李永華, 劉一濤, 葉美嬌

(南昌大學(xué)建筑工程學(xué)院, 江西 南昌 330031)

0 引言

自嵌式擋土墻是由擋土砌塊和土工格柵組合而成的擋土結(jié)構(gòu)體系(圖1)，一般用于填方區(qū)擋土，土工格柵水平分層鋪設(shè)在墻后回填土中，并與擋土砌塊進(jìn)行拉接，擋土砌塊內(nèi)側(cè)設(shè)置一層透水礫石反濾帶。擋土墻通過自嵌式塊體之間的錨固棒及摩擦力將擋土砌塊、土工格柵及回填土結(jié)合成一個(gè)整體。當(dāng)擋土墻受力時(shí)，錨固棒將上、下?lián)跬疗鰤K連接成一個(gè)整體，而回填土與土工格柵之間產(chǎn)生靜摩擦力，將土中應(yīng)力傳遞給土工格柵遠(yuǎn)離擋土墻的那一端附近的回填土，使應(yīng)力分散[1]。

圖1 自嵌式擋土墻結(jié)構(gòu)體系圖Fig.1 Schematic diagram of the self-anchored retaining wall

張學(xué)臣等[2]指出：目前自嵌式擋土墻在國內(nèi)還未有可普遍適用的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)，自嵌式擋土墻的理論體系及計(jì)算方法需要逐步完善。

錢財(cái)富等[3]指出：生態(tài)自嵌塊干壘擋土墻，由于自嵌塊自重輕、孔洞率高及墻體后仰等特點(diǎn)，導(dǎo)致自嵌式擋土墻抵抗水平力的能力低。所以，自嵌式擋土墻在設(shè)計(jì)、施工和管理過程中一定要加以重視，應(yīng)盡量避免墻頂堆載、雨水入滲等不利因素。

文獻(xiàn)[4-5]研究了降雨入滲情況下的土坡孔隙水壓力分布，并對(duì)降雨條件下的邊坡基質(zhì)吸力變化及非飽和土邊坡的穩(wěn)定進(jìn)行了分析。

彭芳樂等[6]利用可考慮局部破壞的彈塑性有限元模型，對(duì)無加筋和加筋砂土進(jìn)行全過程數(shù)值分析，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明：合理的二維彈塑性有限元分析，可以較為精確的模擬加筋砂土的應(yīng)力特性及剪切破壞情況。

介玉新等[7]指出:目前國內(nèi)常用的穩(wěn)定分析方法是極限平衡法和基于有限元的強(qiáng)度折減法。極限平衡法是規(guī)范推薦的方法，但極限平衡法中不能反映筋材與土的相互作用關(guān)系，基于有限元的強(qiáng)度折減法則能夠在一定程度上彌補(bǔ)這種缺陷，能夠作為常規(guī)穩(wěn)定分析方法的重要補(bǔ)充。

本文以南昌某高校自嵌式擋土墻局部倒塌案例為基礎(chǔ)，重點(diǎn)分析了強(qiáng)降雨后墻后回填土孔隙水壓力分布，以及與擋土砌塊相連處的土工格柵被拉斷、自嵌式擋土砌塊坍塌的原因，并在此基礎(chǔ)上提出了可滿足工程實(shí)踐需要的擋土墻穩(wěn)定分析的實(shí)用方法。

1 工程概況

南昌某高校新校區(qū)建設(shè)時(shí)多處采用自嵌式擋土墻，擋土墻高度為4～7 m不等, 自嵌式擋土墻于2014年初竣工，2015年在連續(xù)幾場暴雨后，有多處擋土墻發(fā)生坍塌，圖2和圖3為自嵌式擋土墻坍塌現(xiàn)場照片，從圖2和圖3可以看出，破壞形式主要表現(xiàn)為與擋土砌塊相連的土工格柵被拉斷、自嵌式擋土砌塊及臨近土體局部坍塌，但擋土墻后土體基本保持穩(wěn)定，沒有出現(xiàn)擋土墻整體失穩(wěn)破壞。文獻(xiàn)[8]通過對(duì)自嵌式擋土墻倒塌的現(xiàn)場調(diào)查，發(fā)現(xiàn)擋土墻前端處筋材斷裂導(dǎo)致加筋擋土墻的自嵌式面板倒塌的現(xiàn)象比較普遍，而加筋填土部分一般仍保持穩(wěn)定，這與圖2～圖3中的倒塌現(xiàn)象比較吻合，說明自嵌式擋土墻這種局部倒塌模式具有一定的普遍性，不是個(gè)別現(xiàn)象。

