加筋土結構在高填筑邊坡的作用機制研究

2022-02-04 11:06:20章宗仁

有色金屬設計 2022年4期

何潘，章宗仁，梁搖

(1.昆明有色冶金設計研究院股份公司，云南昆明 650051； 2.中國有色金屬長沙勘察設計研究院有限公司，湖南長沙 610031； 3.四川盛世宏興建設工程有限公司，四川成都 610100)

0 引言

加筋土擋墻廣泛應用于鐵路、公路、水利、港工、城建等領域，取得了良好的社會效益和經濟效益。國內外學者對加筋土擋墻做了一系列研究，常見的研究方法主要有試驗分析法及數值分析法。G.M.Latha等(2016)通過室內振動臺模型試驗討論了不同地震加速度和頻率對土工格室擋土墻的影響。朱宏偉(2012)通過大型振動臺試驗開展條帶式和包裹式加筋土擋墻的動力特性研究，得出包裹式加筋土擋墻更適用于高地震烈度區。萬年華等(2014)通過不同坡高、坡度、填料的高陡加筋邊坡進行離心模型試驗，得出加筋使巖土邊坡內部應力產生重分布，可以增加邊坡穩定性系數，使潛在滑動面深度增加。H.B.Liu等(2014)通過有限元軟件對比分析了單級加筋土擋墻和多級加筋土擋墻2種情況下在地震作用下的水平位移、筋材內力、加速度放大系數等，揭示了多級加筋土擋墻的動力學特性。I.Scotland等(2016)通過有限元軟件研究了包裹式加筋土擋墻在不同高度、加筋間距、坡度等因素下的變形情況。林彤等(2002)通過有限元法，研究了超高三級加筋土擋墻的應力分布規律。徐超等(2017)通過FLAC軟件研究加筋間距、加筋長度以及墻面與豎直平面的夾角對擋墻穩定性和破壞模式的影響，指出隨著加筋間距的減小及加筋長度的增加，邊坡穩定性隨之增加。陳曉飛(2021)通過有限單元法，對比分析格柵抗拉剛度、長度、間距等因素，揭示其對面板水平變形、安全系數和破壞模式的影響。因此，結合魯甸6.5級地震災后恢復重建水電鋁項目的應用實例，對加筋擋土墻的作用機制及其效果進一步研究。

1 工程概況

“魯甸6.5級地震災后恢復重建水電鋁項目”經國家發改委批準立項，屬云南省重點建設項目，位于昭通市昭陽區靖安鄉白沙地村北側杜家梁子，占地約1.704 km2。項目主要由氧化鋁儲運倉庫、陽極組裝車間、電解車間、鑄造車間、綜合維修車間、清理車間、危廢品堆存庫、空壓站、主控樓、220 kV整流所及生活區等建(構)筑物組成，總投資額約60億元。該項目場平工程于2017年3月開工，項目采取“一次規劃、分期建設”原則建設，其第一期于2018年7月投產，二期工程在2022年3月竣工并投產使用。根據總圖設計，場平后標高介于2 107.0～2 114.5m，場地四周將形成高度不等的挖、填方高邊坡共9個，除4#、6#為挖方邊坡外，其余的1#～3#、5#、7#～9#為填方邊坡，最大填方高度約74.5 m，最大坡高24.3 m，見圖1。根據《建筑邊坡工程技術規范》(GB 50330—2013)，所有邊坡工程安全等級均為1級。

圖1 場地工程地質平面圖Fig.1 Geological plan of site engineering

2 邊坡區的基本地質條件

建場地位于昭陽區北部青崗嶺鄉，屬構造侵蝕、溶蝕中山丘陵地貌，場地位于斜坡頂部一帶，總體為斜坡地形，區內緩坡、巖溶洼地等微地貌發育，局部起伏較大，且溝谷較為發育，場地內共發育9條沖溝(含支溝)，不同程度發育有地表徑流，雨季水量大。場地原始地面高程介于2 021.24～2 132.19 m，最大高差超過110 m。

場內區地下水類型主要為松散層的孔隙水、基巖裂隙水和碳酸鹽巖類巖溶水。孔隙水主要賦存于第四系土層中，受降雨補給，季節性變化明顯，徑流緩慢，向溝谷中以散溢流形式排泄或補給下伏裂隙水；基巖裂隙水主要賦存于泥盆系的砂質泥巖、泥質灰巖和白云巖巖體裂隙中，富水性總體較弱，主要受大氣降水下滲補給；巖溶裂隙水主要賦存于泥盆系中統紅崖坡組(D2h)白云巖中，受大氣降水下滲補給，一般在溝谷中以泉的形式排泄，為富水性較強的含水層。

