李鴻強(qiáng),龍建輝，任俊姣，張吉寧

(1.太原理工大學(xué) 地球科學(xué)與工程學(xué)院，山西 太原 030024；2.山西省勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，山西 太原 030013；3.山西冶金巖土工程勘察有限公司，山西 太原 030002)

0 引 言

20世紀(jì)60年代法國(guó)工程師HENRI VIDAL[1]提出現(xiàn)代加筋土理論并成功在法國(guó)修建世界上第一座加筋土擋墻后，該技術(shù)引起了世界各國(guó)工程界、學(xué)術(shù)界的重視，其發(fā)展速度相當(dāng)快，應(yīng)用范圍也日益廣泛。1988年之后，我國(guó)各行業(yè)相繼出版了土工合成材料應(yīng)用的相關(guān)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)、規(guī)范和指南，對(duì)主要加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)應(yīng)用等進(jìn)行了規(guī)定和說(shuō)明，對(duì)我國(guó)土工合成材料加筋土結(jié)構(gòu)的應(yīng)用起到了積極的推動(dòng)作用。加筋土擋墻作為一種柔性支擋結(jié)構(gòu)[2-3]，具有經(jīng)濟(jì)、節(jié)省場(chǎng)地面積、地基承載力要求低、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)。一直以來(lái)加筋土擋墻的應(yīng)用與研究以道路邊坡為主，近年隨著場(chǎng)地邊坡應(yīng)用的增多，一些學(xué)者開始了對(duì)筋土擋墻場(chǎng)地邊坡應(yīng)用的研究。PORTELINHA等[4]、YAZDANDOUST[5]、ALRKABY等[6]開展了一系列現(xiàn)場(chǎng)以及模型試驗(yàn)，對(duì)加筋土擋墻的性狀進(jìn)行了研究。劉曉明等[7]通過(guò)某紅砂巖地區(qū)加筋土擋墻凸形拐角段發(fā)生的面板鼓脹現(xiàn)象及變形量測(cè)結(jié)果，分析了凸角區(qū)鼓脹變形的原因。KI等[8]通過(guò)一系列模型試驗(yàn)分析了加筋土擋墻的拐角段在不同彎曲截面下的水平位移。ZHANG等[9-11]基于極限平衡理論，分析了不同幾何參數(shù)和材料屬性下，拐角對(duì)三維斜坡穩(wěn)定性的影響；后利用變分原理導(dǎo)出的3D機(jī)制分析了斜坡凸形拐角的三維穩(wěn)定性；隨后，基于三維斜坡拐角的內(nèi)部穩(wěn)定性分析，開發(fā)了計(jì)算其所需強(qiáng)度和加固長(zhǎng)度的分析程序。

然而國(guó)內(nèi)外關(guān)于加筋土擋墻拐角形式對(duì)拐角處變形特征影響的研究是有限的。為進(jìn)一步掌握加筋土擋墻凸形拐角段的變形特性，筆者利用FLAC3D軟件，對(duì)一座高11.9 m的紅砂巖填土加筋土擋墻進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了工程中常見的折角、圓角、直角3種拐角形式，并對(duì)鼓脹現(xiàn)象的成因進(jìn)行了分析，將數(shù)值計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)鼓脹變形測(cè)量結(jié)果進(jìn)行比較分析，對(duì)加筋土擋墻在拐角段的設(shè)計(jì)提出合理化建議。

1 工程概況

1.1 工程概況

紅砂巖地區(qū)某場(chǎng)地內(nèi)外高差7.00～16.00 m，其中K1+370～K1+730段因地表人工填土較厚且地基承載力不足，遂選用加筋土擋墻結(jié)構(gòu)，其剖面結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖2為擋土墻拐角段平面示意圖，其轉(zhuǎn)角為90°，長(zhǎng)度6 m。該加筋土擋墻的面板采用厚度0.25 m的C25預(yù)制混凝土面板；筋帶采用CAT30020B型鋼塑復(fù)合拉筋帶，水平和豎向間距均為0.5 m；填料采用當(dāng)?shù)丶t砂巖，規(guī)定距面板0.8 m范圍內(nèi)填料壓實(shí)度不小于90%，其余范圍內(nèi)壓實(shí)度不小于95%。

圖1 加筋土擋墻結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of reinforcement retaining wall

圖2 拐角段平面示意Fig.2 Plan of corner section

1.2 病害概況

2003年7月竣工后，逐漸發(fā)現(xiàn)擋墻有地表下沉、墻面鼓脹現(xiàn)象，鼓脹外觀如圖3所示。為解決該問題，2005年建設(shè)方對(duì)墻內(nèi)緊鄰擋土墻的地表進(jìn)行了硬化，雖然此后下沉和膨脹速率有一定的緩解，但并沒有完全阻止病害的發(fā)展。到2010年，加筋土擋墻面板的鼓脹變形已經(jīng)明顯可見，同時(shí)發(fā)現(xiàn)面板頂部的圍墻基礎(chǔ)也向墻外傾斜。

