何燕清，陳福全

(1.福州大學(xué)至誠學(xué)院，福建福州　350000；2.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建福州　350108)

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軟土地基上加筋土擋墻的性能及其影響因素

何燕清1，陳福全2

(1.福州大學(xué)至誠學(xué)院，福建福州350000；2.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建福州350108)

摘要：采用有限元軟件Plaxis 建立模型，分析建造在軟土地基上的加筋土擋墻的變形特征、力學(xué)性能、加筋體應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律；改變模型參數(shù)研究加筋土擋墻的各個(gè)組成部分對(duì)各項(xiàng)性能的影響，找出影響加筋土擋墻性能的關(guān)鍵因素。分析結(jié)果表明，加筋土擋墻性能受加筋長度、加筋間距、加筋體剛度影響較大，工程應(yīng)用時(shí)應(yīng)合理考慮加筋最佳長度、最佳豎向間距及最佳抗拉強(qiáng)度。

關(guān)鍵詞：加筋土擋墻；軟土地基；數(shù)值模擬

加筋土擋墻具有造價(jià)低、施工簡便、造型美觀、對(duì)地基要求不高、變形協(xié)調(diào)能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，在國內(nèi)外許多實(shí)際工程采用。對(duì)建造在剛性地基上的加筋土擋墻已經(jīng)做過很多試驗(yàn)和理論上的研究。文獻(xiàn)[1]對(duì)南昆鐵路廣西田林站內(nèi)一座新型鋼筋混凝土楔形拉筋加筋土擋墻進(jìn)行了原型觀測(cè)。文獻(xiàn)[2]利用有限差分法對(duì)加筋土擋墻進(jìn)行數(shù)值模擬。文獻(xiàn)[3]采用有限元方法計(jì)算并分析了超高三級(jí)加筋土擋墻的最大主應(yīng)力等應(yīng)力和塑性破壞區(qū)及其變形，將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與相應(yīng)離心模型試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研進(jìn)行對(duì)比。文獻(xiàn)[4-5]采用在模型上施加體力的加載方式，對(duì)加筋土擋墻進(jìn)行不同程度的研究與理論分析。文獻(xiàn)[6]對(duì)鐵路路堤式加筋土擋墻的墻背水平土壓力、墻后土體垂直土壓力及加筋材料變形進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)。文獻(xiàn)[7]采用有限元方法對(duì)鋪設(shè)可延長加筋材料的加筋土擋墻的破壞機(jī)理進(jìn)行數(shù)值分析。文獻(xiàn)[8]研究返包式土工格柵加筋土高擋墻結(jié)構(gòu)的受力、變形性能。文獻(xiàn)[9]利用巖土工程有限元軟件Plaxis分別對(duì)不同筋土界面摩擦力、筋帶軸向拉伸剛度、筋帶間距及筋帶長度4種情況進(jìn)行了加筋土擋墻有限元強(qiáng)度折減計(jì)算。文獻(xiàn)[10]按照1:2.5的幾何比例設(shè)計(jì)了模型試驗(yàn)箱，研究柔性加筋土擋墻在外部荷載下的工作性能。文獻(xiàn)[11]通過原位試驗(yàn)和數(shù)值分析研究了墻角約束對(duì)加筋土擋墻的影響。