3 加筋土填方邊坡拉筋的加固機制分析

3.1 填方邊坡加固處理措施論證

依據場地規劃及建設功能，結合勘察成果資料及各個邊坡所在位置的地形地貌、用地紅線、邊坡條件及處理的經濟效益等綜合考慮，對于場地較為開闊、地形較平緩的填方邊坡，以加筋土結構擋墻為主，輔以格賓石籠鋪底或護面、強夯置換軟弱地基的邊坡處理方案，如1#、3#、5#、8#、9#邊坡。對處于溝谷區域的高填方邊坡，以底部樁板擋墻(單排樁或雙排樁)、扶壁式擋墻結構+上部加筋土擋墻結構作為邊坡處理方案，如2#、7#邊坡。對于挖方區邊坡，則以坡率法放坡+錨桿+網噴的處理措施，如4#、6#邊坡及3#邊坡局部。

加筋土結構在本工程的大量使用，主要基于其柔性結構對地基要求低，協同變形能力強、就地取材、施工方便、造價低廉。

3.2 拉筋對邊坡穩定性的影響分析

由于墻后填土表面傾斜，采用常規理論方法進行計算有一定的局限性，為方便研究加筋土擋墻對邊坡穩定性的影響，該文采用有限元軟件對加筋前后邊坡的穩定性進行分析。穩定性計算模型以9-9剖面。

3.2.1 計算模型及參數

利用圖2建立的加筋前后的數值模型見圖3，構模型選用摩爾-庫倫模型(Mohr-Coulomb)；對于水平筋材，假定只承受拉應力的作用，采用軟件中的線性單元(Liner)進行模擬，模擬中采取的計算參數見表1。

非加筋計算剖面

加筋計算剖面

圖3 典型剖面加筋前后的穩定性計算成果Fig.3 Stability calculations of typical sections before and after reinforcement

表1 計算介質參數Tab.1 Calculation medium parameters

利用上述模型及計算參數，計算的典型剖面不同工況條件下的穩定性見圖3。

圖3中的a、b、c、d分別代表非加筋、加筋天然及地震工況條件下的穩定性計算結果。在非加筋條件下，邊坡天然及地震工況條件下穩定性系數均不滿足設計要求，加筋條件下邊坡在天然、地震工況下的穩定性系數分別為1.43、1.3，滿足規范要求的安全系數控制標準，即加筋擋土墻可較好的提高填方邊坡的穩定性。

3.3 拉筋對填方邊坡加固機制分析

3.3.1 拉筋對填方邊坡加固機制分析

鋪設于土體中的加筋材料，通過與土體的相互摩擦作用以及拉筋與土體所具有的特殊的嵌鎖、咬合作用，限制其上下土體的側向變形，增加土體的穩定性。土工格柵的加筋機理可歸納為摩擦加筋原理和等效圍壓效應。

在加筋擋土墻結構中，由填土自重和外力產生的土壓力作用于墻面板，當土體和土工柵格界面發生相對位移時，就會產生摩擦作用，而格柵又被填土壓住，于是填土和拉筋之間的摩擦力阻止拉筋被拔出，進而提高土體的穩定性。土與格柵表面相互作用所形成的摩擦力可分為2部分：①稱為土工格柵和土之間的表面摩擦力；②稱為土工格柵與土顆粒之間的咬合力，見圖4。在上述摩擦力的作用下，土體的變形被限制的同時，土工柵格的抗拔能力和拉筋效果明顯提高。對加筋土中取一微單元進行分析，見圖5。設微元體長dl、格柵寬度為b，格柵與土間的摩擦系數為f，筋帶拉力為dT，有dT=T1-T2。土體自重和外荷載產生的法向應力為σ，則作用在長度為dl的拉筋帶上的垂直力為2σbdl，格柵與土體之間的摩擦阻力為2σfbd，顯然，當2σbdl>dT，則可以認為格柵與土之間無相對滑動，即筋土之間的摩阻力能夠阻止筋土的相對位移。

圖4 拉筋對土的摩擦和被動阻抗作用Fig.4 Friction and passive impedance effect of tensile reinforcement on soil

圖5 加筋土作用效應示意圖Fig.5 Schematic diagram of reinforced soil effect

此外，據Yang等研究，加筋土與不加筋土在相同的圍壓條件下，加筋土在三軸試驗中較不加筋土破壞時主應力差增大，可將加筋土樣抗剪強度的增加理解為將土體側向圍壓增大Δσ3。當筋材均勻分布且其間距為Δh時，側向圍壓可以表示為

(1)