圖3 加筋土擋墻鼓脹外觀[7]Fig.3 Bulging appearance of reinforced earth retaining wall[7]

1.3 病害分析與問題提出

圖4 加筋土擋墻受力分析Fig.4 Stress analysis of reinforced earth retaining wall

2 凸型拐角加筋土擋墻變形的數(shù)值分析

2.1 凸型拐角的幾何模型

通過(guò)FLAC3D有限差分軟件，按與原型加筋土擋墻1∶1的比例建立幾何模型，其幾何模型如圖5所示。模型沿X、Y軸方向截取的長(zhǎng)度均為20 m，擋墻高度11.9 m，底部地基為1.5 m。凸形拐角處轉(zhuǎn)角為90°，分別以邊長(zhǎng)(半徑)4.24 m，建立工程上常采用的折角、圓角、直角3種拐角形式(以下簡(jiǎn)稱折角、圓角、直角)的加筋土擋墻。在模型底部固定其x、y和z軸方向的速度，面x=0固定其x軸方向的速度，面y=0固定其y軸方向的速度。

圖5 加筋土擋墻幾何模型Fig.5 Geometric model of reinforced retaining wall

通過(guò)zone單元建立地基、墻后填土的網(wǎng)格模型。采用FLAC3D系統(tǒng)自帶的Geogrid單元模擬加筋結(jié)構(gòu)，土工格柵長(zhǎng)度為10 m，豎向間距0.5 m，共24層。面板采用Liner單元進(jìn)行模擬，圖6為結(jié)構(gòu)單元幾何模型。

圖6 結(jié)構(gòu)單元幾何模型Fig.6 Geometric model of structural elements

地基和擋墻均采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，擋土墻原型取當(dāng)?shù)丶t砂巖為填料，面板為0.25 m厚的C25預(yù)制混凝土面板，根據(jù)相關(guān)資料[12-14]列出的參數(shù)取值范圍，進(jìn)行了模型的參數(shù)取值。

詳細(xì)數(shù)值模型參數(shù)見表1—表3。軟件自有的Geogrid結(jié)構(gòu)單元采用CST殼有限單元，即能承受薄膜荷載而不能抵抗彎曲荷載，其可與實(shí)體單元發(fā)生直接的剪切摩擦作用，格柵法向的運(yùn)動(dòng)從屬于實(shí)體單元。Liner結(jié)構(gòu)單元能承受剪力及彎矩荷載，一方面不但能承受主方向的拉壓應(yīng)力，還能模擬其與土體直接的分離再接觸，另一方面能模擬其與土體之間的摩擦相互作用。

表1 數(shù)值模型參數(shù)Table 1 Material property for numerical model

表2 Geogrid單元數(shù)值模型參數(shù)Table 2 Geogrid numerical model parameters

表3 Liner單元數(shù)值模型參數(shù)Table 3 Liner numerical model parameters

2.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

2.2.1 整體變形

圖7為3種拐角形式(折角、圓角、直角)的整體變形云圖，觀察發(fā)現(xiàn)集中變形區(qū)在擋墻的上部，且在拐角部位的變形明顯大于兩側(cè)直線段的變形。其中，圓角的最大變形達(dá)到了26.7 mm，直角最大變形為27.3 mm，折角最大變形為25.1 mm。

圖7 整體變形Fig.7 Contour of global deformation

2.2.2 豎向變形

圖8分別為3種拐角形式的豎向變形和切片云圖，切片的位置為拐角的角平分線。圓角的豎向變形達(dá)到了26.2 cm，直角為26.8 cm，折角為24.6 cm。豎向變形的集中變形區(qū)位置與整體變形的集中變形區(qū)位置一樣，都在擋墻的上部。對(duì)比豎向變形與整體變形，豎向變形不僅在變形量上與整體變形非常相近，而且他們的集中變形區(qū)域位置也相同，說(shuō)明豎向變形對(duì)整體變形的發(fā)展影響很大。

圖8 豎向變形及切片F(xiàn)ig.8 Contour of vertical deformation and cutting planes

圖9為擋墻拐角段墻頂角平分線上的豎向變形，擋墻頂面的豎向變形呈“L”形，分析認(rèn)為是由于面板與土工格柵的鏈接作用，使得面板附近的土體在豎向變形上受到了限制。該限制力隨著土體與面板距離的增加逐漸減弱，豎向變形開始顯著增大。可以看到，圓角的豎向變形在遠(yuǎn)離面板方向發(fā)展速度最快，最先于距面板2.9 m的位置達(dá)到豎向最大變形，折角次之，于4.8 m位置達(dá)到豎向最大變形，直角發(fā)展最慢，于6.2 m位置達(dá)到豎向最大變形。

