劉明志，楊廣慶

(石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院，石家莊 050043)

1 研究背景

加筋土擋墻因其占用土地少、適應(yīng)變形能力強(qiáng)以及造價(jià)低的優(yōu)點(diǎn)在工程中得到了廣泛應(yīng)用。由于我國(guó)鐵路路基的特殊性和路堤式加筋土擋墻設(shè)計(jì)方法的不成熟，目前研究主要針對(duì)路肩式加筋土擋墻。經(jīng)過(guò)學(xué)者們的研究與實(shí)踐［1］，現(xiàn)行的《鐵路路基支擋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB 10025—2006)(2009局部修訂版)［2］已經(jīng)列入了路堤式加筋土擋墻的設(shè)計(jì)方法。

王祥等［3－4］進(jìn)行了路堤式加筋土擋墻的現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)，分析了墻面板水平土壓力、墻后土體垂直土壓力和加筋材料的變化規(guī)律，為路堤式加筋土擋墻的研究積累了資料。文章進(jìn)一步比較了路堤式與路肩式2種加筋土擋墻的土壓力變化規(guī)律及破裂面位置，并提出了列車(chē)運(yùn)行荷載對(duì)面板水平土壓力及墻后土體的垂直土壓力和拉筋的變形影響均較小的結(jié)論。葉觀(guān)寶［5］等通過(guò)有限元分析手段，論證了面板對(duì)加筋土擋墻的整體穩(wěn)定性幾乎沒(méi)有影響，為實(shí)際工程的應(yīng)用提供了理論指導(dǎo)。但作者并未考慮作用在擋墻上的列車(chē)荷載，而且所建模型與實(shí)際工程的相符度不高。本文在前人的基礎(chǔ)上改進(jìn)了模型，研究了列車(chē)荷載對(duì)結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響，并將計(jì)算結(jié)果與理論值、實(shí)測(cè)值相對(duì)比，確定了模型的可靠性。在模型基礎(chǔ)上，改變加筋間距及填土高度，分析其對(duì)墻面變形及軸力的影響，對(duì)加筋擋土墻設(shè)計(jì)有一定參考價(jià)值。

2 計(jì)算模型

本文選用文獻(xiàn)［3］中的路堤式加筋土擋墻試驗(yàn)工程進(jìn)行有限元模擬，并與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。

2.1 工程概況

試驗(yàn)工程范圍位于株州—六盤(pán)水鐵路復(fù)線(xiàn)婁底段K367+514至K367+600，試驗(yàn)段擋土墻長(zhǎng)86m，該段路基右側(cè)為既有鐵路，左側(cè)采用路堤式加筋土擋墻收坡，擋墻高6.5m，擋墻上部填土路堤高5m。工點(diǎn)位于剝蝕丘陵區(qū)，表層為坡積粉質(zhì)黏土，棕黃色、硬塑。設(shè)計(jì)線(xiàn)路為一級(jí)干線(xiàn)鐵路，路基面寬度B=6.9 m。上部荷載換算土柱高h(yuǎn)0=3.2m，寬l0=3.6m;填料重度 γ=18 kN/m3，綜合內(nèi)摩擦角 φ=35°;拉筋采用重慶永固工程拉筋帶廠(chǎng)生產(chǎn)的CAT30020C型復(fù)合材料加筋帶，單根拉筋帶寬30mm、厚2mm，其破斷拉力為11.4 kN/根，容許拉力為8.0 kN/根，破斷伸長(zhǎng)率為1.5%;筋帶與土的似摩擦因數(shù)為0.4;不考慮地震影響。

墻體內(nèi)共設(shè)13層拉筋，豎向間距為0.5m，水平向間距為0.5m，拉筋長(zhǎng)度在擋墻下部4層為6m，在上部 9層為8 m。墻面板采用100cm×50cm×20cm槽形板，采用C25鋼筋混凝土現(xiàn)場(chǎng)預(yù)制。擋土墻橫斷面形式見(jiàn)圖1所示。

