随着国民经济的不断发展，道路上的交通量日益增加，车辆轴载日益增大，对路基支挡结构的影响也日益严重。目前我国公路设计的相关规范^[1-2]在支挡结构设计时都将车辆荷载简化为均匀分布，但试验测试和理论分析均表明这种简化产生的误差比较大。李存宝^[3]通过模型试验测试了车辆荷载引起的动土压力，结果表明，动应力分布主要集中在挡土墙上部，从墙顶向下先增大后减小，若采用等代均布土层厚度法换算，其值在动应力的最大值、最小值之间，是一种近似平均的方法。于一凡^[4]也通过模型试验研究了交通荷载在锚拉悬臂式挡墙上引起的土压力分布规律。乐金朝^[5]对受交通荷载影响的基坑支护结构进行了现场监测，发现当荷载作用位置距离支护结构越近时，支护桩的水平位移量就越大，且锚杆的轴力值也越大；当荷载频率增加时，支护桩的水平位移值增大，而锚杆的轴力却减小。李志勇^[6]、谭献良^[7]等通过现场实测与数值分析认为，对于预应力锚索桩板墙，交通荷载引起的附加土压力主要集中在墙顶以下2 m范围内，且对桩的影响大于对板的影响。李昀、黄向京、王怡等^[8-11]通过模型试验测试了交通荷载对加筋土挡墙的影响，获得到交通动荷载引起附加土压力沿墙高的分布规律。吴顺川、张波等^[12-13]通过数值分析研究了交通荷载作用下挡土墙的失稳机理。马晓芳、张卓等^[14-17]还对车辆荷载的计算方法进行了探讨。

本研究结合330国道改扩建工程中悬臂式挡土墙的施工进程，在墙后埋设计土压力盒，采用工地自卸式载重汽车为荷载源，开展了车辆荷载作用下挡土墙的附加土压力测试，并与理论值进行了对比，获得了一些有益的结论。

330国道莲都至缙云段位于浙江丽水境内，由于建设早、等级低，不能满足日益增长的道路交通需要，急需拓宽升级。由于该段线路多为沿河路基，为了减少开挖且不侵占河道，拓宽采用半路半桥和分离式路基方案：莲都至缙云方向采用路基，以老路为基础，根据实际情况进行利用、拆除重建或改线；缙云至莲都方向采用平行桥通过。

K139+100~K139+400路段拟采用悬臂式挡墙进行支挡(见图 1)。挡墙高4 m，墙踵板长3 m，分段长度为10 m，采用钢筋混凝结构现浇而成。墙后采用清宕渣填筑，重度γ=21 kN/m³，内摩擦角φ=35°，黏聚力为0。为了探讨车辆荷载引起的附加土压力分布规律，挡墙施工时在指定位置埋了土压力盒10个(见图 1、图 2)。土压力盒的参数见表 1。

图 1 元器件布置图(单位：cm) Fig. 1 Arrangement of earth pressure boxes (unit:cm)

图 2 土压力盒埋设 Fig. 2 Embedment of earth pressure box

试验采用停车静载方式加载。试验车辆为施工用30 t自卸式载重汽车，装载碴石后实测重量为300 kN。试验前先在路面以挡墙墙背为基准，沿监测断面按1 m的间距标出若干个停车位(见图 3)。试验时从最外侧点开始，依次让汽车左后轮停止在距墙背不同距离的停车点上(见图 4)，然后读取元器件数据。

图 3 试验方案 Fig. 3 Test scheme

图 4 试验车 Fig. 4 Test vehicle

图 5为悬臂式挡墙底板上各测点的附加竖向土压力与车辆位置的关系曲线。图 6为不同车辆位置时底板上的附加竖向土压力分布曲线。当停车位置分别为1，2，3 m时，车辆位于挡墙底板上方，在底板上引起的附加竖向土压力分布基本相同; 在路基横断面上，附加竖向土压力基本上都呈峰形分布，即两端小，中部大。当停车位置为4，5 m时，附加竖向应力出现明显减小，这主要由于此时车辆位于老路路基上，老路路基经过长期运营，整体性很强，与挡墙底板上方的新筑填料性能有明显差异而造成的。可见，附加竖向土压力受车辆位置的影响还是非常明显；重为30 t的车辆引起的竖向附加土压力为峰值为29 kPa。

