是一個古老的問題。在設計剛性擋土墻時，應以安全、經(jīng)濟地實現(xiàn)墻的功能，應深入了解支撐墻的影響因素、壓力分布規(guī)律及其影響因素。目前在設計計算中最為常用的土壓力理論仍為經(jīng)典的Coulomb和Rankine土壓力理論,但是,經(jīng)典土壓力理論沒有充分考慮擋墻的變位方式和位移大小對土壓力的影響。Terzaghi,FangandIshibashi,Fang,ChenandWu,周應英和任美龍等國內(nèi)外眾多學者對土壓力問題進行了很有意義的試驗研究。通過試驗,發(fā)現(xiàn)作用于擋土墻上的土壓力大小、分布及合力作用點等受擋墻的變位方式和變位大小的影響很大。模型試驗所采用的擋墻變位方式主要是墻體的平移(T模式)、繞墻頂轉(zhuǎn)動(RT)模式和繞墻底轉(zhuǎn)動(RB)模式,而在實際工程中,擋土墻的變位方式更復雜多樣。筆者采用更為普遍的擋墻變位方式:繞墻頂上某點轉(zhuǎn)動(RTT)模式和繞墻底下某點轉(zhuǎn)動(RBT)模式,對作用于剛性擋墻上被動土壓力進行了模型試驗研究。2試驗模型的設計和制造采用自制的模型試驗箱進行剛性擋墻被動土壓力試驗,試驗模型包括4個組成部分:試驗裝土箱、剛性擋墻、加載系統(tǒng)和數(shù)據(jù)量測系統(tǒng)。2.1地板箱試驗在裝土箱內(nèi)進行,裝土箱內(nèi)部尺寸為3.0m(長)×0.94m(寬)×1.2m(高),結構如圖1所示。2.2土壓力傳感器的布置試驗采用剛性擋墻,尺寸為1.0m(高)×0.94m(寬)×0.12m(厚),擋墻結構如圖2所示,擋墻采用鋼筋混凝土材料,擋墻的厚度取決于墻的撓度,經(jīng)驗算,在最不利荷載(不同深度土體均達到極限被動土壓力)作用下,擋墻的最大撓度為0.001mm,保證了擋墻的剛性變形。土壓力傳感器布置在剛性混凝土擋墻與土樣接觸的一面,墻面較為粗糙,這樣可假設土體與擋墻間不發(fā)生相對滑移。由于需要在擋墻上作用集中荷載,為了防止混凝土局部承壓破壞和混凝土擋墻的沖切破壞,在擋墻的另一面集中荷載作用位置,即位于擋墻的中間位置,布置了一塊1.0m(長)×0.1m(寬)×0.01m(厚)的鋼板,鋼板與混凝土擋墻的內(nèi)設鋼筋焊接在一起。2.3千斤頂壓力施加為了模擬各種試驗工況,擋墻上需要作用水平荷載,由上下2臺20t的油壓千斤頂來施加,每臺千斤頂都有一臺獨立的油泵來提供油壓。操作時,可以分別控制加載速率,既可同步加荷,也可異步加荷,從而能夠模擬各種試驗工況。2.4土壓力、位移量測(1)土壓力量測試驗選用YB-1微型土壓力傳感器。該傳感器系應變式傳感器,其讀數(shù)記錄儀采用應變儀。通過三軸壓力室進行標定,可以得到每一個傳感器的標定曲線,對照該標定曲線,每一個對應的應變值都有一個相應的應力值,即作用在傳感器表面的平均應力。土壓力傳感器的布置見圖3。在擋墻的中線區(qū)域布置了10個土壓力傳感器,另外,在水平方向也布置了3個傳感器,用以考察經(jīng)過邊界面處理后,土樣與鋼化玻璃間的摩擦效應是否消除。(2)擋墻位移量測為了研究土壓力分布及其與擋墻位移之間的關系,需要量測每一種工況下?lián)鯄Φ膶嶋H位移,試驗采用百分表,其精度為0.01mm,最大量程為15mm。百分表是用磁架固定的,百分表的伸縮桿頂在混凝土墻上,隨著千斤頂?shù)募雍?擋墻發(fā)生變位,百分表就能同步測出擋墻位移。