張智超，陳育民，劉漢龍, 3，王維國

微型樁?加筋土擋墻路基結構的公路護欄抗沖擊性能

張智超1, 2，陳育民1，劉漢龍1, 3，王維國1

(1. 河海大學土木與交通學院，江蘇南京，210098；2. 國土資源部丘陵山地地質災害防治重點實驗室，福建福州，350002；3. 重慶大學山地城鎮(zhèn)建設與新技術教育部重點實驗室，重慶，400045)

為了對微型樁?加筋土擋墻路基結構的護欄抗沖擊性能進行驗證和評價，利用數(shù)值手段開展加固前后的護欄沖擊動力響應對比分析。研究結果表明：微型樁?加筋土擋墻通過“護欄—連接構件—地基梁—微型樁—加筋土—地基”這一從上到下的加固體系，從受力機制上相當于大大增加護欄的錨固深度，將作用在護欄上的碰撞荷載自上而下地傳遞到加筋土及地基內部，而沿公路長度方向澆筑的地基梁則將荷載從作用點向兩側分散傳遞，利用整體結構來分擔荷載，因而顯著增強護欄的抗沖擊能力，可減小約90%的護欄碰撞位移，并使得不同碰撞荷載作用下的面板最大側向位移比加固前減小82.1% ~ 94.3%，初步驗證其護欄抗沖擊性能的可靠性。

加筋土擋墻；微型樁；碰撞荷載；護欄位移；加固機理

為了實現(xiàn)公路網(wǎng)絡的貫通，近年來我國的公路建設逐漸向地勢起伏大、地質構造復雜、斜坡地段多的西部山區(qū)轉移。相比于造價高昂的橋隧路基，加筋土擋墻由于具有價格低廉、施工簡便、可直立砌筑、無需放坡、挖填量靈活等優(yōu)點，逐漸成為了山區(qū)斜坡地帶路基填筑較為可行的方案[1]。然而，對于這類修筑于山區(qū)斜坡地帶，或是在既有路基邊坡側進行土體回填以拓寬道路的公路擋土墻，回填土與原有地基或路基間的沉降差異始終是個亟待解決的難題[2?3]，因此，以加筋土擋墻作為山區(qū)公路的路基時，需要對其回填土區(qū)域沿著天然邊坡或原有路基邊坡的下滑所造成的變形協(xié)調和外部穩(wěn)定性破壞問題進行針對性地加固處理。此外，高等級公路的路基對變形控制的要求較高，而純粹的加筋土擋墻作為一種柔性支擋結構，本身就會產生較大的位移[4]，在車輛荷載的反復作用下更容易產生過大的永久變形，引起路面不均勻沉降，造成線路不平順，嚴重影響車輛的運行，因而需要對加筋土的柔性變形加固控制。再者，對于一個完整的公路加筋土擋墻系統(tǒng)，不僅應包括構成普通加筋土擋墻所需的各個組成部件，而且應包含修筑于墻頂?shù)墓纷o欄設施。因此，交通事故中的護欄損毀也就成為了公路加筋土擋墻系統(tǒng)研究中一個不容忽視的問題。統(tǒng)計資料顯示，在事發(fā)于高速公路以及普通干線公路的交通事故中，分別有30%以及45%是因為車輛撞毀公路護欄，進而越出道路所導致的，由此引發(fā)的特大、重大惡性交通事故可達交通事故總量的62%以上[5]，尤其是在西部山區(qū)，公路護欄外側往往就是懸崖峭壁、萬丈深淵，在此發(fā)生車禍、碰撞時，一旦造成護欄破壞，極易導致車輛墜落懸崖、車毀人亡的嚴重后果，因此，對護欄安全系數(shù)要求較高，有必要在危險路段采取特別的護欄加固手段。對護欄防撞問題的研究，主要有試驗和數(shù)值模擬2個方面，鑒于試驗成本太高，試驗車輛和護欄大多無法重復利用，數(shù)值模擬便成為一個較為經濟可行的解決方案。我國眾多科研院校和單位都對護欄碰撞的仿真開展了廣泛而深入的研 究[6?7]。KIM[8]利用LS-DYNA[9]大變形有限元程序建立車輛和公路擋土墻的有限元模型，對不同車速碰撞下的護欄位移進行數(shù)值模擬，其研究結果認為宜采用44.5 kN的等效靜荷載作為該公路擋土墻中的護欄以及其下基礎底板系統(tǒng)的設計荷載?MILLER等[10]利用 LS-DYNA很好地模擬了重型車和輕型車對護欄的高速碰撞問題，因此，建議將這種計算機仿真技術更廣泛地應用于道路安全性能的研究中。這些研究成果在一定程度上為LS-DYNA計算程序在護欄碰撞模擬方面的可靠性提供了有力的證明。需特別指出的是，目前的公路護欄防撞措施研究，一般都只是針對護欄本身及其基礎底板等局部設施展開[11?12]，屬于一個相對獨立的分支。因此，如果能夠巧妙地借用公路加筋土擋墻的結構本身對公路護欄進行加固處理，將會給人民群眾的生命財產安全帶來巨大保障，同時也從經濟性的角度為道路安全設施的研究和改善提供一定的指導。PIERSON等[13?14]通過試驗手段驗證了在加筋回填土中設置樁基礎、增強結構水平承載性能的可行性，而微型樁的樁徑僅為100~300 mm，與普通樁基礎相比，施工更為簡便，樁身對筋材的損傷更小，因而在加筋土中設置微型樁具有更高的可操作性。因此，在綜合考慮山區(qū)陡峭地段施工不便、放坡空間不足、挖填量受限、支擋結構形式復雜、受力多樣化等問題，并參考錨桿抗滑樁加固機理[15]的基礎上，本文作者開發(fā)了一種“微型樁?加筋土擋墻”路基結構，而后利用LS-DYNA數(shù)值計算手段，對加固前后加筋土擋墻的護欄碰撞動力響應進行對比分析，以驗證所提出的新型路基結構公路護欄抗沖擊性能的可靠性，以期能夠為我國西部山區(qū)的道路交通安全研究提供一個可行的方案。

