章蘇亞

(上海公路橋梁(集團(tuán))有限公司，上海 200433 )

加筋土柔性橋臺(tái)具有節(jié)約用地與減小差異沉降等優(yōu)勢(shì)，可降低運(yùn)營(yíng)成本，并且其側(cè)向約束能力強(qiáng)、穩(wěn)定性較高。在承受填土壓力方面，加筋土橋臺(tái)與一般加筋土支擋結(jié)構(gòu)基本相同，橋梁結(jié)構(gòu)可以直接安置在加筋土橋臺(tái)頂部。葛折圣等[1]基于土工離心模型試驗(yàn),探究了土工格柵加筋臺(tái)背土壓力的分布、加筋土體的沉降變形以及筋材的應(yīng)變等特征。王賀等[2]采用室內(nèi)模型試驗(yàn)探究了墻頂靜載作用下返包式加筋土擋墻的力學(xué)特性和變形性能。Huang等[3]采用FLAC3D軟件建立數(shù)值模型，研究了在填筑期間和荷載作用下，3種不同本構(gòu)模型的加筋土擋墻的受力性能。Pain等[4]研究了土體動(dòng)力特性對(duì)加筋土支擋結(jié)構(gòu)內(nèi)部穩(wěn)定性的影響。劉飛禹等[5]采用FLAC3D軟件建立計(jì)算模型,比較并分析了加筋路堤和天然路堤在移動(dòng)荷載作用下的響應(yīng)。Xiao等[6]基于一系列靜荷載下的加筋土擋墻的模型試驗(yàn),綜合分析了條形基礎(chǔ)的寬度、土工格柵加固的長(zhǎng)度等因素對(duì)其受力與變形性能的影響。周志剛等[7]基于現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)試驗(yàn)和有限元計(jì)算分析，研究了土工格柵加筋柔性橋臺(tái)的工作機(jī)理。徐明[8]研究了橋臺(tái)后土壓力的大小及分布規(guī)律。申大為等[9]對(duì)地震作用下的加筋土橋臺(tái)進(jìn)行模擬,分析了峰值加速度對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。Ardah等[10]通過(guò)實(shí)地監(jiān)測(cè)和PLAXIS數(shù)值模擬研究了加筋土橋臺(tái)的筋材拉力、最大沉降以及橫向變形。肖成志等[11]通過(guò)模型試驗(yàn)，研究了加筋土橋臺(tái)極限承載力、變形以及土壓力等規(guī)律。劉萌成等[12]研究了加筋回填土的強(qiáng)度參數(shù)換算和簡(jiǎn)化模擬方法。

加筋土在道路橋梁工程中的應(yīng)用被廣泛關(guān)注，針對(duì)加筋土填料的研究也時(shí)有出現(xiàn)。Abdi等[13-14]通過(guò)直剪試驗(yàn)以及拉拔試驗(yàn)研究了在土工格柵的黏土中嵌入薄層砂土強(qiáng)化加筋效果的Sandwich形加筋土。這種加筋土能發(fā)揮砂礫類土與筋材界面間良好的接觸性能，彌補(bǔ)黏土與筋材界面抗剪強(qiáng)度較弱的缺陷。此外，Sandwich形加筋土具有取材方便、工期較短及工程成本較低的優(yōu)勢(shì)，有利于加筋土橋臺(tái)的應(yīng)用和發(fā)展。劉飛禹等[15-16]開(kāi)展了筋土界面循環(huán)剪切試驗(yàn)，結(jié)果表明Sandwich形加筋土的筋-土界面存在最優(yōu)的薄砂層厚度，此時(shí)的抗剪強(qiáng)度最大。