圖2 自嵌式擋土墻倒塌現(xiàn)狀圖一Fig.2 Situation one of the self-anchored retaining wall

圖3 自嵌式擋土墻倒塌現(xiàn)狀圖二Fig.3 Situation two of the self-anchored retaining wall

在圖1的自嵌式擋土墻結(jié)構(gòu)體系圖中，L為原狀老土坡底與自嵌式擋塊之間的水平距離，工程現(xiàn)場L的長度為2～6 m不等，H為擋土墻在地面以上的高度，現(xiàn)場H為4～7 m不等，原狀土坡角β大約在30°～45°，回填土現(xiàn)場就地取材，主要為現(xiàn)場挖方區(qū)開挖出來的全風(fēng)化巖和粉質(zhì)黏土的混合料，地勘報(bào)告相關(guān)巖土滲透系數(shù)取值詳見表1。

表1 巖土相關(guān)參數(shù)

2 非飽和土滲流理論

采用GEOSTUDIO軟件SEEP/W模塊進(jìn)行分析，基質(zhì)吸力對(duì)非飽和土抗剪強(qiáng)度的影響采用Fredlund于1978年提出的非飽和土雙變量抗剪強(qiáng)度公式[9]來表達(dá)：

τf=c′+(σ-ua)tanφ′+(ua-uw)tanφb

(1)

式中:c′——有效黏聚力；

σ——破壞時(shí)在破壞面上的法向總應(yīng)力；

ua——破壞時(shí)在破壞面上的孔隙氣壓力，本文穩(wěn)定性分析時(shí)，認(rèn)為孔隙氣壓力為大氣壓;

φ′——與凈法向應(yīng)力狀態(tài)變量(σ-ua)有關(guān)的內(nèi)摩擦角；

uw——破壞時(shí)在破壞面上的孔隙水壓力；

(σ-ua)——破壞時(shí)在破壞面上的凈法向應(yīng)力；

(ua-uw)——破壞時(shí)破壞面上的基質(zhì)吸力；

φb——基質(zhì)吸力摩擦角。

在地下水位埋深較淺時(shí)，非飽和區(qū)土體內(nèi)水運(yùn)動(dòng)與水位線以下飽和區(qū)的水運(yùn)動(dòng)密不可分，應(yīng)結(jié)合一起研究，即飽和-非飽和滲流問題。在此情形下，采用水頭H為控制方程的因變量，由達(dá)西定律以及質(zhì)量守恒原理推導(dǎo)出的有限元公式中的滲流控制方程[10]如下：

(2)

式中,H——總水頭；

kx——x方向的滲透系數(shù)；

ky——y方向的滲透系數(shù)；

Q——邊界流量；

mω——土-水特征曲線線性段的斜率；

γw——水的重度。

土-水特征曲線是描述土體含水率與基質(zhì)吸力的函數(shù)關(guān)系曲線，它表達(dá)了非飽和土對(duì)水分的吸持能力，本文采用SEEP/W內(nèi)置的樣本函數(shù)來定義土-水特征曲線(圖4)。

圖4 土-水特征曲線Fig.4 Soil-water characteristic curve

在飽和-非飽和條件下，土的導(dǎo)水能力是通過滲透系數(shù)函數(shù)來反映。飽和土滲流中土體的滲透系數(shù)是恒定的，但非飽和土滲流中土體的滲透系數(shù)與土體的含水率以及基質(zhì)吸力相關(guān)[4]。采用SEEP/W提供的V-G模型，由土-水特征曲線及飽和滲透系數(shù)推導(dǎo)出非飽和土的滲透系數(shù)函數(shù)。

Van Genuchten(1980)提出一個(gè)閉合形式的方程來描述非飽和土的滲透系數(shù)kw與基質(zhì)吸力的關(guān)系，該方程是基質(zhì)吸力的函數(shù)：