1 微型樁?加筋土擋墻技術簡介

微型樁?加筋土擋墻系統(tǒng)的示意圖見圖1~3。該加固系統(tǒng)的技術特點在于：

1) 豎直和傾斜的1對微型樁貫穿加筋回填土區(qū)域，形成一個穩(wěn)固的三角形加固體系，以控制柔性加筋土的變形，以滿足高等級公路對變形的要求，提高加筋土的內部穩(wěn)定性。

2) 微型樁錨固進地基，增加抗滑力，以減小回填土與天然地基或原有路基的沉降差異，抑制不協(xié)調變形，提高加筋土擋墻外部穩(wěn)定性。

3) 針對山區(qū)公路護欄安全系數(shù)要求高的特點，通過連接構件將公路護欄與地基梁及其下的微型樁結合，增強護欄的抗沖擊能力。

4) 沿公路長度方向澆筑的地基梁將公路擋土墻各個段面上的微型樁對結合，構成縱向框架組合形式，增強加固體系的整體性。

(a) 全局圖；(b) 局部放大圖

(a) 全局圖；(b) 局部放大圖

(a) 全局圖；(b) 局部放大圖

2 護欄抗沖擊性能研究

如前所述，本文提出的微型樁?加筋土擋墻系統(tǒng)不但對公路擋土墻本身的內部穩(wěn)定性和外部穩(wěn)定性進行了鞏固，還可將護欄的加固也考慮在內。因此，鑒于LS-DYNA在護欄碰撞動力響應方面的可行性已得到廣泛論證[8, 10]，本文采用LS-DYNA對微型樁?加筋土擋墻的公路護欄遭受碰撞作用下的動力響應進行數(shù)值模擬分析，并與未加固的普通加筋土擋墻對比，驗證其加固效果，以期能夠為我國山區(qū)公路的護欄抗沖擊措施研究提供一個可行方案。

