王 寧 李遠(yuǎn)洋 劉嘉良 王志猛 蔣關(guān)魯

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院 四川成都 610031；2.中國(guó)中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司 四川成都 610031)

1 引言

近年來(lái)，隨著加筋土擋墻的興起，其結(jié)構(gòu)形式在多個(gè)領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用，針對(duì)加筋土擋墻的研究也越來(lái)越多，加筋土擋墻的受力機(jī)理、破壞模式及設(shè)計(jì)方法也激發(fā)了眾多學(xué)者的興趣。加筋土擋墻墻背水平土壓力的分布是擋墻配筋計(jì)算及整體穩(wěn)定性計(jì)算的重要參考依據(jù)，也是了解加筋土擋墻加筋效果工作機(jī)理的重要途徑。

目前，對(duì)于墻背土壓力的常見計(jì)算方法有:正應(yīng)力梯形分布法、Osman能量法、庫(kù)侖力矩法、庫(kù)侖合力法[1]、正應(yīng)力均勻分布法、正應(yīng)力梅氏分布法、經(jīng)驗(yàn)法和公路變系數(shù)法等。這些方法大多基于極限平衡理論，而加筋土擋墻在實(shí)際工作狀態(tài)下并沒有達(dá)到極限狀態(tài)。因此，上述理論并不能很好地解釋加筋土擋墻墻背水平土壓力的實(shí)際分布情況。楊廣慶等[2]以贛(州)龍(巖)鐵路整體現(xiàn)澆面板式加筋土高擋墻為工程依托開展現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，實(shí)測(cè)墻背側(cè)向土壓力沿墻高呈非線性形式分布。王賀等[3]通過室內(nèi)模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)墻內(nèi)水平土壓力在不同位置沿墻高分布有所不同。唐輝明等[4]在三峽庫(kù)區(qū)高57 m的超高加筋土擋墻的研究中采用離心模擬技術(shù)，發(fā)現(xiàn)加筋土擋墻墻背土壓力隨墻高呈兩頭小、中間大的分布規(guī)律，并非沿著墻高從頂?shù)降拙€性增大。陳建峰等[5]針對(duì)軟土地基反包式土工格柵加筋黏性土擋墻，開展了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，通過對(duì)擋墻在填筑過程進(jìn)行受力分析發(fā)現(xiàn)，在擋墻破裂面形成后，墻背水平土壓力和擋墻體內(nèi)垂直土壓力分布不再增大。

綜上所述，墻背水平土壓力沿墻高呈現(xiàn)非線性分布，最大水平土壓力位于墻體中間偏下位置。本文將結(jié)合離心機(jī)模型試驗(yàn)水平土壓力實(shí)測(cè)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證其可行性，并在此基礎(chǔ)上對(duì)填料摩擦角、連接件長(zhǎng)度及筋材剛度等因素加以考慮，探討這些因素對(duì)加筋土擋墻墻背水平土壓力的影響。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)概況

離心機(jī)模型試驗(yàn)原型尺寸及力學(xué)參數(shù)與數(shù)值模擬模型相一致。模型箱試驗(yàn)相似比采用1∶50，土工格柵采用寬度為4 mm，厚度為0.12 mm的磷青銅帶編織而成，縱向間隔為30 mm，橫向間隔為80 mm；整體現(xiàn)澆式混凝土面板采用鋁制面板代替；連接錨桿及錨板分別根據(jù)抗拉強(qiáng)度相似原則以及抗彎剛度相似原則采用銅帶(實(shí)測(cè)極限抗拉強(qiáng)度500 MPa，間距3 cm)及木板進(jìn)行模擬。

2.2 儀器布置

試驗(yàn)主要測(cè)試墻背土壓力和構(gòu)件應(yīng)變。分別在不同位置布置若干水平土壓力盒、豎向土壓力盒及應(yīng)變片。具體布置方式為:墻背布置4個(gè)水平土壓力盒；自下而上分別在第1層、第4層和第5層布置3個(gè)豎向土壓力盒；自下而上在第1、2、4、5層格柵上分別布置4個(gè)應(yīng)變片，同時(shí)在各層的連接件上粘貼應(yīng)變片[6-7]，如圖1所示。

圖1 儀器布置(單位：cm)

3 有限元建模

FLAC3D具有解決復(fù)雜力學(xué)問題的強(qiáng)大能力，可以根據(jù)實(shí)際情況選用相應(yīng)的材料模型，從而較為合理地反映實(shí)際情況下結(jié)構(gòu)的受力特性。現(xiàn)主要應(yīng)用于巖土體的漸進(jìn)破壞和崩塌現(xiàn)象、巖土體材料變形局部剪切帶的演化模擬及巖土體動(dòng)力穩(wěn)定性、土體與結(jié)構(gòu)的相互作用及液化現(xiàn)象等方面的研究。

3.1 材料本構(gòu)及參數(shù)

模型由地基、填料、土工格柵、連接件、面板構(gòu)成，可分別由FLAC3D中的實(shí)體單元與結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行模擬[8]，如圖2所示。

圖2 加筋體結(jié)構(gòu)

加筋土擋墻墻體與混凝土面板之間通過預(yù)埋錨固鋼筋(連接件)連接在一起，鋼筋其余部分伸入土體內(nèi)部，協(xié)同加筋體共同受力[9]，具體見圖2。

(1)填料

填料模型采用傳統(tǒng)的Mohr-Coulomb模型，其中填料摩擦角取為35°，重度為23 kN/m3。

FLAC3D數(shù)值模擬中對(duì)于Mohr-Coulomb模型，需要指定填土的彈性參數(shù)。對(duì)于彈性模量通?？刹捎孟率奖硎?