擋墻的位移量測計百分表共布置了3個測點,均布置在與千斤頂活塞中心同一水平面上。其中2個布置在上面1只千斤頂活塞中心水平面上,校核擋墻沿著軌道運行時是否發(fā)生偏位。3土樣的鋪設和抹試驗采用風干的杭州錢塘江河砂,砂性土干密度試驗結果如下:最大干密度1.735g/cm3,最小干密度1.448g/cm3,實際干密度1.592g/cm3,實際干容重15.642kN/cm3,相對密實度0.502。通過直剪試驗,砂土的內(nèi)摩擦角φ=34.2°。砂土裝入模型箱時,采用自由落體方法,即將砂土從1m的高度落下,而且箱內(nèi)的砂土是一層層的鋪設。鋪設好的土樣靜置2d,使土樣在自然狀態(tài)下壓實。為了減小土樣和裝土箱兩側(cè)面的摩擦,在裝土箱內(nèi)側(cè)的鋼化玻璃上抹凡士林作為潤滑劑,凡士林要求有一定的厚度,并且要涂抹均勻。凡士林上面貼一層聚乙烯薄膜,這樣既可以減小與土樣的摩擦,又可以防止凡士林與土樣直接接觸。4rbt或rtt模式試驗共進行了3種工況研究墻后被動土壓力,分別為剛性擋墻的平移(T模式)、剛性擋墻繞墻底以下某一點轉(zhuǎn)動(RBT模式)和剛性擋墻繞墻頂以上某一點轉(zhuǎn)動(RTT模式),見圖4。圖4(b)為RBT變位模式,可以看出,當n=0時,RBT模式退化為剛性擋墻繞墻底轉(zhuǎn)動,即RB模式(見圖5(b))。當n※∞時,RBT模式相當于剛性擋墻平移,即T模式(見圖5(a))。圖4(c)為RTT變位模式,可以看出,當n=0時,RTT模式退化為剛性擋墻繞墻頂轉(zhuǎn)動,即RT模式(見圖5(c))。當n※∞時,RTT模式相當于剛性擋墻平移,即T模式(見圖5(a))。5試驗結果及分析5.1土壓力實驗結果分析圖6是擋墻平移變位方式下,被動土壓力在不同擋墻位移下沿深度的分布,為便于比較,在圖上標明了Rankine和Coulomb土壓力的分布圖,其中計算Coulomb土壓力時,假定了砂與混凝土的墻面摩擦角δ=2φ/3。試驗時,作用在擋墻上的荷載是分級加載的,通過擋墻的最大位移Smax來控制每一級荷載,其他工況下也是如此。由圖6可以看出,隨著擋墻位移不斷增大,水平土壓力也不斷發(fā)展,逐漸達到被動極限平衡狀態(tài)。值得注意的是,當墻體位移達到3%墻高時,土壓力就已經(jīng)達到Rankine被動極限平衡狀態(tài);當墻體位移達到8.5%墻高時,土壓力接近Coulomb被動極限平衡狀態(tài)。也就是說,在平移狀態(tài)下,極限被動土壓力與Coulomb土壓力比較接近。這是由于試驗中砂與混凝土擋墻之間存在著墻面摩擦,將會使被動土壓力大大增加,使得極限土壓力不同于Rankine土壓力,而與Coulomb土壓力較為接近。被動水平土壓力在加載的每個階段,即在每個位移狀態(tài)下,水平土壓力沿深度的分布基本上呈線性分布,這時不同深度的土體都得到了同等發(fā)揮,直至充分發(fā)揮,達到被動極限狀態(tài)。圖7是不同深度下的水平土壓力與土體位移的關系曲線?？煽闯鐾翂毫﹄S位移的增長非線性不斷增大,直至土壓力達到極限平衡狀態(tài)。當擋墻位移達到8%墻高時,被動水平土壓力基本上是同時達到極限平衡狀態(tài);隨著擋墻位移的繼續(xù)增大,土壓力不再有明顯變化。如果定義被動土壓力系數(shù)Kp=P/(21γH2),其中P為作用在擋墻上水平土壓力合力,γ為土樣容重,H為墻高。