2.1 有限元模型的建立

NCHRP 350報告[16]對公路護欄碰撞問題進行了研究，對碰撞試驗中所需的護欄長度提出了一般化建議，指出對于如金屬波形防護欄之類的柔性護欄，總長度一般需不小于30.00 m，而對于剛性護欄(如混凝土護欄)，試驗中的總長度不小于23 m即可。本文采用的是剛性混凝土護欄，保險起見，數(shù)值模型中的護欄總長度仍取為30.00 m，如圖3所示。值得注意的是，NCHRP 350報告[16]所規(guī)定的護欄總長度考慮了碰撞試驗中真實車輛行車軌跡的影響，所以，需要的護欄長度比較大，而本文僅通過對模型中部的護欄施加荷載時程曲線來模擬碰撞的效果，因此，本文選取的護欄總長度更加能夠滿足要求。

圖4所示為加筋土擋墻有限元模型側視圖?？紤]到本文并未建立實際的車輛模型，護欄具體形式對車輛變向的影響不是本文的研究重點，因此，將護欄截面簡化為上底0.40 m、下底0.60 m、高度為1.00 m的等腰梯形(圖4(a))。采用山區(qū)公路常用的連續(xù)性護欄布置方法[17]，護欄與護欄之間通過連接構件相連，間隙為3.00 cm，每個護欄長度為2.97 m，共10個段面，總長度為30.00 m(圖3)。

網(wǎng)格密度和劃分形式對計算結果具有重大影響，為了削弱網(wǎng)格尺寸和劃分形式的差異給結果對比分析帶來的干擾，經過精心的安排和規(guī)劃，最終劃分出了一套對普通加筋土擋墻和微型樁?加筋土擋墻都適用的三維模型網(wǎng)格(圖4所示)，加固前后的擋土墻模型的區(qū)別在于：前者中的樁孔用土體材料填充，以表示不含微型樁的工況(圖4(a))，而后者中的樁孔則用混凝土材料填充(圖4(b))。通過這樣一套基本無差別的網(wǎng)格劃分和設計，以期在對比分析中能夠消除網(wǎng)格差異給結果可比性帶來的影響，真正做到無干擾地分析微型樁的加固作用。

模型的具體尺寸見圖4(b)。加筋回填土區(qū)域高度為6.00 m，土工格柵間距0.50 m，共有12層回填土，簡化建模起見，微型樁采用方形截面樁，樁徑為0.27 m，大致滿足一般微型樁樁徑為0.10~0.30 m的要求，錨固深度為2.50 m，樁間距為3.00 m，豎直與傾斜微型樁的夾角為30°。

微型樁?加筋土擋墻的特征之一在于護欄通過連接構件與混凝土地基梁和微型樁相連，以期增強護欄的抗沖擊能力。為了驗證這一措施的效果，普通加筋土擋墻的護欄通過連接構件與彈塑性加筋土相連，在加筋土中錨固深度0.50 m，嵌入護欄內0.50 m(圖4(a))；而微型樁?加筋土擋墻的護欄則通過連接構件與地基梁和微型樁相連(圖4(b))。

2.2 單元類型

有限元模型中的土體、微型樁、護欄和地基梁均采用8節(jié)點常應力實體單元劃分；面板采用殼單元劃分，厚度為10.00 cm；土工格柵采用膜單元劃分，厚度為2.00 mm，只有抗拉剛度而沒有抗彎和抗壓強度。連接構件是直徑為32 mm的螺紋鋼，采用梁單元劃分。

值得注意的是，采用分離式有限元對加筋土建模，在建模時需將膜單元和殼單元的厚度也考慮其中，為面板和筋材預留出空間，否則會引起材料之間的初始穿透，造成計算錯誤。

2.3 接觸和連接方式

混凝土材料(面板，護欄，地基梁和微型樁)與土體之間、土體與土工格柵之間采用摩擦接觸，摩擦因數(shù)0.56[18]。微型樁與地基梁之間采用黏結接觸來表示混凝土的膠結作用。為了模擬回填土與天然地基土體良好融合的工況，二者之間采用黏結接觸關系，使回填土與地基土體之間保持連續(xù)性[18]。

簡化起見，護欄與連接構件之間、連接構件與地基梁之間為完全固接，采用LS-DYNA中的*Constrained_Lagrange_In_Solid技術，可方便地模擬梁單元與實體單元之間的錨固關系。