圖1 加筋土擋墻示意圖Fig.1 Cross-section of reinforced earth retaining wall

2.2 有限元模型

路堤式加筋土擋墻為典型平面問(wèn)題，故采用15節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變模型，取地基尺寸為45m長(zhǎng)，35m高。地基土及填土用Mohr-Coulomb模型進(jìn)行模擬，視為排水材料;土工拉筋帶用Geogrid單元進(jìn)行模擬;面板采用返包式，與土工拉筋帶選用同樣Geogrid單元模擬，拉筋帶與填料接觸面用界面單元來(lái)模擬，筋－土界面強(qiáng)度用參數(shù)Rinter表示。根據(jù)Plaxis手冊(cè)計(jì)算得Rinter=0.57。

邊界條件為兩側(cè)水平向約束，底側(cè)為水平向和豎直向約束，采用三角形單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分見(jiàn)圖2所示，具體土體參數(shù)見(jiàn)表1，面板和筋材均按線(xiàn)彈性模型考慮，且軸向剛度EA取值為1×104kN/m。計(jì)算中不考慮水壓影響，地下水位在地基底層處。

圖2 網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Diagram of divided meshes

表1 土體材料參數(shù)Table 1 Parameters of soil materials

根據(jù)《鐵路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB 10001—2005)［6］，列車(chē)和軌道荷載換算土柱高度及分布寬度，均布荷載大小 q=γh0l0=30.05 kN/m2，荷載左側(cè)距路面邊緣0.7 m。

2.3 計(jì)算工序

路基右側(cè)為既有鐵路，其護(hù)坡開(kāi)挖成臺(tái)階，進(jìn)行新老交接，在一側(cè)修筑擋墻。根據(jù)工程實(shí)況，將計(jì)算工序劃分為:①鋪筑1到4層筋帶;②鋪筑5到8層筋帶;③鋪筑9到13層筋帶;④填高1.5m;⑤填高至5m;⑥施加列車(chē)荷載。

3 結(jié)果分析

3.1 斷面土壓力

圖3為有限元計(jì)算施加列車(chē)荷載前后的斷面土壓力分布圖。加載前后擋土墻墻趾處受力變化不明顯，填土與臺(tái)階銜接處受力增大，符合工程實(shí)際。

圖3 加載前后斷面土壓力分布Fig.3 Distribution of earth pressure in cross section before and after loading

3.2 垂直土壓力

圖4為不同施工階段拉筋第1層、第5層和第12層的垂直土壓力分布圖。由圖可知，同一高度處垂直土壓力大小并不一致，靠近墻面一端值較小，沿筋長(zhǎng)方向呈增加趨勢(shì)，并在拉筋末端出現(xiàn)了峰值。拉筋承受其上加筋土體的自重和其后非加筋土體產(chǎn)生的水平土壓力的共同作用，水平土壓力將產(chǎn)生傾覆力矩，使其所受垂直土壓力呈非線(xiàn)性分布。既而有路基與拉筋因銜接問(wèn)題會(huì)在接觸面處產(chǎn)生應(yīng)力集中，使拉筋末端土壓力出現(xiàn)峰值。擋土墻下部所受垂直土壓力比上部要大，即垂直土壓力大小會(huì)隨填土高度增加而增大。計(jì)算結(jié)果與理論值相比，第5層整體差異較小，靠近面板處與筋－土銜接處值有不同;第1層靠近面板處土壓力值波動(dòng)較大，有明顯峰值，與理論值差異明顯;第12層筋材中部在計(jì)算后期與理論值擬合較好，靠近面板處土壓力值較小，而筋－土界面處壓力值在后期突增。這是因?yàn)榻畈呐c筋后土體的材料參數(shù)不同，導(dǎo)致發(fā)生差異性變化。

施加列車(chē)荷載與填高5m的土壓力值分布趨勢(shì)整體保持一致，但第12層壓力值變化較大，第1、第5層變化相對(duì)較小。這是由于應(yīng)力在土體中的擴(kuò)散作用，使得列車(chē)荷載對(duì)擋土墻下部土體所受垂直土壓力的影響較小所致。這也與文獻(xiàn)［3］中給出的結(jié)論一致。