圖9 豎向變形Fig.9 Vertical deformation

2.2.3 水平變形

圖10分別為3種拐角形式的水平變形和切片云圖，對(duì)比拐角段和兩側(cè)直線段，3種形式在其拐角段的1/4～2/3區(qū)域都呈現(xiàn)鼓脹變形[15]，另外，在拐角段的頂部，3種形式的面板都有一定程度的外傾[16]，這與現(xiàn)場(chǎng)發(fā)現(xiàn)的面板頂部的圍墻基礎(chǔ)向墻外傾斜的情況相吻合。折角的最大水平變形為7.49 cm，圓角的最大水平變形為7.66 cm，直角的最大水平變形為7.75 cm。

圖10 水平變形及切片云圖Fig.10 Contour of horizontal deformation and cutting planes

圖11為拐角段切片上面板沿墻高的水平變形。3種形式擋墻水平變形規(guī)律相同，在5 m墻高的位置達(dá)到最大鼓脹變形，在面板頂部的位置達(dá)到最大外傾變形。

圖11 水平變形Fig.11 Horizontal deformation

2.2.4 鼓脹區(qū)域

圖12為5 m高處面板的水平變形，可以看到從兩側(cè)直線段過(guò)渡到拐角段對(duì)稱中心的時(shí)候，水平變形逐漸增大，其中折角在兩個(gè)轉(zhuǎn)折的地方有相同的峰值，圓角和直角都只在中心線上有峰值。對(duì)比3條曲線發(fā)現(xiàn)，從過(guò)渡段開始直角的水平變形一直小于另外2種形式，但是在接近中心線時(shí)，直角的水平變形迅速增大并超過(guò)了另外2種形式。這說(shuō)明直角不利于應(yīng)力擴(kuò)散，使應(yīng)力應(yīng)變更加集中在拐角中心線附近，參與協(xié)調(diào)變形的區(qū)域更小，圖9中的鼓脹區(qū)大小直觀地體現(xiàn)了這一特征，直角的鼓脹區(qū)域面積明顯小于其他2種形式，這是直角的水平變形大于另外2種形式的原因。折角分別在2個(gè)轉(zhuǎn)折的地方有相同的峰值，可以認(rèn)為折角是2個(gè)“直角”的結(jié)合，在2個(gè)轉(zhuǎn)折的地方，水平變形迅速增大并達(dá)到峰值。折角的鼓脹區(qū)面積最大，分析認(rèn)為是2個(gè)折角為應(yīng)力應(yīng)變擴(kuò)散提供了良好的條件，這使得其最大變形小于圓角。

圖12 5 m高處水平變形Fig.12 Horizontal deformation at height of 5 m

3 變形監(jiān)測(cè)

加筋土擋墻凸形拐角段鼓脹最為顯著,經(jīng)測(cè)量，距離墻頂3 m處的墻身鼓脹量約9 cm，兩側(cè)由拐角段向直線段過(guò)渡的過(guò)渡段也各有4 m范圍對(duì)稱鼓脹,凸角兩側(cè)4 m以外段落的鼓脹已經(jīng)不明顯。即擋墻變形有以下特征：①面板中部有鼓脹變形，且鼓脹區(qū)域向兩側(cè)直線段延伸4 m；②面板頂部的圍墻基礎(chǔ)向墻外傾斜；③擋墻頂部地表在面板附近下沉嚴(yán)重。圖13為水平變形的模擬結(jié)果與測(cè)量數(shù)據(jù)，圖14為擋墻的變形特征，說(shuō)明用數(shù)值模型計(jì)算加筋土擋墻凸形拐角部位的變形特征是可行的。

圖13 水平變形Fig.13 Horizontal deformation

圖14 變形特征Fig.14 Deformation feature

4 結(jié) 論

1)數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量結(jié)果吻合較好。加筋土擋墻的變形集中在擋墻上部,其中豎向變形對(duì)整體變形的發(fā)展影響很大。3種拐角形式的最大豎向變形位置離面板的距離不同，圓角距離最近，折角居中，直角距離最遠(yuǎn)。

2)在拐角段墻高的1/4～2/3段為鼓脹區(qū)，墻頂為外傾區(qū)。

3)在整體變形以及水平變形方面，尤其是在對(duì)面板形態(tài)有重要影響的水平變形上，因折角形式的結(jié)構(gòu)特征使得其在應(yīng)力應(yīng)變的擴(kuò)散上更具優(yōu)勢(shì)，從而具有3種形式中最小的最大變形值，即折角在控制變形方面較其他2種形式有更好的優(yōu)勢(shì)，建議在工程設(shè)計(jì)中應(yīng)優(yōu)先使用。