被動土壓力系數(shù)Kp與擋墻位移關系曲線見圖8。由圖8可看出,Kp隨擋墻的位移增長而逐漸增大,并呈非線性關系。當位移較小時,Kp小于Rankine土壓力系數(shù);隨著位移的增大,Kp逐漸超過Rankine土壓力系數(shù),而接近于Coulomb土壓力系數(shù),但比Coulomb土壓力系數(shù)小?？梢钥闯?Rnakine土壓力低估了實際土壓力,Coulomb土壓力由于考慮了實際墻面的摩擦,相對而言,與實測數(shù)據(jù)較為接近。圖9是水平土壓力合力作用點隨擋墻位移增大的變化情況,無論是Rankine土壓力或是Coulomb土壓力,對于均質(zhì)土而言,墻后被動土壓力均為三角形分布,被動土壓力合力作用點距墻底端為1/3墻高。實測的水平土壓力合力作用點位置略高于三角形分布情況,并隨著位移的增加,差距逐漸增大。這主要是由于試驗中,土體與底板表面之間可能產(chǎn)生的相對滑動,使得下部土壓力偏小,因而合力作用位置逐漸上移。在布設土壓力傳感器時,為了驗證模型箱兩側(cè)鋼化玻璃表面經(jīng)潤滑處理后其摩擦作用是否消除,在深度為0.6m的水平面上,布置了4個傳感器,試驗結果如圖10所示。試驗結果表明,經(jīng)過處理后的邊界摩擦已經(jīng)基本得到消除。5.2rbt模式下的被動土壓力圖11是在RBT模式下,n=0,0.25和0.50時水平被動土壓力沿深度的分布曲線。RBT模式下,n=0時,在加載的每個階段被動水平土壓力沿深度分布見圖11(a)。這種位移模式也就是通常所說的擋墻繞墻底端轉(zhuǎn)動,即RB模式?？梢钥闯?在這種位移模式下,水平土壓力的分布呈明顯的非線性,擋墻上部水平土壓力增長很快,主要是在深度h=0.3m以上的土體。深度0.1m處,當最大墻體位移達到3.71%墻高時,土壓力就已經(jīng)超過Coulomb被動極限平衡狀態(tài)時的土壓力。而擋墻下部水平土壓力卻增長十分緩慢。當擋墻最大位移達到11%左右墻高時,這時墻后土體基本進入被動極限平衡狀態(tài)。由于擋墻繞底端轉(zhuǎn)動,墻上部土體的位移較下部要大,因而上部土體能更充分發(fā)揮其強度,上部土壓力也就比下部土壓力發(fā)展快,所以上部土壓力就很快達到Coulomb被動極限平衡狀態(tài)。下部土壓力增長較慢,這主要是因為擋墻下部土體的位移較小,還遠遠沒有達到被動極限位移。RBT模式下,n=0.25和0.50時,在加載的每個階段被動水平土壓力沿深度分布分別見圖11(b),(c)所示。在這兩種位移模式下,水平土壓力沿深度的分布同樣呈明顯的非線性。由于在這兩種位移模式下,擋墻下部的土體位移要較n=0時大,因此土壓力的非線性沒有n=0時明顯,而下部土壓力也要比n=0時大。在深度為0.1m處,n=0.25時,擋墻最大位移為4.34%墻高時達到Coulomb被動極限平衡狀態(tài);n=0.50時,擋墻最大位移為6.73%墻高時才達到Coulomb被動極限平衡狀態(tài),均比n=0時,達到Coulomb被動極限平衡狀態(tài)時,擋墻最大位移為3.71%墻高大。隨著n值的增大,墻后水平土壓力沿深度的分布從明顯的非線性逐漸向線性發(fā)展,逐步趨向于T模式下土壓力的分布。可以預料,當n大于某一值時,墻后水平土壓力分布將和T模式下土壓力分布趨于一致。