對(duì)建造在軟土地基或者易沉陷基礎(chǔ)上的加筋土擋墻性能研究還很有限，理論研究明顯滯后于工程應(yīng)用。文獻(xiàn)[12]從變形、加筋體應(yīng)力以及路堤高度3個(gè)方面入手，考慮軟土地基對(duì)這些因素的影響。文獻(xiàn)[13]采用有限元軟件模擬了建在10 m厚的軟土上高6 m的加筋土擋墻的工作性狀。文獻(xiàn)[14]針對(duì)建在軟土地基上的加筋土擋墻分別用FLAC2D 和FLAC3D建立了二維和三維模型。文獻(xiàn)[15]對(duì)建在粘土上的兩座加筋路堤進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)試驗(yàn)。文獻(xiàn)[16]用ABAQUS軟件建立雙級(jí)加筋擋土墻模型，指出相對(duì)于軟土地基，剛性地基能夠提供邊界約束從而限制水平變形的發(fā)展。文獻(xiàn)[17]針對(duì)沒有加筋的路堤、加筋一層的路堤、加筋兩層的路堤的擋土墻進(jìn)行了試驗(yàn)，采用Plaxis進(jìn)行離心試驗(yàn)?zāi)M，并與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。文獻(xiàn)[18]對(duì)上海辰山植物園一座高7.6 m的加筋土擋墻進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)內(nèi)容包括墻體的水平位移和基底的應(yīng)力分布情況。

由于地理因素以及自然氣候的影響，在我國的珠江三角洲和長江三角洲等區(qū)域軟土地基分布廣泛，所以不可避免會(huì)有擋土墻結(jié)構(gòu)建造在軟土地基上。

本文采用有限元軟件Plaxis 建立模型，分析建造在軟土地基上的加筋土擋墻的性能，并詳細(xì)討論加筋土擋墻的各個(gè)組成部分對(duì)其性能的影響。

1模型建立及參數(shù)選擇

1.1幾何模型

圖1　加筋土擋墻Plaxis有限元模型

Plaxis程序是荷蘭開發(fā)的巖土工程有限元軟件，應(yīng)用性非常強(qiáng)，能夠模擬復(fù)雜的工程地質(zhì)條件，尤其適合于變形和穩(wěn)定分析。本文采用Plaxis8.5 建立模型，加筋土擋墻墻高為4 m，填土區(qū)域?qū)挾?5 m，地基土層厚16 m，表層為1 m砂質(zhì)粘土，其下為15 m淤泥質(zhì)土，地下水位位于地表下1 m處，擋墻底部設(shè)置0.5 m厚砂墊層。在基本模型中，加筋擋墻區(qū)域采用砂性土作為填土，加筋間距為0.5 m，加筋長度為6 m。模型底部邊界及兩側(cè)邊界均取在離加筋區(qū)域很遠(yuǎn)處，有效避免了邊界對(duì)數(shù)值分析結(jié)果的影響。底部邊界完全固定，即在幾何模型底部施加完全固定約束，水平和豎直方向均固定；側(cè)邊界在水平方向固定，豎向自由，即在兩側(cè)豎直邊界施加滑動(dòng)約束。模型如圖1所示。

1.2材料參數(shù)

擋墻面板采用線彈性板單元模擬，其抗拉剛度為3 150 MN/m，抗彎剛度為23.5 MN·m2/m，泊松比0.15。加筋體采用內(nèi)置的土工格柵單元模擬，軸向剛度為3 000 kN/m。

為了模擬土工格柵與土之間在施工或運(yùn)行過程中的相對(duì)滑動(dòng)現(xiàn)象，應(yīng)在土工格柵與土之間設(shè)置單元接觸面。Plaxis程序引入了界面單元的概念，加筋與土之間的應(yīng)力傳遞取決于加筋-土的界面強(qiáng)度。界面單元的強(qiáng)度等于周圍土體的強(qiáng)度乘以土與界面單元的摩擦系數(shù)Rinter。

增大加載時(shí)土體的變形模量增大幕指數(shù)m按經(jīng)驗(yàn)取值，對(duì)于無黏性土及堅(jiān)硬黏土,m在0.5左右，通常可以取0.5；對(duì)于粘性土、軟土,m=0.6～1.0。卸載-重新加載的泊松比vur=0.2。除非是高度超固結(jié)土層，黏土根本無剪脹性(即剪脹角ψ=0)。

硬化土模型(HS)是一個(gè)可以模擬包括軟土和硬土在內(nèi)的不同類型的土體行為的先進(jìn)模型，在主偏量加載下，土體的剛度下降，同時(shí)產(chǎn)生了不可逆的塑性應(yīng)變。各土層具體材料參數(shù)見表1。