图 5 底板上土压力与车辆位置的关系 Fig. 5 Relationship between earth pressure on floor and location of vehicle

图 6 底板上土压力的分布规律 Fig. 6 Distribution rule of earth pressures on floor

图 7为不同车辆位置时立板上的附加侧向土压力分布曲线。图 8为立板上各测点的附加侧向土压力与车辆位置的关系曲线。可见，附加侧向土压力主要出现在路面以下2.5 m以内；不同车辆位置下附加侧向土压力沿墙高均呈非线性分布，各工况下的峰值位置也相同，都出现在距墙顶1.5 m处；但随车辆停车位置远离挡土墙，附加侧向土压力的峰值减小，当停车距离为1 m时，取得5个位置中的最大附加侧向土压力12 kPa。

图 7 附加侧向土压力的分布规律 Fig. 7 Distribution rule of additional lateral soil pressures

图 8 侧向土压力与车辆距离的关系 Fig. 8 Relationship between lateral earth pressure and vehicle distance

目前计算车辆荷载引起的附加土压力主要有均布法和弹性力学Boussinesq解。

均布法是将荷载均匀分布在一定范围内。《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2015)^[1](以下简称《通用规范》)对车辆荷载引起的附加侧向土压力和竖向土压力分别采用沿墙高均匀分布和30°扩散面积内均匀分布的方法计算。

对附加侧向土压力，通用规范要求先将车辆荷载按式(1)、式(2)换算成等代均布土层厚度h：

(1)

(2)

式中，γ为墙背土体重度；B为挡土墙的计算长度；H为挡土墙高度；l₀为挡土墙后填土的破坏棱体长度；G为布置在B×l₀面积内的车轮的总重力。

若墙后填土土层特性无变化、墙顶无填土，可由式(3)计算车辆荷载引起的附加侧向土压力合力E′，然后沿墙高均匀分布，合力作用点位于墙高中点。

(3)

式中，K_a为主动土压力系数，其他符号意义同上。

对附加竖向土压力，通用规范要求先将车轮按其接地面积的边缘向下作30°角确定分布面积，再将车辆荷载均匀分布在该面积上。当几个车轮的压力扩散线相重叠时，扩散面积以最外边的扩散线为准。

《公路路基设计规范》(JTG D30—2015)^[2]在计算车辆荷载引起的附加土压力时也采用等代均布土层厚度法，但对荷载强度进行了规定：墙高小于2 m，取20 kN/m²；墙高大于10 m，取10 kN/m²；墙高在2~10 m之内时，用直线内插法确定。

弹性力学Boussinesq解是基于集中力在半无限体内引起的应力计算Boussinesq解通过叠加法获得。当一个竖向集中力F作用在各向同性的半无限弹性体表面时(见图 9)，F在弹性体内引起的应力为^[18]：

(4)

图 9 竖向集中力作用下土中应力计算 Fig. 9 Calculation of stress in soil under action of vertical concentrated force

将车辆荷载简化为集中力或分布力作用在车轮接地面积中，通过叠加法可以计算获得车辆荷载引起的附加侧向和竖向土压力。

根据现场试验用车辆的技术参数(见表 2)和平面尺寸(见图 10)可建立如图 11所示的计算模型，分别采用均布法和弹性力学Boussinesq解计算车辆荷载引起的附加土压力。

图 10 试验车辆的平面尺寸(单位：m) Fig. 10 Plane dimensions of test vehicle (unit:m)

图 11 计算模型 Fig. 11 Calculation model

取墙背摩擦角δ=φ/2，由《通用规范》可得挡土墙破裂面与竖直线的夹角为25.56°，破裂面宽度l₀=1.91 m，等代均布土层厚度为0.748 m，每延米挡墙附加侧向土压力合力为18.93 kN，沿墙高均匀分布。当车辆停止在距挡土墙1 m处时，外侧的扩散宽度最小，底板上的竖向土压力将取得5种停车位置中的最大值5.74 kPa。