目前Sandwich形加筋土橋臺(tái)的相關(guān)研究較為缺乏，對(duì)此類填土方式的加筋土研究?jī)H限于單元體尺度范圍。本研究采用FLAC3D軟件建立Sandwich形加筋土橋臺(tái)與傳統(tǒng)的粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的數(shù)值模型。首先，將研究數(shù)值模擬結(jié)果與其他文獻(xiàn)數(shù)值模擬結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性。然后，將Sandwich形加筋土橋臺(tái)與傳統(tǒng)的粗顆粒土加筋土橋臺(tái)進(jìn)行對(duì)比分析，研究Sandwich形加筋土橋臺(tái)的受力和變形規(guī)律。

1 模型建立

1.1 模型尺寸及參數(shù)

數(shù)值計(jì)算模型寬度為12 m，橋臺(tái)高度為6 m，地基深度為6 m，橋臺(tái)外計(jì)算寬度為5 m，模型尺寸如圖1所示。加筋土采用砂土夾黏土的形式，砂土厚度為0.1 m，黏土厚度為0.4 m。加筋區(qū)域后方填土為黏土，橋臺(tái)及土體參數(shù)如表1所示。橋臺(tái)共有12層長(zhǎng)度為6 m的筋材，筋材豎向間距為0.5 m，筋材參數(shù)如表2所示。橋臺(tái)模塊與模塊以及橋臺(tái)與土體間的接觸面參數(shù)如表3所示。

圖1 模型尺寸(單位：m)

表1 橋臺(tái)及土體參數(shù)

表2 筋材參數(shù)

表3 橋臺(tái)模塊與模塊以及橋臺(tái)與土體間的接觸面參數(shù)

三維網(wǎng)格劃分如圖2所示，計(jì)算時(shí)將模型底面x、y和z三個(gè)方向全部固定，模型四周均為水平約束，橋臺(tái)前方地基頂面、橋臺(tái)面板以及加筋土橋臺(tái)頂面為自由邊界。

圖2 三維網(wǎng)格劃分(單位：m)

1.2 荷載施加

根據(jù)橋臺(tái)工程實(shí)際，設(shè)計(jì)條形基礎(chǔ)距橋臺(tái)距離為1 m，基礎(chǔ)寬度為2 m。根據(jù)不同跨徑取3個(gè)不同工況：工況1的基礎(chǔ)荷載為100 kPa；工況2的基礎(chǔ)荷載為150 kPa；工況3的基礎(chǔ)荷載為200 kPa。分析不同條形荷載下兩種形式的加筋土橋臺(tái)的受力與變形特性。

1.3 計(jì)算模型驗(yàn)證

由于目前研究中暫無(wú)Sandwich形加筋土橋臺(tái)的相關(guān)研究實(shí)例，故通過(guò)模擬分析單一填料的加筋土橋臺(tái)的計(jì)算模型，將本研究計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[9]數(shù)值模擬結(jié)果以及文獻(xiàn)[9]現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，橋臺(tái)沿墻高的水平位移曲線如圖3所示。

圖3 橋臺(tái)沿墻高的水平位移曲線

由圖3可知，最大水平位移均出現(xiàn)在面板頂部，本研究計(jì)算結(jié)果的變形規(guī)律與文獻(xiàn)[9]相關(guān)結(jié)果的變形規(guī)律一致并且數(shù)值相近，由此說(shuō)明本研究計(jì)算模型的可靠性。

2 結(jié)果分析

2.1 墻頂荷載—豎向沉降

Sandwich形以及傳統(tǒng)粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的墻頂荷載—豎向沉降關(guān)系曲線如圖4所示。選取荷載增量為20 kPa,逐級(jí)施加荷載直至沉降驟增為止。分析可知，隨著荷載逐級(jí)增大，傳統(tǒng)的粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的墻頂沉降逐漸增大，當(dāng)荷載為240 kPa 時(shí)豎向位移約為13 mm，繼續(xù)增大沉降驟增，荷載極限承載力約為240 kPa。Sandwich形加筋土橋臺(tái)的極限承載力相對(duì)較小，約為220 kPa，此時(shí)豎向位移約為15 mm。兩類橋臺(tái)的荷載—豎向沉降變化規(guī)律一致，極限承載力之差約為8%。由此說(shuō)明，Sandwich形加筋土橋臺(tái)通過(guò)改善筋土之間的相互作用能提高其極限承載力直至承載力接近粗顆粒土加筋土橋臺(tái)。

