姬譯名 趙曉彥

(西南交通大學， 成都 610031)

隨著我國公共交通的發(fā)展，交通線網在西南地區(qū)的覆蓋面也越來越廣。在公路鐵路修筑過程中，遇到了越來越多的膨脹土地層，如圖1所示。南昆鐵路南寧至百色段的增建二線工程，始于江西村，止于百色站，左線正線長度209.4 km，右線正線長度209.7 km，運營長度208.670 km，途徑大量膨脹土地區(qū)。

圖1 全國膨脹土分布圖

近些年，膨脹土問題越來越受到國內外學者的重視。為有效治理膨脹土邊坡及基坑，國內外學者進行了積極探索。Hoek[1]提出采用具有良好工程特性的填土或摻加石灰粘土進行回填來支護膨脹土邊坡。在實際工程中，云南楚大高速、新哨路等[2]多條高速公路多采用擋土墻或抗滑樁加坡面漿砌片石進行防護。此外，利用土工格柵反包加筋、樁板墻強支擋結構、柔性支護措施、不同深度膨脹土基坑適宜的支護技術等措施對膨脹土邊坡進行支護[3-6]?？梢妼ε蛎浲恋募庸讨卫硪殉蔀榻┠陮W者研究的熱點之一。

隨著計算機數(shù)值模擬軟件的發(fā)展，大量學者運用計算機對非飽和膨脹土的流固耦合特性、膨脹土基坑變化規(guī)律、降雨入滲作用下膨脹土擋土墻側向土壓力的規(guī)律等進行了研究[7-9]。

1 鋼管格柵膨脹土擋墻

由于膨脹土土體具有脹縮特性，采用傳統(tǒng)加固措施中的柔性支護措施在支護膨脹土邊坡時會發(fā)生超出安全允許范圍的大變形，甚至垮塌，采用剛性支護措施，則需增加剛性支護措施的尺寸，設計成大體積大斷面的重力式擋墻或樁板墻等。如南寧-昆明鐵路增建二線工程百色地區(qū)膨脹土棄渣邊坡段便部分使用了墻高4 m，頂寬2～3 m的重力式擋墻，但多處出現(xiàn)裂縫，加固效果并不理想，如圖2所示。

圖2 大尺寸重力式擋墻

因此，本文依托南寧-昆明鐵路增建二線工程百色地區(qū)膨脹土棄渣邊坡，提出鋼管格柵膨脹土擋墻，如圖3所示。該新型擋墻的特點在于：①墻體采用中—弱膨脹土作為填料，就近取材，節(jié)約人力物力，減少填料費用；②鋼管可承載部分膨脹力，束縛其前后土體的位移與變形；③豎向鋼管貫入地基，增加了擋墻抗剪強度，抑制局部不協(xié)調變形的同時，也增加了整體結構的抗滑力；④豎直鋼管增加了整個加固系統(tǒng)的剛性與一體性，保證結構的整體性和穩(wěn)定性；⑤施工時，僅需在填土的同時打入鋼管，并保證其間距和角度豎直，有需要時可進行灌漿處理，進一步增強結構剛度。相對于傳統(tǒng)支護措施，施工工藝略顯復雜，但與微型樁等技術相比，施工難度減小許多。施工方案可根據(jù)具體工程進行靈活調整。

圖3 鋼管格柵膨脹土擋墻示意圖(m)

2 數(shù)值模型

本文依托南百增建二線百色地區(qū)某膨脹土棄渣邊坡，以膨脹土邊坡邊界及土體物理力學參數(shù)為基礎，運用有限差分軟件FLAC 3D進行數(shù)值模擬計算，驗證該新型措施的有效性，并探究該措施最合理的鋼管間距。

2.1 模型建立

建立等比例平面模型，如圖4所示，模型尺寸 70 m(寬)×10 m(長)×30 m(高)，下覆原始地層厚15 m，上部棄渣邊坡高15 m，坡度1∶1.5，坡腳至模型前緣15.6 m。

圖4 膨脹土邊坡平面圖(m)