弹性力学Boussinesq解的计算结果见图 12~图 15。图 12为底板上附加竖向土压力的弹性解(车辆停车位置距挡土墙3 m)。可见底板上附加竖向土压力分布主要集中在车辆正下方，特别是在两后轴下有一椭圆形的高应力区，最大附加竖向应力为4.5 kPa。图 13为不同停车位置时车辆后轴下方附加竖向土压力的分布曲线(车辆荷载大小不变)，车辆停车位置的不同仅影响附加竖向土压力的峰值位置，对附加竖向土压力的分布区域形状和大小没有影响，故图 14中各曲线的形状相同，车辆位置仅使曲线沿路基横断面产生平移。与实测值对比分析可见，实测峰值竖向土压力远大于两种理论计算值。

图 12 底板上附加竖向土压力图的分布规律(L=3 m) Fig. 12 Distribution rule of additional vertical earth pressures on floor (L=3 m)

图 13 不同停车位置时后轴下方附加竖向土压力的分布曲线 Fig. 13 Distribution curves of additional vertical earth pressures under rear axle at different stopping positions

图 14 挡墙附加侧向土压力图的分布规律(L=1 m) Fig. 14 Distribution rule of additional lateral earth pressures on retaining wall (L=1 m)

图 15 不同车辆停车位置时附加土压力分布曲线 Fig. 15 Distribution curves of additional soil pressure at different vehicle stopping positions

图 14为车辆荷载引起的附加侧向土压力Boussinesq解分布曲线。图 15为不同车辆停车位置时附加侧向土压力分布曲线。与实测值对比可知，实测附加侧向土压力的分布规律与理论分布基本相同，实测峰值(12 kPa)稍小于理论值(15.4 kPa)，而且实测峰值的发生位置要比理论值深一些。造成这种误差的原因主要有：首先，理论解将墙后填土看作用均质连续的弹性材料，而且实际墙后填土是摩擦型材料，是典型弹塑性材料，两种材料对荷载传递效果有一定的差别。其次，在土压力作用下，挡墙有向外的侧向变形，且上部变形大、下部变形小，在墙顶有墙土分离的趋势，使顶部的土压力出现减小。第三，实际工程中墙后填土的均匀性较差。挡墙施工时，墙后填土一般就地取样，粒径差别会比较大，粒径大的填料会在土中形成骨架，使土中应力分布不均，而且布设的土压力盒数量有限，很难刚好测到土压力的峰值。

挡土墙是道路工程中最为普遍的构筑物，其荷载来源主要有两方面：一是由墙后填土形成的土压力，二是由路面车辆荷载带来的附加土压力。随着国民经济的不断发展，道路上车辆轴载越来越大，矿区、工业重镇区的重载道路也越来越多，使得附加土压力的影响日益加大，深入分析车辆荷载引起的附加土压力对保障道路交通安全有重要意义。本研究将现场实测与理论分析相结合，对车辆荷载引起的附加竖向和侧向土压力进行初步探讨。

(1) 现场实测结果表明，车辆荷载引起的附加侧向土压力沿墙高的分布为非线性分布，峰值出现墙高的中部(Boussinesq解为中上部)。目前挡土墙设计墙身尺寸一般采用变截面设计：上部小下部大，这将使附加侧向土压力峰值出现墙身截面尺寸较小的中上部，可能造成墙身中上部抗剪强度过小而发生剪切破坏。同时，附加侧向土压力引起的弯矩或倾覆力矩可能被低估，使挡土墙下部抗弯拉能力和抗倾覆能力不足。

(2) 现场实测表明，附加侧向和竖向土压力的分布规律与车辆停车位置有明显关系，随着车辆停车位置远离挡土墙，侧向土压力的峰值减小；竖向和侧向附加土压力实测值均与现行公路设计规范采用的均匀分布法计算结果有较大的差异。道路在营运过程中，作用在路面上的车辆往往不止1辆，各车道上同时作用有载重车辆的机率很高，这将使附加侧向土压力出现叠加，使附加土压力的影响更大。

(3) 实测附加侧向土压力与Boussinesq理论解有较好的一致性。随着计算机技术的普及，工程设计时Boussinesq解的求得并不困难。因此，建议在挡土墙(特别是重载道路挡土墙)设计时采用多车道同时作用有标准车辆时的Boussinesq解作为挡土墙的车辆附加荷载。

(4) 由于现场条件限制，本研究仅以悬臂式挡墙为例开展了初步研究。目前实际工程中挡土墙的类型很多，各种挡土墙的结构各有特点，本研究结论对其他类型挡墙的适用性还有待进一步验证。