(3)

式中：ks——飽和滲透系數(shù)；

a，n，m——曲線擬合參數(shù)，m=1/(1-n)，更多相關(guān)參數(shù)可參考文獻(xiàn)[11]。

非飽和土的滲透系數(shù)隨基質(zhì)吸力增大而減小，兩者呈非線性關(guān)系。

3 降雨入滲影響分析

3.1 滲流分析模型

選取最高擋土墻剖面：地上部分高度7 m，底部嵌入原狀土1 m，坡底與擋土墻距離6 m，坡角為45°。土工格柵水平分層鋪設(shè)，沿高度每間隔0.5 m布置一層，為防止應(yīng)力集中，土工格柵按長度6 m、6.5 m間隔布置，自嵌式擋土墻有限元模型如圖5所示。

圖5 擋土墻模型及網(wǎng)格劃分Fig.5 Model and mesh generation of the retaining wall

3.2 邊界條件

(1)邊界條件：地下水頭設(shè)置在擋土墻底以下1 m處，左右兩側(cè)地下水位以上邊界設(shè)置為潛在滲流面，模型底部為不透水邊界。(2) 降雨入滲邊界條件的處理方法：如果雨水入滲強(qiáng)度小于表層土體的入滲能力，將降雨強(qiáng)度視作邊界流量；如果降雨強(qiáng)度大于表層土體的入滲能力，通常是認(rèn)為部分雨水將在坡面形成積水，以徑流的方式存在于坡面，但由于本工程擋土墻內(nèi)外存在明顯高差，坡面不可能形成積水，故最大積水高度取坡面高度。

根據(jù)江西省氣象局2015年6月氣候記錄，6月2日～4日，南昌市兩天總降雨量為118.2 mm；6月2日至22日20天內(nèi)，全省平均降雨333 mm，故滲流計(jì)算時(shí)先按前兩天日降雨量59.1 mm計(jì)算，后續(xù)降雨量按日降雨量16.65 mm，分析持續(xù)降雨15天后土體內(nèi)部孔隙水壓力分布。由于降雨入滲導(dǎo)致的孔隙水壓力變化比較明顯的是擋土墻后區(qū)域，現(xiàn)重點(diǎn)分析墻后區(qū)域在降雨入滲情況下的孔隙水壓力分布，圖6為降雨2 d、8 d、15 d后墻后區(qū)域土體孔隙水壓力分布圖。

圖6 降雨后回填土土體孔隙水壓力等勢線Fig.6 Equipotential lines of the backfill pore water pressure after rainfall

從圖6(a)可以看出：降雨開始后，由于回填土與原狀土滲透系數(shù)差異較大，擋土墻后回填土體雨水入滲深度明顯大于原狀土；從圖6(b)可以看出，降雨8天后，由于雨水的入滲，地表下3.5 m高度范圍的回填土負(fù)孔隙水壓力明顯降低；從圖6(c)還可以看出，降雨15天后，降雨入滲水與地下水已匯成一體，滲流基本達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡狀態(tài)，相對(duì)于降雨前，回填土區(qū)水位浸潤線有所提升，浸潤線以下為飽和土，浸潤線以上雖為非飽和土，但大部分區(qū)域的負(fù)孔隙水壓力處于0～10 kPa，基質(zhì)吸力很小。

綜上所述，可以看出：(1) 降雨入滲使擋土墻后土體負(fù)孔隙水壓力明顯降低，降低了擋土墻非飽和區(qū)的基質(zhì)吸力；(2) 降雨入滲也使得擋土墻后土體地下水位上升，正孔隙水壓力增加，土體有效應(yīng)力降低,也會(huì)導(dǎo)致土體抗剪強(qiáng)度的降低。

4 基于非飽和土理論的極限平衡法穩(wěn)定性分析

非飽和土計(jì)算需要采用非飽和土的有效應(yīng)力參數(shù)c′、φ′，本工程沒有進(jìn)行非飽土的有效應(yīng)力參數(shù)的測試，只是在工程竣工后對(duì)墻后回填土進(jìn)行了直剪快剪檢測，直剪快剪強(qiáng)度平均值為cq=17 kPa，φq=18°，根據(jù)當(dāng)?shù)毓こ探?jīng)驗(yàn)，有效黏聚力c′取直剪快剪黏聚力cq的0.6倍，有效內(nèi)摩擦角φ′取直剪快剪摩擦角φq，故有效應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)取c′=10.2 kPa，φ′=18°。