表1　各土層計(jì)算參數(shù)

注：Knc0=1-sinφ

2加筋土擋墻的性能

2.1變形特征

擋墻面板的側(cè)向位移是衡量穩(wěn)定、判別破壞的重要指標(biāo)，面板的水平位移如圖2所示。墻面?zhèn)认蛭灰蒲貕Ω呓瞥示€性變化，下部較小，上部較大。墻趾處設(shè)有埋置于地表以下的混凝土墊塊，限制了墻面板，故底部墻面?zhèn)认蜃冃屋^小；墻面發(fā)生一定變形后，加筋擋墻中的土工格柵加筋體發(fā)揮作用，墻體趨于穩(wěn)定。

墻頂填土表面沉降隨距面板的距離分布曲線如圖3所示，可見隨距面板距離的增大，填土表面的沉降先增大后減小，在距面板1 m左右的位置沉降達(dá)最大。面板附近土體有側(cè)向變形，面板后的填土不斷補(bǔ)充前移的土體，推動(dòng)了面板，故面板附近處豎向沉降較大。

圖2　墻面水平位移圖　　　　　　　　　　　　　　　　　　圖3　墻頂沉降曲線

圖4　墻底沉降曲線

墻底地基表面沉降與距左側(cè)邊界距離的分布曲線如圖4所示，靠近墻面處的地基沉降量最大，即在擋墻趾部變形最大，大約為5 cm。這是因?yàn)?，填土部分自重?yīng)力從加筋體和填土中轉(zhuǎn)移到墻面板，擋墻發(fā)生輕微旋轉(zhuǎn)增大了趾部的壓力。相比墻趾而言，墻前地表出現(xiàn)了輕微隆起的現(xiàn)象，墻后地表隨距擋墻面板的距離增大，沉降越來越小。

2.2力學(xué)特性

墻背水平土壓力沿墻高分布曲線見圖5，沿墻高基本呈三角形分布，隨墻高增大而減小，最大壓力出現(xiàn)在墻體下部，約為墻高的l/4處。圖5也說明了通過數(shù)值計(jì)算得到的墻背水平土壓力變化趨勢(shì)與朗肯土壓力理論基本吻合。

擋墻基底豎向應(yīng)力隨距面板距離分布曲線見圖6，豎向應(yīng)力小于擋墻的自重應(yīng)力，很可能是因?yàn)榧咏钔翐鯄Φ膽?yīng)力重新分布。墻趾處應(yīng)力增大，靠近墻踵處應(yīng)力減小，這主要是因?yàn)閾鯄Πl(fā)生了輕微的旋轉(zhuǎn)，增大了墻趾處的應(yīng)力及變形。由于填土和墻面板之間剪切和加固的聯(lián)合影響，部分豎向荷載轉(zhuǎn)移到面板，使得墻后豎向應(yīng)力減小。

2.3筋材應(yīng)變及拉力

為研究不同加筋層處筋材的應(yīng)變及拉力隨面板距離的變化趨勢(shì)，根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪出的曲線如圖7、8所示。其中，第1層加筋體是指距墻底0.5 m處，加筋間距0.5 m，以此類推，第2～8層加筋體分別距墻底1.0、1.5、2.0、2.5、3.0、3.5、4.0 m。由圖7可知，同一加筋層，拉伸應(yīng)變?cè)诳拷姘逄幾畲?，沿加筋長度方向逐漸減??；各層加筋體應(yīng)變分布規(guī)律一致。隨墻高增大，每層加筋體的應(yīng)變都增大，但沿高度變化幅度較小。由圖8可知，沿長度方向，各層土工格柵拉力中間部分較大，兩端較小。在遠(yuǎn)離面板方向端即加筋體末端均趨于穩(wěn)定。