式中：R為試樣破壞時筋材單位寬度上所受的力(kN/m)。

上述方法僅適用于加筋土處于極限狀態下，用于解釋加筋土加固機理具有一定的局限性。對于普通加筋土結構，介玉新、李廣信(2011、1999)提出了等效附加應力法，認為把筋材的作用等效成沿筋材布設方向施加在土骨架附加應力，僅對加筋土中的土體進行計算，等效附加應力的計算公式如下：

(2)

3.3.2 高填方邊坡加固機制的數值模擬研究

為更好地分析拉筋對邊坡的加固機制，在上述穩定性計算、拉筋加固機制定性分析的基礎上，對加筋及非加筋邊坡進行數值模擬分析，分別對加筋前后邊坡的位移、破壞方式及拉筋的應力-應變進行分析。

(1)位移特征

模擬獲得的填方邊坡在加筋前后邊坡的水平位移、豎向位移如圖6、圖7。

圖6 非加筋邊坡天然、地震工況水平及豎直位移場特征Fig.6 Horizontal and vertical displacement field characteristics of the unreinforced slope in natural and seismic conditions

圖7 加筋邊坡天然、地震工況水平及豎直位移場特征Fig.7 Horizontal and vertical displacement field characteristics of the reinforced slope in natural and seismic conditions

從圖6、圖7中可見，加筋擋土墻極大減小了邊坡整體水平及豎直位移。加筋擋土墻在天然工況條件下最大水平及豎直位移分別為0.016 m、0.019 m，地震工況條件下最大水平位移及豎直位移分別為0.08 m、0.07 m；非加筋擋土墻在天然工況條件下最大水平及豎直位移分別為0.019 m、0.019 m，地震工況條件下最大水平位移及豎直位移分別為0.4 m、0.3 m，兩者天然工況下水平位移、豎直位移相差不大，地震工況條件下水平、豎直位移相差約4～5倍，說明拉筋在地震工況下具有良好的工作效果。對比非加筋及加筋的位移場特征可見，非加筋擋土墻天然條件下水平及豎直位移于墻面處集中，深部填土影響較小；而加筋擋土墻的擋土墻的水平及豎直位移則于填土中上部集中，主要是由于墻體應力通過筋材向墻體深部傳遞，深部拉筋拉伸變形的同時，極大的限制表部位移。地震條件下，加筋及非加筋擋土墻的水平及豎直位移均于坡體表面集中，但加筋擋土墻位移場分布較非加筋擋土墻范圍更大，但整體部分較為均勻，說明拉筋承受應力變形后，將變形進一步傳遞給上覆土體，同時兩者在地震工況條件下水平及豎直位移較比天然工況均出現激增現象，加筋擋土墻較比非加筋擋土墻水平及豎直位移激增量較少，原因在于拉筋通過提高土體的抗剪強度方式減弱了地震的擾動效應。

(2)破壞方式

由圖8、圖9的塑性區破壞分布特征可見，非加筋、加筋擋土墻的破壞方式主要以剪切破壞為主，其次為張拉-剪切破壞的復合破壞模式，僅坡表存在少量的以張拉破壞為主的張拉-剪切復合破壞模式，同時在地震工況條件下兩者的張拉-剪切破壞區范圍明顯增大。加筋擋土墻相比于非加筋擋土墻兩種工況下塑性區范圍均大面積減小，主要表現為非加筋情況下擋土墻底部出現的剪切集中區轉變為非塑性區，同時張拉-剪切破壞區也呈現出減小的趨勢，說明拉筋較好的提高了土體的抗剪強度，限制了塑性區的發展。

圖8 非加筋邊坡天然、地震工況塑性區破壞特征Fig.8 Plastic zone failure characteristics of the unreinforced slope in natural and seismic conditions

圖9 加筋邊坡天然、地震工況塑性區破壞特征Fig.9 Plastic zone failure characteristics of the reinforced slope in natural and seismic conditions

(3)拉筋的軸力分析

由圖10可見，地震工況較比天然工況，頂部、中部及底部拉筋的拉伸軸力均顯著增大。天然條件下中部拉筋及頂部拉筋主要于坡體邊表部——中部發揮作用，而底部拉筋則于坡體中后部發揮作用；地震工況條件下，拉筋作用方式較比天然工況發生明顯改變，坡體表部-中部仍是頂部及中部拉筋起決定性作用，坡體中部則是中部及底部拉筋發揮作用，坡體中部-后部則是3部分拉筋共同發揮作用，造成上述的原因，是因受地震擾動的影響，加筋擋土墻的位移場、塑性區均發生明顯的變化導致的。