基于非飽和土滲流理論，采用極限平衡法對(duì)降雨入滲全過程工況下的擋土墻穩(wěn)定進(jìn)行分析，采用極限平衡法計(jì)算時(shí)，土工格柵對(duì)滑動(dòng)體的極限抗拉強(qiáng)度值，取土工格柵在滑動(dòng)面以外的錨固體極限抗拔承載力標(biāo)準(zhǔn)值與土工格柵受拉承載力標(biāo)準(zhǔn)值的較小值，圖7為降雨1～15天后的擋土墻穩(wěn)定系數(shù)變化圖。從圖7可知，降雨前，擋土墻的穩(wěn)定系數(shù)為1.35，降雨10天后，擋土墻的穩(wěn)定系數(shù)由1.35下降至1.23，此后穩(wěn)定系數(shù)基本維持在1.20左右，滿足整體穩(wěn)定要求。

圖7 滲流作用下的整體穩(wěn)定系數(shù)變化圖Fig.7 Variation chart of the overall stability coefficient under seepage

從上述分析可以看出，基于非飽和土理論，采用極限平衡法只能得出擋土墻的整體穩(wěn)定，并不能反應(yīng)出自嵌式擋土墻局部破壞的實(shí)際情況，局部倒塌的原因還需要進(jìn)一步分析。

5 采用總應(yīng)力強(qiáng)度的有限元分析

滲流分析中相關(guān)參數(shù)的取值、有效應(yīng)力參數(shù)的測定均比較麻煩，還不能在工程實(shí)踐中大規(guī)模應(yīng)用。工程實(shí)踐中，采用直剪快剪試驗(yàn)，直接得出巖土總應(yīng)力強(qiáng)度仍然是當(dāng)今最簡單有效獲取土體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的常用方法。

從圖6(c)可以看出，降雨15天后，除了在礫石層附近有一小塊土體還存在較大的負(fù)孔隙水壓力，大部分填土區(qū)域土體負(fù)孔隙水壓力值很接近。由于負(fù)孔隙水壓力很接近，因此可近似認(rèn)為墻后回填土抗剪強(qiáng)度基本相等，可通過現(xiàn)場取樣直接得出墻后土體總應(yīng)力強(qiáng)度，代替降雨前的土體強(qiáng)度進(jìn)行降雨影響下的擋土墻應(yīng)力及變形分析。

本項(xiàng)目在擋土墻倒塌后第二天就對(duì)墻后回填土進(jìn)行了4組直剪快剪強(qiáng)度試驗(yàn)，總應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)平均值為cq=14 kPa，φq=13°，下面采用PLAXIS軟件對(duì)自嵌式擋土墻在降雨前、后的受力進(jìn)行分析，同時(shí)采用有限元強(qiáng)度折減法進(jìn)行穩(wěn)定計(jì)算。

有限元分析時(shí)，土體采用摩爾-庫倫模型，摩爾-庫倫模型為一理想彈塑性模型，有限元計(jì)算時(shí)需要場地土彈性模量[12]，但巖土勘察報(bào)告一般只提供土的壓縮模量Es或變形模量E0，根據(jù)南昌地區(qū)經(jīng)驗(yàn)及參考文獻(xiàn)[13]，回填土及原狀土彈性模量取壓縮模量的3.0倍?？紤]到施工時(shí)緊靠擋土砌塊的反濾礫石層很難采用機(jī)械壓實(shí)，因?yàn)椴捎脵C(jī)械壓實(shí)時(shí)會(huì)導(dǎo)致臨近擋土砌塊鼓出，故反濾礫石彈性模量取變形模量的2倍。

5.1 土工格柵的模擬

土工格柵的軸向拉伸剛度EA根據(jù)土工格柵單位寬度試驗(yàn)測得的縱向拉伸率及縱向拉伸強(qiáng)度按下式得出：

(4)