(a) 普通加筋土擋墻模型；(b) 微型樁?加筋土擋墻模型；(c) 普通加筋土擋墻護欄細節(jié)示意圖；(d)微型樁?加筋土擋墻護欄細節(jié)示意圖

2.4 邊界條件

模型底部采用三向位移約束，軸向兩側和左右兩側采用法向位移約束。一般情況下認為：如果模型邊界取得足夠遠，軸向兩側可施加三向位移約束。但本文在模型軸向兩側仍使用法向位移約束，因此，在土體變形方面，本文的計算將偏于保守。

2.5 荷載的施加

在擋土墻的自重靜力荷載施加完畢后，對公路護欄施加如圖5所示的碰撞荷載時程曲線。

文獻[19]采用質量為1 950 kg的汽車進行了護欄碰撞實驗，根據(jù)高速攝像的結果，估計碰撞作用時間為0.10 s，并基于動量守恒定律Δ=Δ，通過汽車碰撞速度計算出大致的碰撞荷載。文獻[8]中將車輛碰撞荷載簡化為三角形荷載時程曲線。根據(jù)文獻[8, 19]中研究結果，本文數(shù)值模擬中也采用質量為1 950 kg的汽車碰撞所產生的荷載。在充分考慮不同碰撞速度的影響的基礎上，本文所采用的碰撞速度分別為6，12，18，24和30 m/s，即分別為21.6，43.2，64.8，86.4和108 km/h，碰撞時間取為0.10 s，根據(jù)動量守恒定律計算得出的碰撞荷載峰值分別約為120，240，360，480和600 kN，碰撞荷載時程曲線如圖5所示。

v/(km?h?1)：1—108；2—86；3—65；4—43；5—21。

在遭受車輛碰撞時，護欄之間的連接處為薄弱點，因此，將碰撞荷載作用于模型中部2個護欄的連接處，碰撞角度(速度方向與護欄長度方向的夾角)分別為90°(正面碰撞)和20°(斜碰撞)，如圖6所示。由于荷載需要施加在節(jié)點上，受模型網(wǎng)格劃分的限制，碰撞荷載的作用面積(長×寬)為0.34 m×0.60 m。

(a) 碰撞荷載的作用位置；(b) 碰撞荷載的作用角度；(c) 碰撞荷載的作用面積

2.6 材料的本構模型和參數(shù)

2.6.1 回填土和地基土體

LS-DYNA中的地質帽蓋模型[9]是1個廣義的雙不變量彈塑性帽蓋模型，用于模擬回填土和地基土體的力學行為。通過將該模型的塑性參數(shù)和簡化取0，可將其簡化為帶帽蓋的Drucker-Prager模型[20]，只需要用2個強度參數(shù)和來表達其剪切失效強度，同時強度參數(shù)和可通過經典Mohr-Coulomb準則中的黏聚力和摩擦角轉換。

1) 剪切模量和體積模量。土體的彈性特征隨著初始應力水平的增加而增強。為了體現(xiàn)這一特性，回填土的剪切模量和體積模量也隨著填筑深度的變化而變化，取值分別為=16~48 MPa，=7~22 MPa，泊松比保持為0.3。

2) 帽蓋參數(shù)0。帽蓋參數(shù)0的實際物理意義為土體在發(fā)生塑性體積變形之前所能夠承受靜水壓力?？紤]到原位土體即使在很小的應力加載下也會發(fā)生塑性變形，回填土的帽蓋參數(shù)0選取的原則為使得土體在自重下穩(wěn)定后達到這樣一種狀態(tài)：土體在加載下將立即發(fā)生塑性變形，進入塑性狀態(tài)，而在卸載下則會回到彈性狀態(tài)。基于此，土體帽蓋參數(shù)0取值為土體在初始自重應力作用下產生的1，即土體平均應力mean的3倍：

0=3mean(1)

經數(shù)值模擬試算后發(fā)現(xiàn)，對于本文填土高度為 6 m、包含12層回填土的加筋土擋墻模型，實際土體平均應力mean從回填土頂部至底部為10~80 kPa，因此，回填土的參數(shù)0取值為隨墻高從30~240 kPa呈線性變化(見表1)。值得注意的是，由于幾何模型的變化(如增加了微型樁)和土工格柵約束等影響，不同位置的土體平均應力mean也會有所不同，0=30~240 kPa可能無法精確地滿足每個土體單元的應力狀態(tài)，但本文旨在通過這樣一種變化的帽蓋參數(shù)和土體模量取值來表征土體彈性特征隨初始應力水平的增大而增強。

