薛鵬鵬，鄭俊杰，曹文昭，賴漢江

(華中科技大學(xué) 巖土與地下工程研究所，武漢 430074)

加筋土擋墻-抗滑樁組合支擋結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬

薛鵬鵬，鄭俊杰，曹文昭，賴漢江

(華中科技大學(xué) 巖土與地下工程研究所，武漢 430074)

針對軟弱土層上方高填方路堤的填筑問題，提出了一種加筋土擋墻-抗滑樁組合支擋結(jié)構(gòu)。采用有限差分軟件FLAC3D建立加筋土擋墻-抗滑樁組合支擋結(jié)構(gòu)數(shù)值分析模型，著重分析了不同面板澆筑方式對加筋土擋墻墻面水平位移、墻背土壓力、樁身水平位移、樁身彎矩和土工格柵應(yīng)力分布的影響。模擬結(jié)果表明：后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)的墻面水平位移呈線性分布，最大位移出現(xiàn)在墻頂；所受土壓力遠(yuǎn)小于剛性面板；樁身水平位移和彎矩均較大。剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)的土工格柵最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在面板與格柵連接處，而后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)土工格柵最大拉應(yīng)力隨著層高的增加，出現(xiàn)位置距離擋墻越遠(yuǎn)。后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)由于其面板位移和受力較小，性能良好，故其適合在軟弱土高填方地區(qū)推廣使用。

加筋土擋墻；組合支擋結(jié)構(gòu)；抗滑樁；數(shù)值模擬；樁體變形

1 研究背景

西部山區(qū)高速公路、鐵路等工程建設(shè)中，常面臨在軟弱土層上進(jìn)行高填方路堤填筑施工問題，采用單一的支擋結(jié)構(gòu)基本無法滿足工程建設(shè)的需求。針對西部山區(qū)高填方工程中坡體較陡、覆蓋土層穩(wěn)定性較差、承載力較低和穩(wěn)定地層埋藏較深的問題，本文提出了一種新型組合支擋結(jié)構(gòu)(如圖1所示)。該結(jié)構(gòu)由抗滑樁、連系梁、加筋土擋墻和連接構(gòu)件組成，其中剛性面板為后澆式鋼筋混凝土板，在加筋土擋墻建成后再整體澆筑。

圖1 組合支擋結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of composite retaining structure

國內(nèi)外學(xué)者對加筋土擋墻和抗滑樁開展了大量研究，而對于加筋土擋墻-抗滑樁組合支擋結(jié)構(gòu)研究較少。Tatsuoka等[1]提出一種全高剛性面擋墻，通過在碎石包裹式加筋土結(jié)構(gòu)外側(cè)現(xiàn)澆一層剛性混凝土面板，可有效限制墻后填土的側(cè)向變形。唐曉松等[2]采用強(qiáng)度折減法研究了筋帶間距、筋帶長度和筋-土界面似摩擦系數(shù)對組合支擋結(jié)構(gòu)安全性的影響。Chen等[3]通過建立二維流固耦合數(shù)值模型分析了軟土地基上的加筋土擋墻的穩(wěn)定性，認(rèn)為下部加筋層筋材的長度、剛度和強(qiáng)度的增大有利于提高加筋土擋墻的整體穩(wěn)定性。戴自航[4]根據(jù)抗滑樁模型試驗(yàn)和現(xiàn)場實(shí)測資料結(jié)果，針對不同的巖石類型，提出了相應(yīng)的滑坡推力和土體抗力分布函數(shù)。雷文杰等[5]采用強(qiáng)度折減法分析了沉埋樁樁長對邊坡安全系數(shù)和樁身內(nèi)力的影響。蔣鑫等[6]根據(jù)離心模型建立了抗滑樁數(shù)值分析模型，分析了樁距、樁長、樁身彈性模量、截面尺寸對抗滑樁性能的影響。

針對本文提出的后澆式剛性面板加筋土擋墻-抗滑樁組合支擋結(jié)構(gòu)，采用有限差分軟件FLAC3D建立數(shù)值分析模型，并與剛性面板加筋土擋墻-抗滑樁組合支擋結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比，分析2種不同澆筑形式對面板水平位移、墻背土壓力、樁身水平位移、樁身彎矩、格柵應(yīng)力的影響。