圖5　墻背水平土壓力隨墻高分布曲線　　　　　　　　　　　圖6　基底豎向應(yīng)力隨距面板距離分布曲線

圖7　各層土工格柵應(yīng)變沿加筋長度分布曲線　　　　　　　　　　　圖8　各層土工格柵拉力沿加筋長度分布曲線

圖9　土工格柵最大拉力沿墻高的變化曲線

為優(yōu)化土工格柵設(shè)計(jì)，繪制土工格柵最大拉力沿墻高的分布曲線，如圖9所示。由圖9可見，在加筋土擋墻的中間高度部分，土工格柵受力較大，在底部和頂部處格柵的拉力較小。故在設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，應(yīng)加強(qiáng)加筋土擋墻中間部分的土工格柵，以保證整體穩(wěn)定性。

3參數(shù)影響分析

3.1加筋長度

設(shè)定加筋長度為8、6、4.8、4、3.2、2 m，相當(dāng)于L/H分別為2.0、1.5、1.2、1.0、0.8、0.5，H是擋墻高度，L為加筋長度。分析結(jié)果如圖10～15所示。

由圖10、11可知，加筋長度越小，墻面板水平位移越大。加筋長度從0.5H加長到0.8H時(shí)，墻面水平位移及墻背水平土壓力均明顯減??；繼續(xù)增大加筋長度，二者變化幅度均較小。加筋需一定長度，從節(jié)約資源的角度，并非越長越好。

由圖12、13可知，加筋長度越小，墻頂最大沉降越大，墻趾處沉降亦越大。加筋長度較大時(shí)，墻頂最大沉降出現(xiàn)在距面板1.17 m左右的位置；加筋長度較小時(shí)，墻頂最大沉降發(fā)生在加筋體末端與非加筋區(qū)域交界處。

圖12　加筋長度對(duì)墻頂沉降的影響　　　　　　　　　　　　　圖13　加筋長度對(duì)墻底沉降的影響

圖14　加筋長度對(duì)第四層土工格柵應(yīng)變的影響　　　　　　　圖15　加筋長度對(duì)第四層土工格柵拉力的影響

取第4層土工格柵分析，加筋長度越大，其應(yīng)變?cè)叫　＜咏铋L度從0.5 m加長到0.8 m時(shí)，應(yīng)變明顯減小；從0.8 m增大到2.0 m時(shí)，應(yīng)變減小幅度不大。加筋長度為2.0、1.5、1.2 m時(shí)，在加筋體末端處，拉力趨向于同一數(shù)值；加筋長度為1.0、0.8、0.5 m時(shí)，在加筋體中部出現(xiàn)最大拉力后，拉力迅速減小。

3.2加筋間距

設(shè)定加筋間距Sv=0.2、0.4、0.5、0.8、1.0 m，分析結(jié)果如圖16～19所示。

加筋間距越小，加筋越密，墻面?zhèn)认蜃冃尉叫　＜咏铋g距從0.4 m減小到0.2 m時(shí)，面板側(cè)向變形基本不變。減小加筋間距，使筋土相互約束作用更明顯，從而約束了土體的橫向發(fā)展；但過密的鋪設(shè)加筋層并不一定能產(chǎn)生期望的效用，應(yīng)合理考慮加筋層的最佳豎向間距。

加筋間距的變化對(duì)墻背水平土壓力的影響較大，其沿墻高分布的曲線有所不同，但總體趨勢(shì)相同，仍呈上小下大，類似三角分布的形態(tài)。整體表現(xiàn)為：隨加筋間距的增大，墻背水平土壓力不斷增大；但無論采用何種加筋間距，墻背水平土壓力均分布在主動(dòng)土壓力周圍，且小于靜止土壓力。