根據(jù)NCHRP Report 556[21]關于加筋土擋墻的土體參數(shù)研究，回填土和地基土參數(shù)取值見表1。

表1 Geologic cap Model土體材料參數(shù)

3.6.2 土工格柵

采用LS-DYNA中的Plastic-Kinematic雙線性硬化模型來模擬經編滌綸土工格柵(polyester (PET) geogrid)[18]，土工格柵厚度為2 mm，參照LEE[18]對PET土工格柵材料屬性的研究，所采用的材料參數(shù)如表2所示。其中：y為屈服強度；為彈性模量；t為屈服后的切線模量。

2.6.3 混凝土材料

所有混凝土材料，如面板、護欄、地基梁和微型樁采用線彈性本構來模擬，主要參數(shù)如下：彈性模量為25 GPa, 泊松比為0.2，密度為2 500 kg/m3。

2.6.4 連接構件

護欄與護欄之間、護欄與地基梁之間的連接構件為32 mm的螺紋鋼，采用梁單元模擬，用線彈性本構模型來描述，主要參數(shù)為：彈性模量210 GPa, 泊松比0.3，密度7 800 kg/m3。

表2 土工格柵材料參數(shù)

2.7 結果分析與比較

需要指出的是，在斜坡地帶修筑加筋土擋墻時一般需對坡面清表，去除浮土，進行臺階開挖等，而為了簡化起見，本文的計算模型采用平整的邊坡，因此，是在最為不利的斜坡工況下比較微型樁加固前后的響應。

2.7.1 擋土墻護欄變形

在擋土墻在自重作用下穩(wěn)定后，對公路護欄施加如圖5所示的碰撞荷載時程曲線。本文僅給出了車速為108 km/h(碰撞荷載峰值為600 kN)的正面碰撞作用下，擋土墻在=0.20 s時的包括自重作用在內的累積位移對比結果，如圖7所示。

由圖7(a)可以看出：普通加筋土擋墻的護欄產生了劇烈的位移，變形從碰撞作用點開始逐漸向左右兩側的護欄擴展，使得護欄發(fā)生了傾覆的趨勢；而通過線彈性的微型樁和地基梁的加固作用，微型樁?加筋土擋墻中的護欄變形則要小得多(圖7(b))，同時，碰撞點的位移與其他位置相比，差別相對較小，云圖顯示也較為均勻。

斜20°碰撞的護欄位移也存在相似的變化規(guī)律，只是幅值較正面碰撞更小，且護欄出現(xiàn)了不對稱的變形。

(a) 普通加筋土擋墻的變形；(b) 微型樁?加筋土擋墻的變形

2.7.2 碰撞荷載導致的護欄水平位移

圖8所示為不同碰撞荷載所導致的護欄峰值和殘余(碰撞荷載過后、變形恢復穩(wěn)定狀態(tài))側向位移的變化，其中圖例中的“樁”指的是“微型樁?加筋土擋墻”，而“無樁”指的是“普通加筋土擋墻”。

由圖8可以發(fā)現(xiàn)：在不同幅值的正面碰撞荷載作用下，普通加筋土擋墻的護欄峰值位移為17.60~46.50 cm，碰撞荷載過后、變形恢復穩(wěn)定狀態(tài)的殘余位移為12.00~36.00 cm，而微型樁?加筋土擋墻的護欄峰值位移為0.6~4.7 cm，殘余位移為0.27~2.90 cm；在斜20°碰撞荷載作用下，普通加筋土擋墻護欄的峰值位移為5.10~25.10 cm，殘余位移為3.50~14.60 cm，而微型樁?加筋土擋墻護欄的峰值位移為0.28~1.75 cm，殘余位移為0.08~0.70 cm。大體上加固后的護欄位移可減小約90%。由數(shù)據(jù)對比和圖示可以清楚地發(fā)現(xiàn)微型樁的加固效果，加固后的護欄在碰撞荷載作用下的位移相對變得很小。