2 數(shù)值建模與參數(shù)選取

2.1 數(shù)值模型

為研究后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)的特性，對原有山區(qū)高填方邊坡進(jìn)行簡化，取一個(gè)計(jì)算單元，并建立如圖2所示的FLAC3D數(shù)值模型，同時(shí)以剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)作對比。其中，抗滑樁樁長12 m，樁間距6 m，樁身截面為矩形，受力面寬1.8 m，側(cè)面寬2.4 m。需要說明的是，在模型中由于選取了典型截面，抗滑樁只取半樁，即模型中的受力面寬為0.9 m。連系梁截面尺寸為：寬2.4 m，高1.2 m。加筋土擋墻墻高14.4 m，采用單級擋墻，鋼筋混凝土面板厚0.6 m，袋裝碎石層厚0.6 m。

圖2 組合支擋結(jié)構(gòu)數(shù)值模型Fig.2 Numerical models of composite retaining structures

剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)的施工順序?yàn)椋孩龠M(jìn)行抗滑樁和連系梁施工；②澆筑鋼筋混凝土面板；③鋪設(shè)土工格柵，分層壓實(shí)填土；④施加上部靜載(30 kPa)。后澆式混凝土面板組合支擋結(jié)構(gòu)的施工順序?yàn)椋孩龠M(jìn)行抗滑樁和連系梁施工；②將袋裝碎石逐層堆壓在土工格柵上，然后分層填筑、壓實(shí)填土；③后澆鋼筋混凝土面板；④施加上部靜載(30 kPa)。

2.2 材料本構(gòu)模型及參數(shù)

FLAC3D數(shù)值模型中，地基土、軟弱土和填土均采用摩爾-庫倫模型，袋裝碎石、擋墻面板、抗滑樁和連系梁均采用彈性模型，參數(shù)詳見表1?？够瑯杜c土層間設(shè)置接觸面，接觸面摩擦參數(shù)取相鄰?fù)翆訁?shù)的80%，法向剛度kn和剪切剛度ks取接觸面相鄰區(qū)域“最硬”土層等效剛度的10倍[7]，即

(1)

式中：K為體積模量；G為剪切模量；Δzmin為接觸面法向方向上連接區(qū)域上最小尺寸。接觸面的其他參數(shù)詳見表2。

表1 模型材料參數(shù)Table 1 Parameters of materials in numerical model

表2 接觸面參數(shù)Table 2 Parameters of contact interfaces

土工格柵水平鋪設(shè)，從下至上依次編號，共鋪設(shè)13層，每層間距為1.2 m，格柵厚度為5 mm，彈性模量E=2.6 GPa，泊松比取ν=0.33，耦合彈簧黏聚力c=2 kPa，耦合彈簧摩擦角φ=24°，單位面積剛度k=2.3 MPa。需要說明的是，參數(shù)選取充分考慮了材料特性和工程實(shí)際情況，并非實(shí)測結(jié)果。

圖3 墻面水平位移Fig.3 Lateral displacements of wall surface

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

3.1 墻面水平位移

圖3為剛性面板工況和后澆式剛性面板工況下的擋墻水平位移。對于剛性面板工況，在施工結(jié)束階段和靜載階段墻面的水平位移分布模式相似，均呈線性分布，墻面最大水平位移均出現(xiàn)在墻頂。施加靜載過程中，擋墻的水平位移增量沿墻高呈現(xiàn)“下小上大”的線性分布，剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的墻面最大水平位移達(dá)到251 mm，而剛性擋墻面板類似于懸臂結(jié)構(gòu)，如此大的位移會(huì)使得面板產(chǎn)生繞墻趾較大的轉(zhuǎn)動(dòng)，導(dǎo)致剛性面板下部產(chǎn)生應(yīng)力集中，結(jié)構(gòu)也因此更加不穩(wěn)定。

后澆式剛性面板工況的施工結(jié)束階段和靜載階段墻面水平位移“鼓肚”現(xiàn)象[8]較為顯著。墻面最大水平位移出現(xiàn)在墻高4.8 m位置。墻面最大水平位移在施工結(jié)束階段為155 mm，靜載階段為196 mm。在不考慮時(shí)間效應(yīng)引起的最大墻面水平總位移變化時(shí)，可以近似將靜載階段位移當(dāng)作總位移，計(jì)算得到施工階段已經(jīng)完成了墻面最大水平總位移的79.1%。需要指出的是，后澆式剛性面板工況下，其面板是在填土填筑完成后施工，面板實(shí)際位移即為靜載階段和施工結(jié)束階段水平位移之差。因此，后澆式剛性面板的實(shí)際水平位移呈“下小上大”的線性分布，最大水平位移在墻頂，為57.5 mm。