隨加筋間距減小，加筋體應(yīng)變沿長度方向變化越平緩，拉力越小。在加筋體末端，各間距對(duì)應(yīng)的加筋體拉力均趨于同一數(shù)值。

圖16　加筋間距對(duì)土工格柵應(yīng)變的影響　　　　　　　　圖17　加筋間距對(duì)土工格柵拉力的影響

圖18　加筋間距對(duì)面板側(cè)移的影響　　　　　　　　　　圖19　加筋間距對(duì)墻背水平土壓力的影響

3.3筋材剛度

設(shè)定加筋體彈性軸向剛度EA=1 500、2 500、3 000、3 500 kN/m，分析結(jié)果如圖20～24所示。加筋體剛度越大，墻面板水平位移越?。患哟蠼畈膭偠葘?duì)擋墻中上部墻面?zhèn)认蛭灰茰p小作用尤為明顯，墻趾處的側(cè)向位移幾乎不變。筋材剛度對(duì)擋墻墻背水平土壓力影響很小。不同筋材EA下，墻頂最大沉降均發(fā)生在距面板1.42 m左右的位置；拉筋抗拉強(qiáng)度越小，墻頂最大沉降越大。隨EA不斷增大，土工格柵應(yīng)變隨之變小，拉力變大；在加筋體末端處，應(yīng)變及拉力均趨于同一數(shù)值。

圖20　筋材剛度對(duì)面板側(cè)向位移的影響　　圖21　筋材剛度對(duì)墻背水平土壓力的影響　　圖22　筋材剛度對(duì)墻頂沉降的影響

3.4筋土界面強(qiáng)度

筋土界面強(qiáng)度折減系數(shù)Rinter越大，界面強(qiáng)度越大，設(shè)定Rinter=0.3、0.5、0.7、0.9，分析結(jié)果如圖25～28所示。界面強(qiáng)度越大，面板側(cè)移越小。在擋墻中下部，Rinter越小，墻背水平土壓力越大。Rinter越小，土工格柵應(yīng)變?cè)酱蟆＞鄵鯄γ姘? m范圍內(nèi)，隨Rinter減小而減?。辉诰鄵鯄γ姘?～6 m范圍內(nèi)，土工格柵拉力隨Rinter減小而增大。

圖23　筋材剛度對(duì)土工格柵應(yīng)變的影響　　　　　　　　　　圖24　筋材剛度對(duì)土工格柵拉力的影響

圖25　筋土界面強(qiáng)度對(duì)面板側(cè)移的影響　　　　　　　　　　圖26　筋土界面強(qiáng)度對(duì)墻背水平土壓力的影響

圖27　筋土界面強(qiáng)度對(duì)土工格柵應(yīng)變的影響　　　　　　　　　　　　　圖28　筋土界面強(qiáng)度對(duì)土工格柵拉力的影響

3.5填土強(qiáng)度

取擋墻填土強(qiáng)度指標(biāo)分別為c=1 kPa、φ=34°；c=10 kPa、φ=34°；c=23 kPa、φ=34°；c=10 kPa、φ=25°。計(jì)算結(jié)果如圖29、30所示，圖中的圖例，前一個(gè)數(shù)值表示填土粘聚力c/kPa，后一個(gè)數(shù)值表示內(nèi)摩擦角φ/(°)。

隨填土粘聚力c增大，側(cè)向位移明顯減小。保持φ=34°不變，粘聚力c從1 kPa增大到10 kPa時(shí)，相應(yīng)的墻面板最大側(cè)移分別為35.984、26.176 mm，減小了9.808 mm，減少了27.3%，可見適當(dāng)提高填土粘聚力對(duì)增大擋墻整體性能起到極好的效果。

填土內(nèi)摩擦角φ越大，側(cè)向位移越小。保持c=10 kPa不變，φ值從34°減小到25°時(shí)，面板最大側(cè)移增大了2.264 mm，增加了8.65%，填土內(nèi)摩擦角對(duì)擋墻整體性能也有較大的影響。主要是因?yàn)橥馏w內(nèi)摩擦角的增大，減小面板背后土壓力，從而減小了側(cè)向變形。