圖4 Sandwich形以及傳統(tǒng)粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的墻頂荷載—豎向沉降關(guān)系曲線

2.2 水平位移

不同工況作用下，Sandwich形以及傳統(tǒng)粗顆粒土加筋土橋臺(tái)面板沿墻高的水平位移曲線如圖5所示。由圖5可知，隨著荷載的增大，曲線斜率逐漸減小，兩類橋臺(tái)的水平位移差值也在增大。Sandwich形加筋土橋臺(tái)面板沿墻高的水平位移略大于粗顆粒土加筋土橋臺(tái)面板的相應(yīng)位移?？傮w而言，擋墻水平位移隨著上部荷載的增加而逐漸增加。兩類橋臺(tái)的水平變形沿墻高的變化規(guī)律一致，都是隨高度的增加而增大，在面板的中上部變形大、底部變形小，整體呈外傾式，擋墻的破壞以頂層混凝土模塊被擠出所致破壞為主。

圖5 Sandwich形以及傳統(tǒng)粗顆粒土加筋土橋臺(tái)面板沿墻高的水平位移曲線

不同工況作用下，Sandwich形加筋土橋臺(tái)的水平變形云圖如圖6所示；傳統(tǒng)粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的水平變形云圖如圖7所示?？傮w看來(lái)，水平變形沿著橋臺(tái)高度方向不斷增大，兩類擋墻的水平位移等值線大體上均呈現(xiàn)層狀分布，平滑延伸至未加筋填土區(qū)域，且上部的位移較下部位移大，頂部達(dá)到了最大值。

圖6 Sandwich形加筋土橋臺(tái)的水平變形云圖

圖7 傳統(tǒng)粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的水平變形云圖

由圖6和圖7可知，Sandwich形加筋土橋臺(tái)的上部位移略大于傳統(tǒng)加筋土橋臺(tái)的上部位移，前者的延伸范圍也略大于后者。粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的變形連續(xù)性較好，而Sandwich形加筋土橋臺(tái)水平變形云圖在粗顆粒土與黏土的交界處以及加筋與未加筋區(qū)域交界處出現(xiàn)部分不連續(xù)現(xiàn)象。這可能是由于黏土分布不穩(wěn)定且粗顆粒土與黏土接觸面之間存在相互作用使變形云圖在靠近面板頂部處不夠連續(xù)造成。

2.3 水平土壓力

不同工況作用下，Sandwich形加筋土擋墻以及粗顆粒土加筋土橋臺(tái)面板后水平土壓力沿墻高的分布曲線如圖8所示。由圖8可知，兩類橋臺(tái)的最大墻后水平土壓力均位于面板底部，二者數(shù)值相差較小，在工況1和工況2作用下最大臺(tái)后水平土壓力差值約為4%。此外，兩類橋臺(tái)的墻后水平土壓力隨著上部作用荷載的增大而逐漸增大，隨高度的增加而減小。這是由于在水平土壓力作用下結(jié)構(gòu)有側(cè)向位移，帶來(lái)了卸載作用，側(cè)向變形大的部位水平土壓力減小。此外，面板與土體的摩擦以及土工格柵的水平限制作用等均可導(dǎo)致水平土壓力的減小。隨橋臺(tái)高度的增加，粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的墻后水平土壓力在墻高大于2m后呈線性減小，Sandwich形加筋土橋臺(tái)的墻后水平土壓力總體大致呈線性減小。