當墻體最大位移分別達到13%和12%墻高時,n=0.25和0.50這兩種位移模式將達到被動極限平衡狀態(tài)。極限位移量與n=0時極限位移量11%墻高較為接近,并都要大于T模式下的極限位移量8%墻高。圖12是RBT模式(n=0)水平土壓力與位移的關系曲線,可以看出,各個深度的水平土壓力隨位移的發(fā)展程度不同,測點SPT1、SPT2和SPT3這三處土壓力發(fā)展較快,而測點SPT5以下的土壓力發(fā)展就很緩慢。圖13是RBT模式下各種位移模式被動土壓力系數(shù)的比較。為了更形象地說明問題,將其與T模式下以及Rankine和Coulomb被動土壓力系數(shù)作了比較?？梢钥闯?三種位移模式下,隨著位移的不斷增大,Kp也不斷增長,其極限值介于Coulomb被動土壓力系數(shù)和Rankine被動土壓力系數(shù)之間;并且隨n值的增大,Kp曲線逐漸趨近與平移(T)模式下的曲線,當n達到某一值時,兩者將會趨于一致。5.3rtt模式下的被動土壓力圖14是RTT變位模式下,n=0和0.78時,水平被動土壓力沿深度分布曲線?？梢钥闯?在這兩種位移模式下,被動土壓力沿深度的分布也呈現(xiàn)出明顯的非線性分布,當n=0時,非線性更為顯著。這種位移模式,也就是通常所說的RT位移模式,即擋墻繞墻頂轉(zhuǎn)動。從圖14(a)可以看出,擋墻上部被動土壓力發(fā)展及其緩慢,基本上變化不大,這主要是在測點STP6(h=0.6m)以上的土體,而測點STP6以下的土體,被動土壓力就發(fā)展得很快,其中測點STP9的被動土壓力增長最快。當擋墻的最大位移達到11.5%墻高時,土體的被動土壓力就基本不再隨位移繼續(xù)增長,也即達到被動極限平衡狀態(tài),但此時的極限被動土壓力仍然小于Coulomb被動土壓力,尤其是上部被動土壓力遠遠小于Coulomb被動土壓力。主要是由于n=0時,擋墻上部土體的位移較小,而擋墻下部土體位移就較大,在這種情況下,上部土體由于位移的限制,不能充分發(fā)揮其強度,因而被動土壓力增長比較緩慢,基本上變化不大;而下部土體由于其位移相對上部而言比較大,能夠充分的發(fā)揮其強度,被動土壓力增長比較快。RTT模式下,n=0.78時,水平被動土壓力沿深度的分布也呈現(xiàn)出非線性,但其非線性程度較n=0位移模式下水平被動土壓力分布要小,尤其是擋墻的上半部分,土壓力的分布呈近似的線性分布,而下半部分土壓力的分布呈非線性,且增長較快。在這種情況下,上半部分土體的位移要比n=0情況下土體位移大,所以土壓力也有一定的增長,基本上與位移呈近似線性分布;下半部分土體位移比上半部分土體位移大,因而土壓力增長較快,測點SPT9土壓力減小是由于底部摩擦的影響?？梢灶A計,隨著n值的增大,被動土壓力沿深度的分布將越接近于線性分布,越接近于平移狀態(tài)(T模式)的分布。圖15是RTT模式下,n=0時水平土壓力與位移的關系曲線。如圖所示,測點SPT6以上各點被動土壓力隨位移基本不變,測點SPT6以下各點被動土壓力隨位移的增長比較快,這主要是由于擋墻繞頂端轉(zhuǎn)動,上部土體的位移受到限制而較小,被動土壓力很難發(fā)展而基本不變,下部土體的位移較上部土體大,土體能充分發(fā)揮其強度,被動土壓力隨位移的增長很明顯。圖16是RTT模式下被動土壓力系數(shù)的比較。