圖4 垂直土壓力分布Fig.4 Distribution of vertical earth pressure

3.3 水平土壓力

圖5為不同施工階段墻背所受水平土壓力的分布圖。水平土壓力的理論計(jì)算值與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)偏差很大，因其沿墻高方向的變化趨勢(shì)不明顯，并不能很好地反映水平土壓力的實(shí)際分布情況。在擋墻上部，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)小于理論計(jì)算值，反映了拉筋對(duì)土體側(cè)向變形的限制作用;而在擋墻下部，水平土壓力增長(zhǎng)速率加快，較接近理論計(jì)算值，這是由于擋墻底部在剛性基礎(chǔ)的約束作用下側(cè)向位移減小，土壓力值便隨之增大造成的。

圖5 墻背的水平土壓力分布Fig.5 Distributions of lateral earth pressure at wall back

隨填土高度增加，水平土壓力呈增加趨勢(shì)，擋墻下部趨勢(shì)較上部要明顯;列車(chē)荷載施加前后水平土壓力的變化不明顯，與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)相比擋墻中段的結(jié)果偏大，而上部與下部模擬結(jié)果則較為合理。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)介于鋪設(shè)1—4層筋帶與5—8層筋帶的工序之間，這是因?yàn)橛?jì)算過(guò)程中將鋪設(shè)過(guò)程分開(kāi)考慮，增加了計(jì)算的步長(zhǎng)，產(chǎn)生的累加效應(yīng)所致。

整體來(lái)看，本模型對(duì)加筋土擋墻的垂直土壓力和水平土壓力的模擬較為合理，可以進(jìn)行下一步優(yōu)化設(shè)計(jì)。

4 優(yōu)化設(shè)計(jì)

4.1 改變加筋間距

原方案的設(shè)計(jì)拉筋豎向間距為0.5m，將間距改變?yōu)?m，其他條件不變，進(jìn)行計(jì)算對(duì)比分析。圖6為2種加筋間距下加載前后水平土壓力的對(duì)比圖。由圖6(a)可見(jiàn)，擋墻中部的水平土壓力值受加筋間距影響不大，擋墻上部在加筋間距為1m時(shí)壓力值趨于零，下部壓力值顯著增大。這是因?yàn)槔顚?duì)周?chē)馏w的約束限制作用會(huì)隨著拉筋間距增大而變小，從而引起墻后土體所受水平土壓力值變大，這種影響越到擋墻底部越明顯。而施加列車(chē)荷載前后土壓力曲線(xiàn)有很大部分處于重合，可見(jiàn)上部列車(chē)荷載的影響相當(dāng)微小。列車(chē)荷載隨填土高度增加在土中不斷進(jìn)行擴(kuò)散，擋墻下部所受荷載作用力本身就不大，拉筋間距越小，土體受到的約束越大，對(duì)傳遞下來(lái)的力也越敏感，這就造成了間距1m的曲線(xiàn)重合率較間距0.5m時(shí)更大。圖6(b)和圖6(c)為2種加筋間距下面板的水平位移和筋帶受到的最大拉力圖。

圖6 2種加筋間距下墻背水平土壓力分布，面板水平位移對(duì)比和筋帶受到的最大拉力曲線(xiàn)Fig.6 Curves of lateral earth pressure distribution at wall back，horizontal displacement of wall panel，and maximum tension of reinforcement in the presence of two different reinforcement spacings

施加列車(chē)荷載后，2種筋材間距下的面板水平位移都有了比較明顯的增幅，增幅隨填土高度增加而增大，二者變化趨于線(xiàn)性關(guān)系。相比較而言，擋墻下部的面板水平位移與筋材間距無(wú)明顯對(duì)應(yīng)關(guān)系;而擋墻上部面板水平位移在拉筋間距變大后值也隨之變大。拉筋間距越大，筋材對(duì)土體的約束限制作用越小，面板水平位移也就越大;而擋墻上部要比下部受到列車(chē)荷載作用的影響大，面板水平位移值也就更大一些。