式中，F(xiàn)——單位寬度軸向力；

Δl/l——軸向拉伸應(yīng)變。

根據(jù)土工格柵檢測報(bào)告，土工格柵縱向2%伸長率時(shí)的拉伸強(qiáng)度檢驗(yàn)結(jié)果為19.8 kN/m，故土工格柵單位寬度軸向剛度EA=990 kN。

5.2 自嵌式擋土砌塊的模擬

工程實(shí)踐中，上、下層自嵌式擋土砌塊之間采用錨固棒進(jìn)行連接，錨固棒只傳遞剪力，不傳遞彎矩。圖8(a)為自嵌式擋土墻有限元模型圖，圖8(b)為框選范圍局部放大圖，為了后面敘述方便，圖中對(duì)土工格柵從下至上進(jìn)行了編號(hào)。

圖8 自嵌式擋土墻有限元模型Fig.8 Finite element model of the self-anchored retaining wall

本文采用了兩種方法模擬，一種是采用上、下鉸接的板單元來模擬擋土砌塊的受力，如圖8(b)所示，鉸接連接符合錨固棒只能傳遞剪力但不能傳遞彎矩的特點(diǎn)；另一種方法是采用彈性平面單元模擬擋土砌塊，擋土砌塊間的連接采用摩爾-庫倫土體單元連接，土體單元粘聚力參數(shù)根據(jù)錨固棒的抗剪強(qiáng)度確定。

擋土砌塊采用鉸接板單元建模相對(duì)簡單，采用彈性平面單元加土體單元模擬相對(duì)復(fù)雜，但后者能精確模擬土工格柵在擋土砌塊內(nèi)的的豎向沉降變化，有助于準(zhǔn)確分析土工格柵被拉斷的真實(shí)原因。

5.3 施工模擬

為了研究土工格柵被拉斷的原因，土工格柵的計(jì)算必須符合擋土墻中格柵的真實(shí)變形狀態(tài)，計(jì)算時(shí)采用了施工模擬的方法，由于自嵌式擋土墻砌筑是自下而上進(jìn)行，土體的豎向荷載是一層一層作用的，并在施工中逐層找平，下層的變形對(duì)上層基本上不產(chǎn)生影響，例如計(jì)算5號(hào)土工格柵的變形時(shí)，先將前4步施工時(shí)產(chǎn)生的土體變形全部清零，只留下第5步及以上土層施工荷載作用下的格柵變形。同理，降雨入滲模擬時(shí)，自上而下采用降雨入滲后的土體替換降雨前的土體進(jìn)行計(jì)算。

5.4 有限元分析結(jié)果

降雨前后反應(yīng)破壞形式的總位移增量云圖如圖9，從圖9可以看出，降雨前的破壞形式為上部回填土與擋土墻一起的圓弧形滑動(dòng)，滑動(dòng)面為一圓弧面，降雨后的破壞形式主要表現(xiàn)為擋土墻的滑移，滑動(dòng)面為折線形面。降雨前后擋土墻整體穩(wěn)定系數(shù)分別為1.48、1.23。

圖9 反應(yīng)破壞形式的降雨前后總位移增量云圖Fig.9 Nephogram of the total incremental displacements before and after rainfall

從上述分析可以看出：無論是采用飽和-非飽和滲流理論，基于有效應(yīng)力的極限平衡法計(jì)算結(jié)果，還是基于現(xiàn)場取樣試驗(yàn)，采用總應(yīng)力法有限元計(jì)算結(jié)果，兩種方法計(jì)算所得的整體穩(wěn)定系數(shù)均大于1，與擋土墻沒有發(fā)生整體失穩(wěn)的實(shí)際情況吻合，但都沒有解釋清楚與擋土砌塊相連的土工格柵被拉斷、自嵌式擋土砌塊及臨近土體局部坍塌的原因。