設置2組模型。第1組為傳統(tǒng)土工格柵擋墻支護的膨脹土邊坡模型(如圖5所示)和同尺寸的鋼管格柵膨脹土擋墻支護的邊坡模型(如圖6所示)。第2組4個邊坡模型均采用鋼管格柵膨脹土擋墻進行支護，格柵間隔同為0.4 m，梅花式布管，但鋼管間距分別為0.8 m、1 m、1.2 m、1.4 m，如圖7所示。

圖5 傳統(tǒng)格柵擋墻(m)

圖6 鋼管格柵膨脹土擋墻(m)

圖7 研究鋼管間距的邊坡模型(m)

2.2 模擬參數(shù)選取

數(shù)值模擬所涉及的物理力學參數(shù)可根據(jù)現(xiàn)場實驗、室內試驗、廠家提供、數(shù)值模擬反算等方式獲取。

膨脹土的脹縮特性類似于溫度場的熱脹冷縮問題，物體在某一熱源影響下，形成一個受熱傳導方程控制的溫度場，而膨脹土在某一水源影響下，也會形成一個受含水率變化而控制的濕度場，因此利用FLAC 3D中的溫度場模擬濕度場具有一定的可行性。

溫度場變化所引起土體的應變增量可用公式：

Δε=βΔT

(1)

濕度場變化所引起膨脹土體的應變增量可用公式：

Δε=αΔa

(2)

當由溫度場變化引起的應變增量等于由濕度場變化引起的應變增量時，即式(1)等于式(2)時可得：

(3)

濕度場應變控制方程與溫度場應變控制方程在數(shù)學表達式上相似。因此，可通過換算實現(xiàn)利用溫度場模擬濕度場，膨脹土的吸水膨脹也可利用土體吸熱膨脹來等效替代計算。為本文利用溫度場模塊模擬分析膨脹土受含水率變化所產生的影響提供理論依據(jù)。

2.2.1線膨脹系數(shù)

根據(jù)實驗數(shù)據(jù)，原狀土在天然狀態(tài)下含水率平均為20.39%，膨脹力最大時的含水率平均為33.26%，含水率差值為12.87%，土樣最大膨脹力104 kPa。

利用FLAC 3D的溫度場模塊對遇水膨脹的膨脹土進行模擬，根據(jù)已知的膨脹力實驗數(shù)據(jù)，進行反復試算，最終確定其線膨脹系數(shù)。具體過程如下：

(1)建立膨脹土環(huán)刀模型，并進行網格劃分。

(2)固定所有邊界，施加初始應力場，并將位移場、速度場清零。

(3)對土體進行參數(shù)賦值，并開啟熱力學模塊。設初始含水率對應溫度為0 ℃，最大膨脹力時的含水率對應的溫度為12.87 ℃。

(4)預先賦予線膨脹系數(shù)一個假定值，將土體從0 ℃加熱至12.87 ℃，進行熱力耦合，并對頂面邊界應力進行監(jiān)測。

(5)當模型頂面邊界應力不再增大時，停止計算，記錄此時的邊界應力值。

(6)若應力值不等于實驗測得的膨脹力104 kPa，則調整線膨脹系數(shù)再次進行試算，直至檢測到頂面邊界應力等于104 kPa時，代表此時的線膨脹系數(shù)即為利用溫度場模塊模擬濕度場時的等效線膨脹系數(shù)。

經過反復的試算，最終在線膨脹系數(shù)取4.1e-5時，模型頂面邊界應力達到104 kPa并不再變化。故在后期對膨脹土邊坡開啟熱力場模塊模擬濕度場時，取4.1e-5為單元的線膨脹系數(shù)。

2.2.2土體參數(shù)

傳統(tǒng)加筋土擋墻填料采用砂土，本文中的鋼管格柵膨脹土擋墻采用的填土為弱—中膨脹土。為了更清楚的分析膨脹力的影響，本文僅進行單因素分析，假設其他因素不變。在開啟溫度場模塊前后，各土體參數(shù)，如表1所示。

表1 土體參數(shù)

2.2.3土工格柵參數(shù)

根據(jù)廠家提供參數(shù)規(guī)格及經驗，一般格柵耦合彈簧摩擦角、耦合彈簧粘聚力取土體和土工格柵較小者的0.8倍，如表2所示。

表2 土工格柵參數(shù)

2.2.4鋼管參數(shù)