當(dāng)c很小時(shí)，面板側(cè)向位移較大，面板附近的土體下沉懸空，因此面板附近沉降量大。c越大，墻頂沉降越??；φ值對(duì)墻頂沉降影響不明顯。

圖29　填土強(qiáng)度對(duì)面板側(cè)移的影響　　　　　　　　　　　　　圖30　填土強(qiáng)度對(duì)墻頂沉降的影響

4結(jié)論

對(duì)建造在軟土地基上的加筋土擋墻性能及其影響因素進(jìn)行了說明和討論，通過分析算例表明：

1)加筋土擋墻墻面?zhèn)认蛭灰蒲貕Ω呓瞥示€性變化，下部小，上部大；隨與擋墻面板間距的增加，填土表面的沉降先增大后減??；墻前地表出現(xiàn)了輕微隆起的現(xiàn)象，距擋墻面板越遠(yuǎn)，墻后的地基沉降量越小。

2)加筋土擋墻墻背水平土壓力沿墻高基本呈三角形分布，隨墻高增大而減?。粨鯄棕Q向應(yīng)力小于擋墻的自重應(yīng)力，墻趾處應(yīng)力增大，靠近墻踵處應(yīng)力減小。

3)同一加筋層，靠近面板處土工格柵拉伸應(yīng)變最大，且沿加筋長度方向逐漸減小。各層土工格柵拉力沿加筋長度方向，中間較大，兩端較?。辉趽鯄Φ闹虚g高度部分土工格柵受力較大，底部和頂部處格柵的拉力較小，故設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，應(yīng)加強(qiáng)加筋土擋墻中間部分的土工格柵，以保證整體的穩(wěn)定性。

4)加筋長度越大，加筋間距越小，加筋體剛度越大，筋土界面強(qiáng)度越大，填土強(qiáng)度越大，墻面板水平位移越小。但應(yīng)合理考慮加筋最佳長度、最佳豎向間距及最佳抗拉強(qiáng)度。

5)墻背水平土壓力受加筋長度、筋材剛度的影響較?。患咏铋g距越大，墻背水平土壓力越大。

6)加筋長度越小，筋材剛度越小，墻頂最大沉降越大。填土粘聚力越大，墻頂沉降越??；填土內(nèi)摩擦角對(duì)墻頂沉降影響不明顯。

7)加筋長度越大，筋材剛度越大，筋土界面強(qiáng)度越大，其應(yīng)變?cè)叫?；加筋間距越大，筋材剛度越大，其拉力變大。

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(責(zé)任編輯：郎偉鋒)

The Performance of Reinforced Soil Retaining Wall on

Soft Foundation and Its Influencing Factors

HEYanqing1,CHENFuquan2

(1.ZhichengCollege,FuzhouUniversity,Fuzhou350000,China;

2.SchoolofCivilEngineering,FuzhouUniversity,Fuzhou350108,China)

Abstract:In this paper, the model of reinforced soil walls constructed on soft foundations is established by using finite element software Plaxis, then the deformation characteristics, mechanical properties of reinforced retaining walls, and the regularity of distribution in reinforcements′ strains and tensile forces are analyzed.The model parameters are changed to study the influence of all parts of the retaining wall on its various performance, and the key factors are found out. The analysis results show that reinforcement length, reinforcement spacing, geotextile stiffness give major influence on the performance of the retaining wall in engineering applications. Therefore, the reinforcement should be reasonably made by considering the best length, the best vertical distance and the best tensile strength.

Key words:reinforced soil retaining wall; soft soil foundation; numerical simulation

文章編號(hào)：1672-0032(2015)04-0047-09

中圖分類號(hào)：TU476.4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.3969/j.issn.1672-0032.2015.04.010

作者簡介：何燕清(1988—)，女，福建寧德人，助教，工學(xué)碩士，主要研究方向?yàn)橥凉?shù)值分析.

收稿日期：2015-10-15