圖8 Sandwich形加筋土擋墻以及粗顆粒土加筋土橋臺(tái)面板后水平土壓力沿墻高的分布曲線

不同工況作用下，粗顆粒土以及Sandwich形加筋土橋臺(tái)在未加筋與加筋區(qū)域交界處的水平土壓力沿墻高變化曲線如圖9所示。當(dāng)上部荷載相同時(shí)，無(wú)論是哪類橋臺(tái)，中部的水平土壓力大小相近?？傮w上兩類加筋土橋臺(tái)的水平變形沿?fù)鯄Ω叨鹊淖兓?guī)律有一定差異，Sandwich形加筋土橋臺(tái)加筋區(qū)域后的水平土壓力整體呈現(xiàn)頂部與底部大、中間小的趨勢(shì)。而粗顆粒土加筋土橋臺(tái)水平土壓力大體呈現(xiàn)出隨墻高增大而減小的趨勢(shì)，最大值出現(xiàn)在橋臺(tái)底部，橋臺(tái)中上部水平土壓力較小。

圖9 粗顆粒土以及Sandwich形加筋土橋臺(tái)在未加筋與加筋區(qū)域交界處的水平土壓力沿墻高變化曲線

2.4 豎向壓力

不同工況作用下，兩類橋臺(tái)不同高度的筋材處豎向壓力分布如圖10～圖12所示。研究選取第1層、6層以及12層筋材處，即橋臺(tái)高度分別為0 m、2.5 m和5.5 m處的豎向壓力分布進(jìn)行分析。由圖10可知，兩類橋臺(tái)的筋材處豎向壓力沿底層筋材長(zhǎng)度的分布規(guī)律基本一致。隨著距離面板長(zhǎng)度的增加，豎向壓力均呈非線性分布，豎向壓力最大值出現(xiàn)在筋材長(zhǎng)度的中后部，而豎向壓力向兩側(cè)方向呈減小規(guī)律。與粗顆粒土加筋土橋臺(tái)相比，Sandwich形加筋土橋臺(tái)的豎向壓力值整體上略大。由于筋材與土體之間摩擦力、墻體內(nèi)水平土壓力及墻面水平位移共同作用，豎向壓力沿筋材長(zhǎng)度呈非線性分布。從傾覆力矩的角度分析，加載前橋臺(tái)下部的最大豎向壓力應(yīng)在靠近擋墻面板位置，并向筋材末端逐漸減小，而實(shí)際上最大豎向壓力出現(xiàn)在筋材中后部，這可能是因?yàn)槊姘灏l(fā)生一定程度的水平位移，使部分應(yīng)力釋放造成。

圖10 底層筋材處豎向壓力分布

圖11 中間層筋材處豎向壓力分布

圖12 頂層筋材處豎向壓力分布

由圖11可知， Sandwich形加筋土中層筋材處的豎向壓力分布與底層豎向應(yīng)力類似，壓力最大值也是發(fā)生在筋材中后部，且向兩側(cè)逐漸減小。粗顆粒土加筋土橋臺(tái)中間層筋材處的豎向壓力沿筋材中部大體上等值均勻分布。

由圖12可知，Sandwich形加筋土橋臺(tái)頂層筋材處的豎向壓力最大值同樣也發(fā)生在筋材中后部。傳統(tǒng)粗顆粒土加筋土橋臺(tái)與Sandwich形加筋土橋臺(tái)相比，其頂層筋材處的豎向壓力曲線的連續(xù)性更好，筋材受力更加均勻。

3 結(jié)論

(1) Sandwich形加筋土橋臺(tái)的工作性能與粗顆粒土加筋土橋臺(tái)的相關(guān)性能相近，是一種較好的新型加筋土結(jié)構(gòu)。

(2) 不同工況下，兩種加筋土橋臺(tái)面板后水平土壓力隨著高度的增加，基本呈線性減小，但Sandwich形加筋土橋臺(tái)面板后水平土壓力比傳統(tǒng)的粗顆粒土加筋土橋臺(tái)大4%。

(3) 傳統(tǒng)的粗顆粒土加筋土橋臺(tái)變形以及筋材受力更加均勻。Sandwich形加筋土橋臺(tái)筋材處的垂直土壓力沿水平方向呈非線性分布，最大值發(fā)生在筋材中后部。