對比2種工況面板水平位移可發(fā)現(xiàn)，剛性面板工況下的擋墻容易發(fā)生較大水平位移，而后澆式面板加筋土擋墻既能夠保證結(jié)構(gòu)整體剛度，又能顯著減小面板位移，保證了支擋結(jié)構(gòu)的安全性。

圖4 墻背土壓力Fig.4 Earth pressures behind walls

3.2 墻背土壓力

圖4為剛性面板工況和后澆式剛性面板工況下的墻背土壓力分布。從圖4可見，剛性面板工況的墻背水平土壓力強(qiáng)度在施工結(jié)束階段和靜載階段沿墻高呈非線性分布。在墻高5.4 m以上位置，剛性面板工況施工結(jié)束階段(即自重作用下)的土壓力與朗肯土壓力的結(jié)果吻合較好[9]；而沿墻高5.4 m以下的位置，墻背土壓力明顯大于朗肯土壓力，擋墻中下部應(yīng)力集中現(xiàn)象比較明顯。

后澆式剛性面板工況靜載階段面板所受的側(cè)向土壓力呈非線性分布，遠(yuǎn)小于剛性面板工況靜載階段的側(cè)向土壓力，最大側(cè)向土壓力為38.5 kPa，出現(xiàn)在墻底。由于后澆式剛性面板在填土填筑完成后施工，施工結(jié)束階段墻后的土壓力主要由袋裝碎石和土工格柵承擔(dān)，此時(shí)結(jié)構(gòu)屬于柔性擋墻，適應(yīng)地基大變形及不均勻沉降的能力強(qiáng)，但墻面容易傾斜和變形[10]。在靜載階段，后澆式剛性面板剛度較大，能夠約束水平土壓力導(dǎo)致的墻面彎曲變形，且后澆式剛性面板只承擔(dān)部分上覆荷載傳遞的荷載。因此，后澆式剛性面板的側(cè)向土壓力遠(yuǎn)小于剛性面板所受土壓力。

3.3 樁身水平位移

圖5為剛性面板工況和后澆式剛性面板工況下的樁身水平位移對比?？够瑯兜乃轿灰瓶煞譃?部分，即受到橫向力作用時(shí)的輕微撓曲變形和繞樁身一點(diǎn)(深度10.5 m左右)的轉(zhuǎn)動(dòng)變形。剛性面板工況下的抗滑樁隨著靜荷載的施加，樁身最大水平位移從83.8 mm增加到110 mm。后澆式剛性面板工況的樁身水平位移略大于剛性面板工況，施工結(jié)束階段樁頂最大水平位移為90 mm，增加了6.9%;靜載階段樁頂最大水平位移為117 mm，增加了6.4%。造成抗滑樁水平位移增大的原因主要是由于在施工階段袋裝反包碎石結(jié)構(gòu)屬于柔性擋墻，結(jié)構(gòu)整體剛度較小，加之結(jié)構(gòu)處于軟弱上覆土層，不可避免地使抗滑樁產(chǎn)生較大水平位移。

圖5 樁身水平位移Fig.5 Lateral displacements of piles

3.4 樁身彎矩

圖6為剛性面板工況和后澆式剛性面板工況下的抗滑樁樁身彎矩對比。從圖6可看出，隨著深度的增加，樁身彎矩呈先增大后減小的非線性變化趨勢，最大彎矩發(fā)生在樁深5.5 m處。

圖6 抗滑樁樁身彎矩分布Fig.6 Distribution of bending moments in anti-slide piles

圖7 格柵拉應(yīng)力分布Fig.7 Distribution of tensile stress distribution of geogrids

整體而言，后澆式剛性面板工況的樁身彎矩在各個(gè)階段均大于剛性面板工況，且后澆式剛性面板工況的樁身水平位移更大。因此，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮到不同面板澆筑方式對抗滑樁受力性能的影響。

3.5 格柵應(yīng)力分布

圖7為剛性面板工況和后澆式剛性面板工況施工結(jié)束階段和靜載階段格柵拉應(yīng)力分布對比。對于剛性面板工況，各層土格柵拉應(yīng)力分布在墻后呈非線性減小趨勢，在格柵與擋墻連接處拉應(yīng)力最大。施工結(jié)束階段，在第7，9，11層的格柵拉應(yīng)力較大，說明中上部格柵強(qiáng)度發(fā)揮比較明顯。而靜載階段，第11，13層的格柵拉應(yīng)力增長明顯，說明填土頂面靜載主要由上部筋材承擔(dān)，而底層筋材作用不明顯。