(a) 正面碰撞導致的護欄水平位移；(b) 斜20°碰撞導致的護欄水平位移

這說明巧妙地運用擋土墻的結構設計方案，充分地發(fā)揮了微型樁的使用功能，通過“護欄—連接構件—地基梁—微型樁—加筋回填土—地基”這一自上而下的加固體系，從受力機制上相當于大大提高了護欄的錨固深度，利用微型樁將作用在護欄上的碰撞荷載傳遞到加筋土區(qū)域乃至地基內部，因而能夠顯著地增強護欄的抗沖擊能力。而以往的護欄抗沖擊設計和加固手段研究，一般只是針對護欄本身及其基礎底板等局部設施展開[11?12]，所利用的防護范圍較為有限。因此，本文提出的微型樁?加筋土擋墻系統(tǒng)在護欄抗沖擊設計方面值得借鑒和推廣應用。

2.7.3 面板殘余側向位移

不同幅值正面碰撞荷載所導致的擋土墻面板殘余側向位移分布如圖9所示。普通加筋土擋墻面板中下部的位移與微型樁加固后相比，相差并不大，但其面板位移在頂部劇烈集中(圖9(a))；而對于微型樁?加筋土擋墻，面板位移表現(xiàn)出由上而下逐漸減小的趨勢，變化較為緩慢，幅值也較小得多(圖9(b))，在120~600 kN的碰撞荷載作用下，加固前的面板最大側向位移分別為4.40，8.60，12.30，14.80和17.30 cm，而加固后則分別為0.25，0.67，1.26，2.10和3.10 cm，最大側向位移可減小82.1%~94.3%。這說明微型樁能夠有效地將護欄受到的碰撞荷載自上而下地傳遞到整個擋土墻結構中，通過整體結構來分擔荷載，進而防止面板發(fā)生局部破壞。

由此可見：純粹的加筋土結構具有較大的柔性，在碰撞、沖擊等強烈的瞬態(tài)荷載作用下，往往無法保證對結構變形的有效控制，這對公路加筋土擋墻這類對變形要求較高的支擋結構來說尤為不利。而利用較為剛性的微型樁和地基梁，將瞬態(tài)荷載均勻地傳遞和分散到更大的土體區(qū)域，能夠有效地避免結構因局部變形過大而破壞或失去正常使用功能。

2.7.4 筋材應變云圖

圖10~11所示為在自重及速度為108 km/h的正面碰撞下筋材等效應變云圖，應變尺度均為0.03。由圖10可以看出：在自重作用下，2種擋土墻的土工格柵應變相差并不大，最大應變max分別為2.60%和2.48%，都位于最底層筋材與面板的連接處。而沖擊荷載過后，普通加筋土擋墻的土工格柵最大殘余應變?yōu)?.9%(圖11(a))，且荷載作用點附近出現(xiàn)了大面積的高應變區(qū)域，逐漸向四周蔓延。這說明在沖擊荷載作用下，頂層的土工格柵最有可能發(fā)生失效、斷裂，從而造成擋土墻的局部破壞和失穩(wěn)；而微型樁?加筋土擋墻的土工格柵應變在沖擊荷載作用的整個過程中都沒有明顯的變化(圖11(b))，說明微型樁能夠有效、均勻地傳遞沖擊荷載，避免土工格柵局部集中受荷，防止其在護欄受碰撞沖擊時遭受破壞。

(a) 普通加筋土擋墻(未加固)；(b) 微型樁?加筋土擋墻

2.7.5 微型樁工作機理

樁身受力直接反映了碰撞荷載作用下微型樁?加筋土擋墻中的荷載傳遞情況，有助于對微型樁工作狀況進行研究，探明加固效果及機理。因此，選取受碰撞荷載作用的護欄其下一對豎直和傾斜微型樁進行樁身受力分析。

圖12所示為微型樁?加筋土擋墻中，峰值600 kN的正面碰撞荷載所導致的豎直和傾斜微型樁的彎矩變化。碰撞荷載引起的豎直樁身彎矩峰值為111.8 kN?m，而傾斜樁身彎矩峰值為165.3 kN?m，變化幅值更大，因此，對于護欄抗沖擊設計，更應著重加強傾斜微型樁的配筋。