筋材極限拉力與墻高兩者間并非線(xiàn)性關(guān)系，而是呈現(xiàn)多峰值。在豎直間距為0.5m時(shí)有2個(gè)筋材拉力峰值，最大峰值出現(xiàn)在墻高2m處，即拉筋第4層處。墻高2m處，筋材長(zhǎng)度發(fā)生改變，尤其在接觸面應(yīng)力狀況有較大改變，而下部筋材為保證上下整體一致性，會(huì)比上層筋材受到更大的拉力。間距為1m時(shí)，曲線(xiàn)較為平緩，只在墻高1m左右處有一峰值，筋帶所受拉力總體比間距0.5m時(shí)要大。間距增大使土體內(nèi)加筋率降低，因而分擔(dān)到各層筋材上的拉力就會(huì)增加。

4.2 改變填土高度

原方案填土高度為5m，現(xiàn)將填土高度改為3.5m，加筋間距及其他條件保持不變，將計(jì)算工序最后一步改為填土至3.5m。

圖7為2種填土高度下墻背水平土壓力分布、面板的水平位移對(duì)比和筋材的最大拉力曲線(xiàn)示意圖。

圖7 2種填土高度下墻背水平土壓力分布、面板水平位移對(duì)比和筋材最大拉力曲線(xiàn)Fig.7 Curves of lateral earth pressure at wall back，horizontal displacement of wall panel，and maximum tension of reinforcement in the presence of two different filling heights

由計(jì)算結(jié)果來(lái)看(見(jiàn)圖7(a))，填土高度對(duì)水平土壓力影響不大，只有在擋墻上部時(shí)，低填土情形下受到的水平土壓力相對(duì)較小一些。而在列車(chē)加載前后，水平土壓力值變化并不明顯。分析圖示曲線(xiàn)((見(jiàn)圖7(b)和圖7(c))可知，填土高度與面板水平位移之間呈現(xiàn)線(xiàn)性變化趨勢(shì)，即2種填土高度下面板的水平位移曲線(xiàn)趨于平行，尤其是在施加列車(chē)荷載后，二者曲線(xiàn)已近于重合;拉筋所受最大拉力曲線(xiàn)在2種填土高度下變化很相似，且在加載后2條曲線(xiàn)出現(xiàn)不少重合部分。兩者均說(shuō)明對(duì)于列車(chē)載荷作用下的加筋擋土墻而言，列車(chē)荷載對(duì)擋墻整體及內(nèi)部筋材的影響較小，因而在設(shè)計(jì)時(shí)，可考慮降低其臺(tái)階高度或減少臺(tái)階數(shù)目來(lái)優(yōu)化整體性能。

5 結(jié)語(yǔ)

(1)同一高度處的垂直土壓力計(jì)算值沿筋長(zhǎng)方向呈增加趨勢(shì);水平土壓力計(jì)算值隨填土高度增加而增加，沿墻高方向值變小。

(2)水平土壓力值隨加筋間距增加而增加，底部增幅顯著;面板水平位移隨加筋間距增加而增加，增幅呈線(xiàn)性關(guān)系;筋材最大拉力隨加筋間距增加而增加，不同筋長(zhǎng)過(guò)渡處筋材最大拉力出現(xiàn)峰值，峰值位置因間距改變而下移。

(3)降低填土高度對(duì)墻背水平土壓力、面板水平位移和筋材最大拉力的影響較小，在施加列車(chē)荷載后2種曲線(xiàn)均近乎重合。

(4)計(jì)算結(jié)果在墻背與筋材、筋材與土體銜接處因材料參數(shù)不同而出現(xiàn)峰值，可考慮增加過(guò)渡材料以保證結(jié)果的穩(wěn)定性。

(5)在列車(chē)荷載作用下，可通過(guò)增大加筋間距和降低臺(tái)階填土高度來(lái)優(yōu)化加筋土擋墻的整體性能。

［1］袁建國(guó)，郭克誠(chéng)，時(shí)鐘倫.鐵路路堤式加筋土擋墻內(nèi)部穩(wěn)定分析［J］.路基工程，1992，(4):44－49.(YUAN Jian-guo，GUOKe-cheng，SHI Zhong-lun.Analysis on Internal Stability of Reinforced Earth Retaining Wall for Railway Embankment［J］.Subgrade Engineering，1992，(4):44－49.(in Chinese))

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