圖10為降雨前后土工格柵軸力圖,從圖10可知：降雨前，同一層土工格柵，與擋土砌塊相連處土工格柵的內(nèi)力最大，隨著與擋土砌塊距離的增大內(nèi)力顯著減小。降雨后，仍然是與擋土砌塊相連處土工格柵的內(nèi)力最大，但與擋土砌塊4～5 m距離內(nèi)土工格柵的內(nèi)力仍然保持一個(gè)較大的值，并沒有隨著與擋土砌塊距離的增大而迅速減小。降雨前，3號(hào)土工格柵內(nèi)力最大，為17.5 kN/m，降雨后，仍然是3號(hào)土工格柵的內(nèi)力最大，最大值是23.5 kN/m, 但均低于土工格柵可承受的極限抗拉強(qiáng)度40 kN/m。

圖10 降雨前后土工格柵拉力圖Fig.10 Tension of the geogrids before and after rainfall

5.5 局部倒塌原因分析

國家規(guī)范《土工合成材料應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》[14]中規(guī)定：土工材料設(shè)計(jì)應(yīng)用的材料允許抗拉強(qiáng)度Ta應(yīng)根據(jù)實(shí)測的極限抗拉強(qiáng)度T, 通過下列公式計(jì)算確定：

Ta=T/RF

(5)

式中，RF=RFCR·RFiD·RFD；

RFCR——材料因蠕變影響的強(qiáng)度折減系數(shù)；

RFiD——材料在施工過程中受損傷的強(qiáng)度折減系數(shù)；

RFD——材料長期老化影響的強(qiáng)度折減系數(shù)；

RF——綜合強(qiáng)度折減系數(shù)。

在無實(shí)測資料時(shí)，綜合強(qiáng)度折減系數(shù)宜采用2.5～5.0，施工條件差、材料蠕變性大時(shí)，綜合強(qiáng)度折減系數(shù)應(yīng)采用大值。

本項(xiàng)目采用的聚丙烯格柵極限抗拉強(qiáng)度為40 kN/m，土工格柵最大受力23.5 kN/m，兩者的比值為1.7，小于規(guī)范的2.5～5.0的系數(shù)，設(shè)計(jì)不滿足規(guī)范要求，但該工程從建成到倒塌，只有一年，老化程度不大，墻后回填土采用的是黏土與風(fēng)化巖的混合料，與砂礫石回填料相比，對(duì)土工格柵的施工損傷也偏小。且自嵌式擋土墻倒塌后，從倒塌現(xiàn)場抽取兩片土工格柵樣本進(jìn)行測試，極限抗拉強(qiáng)度仍然接近40 kN/m，這說明本項(xiàng)目雖然土工格柵綜合強(qiáng)度折減系數(shù)達(dá)不到規(guī)范要求的2.5，但這并不是導(dǎo)致?lián)跬翂植康顾闹苯釉颉?/p>

圖11(a)為降雨前采用平面單元模擬擋土砌塊時(shí)的3～6號(hào)土工格柵豎向沉降圖，圖11(b)為降雨后采用平面單元模擬擋土砌塊時(shí)3～6土工格柵豎向沉降圖。

圖11 3～6號(hào)土工格柵降雨前后豎向位移圖Fig.11 Vertical settlement graphs of the No. 3-6 geogrids before and after rainfall

從圖11(a)可以看出，由于擋土砌塊的混凝土彈性模量、反濾礫石彈性模量及土體的彈性模量不同，導(dǎo)致土工格柵在混凝土擋土砌塊、反濾礫石及土體交界處出現(xiàn)了一定的彎折，在擋土砌塊與礫石交界處尤為明顯，彎折在擋土墻砌筑過程就已產(chǎn)生。從圖11(b)可以看出，降雨后土體軟化加大了彎折的程度，彎折處土工格柵處于復(fù)合受力狀態(tài)下，復(fù)合受力狀態(tài)下土工格柵的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于其極限抗拉強(qiáng)度，可能是導(dǎo)致與擋土砌塊相連處格柵被拉斷及臨近土體坍塌的主要原因，這也與該擋土墻在倒塌時(shí)土工格柵前端被拉斷的真實(shí)情況相符合。

文獻(xiàn)[15]曾對(duì)自嵌式擋土砌塊后緣凸起互鎖造成的雙向土工格柵彎折對(duì)土工格柵抗拉強(qiáng)度的影響進(jìn)行過試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：雙向土工格柵在擋土砌塊后緣互鎖連接接觸處被拉斷時(shí)，復(fù)合受力狀態(tài)下雙向土工格柵發(fā)揮出的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于其極限抗拉強(qiáng)度，試驗(yàn)結(jié)果與本文分析吻合。