后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)各層格柵拉應(yīng)力分布在墻后呈先增大后減小的趨勢。在施工結(jié)束階段，各層土工格柵拉應(yīng)力集中在墻后連接處，在距離墻后5 m處迅速衰減；在靜載階段，第11，13層的格柵拉應(yīng)力增長迅速，說明靜載將上層的格柵拉力發(fā)揮出來。隨著層高的增加，各層土工格柵最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在墻后一段距離,最大拉應(yīng)力位置距離擋墻越來越遠(yuǎn)。值得一提的是，擋墻與土工格柵連接處的拉應(yīng)力也較大，而文獻(xiàn)[11]提到的FHR面加筋土擋墻中土工格柵與墻連接處的拉力很小。產(chǎn)生這樣的差別可能是本文建模時(shí)考慮將墻體與土工格柵單元通過改變link屬性進(jìn)行連接，而文獻(xiàn)[11]中土工格柵和墻面的連接可能未考慮到這一點(diǎn)。

4 結(jié) 論

本文通過數(shù)值分析方法分析了在軟弱土層分布的高填方區(qū)域建立的后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)，同時(shí)對比剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)，分析了2種不同墻面澆筑方式對墻面水平位移、面板土壓力強(qiáng)度、樁身位移、樁身彎矩和土工格柵應(yīng)力分布的影響，主要得出如下結(jié)論：

(1) 剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)和后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)的剛性面板位移呈線性分布，最大水平位移出現(xiàn)在擋墻頂部。后澆式剛性擋墻組合支擋結(jié)構(gòu)的面板承受的土壓力遠(yuǎn)小于剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)。

(2) 后澆式剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)的樁身水平位移和樁身彎矩均略大于剛性面板組合支擋結(jié)構(gòu)，故對抗滑樁的抗彎能力要求更高。

(3) 剛性面板支擋結(jié)構(gòu)的各層格柵最大拉應(yīng)力在墻后連接處，后澆式剛性面板各層土工格柵最大拉應(yīng)力隨著層高的增加，出現(xiàn)位置距離擋墻更遠(yuǎn)。

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(編輯：黃 玲)

Numerical Simulation on Composite Retaining Structure Composed ofReinforced Soil Retaining Wall and Anti-slide Piles

XUE Peng-peng，ZHENG Jun-jie，CAO Wen-zhao，LAI Han-jiang

(Institute of Geotechnical and Underground Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China)

A composite retaining structure composed of reinforced soil retaining wall and anti-slide piles is proposed to solve the construction problems in high fill embankment upon soft soil. Finite difference software FLAC3Dwas used to establish the numerical models of composite retaining structure. The influences of cast mode of panels on lateral displacement of wall surface，lateral earth pressure behind retaining walls，lateral displacement and bending moments of anti-slide piles and stress distribution of geosynthetic geogrids were analyzed. Numerical results revealed a linear distribution of lateral displacement of panels in post-cast rigid mode and the maximum displacement at the top of walls. Earth pressure on post-cast panels was far less than that on rigid panels. Moreover，the displacement and bending moments of anti-slide piles in the composite retaining structure with post-cast rigid panels were larger than those in the structure with rigid panels. The largest tensile stress of geosynthetic geogrids in the structure with rigid panels was found at the junction between panels and geogrids;while for the structure with post-cast rigid panels，the position of the largest tensile stress deviated from the retaining wall as the layer of geogrids were higher.Composite retaining structure with post-cast rigid panel could be used and promoted in high embankment area on soft soil due to its good performance with small displacement and earth pressure on post-cast panel.

reinforced soil retaining wall; composite retaining structure; anti-slide pile; numerical simulation；pile deformation

2016-06-24;

2016-08-11

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51278216)

薛鵬鵬(1993-)，男，江蘇鹽城人，碩士研究生，主要從事地基加固處理方面的研究工作，(電話)13006300454(電子信箱)xue_pengpeng@hust.edu.cn。

鄭俊杰(1967-)，男，湖北黃陂人，教授，博士生導(dǎo)師，博士，主要從事巖土工程與隧道工程方面的教學(xué)、科研與技術(shù)咨詢工作，(電話)18971079797(電子信箱)zhengjj@hust.edu.cn。

10.11988/ckyyb.20161066

TU472

A

1001-5485(2017)02-0075-05

2017,34(2):75-79