n=0時的被動土壓力系數(shù)比n=0.78時被動土壓力系數(shù)小,這兩種模式下的被動土壓力系數(shù)均比平移(T模式)下的小,并且n=0.78與T模式較為接近,但兩者的極限被動土壓力系數(shù)比Rankine被動土壓力系數(shù)大,比Coulomb被動土壓力系數(shù)小。5.4不同位移模式下被動土壓力合力作用方向三種位移模式下,被動土壓力沿深度的分布、大小、被動土壓力系數(shù)以及合力作用位置具有較大的差別。平移(T)模式下,被動土壓力沿深度的分布呈近似的線性分布。RBT和RTT模式下,被動土壓力的分布都呈明顯的非線性,其非線性的程度取決于n值,n值越大,被動土壓力的分布越接近于T模式。土體的土壓力與土體的實際位移有關,因而通常情況下的土壓力是非極限土壓力,這是經(jīng)典的Rankine和Coulomb土壓力理論所不能考慮的,后者是建立在極限平衡基礎上,只能用來計算極限土壓力。而極限土壓力又與剛性擋墻的變位模式有關。三種位移模式下得到的極限被動土壓力一般是小于Coulomb被動土壓力,而大于Rankine被動土壓力。在T模式下,極限被動土壓力比較接近于Coulomb被動土壓力。在RBT模式下,n=0時下部極限被動土壓力遠遠小于Coulomb被動土壓力,而上部極限被動土壓力略大于Coulomb被動土壓力;隨著n值的增大,上部極限被動土壓力會減小,當n=0.50時,已基本接近于Coulomb被動土壓力,下部極限被動土壓力也會增加,當n=0.50時,與Coulomb被動土壓力還有一定的距離,這可能與底部摩擦有關。在RTT模式下,上部極限被動土壓力增長很慢,遠遠小于Coulomb被動土壓力,下部極限被動土壓力增長較快,但仍然小于Coulomb被動土壓力;隨著n值的增大,上部極限被動土壓力繼續(xù)增加,當n=0.78時,已比較接近于Coulomb被動土壓力。土體達到極限平衡狀態(tài),即土壓力達到最大值時的位移稱為極限位移。極限位移是判斷土體土壓力是極限土壓力還是非極限土壓力的依據(jù)。根據(jù)試驗結果,可以得到三種位移模式下砂性土達到被動極限平衡狀態(tài)時的極限位移,見表1。從表1可以看出,同一種砂性土,密實度也相同,由于擋墻的位移模式不同,達到被動極限平衡時所需極限位移不同。平移模式下,土體所需的極限位移最小,約為8%墻高。相對而言,在RBT和RTT模式下,雖然n取值不同,但是所需極限位移差別不大,基本上為(11%～13%)墻高。根據(jù)試驗結果,得出各種位移模式下被動土壓力合力作用位置隨擋墻變位的關系,見圖17?？煽闯?RBT模式n=0是被動土壓力合力作用位置的上界,RTT模式n=0是被動土壓力合力作用位置的下界,而T模式是RBT和RTT模式的分界線。被動土壓力合力作用位置與n的取值有關。在RBT模式下,隨著n值的增大,被動土壓力合力作用位置不斷下移而減小,逐漸逼近T模式;在RTT模式下,隨著n值的增大,被動土壓力合力作用位置不斷上移而增大,也逐漸逼近T模式。被動土壓力合力作用位置隨位移模式以及n值而變化的主要原因在于土壓力的位移效應。剛性擋墻的變位模式?jīng)Q定了土體的位移分布及其大小,這就影響了土體強度的發(fā)揮,使得土體作用在擋墻上的土壓力并非極限土壓力,也就與經(jīng)典土壓力理論不吻合。因而對于一層土而言,墻后被動土壓力沿深度的分布并非簡單的三角形分布,合力作用位置也不是作用在1/3墻高處,實際的分布與擋墻的位移模式有關,所以