(a) 普通加筋土擋墻；(b) 微型樁?加筋土擋墻

(a) 普通加筋土擋墻；(b) 微型樁?加筋土擋墻

(a) 豎直微型樁的彎矩增量；(b) 傾斜微型樁的彎矩增量

豎直與傾斜樁的樁身彎矩增量表現(xiàn)出了大致相同的變化規(guī)律。由于樁頂受到地基梁的約束，且靠近碰撞荷載作用點，彎矩變化較小，隨著埋深的增加，彎矩增量迅速增大后，隨即又減小，進而出現(xiàn)反彎點，隨后彎矩增量曲線呈拋物線分布，在距離樁頂3.00 m左右達到最大值后再次減小，并在回填土與地基交界面附近出現(xiàn)第2個反彎點；在地基內，豎直微型樁的樁身彎矩變化較小，而傾斜微型樁則還存在一定程度的波動。碰撞荷載作用過后(也即變形恢復穩(wěn)定狀態(tài)后)，各樁彎矩增量都明顯降低。

由此可見：在護欄受到碰撞荷載作用時(=0.10 s)，微型樁的樁身彎矩增量最大值并不在碰撞荷載所作用的樁頂附近，而是在距離樁頂3.00 m左右的加筋回填土區(qū)域內，這在樁身設計時需引起注意。圖13所示為峰值600 kN的正面碰撞荷載所引起的樁身軸力變化。其中拉為正，壓為負。從圖13可以看出：在碰撞荷載作用下，豎直微型樁主要受壓，而傾斜微型樁則主要受拉，樁身軸力變化最大位置大約距離樁頂3 m處；碰撞荷載作用過后(也即變形恢復穩(wěn)定狀態(tài)后)，各樁軸力增量都明顯降低，傾斜微型樁軸力增量甚至接近 0 kN。

通過碰撞荷載導致的樁身受力變化可以發(fā)現(xiàn)，將豎直和傾斜的一對具有一定抗彎剪強度的微型樁從路面穿過柔性的加筋土區(qū)域，錨固進地基，并在樁頂澆筑地基梁，通過連接構件將公路護欄與地基梁及微型樁相連，形成“護欄—連接構件—地基梁—微型樁—加筋土—地基”這一自上而下的加固體系，能夠有效地通過微型樁將護欄受到的碰撞荷載自上而下地傳遞到整個擋土墻體系中，利用整體結構來較為均勻地分擔荷載，因而能夠有效地減小護欄位移，防止擋土墻發(fā)生局部破壞。在這其中，較為剛性的微型樁在柔性的加筋土結構中發(fā)揮了荷載傳遞的作用，避免了局部加筋土受力集中而發(fā)生破壞。

(a) 豎直微型樁的軸力增量；(b) 傾斜微型樁的軸力增量

2.7.6 地基梁工作機理

微型樁?加筋土擋墻中的地基梁不但在樁頂將豎直和傾斜的1對微型樁相連，還將擋土墻各個段面上的微型樁結合，構成縱向框架組合形式。因而有必要分析地基梁在碰撞荷載作用下的受力情況，以便探明加固機理。

圖14所示為峰值600 kN正面碰撞荷載作用下微型樁?加筋土擋墻中地基梁的彎矩變化。由圖14可以發(fā)現(xiàn)：在碰撞荷載作用時(=0.10 s)，地基梁的彎矩在荷載作用點處達到最大值(230.7 kN?m)，地基梁的彎曲方向與荷載作用方向相同，隨著與荷載作用點的距離不斷增加，彎矩逐漸下降，并出現(xiàn)一定反彎矩，而后逐漸趨于0 kN?m。碰撞荷載作用過后的彎矩曲線也大致相同，只是幅值小得多。

圖15所示為正面碰撞荷載作用前后地基梁的變形圖。由圖15可見：地基梁的變形在荷載作用點達到最大，而后沿著作用點兩側逐步減小，變化較緩和，主要影響范圍為作用點附近的4個護欄，因而可以避免護欄單獨受力而產生劇烈位移。

因此，通過沿公路長度方向澆筑地基梁，不但將豎直與傾斜微型樁在樁頂相連，使得豎直與傾斜微型樁能夠協(xié)同工作，將碰撞荷載自上而下地傳遞到加筋土及地基更深處，而且能夠將各個微型樁段面構成縱向框架組合形式，使得地基梁沿著公路長度方向，將碰撞荷載從作用點向兩側分散傳遞，因而能夠有效地減小護欄位移。