式中，E代表數(shù)值模擬中采用的彈性模量值；Es為填料的壓縮模量。

(2)土工格柵

土工格柵采用geogrid結(jié)構(gòu)單元模擬，其可以抵抗薄膜荷載但不能抵抗彎曲荷載。對(duì)于伸長(zhǎng)率為2%，拉力為37 kN/m的土工格柵，geogrid結(jié)構(gòu)單元的彈性模量設(shè)置為9.25×108Pa，筋材與填土之間的界面角度取為填土摩擦角。

(3)面板

面板采用實(shí)體單元模擬，選用彈性模型。面板尺寸為:寬0.3 m，高7.5 m。

(4)接觸面

FLAC3D數(shù)值模擬中接觸面的法向剛度kn和切向剛度ks值通常設(shè)置為10倍周邊單元體最硬相鄰區(qū)域的等效剛度，可用下式表示:

式中，K為體積模接觸單元體法向最小寬度。

(5)模型參數(shù)取值及模型

模型具體參數(shù)取值見表1。

表1 Flac數(shù)值模擬原型材料參數(shù)

3.2 模擬與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

數(shù)值模擬結(jié)果和離心機(jī)模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖3所示。

圖3 土壓力分布

(1)數(shù)值模擬值和實(shí)測(cè)值較為接近，且土壓力分布規(guī)律一致[10-11]，說明采用的數(shù)值模型可行，可以用此方法進(jìn)行墻背水平土壓力的分析。

(2)墻背水平土壓力數(shù)值模擬值和實(shí)測(cè)值均明顯低于規(guī)范計(jì)算值，在沿墻高的分布規(guī)律上存在一定的差異。

4 參數(shù)分析

4.1 鐵路路基支擋規(guī)范計(jì)算

根據(jù)《鐵路路基支擋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]，作用于路肩擋土墻墻面板上的水平土壓應(yīng)力應(yīng)按下列公式計(jì)算:

式中，σh1i為墻背填料水平土壓力；λi為加筋土體內(nèi)深度hi處土壓力系數(shù)；γ為填料重度；φ0為填料綜合內(nèi)摩擦角；hi為墻頂距第i層墻面板中心的高度；λ0為靜止土壓力系數(shù)；λa為主動(dòng)土壓力系數(shù)。

為了研究不同設(shè)計(jì)參數(shù)時(shí)加筋土擋墻的受力及變形特性，總共進(jìn)行表2所示工況的對(duì)比。

表2 Flac數(shù)值模擬原型材料參數(shù)

4.2 筋材豎向間距對(duì)土壓力的影響

依次取有無(wú)連接件及土工格柵豎向加筋間距不同(0.3、0.9 m)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖4所示；墻面位移如圖5所示。

圖4 墻背水平土壓力(豎向間距不同)

圖5 墻面位移

圖4表明:與原型相比，沒有連接件時(shí)墻背水平土壓力明顯增大；當(dāng)去掉連接件并且豎向間距增大時(shí)，墻背水平土壓力增幅較明顯。導(dǎo)致上述現(xiàn)象產(chǎn)生的原因?yàn)?連接件添加后，協(xié)同面板共同受力，能夠承擔(dān)一部分拉力，從而使面板承受的土壓力減小。

由圖4可知，連接件的使用，可以有效減小墻背水平土壓力。數(shù)值模擬值與設(shè)計(jì)規(guī)范計(jì)算值相比，相對(duì)較小。頂部差值很小，隨著高度的降低，差距逐漸變大，一方面是因?yàn)槔士贤翂毫碚摰募僭O(shè)前提(墻背垂直、光滑、整體平移)與加筋土擋墻實(shí)際情況(具有一定坡度、柔性面板、加筋作用)不符；另一方面是因?yàn)閾鯄Ρ撑c土體間的摩擦、筋材對(duì)土體的水平限制作用以及墻面的水平位移等均能導(dǎo)致墻背水平土壓力的減小。從墻面水平位移圖5可以發(fā)現(xiàn)，由于墻體底部位移較墻頂面較小，故而墻底水平土壓力較大，且存在應(yīng)力集中現(xiàn)象。隨著筋材間距的增大，墻面位移呈現(xiàn)增大趨勢(shì)。當(dāng)去掉原型中的連接件時(shí)，墻頂位移大于FHWA規(guī)定的下限值2.2 cm；當(dāng)繼續(xù)增大格柵豎向間距時(shí)，2/3墻高范圍內(nèi)的位移值超過規(guī)范下限值，并且墻頂處的位移接近規(guī)范的上限值7.4 cm。上述現(xiàn)象說明:連接件的存在是非常必要的，不可忽略；筋材豎向間距對(duì)墻背水平土壓力也有一定影響，在設(shè)計(jì)時(shí)要注意選取適當(dāng)?shù)慕畈拈g距。

