影響加筋土擋墻墻背水平土壓力的參數(shù)分析

王 寧 李遠洋 劉嘉良 王志猛 蔣關魯

(1.西南交通大學土木工程學院 四川成都 610031；2.中國中鐵二院工程集團有限責任公司 四川成都 610031)

1 引言

近年來，隨著加筋土擋墻的興起，其結構形式在多個領域得到了廣泛的應用，針對加筋土擋墻的研究也越來越多，加筋土擋墻的受力機理、破壞模式及設計方法也激發(fā)了眾多學者的興趣。加筋土擋墻墻背水平土壓力的分布是擋墻配筋計算及整體穩(wěn)定性計算的重要參考依據(jù)，也是了解加筋土擋墻加筋效果工作機理的重要途徑。

目前，對于墻背土壓力的常見計算方法有:正應力梯形分布法、Osman能量法、庫侖力矩法、庫侖合力法[1]、正應力均勻分布法、正應力梅氏分布法、經(jīng)驗法和公路變系數(shù)法等。這些方法大多基于極限平衡理論，而加筋土擋墻在實際工作狀態(tài)下并沒有達到極限狀態(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)場試驗，實測墻背側(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，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，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]針對軟土地基反包式土工格柵加筋黏性土擋墻，開展了現(xiàn)場測試，通過對擋墻在填筑過程進行受力分析發(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。本文將結合離心機模型試驗水平土壓力實測結果和數(shù)值模擬結果進行對比分析，驗證其可行性，并在此基礎上對填料摩擦角、連接件長度及筋材剛度等因素加以考慮，探討這些因素對加筋土擋墻墻背水平土壓力的影響。

2 試驗方案

2.1 試驗概況

離心機模型試驗原型尺寸及力學參數(shù)與數(shù)值模擬模型相一致。模型箱試驗相似比采用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)抗拉強度相似原則以及抗彎剛度相似原則采用銅帶(實測極限抗拉強度500 MPa，間距3 cm)及木板進行模擬。

2.2 儀器布置

試驗主要測試墻背土壓力和構件應變。分別在不同位置布置若干水平土壓力盒、豎向土壓力盒及應變片。具體布置方式為:墻背布置4個水平土壓力盒；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個應變片，同時在各層的連接件上粘貼應變片[6-7]，如圖1所示。

圖1 儀器布置(單位：cm)

3 有限元建模

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

3.1 材料本構及參數(shù)

模型由地基、填料、土工格柵、連接件、面板構成，可分別由FLAC3D中的實體單元與結構單元進行模擬[8]，如圖2所示。

圖2 加筋體結構

加筋土擋墻墻體與混凝土面板之間通過預埋錨固鋼筋(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)值模擬中對于Mohr-Coulomb模型，需要指定填土的彈性參數(shù)。對于彈性模量通常可采用下式表示:

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結構單元模擬，其可以抵抗薄膜荷載但不能抵抗彎曲荷載。對于伸長率為2%，拉力為37 kN/m的土工格柵，geogrid結構單元的彈性模量設置為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 模擬與實測結果對比

數(shù)值模擬結果和離心機模型試驗結果對比如圖3所示。

圖3 土壓力分布

(1)數(shù)值模擬值和實測值較為接近，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)值模擬值和實測值均明顯低于規(guī)范計算值，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)范計算

根據(jù)《鐵路路基支擋結構設計規(guī)范》[12]，作用于路肩擋土墻墻面板上的水平土壓應力應按下列公式計算:

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為主動土壓力系數(shù)。

為了研究不同設計參數(shù)時加筋土擋墻的受力及變形特性，總共進行表2所示工況的對比。

表2 Flac數(shù)值模擬原型材料參數(shù)

4.2 筋材豎向間距對土壓力的影響

依次取有無連接件及土工格柵豎向加筋間距不同(0.3、0.9 m)進行對比，結果如圖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，沒有連接件時墻背水平土壓力明顯增大；當去掉連接件并且豎向間距增大時，墻背水平土壓力增幅較明顯。導致上述現(xiàn)象產(chǎn)生的原因為:連接件添加后，協(xié)同面板共同受力，能夠承擔一部分拉力，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)值模擬值與設計規(guī)范計算值相比，相對較小。頂部差值很小，隨著高度的降低，差距逐漸變大，一方面是因為朗肯土壓力理論的假設前提(墻背垂直、光滑、整體平移)與加筋土擋墻實際情況(具有一定坡度、柔性面板、加筋作用)不符；另一方面是因為擋墻墻背與土體間的摩擦、筋材對土體的水平限制作用以及墻面的水平位移等均能導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。當去掉原型中的連接件時，墻頂位移大于FHWA規(guī)定的下限值2.2 cm；當繼續(xù)增大格柵豎向間距時，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；筋材豎向間距對墻背水平土壓力也有一定影響，在設計時要注意選取適當?shù)慕畈拈g距。

4.3 格柵長度對土壓力的影響

土工格柵加筋長度依次取為7.5、5.25、3.75 m，對比計算結果如圖6所示。

圖6 墻背水平土壓力(格柵長度不同)

圖6表明，加筋材料長度的減小將導致墻背水平土壓力的增大，特別是中下部，其增幅相對更加明顯。這是由于土體與筋材相互作用與共同受力的情況下，加筋土作為一種復合材料形成了自己的力學性質(zhì)。筋材長度的增加，實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，摩阻力約束了土體的側(cè)向變形，減小了墻背水平土壓力。格柵長度變化時，圖5墻面位移的變化趨勢與上文呈現(xiàn)一致的趨勢，且均未超過限值。綜合兩圖可以看出，當無連接件且格柵長度為7.5 m和5.25 m時，墻背水平土壓力和墻面板位移均差距不大，而當格柵長度減小為3.75 m時，兩者均變化明顯，因此在設計使用中應保證合適的土工格柵加筋長度。

4.4 格柵剛度對土壓力的影響

依次取土工格柵加筋剛度為185、1 850 kN/m，對比計算結果如圖7所示。

圖7 墻背水平土壓力(格柵剛度不同)

由圖7可知，當連接件存在且格柵長度較長時，格柵抗拉強度對墻背水平土壓力影響不大；當無連接件時，隨著土工格柵剛度的增大，墻背水平土壓力減小；當格柵抗拉強度減低幅度較大時，墻背水平土壓力增大量也較大。分析其原因，當格柵參數(shù)均較大且連接件存在時，加筋體整體剛度較大，格柵一部分強度得不到發(fā)揮，降低格柵剛度后對整體影響不大。當無連接件且格柵參數(shù)較小時，加筋體整體剛度較小，格柵剛度對整體影響較大。從墻面位移圖5可知，當無連接件且格柵參數(shù)較小時，墻面位移較大，大于FHWA上限值。綜合兩圖，應采用合理的土工格柵設計參數(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 綜合對比

如圖8所示:原型情況下，墻背水平土壓力顯著減小；在同樣沒有連接件的情況下，筋材抗拉剛度減小10倍時，墻背水平土壓力增幅明顯。總之，筋材對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)

由于在建模時設定擋墻面板底部和基礎為接觸面連接，面板向外傾的幅度相對較小，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頂?shù)南拗朴嘘P)，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果。

5 結論

(1)墻背水平土壓力沿墻高呈曲線型分布。理論計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)對面板中下部的水平土壓力影響較大，筋材長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，在設計時不應忽略。

(4)采用合理的土工格柵設計參數(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。