1—t=0.10 s；2—碰撞荷載過后。

圖15 正面碰撞荷載作用前后地基梁的變形圖

3 結論

1) 微型樁?加筋土擋墻系統(tǒng)通過“護欄—連接構件—地基梁—微型樁—加筋土—地基”這一從上到下的加固體系，從受力機制上相當于大大增加了護欄的錨固深度，將作用在護欄上的碰撞荷載自上而下地傳遞到加筋土及地基內部，而沿公路長度方向澆筑的地基梁則將荷載從作用點向兩側分散傳遞，利用整體結構來分擔荷載，因而顯著地增強了護欄的抗沖擊能力，可減小約90%的護欄碰撞位移。

2) 對于本文的算例，在碰撞荷載作用下，微型樁?加筋土擋墻中樁身彎矩和軸力增量最大的位置大約都在距樁頂3.00 m處，且傾斜微型樁的受力變化比豎直微型樁更顯著。因此，對于微型樁?加筋土擋墻系統(tǒng)中的護欄抗沖擊設計，應著重加強這些樁身受力關鍵位置以及傾斜微型樁的配筋。

3) 微型樁的加固令不同碰撞荷載作用下的面板最大側向位移減小82.1%~94.3%，并使得面板變形從頂部劇烈集中，轉變?yōu)樽陨隙轮饾u減小，說明微型樁能夠有效地將護欄受到的碰撞荷載自上而下地傳遞到整個擋土墻結構中，通過整體結構較為均勻地分擔荷載，防止加筋土擋墻面板發(fā)生破壞。

4) 以往的公路護欄抗沖擊加固措施研究，一般都只是針對護欄本身及其基礎底板等局部設施展開，屬于一個相對獨立的分支，而本文提出的微型樁?加筋土擋墻系統(tǒng)，巧妙地借用擋土墻結構本身的加固措施，將公路護欄的抗沖擊性能也考慮其中，一舉多得，能夠更有效地保障道路交通安全，適合在路況復雜、車禍頻發(fā)的我國西部山區(qū)推廣應用，也為道路安全設施的研究和改善提供了新的思路。

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(編輯 陳愛華)

Impact resistance of road barrier of micropile-MSE wall for subgrade

ZHANG Zhichao1, 2, CHEN Yumin1, LIU Hanlong1, 3, WANG Weiguo1

(1. College of Civil & Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China;2. Key Laboratory of Geohazard Prevention of Hilly Mountains,Ministry of Land and Resources of China, Fuzhou 350002, China;3. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area,Chongqing University, Chongqing 400045, China)

In order to validate and evaluate the impact resistance of road barrier of micropile-MSE wall, comparative studies were done on the impact response of the barrier before and after reinforcement with micropiles through numerical method. The results show that through the top-down reinforcement system of “barrier—connecting pieces—grade beam—micropiles—MSE—foundation”, the impact loading acted on the barrier is transferred to the MSE and foundation region from top to bottom of the MSE wall, and the grade beam along the length of road transfers the impact loading from center to two sides. Hence, the impact loading is actually supported by the whole retaining structure, which increases the impact resistance of road barrier significantly. As a result, the impact-induced displacement of barrier reduces by about 90% after reinforcement, and the maximum wall facing displacement decreases by 82.1% to 94.3% under different impact loadings, which preliminarily validates the reliability of impact resistance of road barrier of micropile-MSE wall.

MSE wall; micropile; impact loading; barrier displacement; reinforcement mechanism

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.08.026

TU 443

A

1672?7207(2017)08?2169?11

2016?10?19；

2016?12?28

國家自然科學基金資助項目(51609040，51379067，51679072)；福建省自然科學基金資助項目(2016J05112)；國家自然科學基金重點國際(地區(qū))合作研究項目(51420105013)(Projects (51609040, 51379067, 51679072) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (2016J05112) supported by the Natural Science Foundation of Fujian Province; Project (51420105013) supported by the Funds for International Cooperation and Exchange of the National Natural Science Foundation of China)

張智超，博士，工程師，從事邊坡和擋土墻研究；E-mail：zhangzhichao0704@126.com