4.3 格柵長(zhǎng)度對(duì)土壓力的影響

土工格柵加筋長(zhǎng)度依次取為7.5、5.25、3.75 m，對(duì)比計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

圖6 墻背水平土壓力(格柵長(zhǎng)度不同)

圖6表明，加筋材料長(zhǎng)度的減小將導(dǎo)致墻背水平土壓力的增大，特別是中下部，其增幅相對(duì)更加明顯。這是由于土體與筋材相互作用與共同受力的情況下，加筋土作為一種復(fù)合材料形成了自己的力學(xué)性質(zhì)。筋材長(zhǎng)度的增加，實(shí)際上是增大了填料的剛度和整體性，加筋體的承受能力增強(qiáng)，摩阻力約束了土體的側(cè)向變形，減小了墻背水平土壓力。格柵長(zhǎng)度變化時(shí)，圖5墻面位移的變化趨勢(shì)與上文呈現(xiàn)一致的趨勢(shì)，且均未超過限值。綜合兩圖可以看出，當(dāng)無(wú)連接件且格柵長(zhǎng)度為7.5 m和5.25 m時(shí)，墻背水平土壓力和墻面板位移均差距不大，而當(dāng)格柵長(zhǎng)度減小為3.75 m時(shí)，兩者均變化明顯，因此在設(shè)計(jì)使用中應(yīng)保證合適的土工格柵加筋長(zhǎng)度。

4.4 格柵剛度對(duì)土壓力的影響

依次取土工格柵加筋剛度為185、1 850 kN/m，對(duì)比計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

圖7 墻背水平土壓力(格柵剛度不同)

由圖7可知，當(dāng)連接件存在且格柵長(zhǎng)度較長(zhǎng)時(shí)，格柵抗拉強(qiáng)度對(duì)墻背水平土壓力影響不大；當(dāng)無(wú)連接件時(shí)，隨著土工格柵剛度的增大，墻背水平土壓力減??；當(dāng)格柵抗拉強(qiáng)度減低幅度較大時(shí)，墻背水平土壓力增大量也較大。分析其原因，當(dāng)格柵參數(shù)均較大且連接件存在時(shí)，加筋體整體剛度較大，格柵一部分強(qiáng)度得不到發(fā)揮，降低格柵剛度后對(duì)整體影響不大。當(dāng)無(wú)連接件且格柵參數(shù)較小時(shí)，加筋體整體剛度較小，格柵剛度對(duì)整體影響較大。從墻面位移圖5可知，當(dāng)無(wú)連接件且格柵參數(shù)較小時(shí)，墻面位移較大，大于FHWA上限值。綜合兩圖，應(yīng)采用合理的土工格柵設(shè)計(jì)參數(shù)組合，從而減小擋墻面板處的水平土壓力及墻面板位移，提高擋墻的整體穩(wěn)定性。

4.5 綜合對(duì)比

如圖8所示:原型情況下，墻背水平土壓力顯著減??；在同樣沒有連接件的情況下，筋材抗拉剛度減小10倍時(shí)，墻背水平土壓力增幅明顯。總之，筋材對(duì)墻背水平土壓力的影響主要集中在墻背高度的中下部，且連接件及筋材模量對(duì)墻背水平土壓力的影響最大。

圖8 墻背水平土壓力(綜合)

由于在建模時(shí)設(shè)定擋墻面板底部和基礎(chǔ)為接觸面連接，面板向外傾的幅度相對(duì)較小，墻背土壓力衰減不明顯；在面板的中上部，面板側(cè)向位移相比下端較大，墻背水平土壓力得到釋放，衰減較快，頂部土壓力最小。

總的來(lái)看，墻背水平土壓力沿墻高呈非線性分布，上部較小，接近底部劇增(擋墻底部的面板水平土壓力劇增與該處面板的變形受基礎(chǔ)頂?shù)南拗朴嘘P(guān))，非線性分布可能是墻體內(nèi)水平土壓力和筋材與土體的摩擦力共同作用的結(jié)果。

5 結(jié)論

(1)墻背水平土壓力沿墻高呈曲線型分布。理論計(jì)算出的水平土壓力值與數(shù)值模擬相比均差異較大；在大部分的墻高范圍內(nèi)，均大于模擬值較多。

(2)加筋土擋墻墻背水平土壓力分布規(guī)律反映出:筋材、填土等參數(shù)對(duì)面板中下部的水平土壓力影響較大，筋材長(zhǎng)度的提高及間距的減小可有效降低墻背水平土壓力。

(3)連接件的存在可以減小墻背水平土壓力，在設(shè)計(jì)時(shí)不應(yīng)忽略。

(4)采用合理的土工格柵設(shè)計(jì)參數(shù)組合，可以有效減小擋墻面板處的水平土壓力及墻面板位移，提高擋墻的整體穩(wěn)定性。