6 自嵌式擋土墻加固處理

6.1 已倒塌擋土墻

對(duì)于已倒塌墻段，采用極限抗拉強(qiáng)度120 kN/m的高密度聚乙烯單向土工格柵替代原來的聚丙烯雙向土工格柵重新砌筑，另外，由于高密度聚乙烯單向土工格柵的柔韌性明顯比聚丙烯雙向土工格柵好，彎折對(duì)聚乙烯土工格柵抗拉強(qiáng)度的影響較小。地面同時(shí)采用了粉質(zhì)黏土進(jìn)行封閉，并在粉質(zhì)黏土下面鋪設(shè)了一層防水材料防止雨水下滲，采用聚乙烯土工格柵后重新砌筑后的自嵌式擋土墻，至今已使用3年，變形及穩(wěn)定現(xiàn)均處于良好狀態(tài)。

6.2 已建成但未倒塌擋土墻

對(duì)于未倒塌的擋土墻區(qū)段，采用錨桿加格構(gòu)梁、柱的形式進(jìn)行加固，加固現(xiàn)場照片如圖12所示。

圖12 未倒塌自嵌式擋土墻加固后照片F(xiàn)ig.12 Photo of the retaining wall after reinforcement

由于土工格柵層間距為0.5 m，故沿?fù)跬翂﹂L度方向每米土工格柵加固土體的面積為0.5 m2；豎向加固格構(gòu)柱間距為2.5 m，水平格構(gòu)間距約為2.3 m，每根豎向格構(gòu)柱從上向下布置4道錨桿，中間錨桿負(fù)荷載面積最大，加固土體的面積約為5.75 m2，也就是說每道錨桿加固土體的面積約為土工格柵加固土體面積的11.5倍。

每道錨桿采用2根直徑18的鋼筋，單道錨桿軸向剛度EA=101 787 kN，土工格柵單位寬度軸向剛度EA=990 kN，錨桿剛度是土工格柵的102.8倍，考慮到錨桿加固土體的面積約為土工格柵加固土體面積的11.5倍，折算到單位面積土體中，錨桿剛度仍然是土工格柵的8.9倍。

圖13為加固后降雨工況下土工格柵豎向沉降圖，從圖13可知，錨桿加固后，降雨入滲工況下土工格柵的豎向沉降及彎折明顯小于圖11(b)未加固時(shí)降雨入滲工況下土工格柵的沉降及彎折。

圖13 加固后降雨工況下土工格柵豎向沉降圖Fig.13 Vertical settlement graphs of the geogrids under the rainfall condition after reinforcement

基于以上分析，加固時(shí)采用了全長粘結(jié)型鋼筋錨桿，與預(yù)應(yīng)力錨桿相比，全長粘結(jié)型錨桿施工簡單，內(nèi)力相對(duì)較小，減小了格構(gòu)梁、柱的截面且節(jié)省了錨夾具造價(jià)。

7 結(jié)論

(1)由于擋土砌塊的混凝土彈性模量、反濾礫石彈性模量相差較大，導(dǎo)致土工格柵在混凝土擋土砌塊與反濾礫石層相互交界處出現(xiàn)了明顯的彎折，彎折處土工格柵處于復(fù)合受力狀態(tài)，復(fù)合受力狀態(tài)下土工格柵的抗拉強(qiáng)度明顯小于土工格柵極限抗拉強(qiáng)度，是導(dǎo)致與擋土砌塊相連處格柵被拉斷，擋土砌塊及臨近土體局部倒塌的主要原因，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)引起重視。

(2)雖然從理論上講，基于飽和-非飽和土滲流理論，采用有效應(yīng)力來計(jì)算自嵌式擋土墻穩(wěn)定性能比較科學(xué)，但從工程實(shí)踐的角度來看，通過現(xiàn)場取樣得出降雨入滲后土體的總應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)，采用總應(yīng)力法進(jìn)行計(jì)算更加方便易行，也能達(dá)到工程設(shè)計(jì)的精度。