以外徑108 mm，壁厚6 mm的鋼管為例進行模擬，如表3所示。

表3 鋼管參數(shù)

3 結果分析

3.1 格柵擋墻與鋼管格柵膨脹土擋墻

土工格柵在天然狀態(tài)下(含水率20.39%)，傳統(tǒng)土工格柵擋墻(如圖8所示)與鋼管格柵膨脹土擋墻(如圖9所示)在水平方向最大位移分別為0.012 m和0.016 m，變形微小，表明支護措施有效。

圖8 傳統(tǒng)土工格柵擋墻水平位移

圖9 鋼管格柵膨脹土擋墻水平位移

開啟FLAC 3D中的溫度場模塊，在上表面施加線性熱源模擬自然降雨的情況，在此過程中，溫度從0 ℃升至12.87 ℃，代表土體含水率由20.39%逐漸升至33.26%。

含水率變化后傳統(tǒng)加筋土擋墻模型因變形過大，計算無法收斂，手動停止計算。最大剪應變增量(如圖10所示)沿墻腳形成滑面，最大水平位移為0.4 m。相較于傳統(tǒng)土工格柵擋墻，鋼管格柵膨脹土擋墻最大剪應變增量并未形成滑面(如圖11所示)。未出現(xiàn)較大水平位移，最大水平位移僅為0.062 m。

圖10 傳統(tǒng)加筋土擋墻剪應變增量

圖11 鋼管格柵膨脹土擋墻剪應變增量

3.2 最佳鋼管間距

根據(jù)模型坐標，X軸向右為正方向，故位移及力的負數(shù)值表示其方向為向左。在含水率為20.39%時，4種鋼管間距下的墻體水平變形均不大，最大位移僅為1.25 cm，表明均能夠有效支護坡后土體，如圖12所示。

圖12 不同鋼管間距下墻體各位置水平位移

含水率變化為33.26%后，膨脹土邊坡產生膨脹力，擋墻位移增加。由于降雨主要對地表以下3 m的土體產生影響，故墻體位移出現(xiàn)上大下小的現(xiàn)象，如圖12所示。

鋼管間距為0.8 m和1.2 m的膨脹土擋墻最大水平位移出現(xiàn)在埋深2.5 m和3.5 m處，分別為8.5 cm和9.6 cm。鋼管間距1.4 m的擋墻最大水平位移出現(xiàn)于墻頂，達到了11 cm。間距為1 m的鋼管格柵擋墻最大位移為6.2 cm，出現(xiàn)于墻頂下0.5 m處，相比其他三個模型，其整體位移由上至下變化較為均勻，未出現(xiàn)變形突變或位移較大的現(xiàn)象。

膨脹力變大后，墻體內鋼管在一定程度上抵擋了其后部土體產生的膨脹力。為了分析鋼管在該結構中的效用，故對鋼管上水平應力和鋼管水平位移進行監(jiān)測。不同間距鋼管上水平應力與埋深的關系，如圖13所示。為方便區(qū)分，將靠近臨空面的一排鋼管稱為“第一排鋼管”，靠近墻背一排鋼管稱為“第二排鋼管”。

不同鋼管間距的水平應力圖形態(tài)基本相同：在埋深0～4 m范圍內，鋼管上水平應力逐漸增大，隨后縮小至零并反向增大至75～100 kPa。

統(tǒng)計各鋼管間距下兩排鋼管所受的最大應力并計算每排鋼管的應力積分，統(tǒng)計如表4所示。

表4 鋼管上最大應力及應力積分

由表4可知，當鋼管間距為1 m時，鋼管所受的最大水平應力和應力積分均大于其他3種鋼管間距的，說明間距為1 m時鋼管能夠更多的承擔來自水平方向的膨脹力。

在不同鋼管間距下，第一排鋼管位移(如圖14所示)和第二排鋼管位移(如圖15所示)有著顯著區(qū)別。兩排鋼管在相同埋深處的水平位移均隨鋼管間距的增加而增大。

第一排鋼管中，最大位移均出現(xiàn)于擋墻頂部，隨著鋼管間距的增大，水平位移也逐漸增加。在鋼管間距位移1.4 m時，鋼管位于擋墻頂部處位移為13.2 cm，根據(jù)工程實踐經驗，可以認為墻體已發(fā)生破壞。鋼管間距為1.2 m時，最大水平位移為10 cm，處于破壞臨界。鋼管間距為0.8 m和1 m時，第一排鋼管的最大水平位移均小于10 cm，墻體仍然穩(wěn)定。

圖13 不同鋼管間距水平應力圖

圖14 第一排鋼管在不同間距下的水平位移

圖15 第二排鋼管在不同間距下的水平位移

第二排鋼管，間距為1 m時，水平位移最小為6 cm。第二排鋼管在埋深0～2 m和4～6 m時，位移增大趨勢加快，分析在埋深為0～2 m時，表面土體明顯受降雨作用影響含水率迅速上升，產生膨脹力；在4～6 m處，由于墻后部坡體膨脹力和下滑力的耦合作用，于墻腳處形成潛在滑動面，故4～6 m處鋼管產生大位移。6 m以下埋在下覆地層或換填地基中，鋼管水平位移極小。

鋼管間距為1 m和0.8 m時，第一排鋼管和第二排鋼管埋深每增加0.5 m，水平位移最大增量為0.13 m和0.11 m，均小于鋼管間距為1.2 m和1.4 m時的水平位移最大增量(0.23 m和0.2 m)。

擋墻面板與第一排鋼管的相對位移，如圖16所示。4種鋼管間距下，第一排鋼管與面板的最大相對位移分別為0.13 m、0.24 m、0.38 m和0.31 m。鋼管間距為0.8 m和1 m的擋墻最大相對位移均小于鋼管間距，為1.2 m和1.4 m擋墻的最大相對位移。

圖16 擋墻面板與第一排鋼管相對位移

綜合考慮水平位移最大增量和最大值，在考慮單影響因素的條件下，認為鋼管間距為1 m和0.8 m時的鋼管格柵擋墻相比于傳統(tǒng)土工格柵擋墻和鋼管間距為1.4 m和1.2 m的格柵擋墻，整體及部分變形都更小，鋼管的變形更為協(xié)調。

對比鋼管間距為1 m和0.8 m的鋼管格柵膨脹土擋墻內鋼管的受力情況和墻體水平位移，認為鋼管間距為1 m的鋼管格柵膨脹土擋墻已經能夠對膨脹土邊坡進行有效加固。從經濟角度分析，鋼管間距為1 m的鋼管格柵膨脹土擋墻能夠減少鉆孔和布管數(shù)量，減少工程成本支出。

4 結論

在考慮單影響因素(膨脹力)的條件下，通過數(shù)值模擬試驗得出以下結論：

(1)鋼管格柵膨脹土擋墻在膨脹土邊坡含水率變化時，能夠有效限制膨脹土邊坡的變形。鋼管格柵體系能夠有效抵抗吸收坡內膨脹力，鋼管結構承受了大部分水平應力并提供抗彎性能，提高了擋墻的整體強度。

(2)相較于傳統(tǒng)土工格柵擋墻，鋼管的加入加強了鋼管格柵膨脹土擋墻的整體剛度，能夠協(xié)調墻體不同高度的變形及位移，保證墻體的穩(wěn)定性。

(3)貫入土體的鋼管增加了擋墻整體的抗滑和抗彎能力，減少其在水平方向的變形和位移，防止土體中含水率過大時發(fā)生塌滑。

(4)該新型支護措施采用梅花式布管。對不同鋼管間距的墻體位移、水平應力、水平位移結果分析后，認為當管間距為1 m時，擋墻變形最為協(xié)調，且墻體最大位移在規(guī)范允許范圍之內，同時能夠高效承擔來自管后土體的水平應力，提供水平抗彎和抗剪性能。因此，在該模型下當布管間距為1 m時最為經濟有效。

本論文應用數(shù)值模擬對膨脹土邊坡進行模擬，并利用溫度場模塊對飽和狀態(tài)下的膨脹土進行模擬計算。在模擬過程中，主要考慮含水率變化后膨脹力對邊坡狀態(tài)的影響，由于篇幅限制未對水的其他作用進行考慮。本文對鋼管格柵膨脹土擋墻進行的研究可為今后該方向研究和工程提供參考依據(jù)。