何 潘，章宗仁，梁 搖

(1.昆明有色冶金設(shè)計(jì)研究院股份公司，云南 昆明 650051； 2.中國(guó)有色金屬長(zhǎng)沙勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 610031； 3.四川盛世宏興建設(shè)工程有限公司，四川 成都 610100)

0 引 言

加筋土擋墻廣泛應(yīng)用于鐵路、公路、水利、港工、城建等領(lǐng)域，取得了良好的社會(huì)效益和經(jīng)濟(jì)效益。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)加筋土擋墻做了一系列研究，常見的研究方法主要有試驗(yàn)分析法及數(shù)值分析法。G.M.Latha等(2016)通過室內(nèi)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)討論了不同地震加速度和頻率對(duì)土工格室擋土墻的影響。朱宏偉(2012)通過大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)開展條帶式和包裹式加筋土擋墻的動(dòng)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(qū)。萬(wàn)年華等(2014)通過不同坡高、坡度、填料的高陡加筋邊坡進(jìn)行離心模型試驗(yàn)，得出加筋使巖土邊坡內(nèi)部應(yīng)力產(chǎn)生重分布，可以增加邊坡穩(wěn)定性系數(shù)，使?jié)撛诨瑒?dòng)面深度增加。H.B.Liu等(2014)通過有限元軟件對(duì)比分析了單級(jí)加筋土擋墻和多級(jí)加筋土擋墻2種情況下在地震作用下的水平位移、筋材內(nèi)力、加速度放大系數(shù)等，揭示了多級(jí)加筋土擋墻的動(dòng)力學(xué)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(jí)加筋土擋墻的應(yīng)力分布規(guī)律。徐超等(2017)通過FLAC軟件研究加筋間距、加筋長(zhǎng)度以及墻面與豎直平面的夾角對(duì)擋墻穩(wěn)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(zhǎng)度的增加，邊坡穩(wěn)定性隨之增加。陳曉飛(2021)通過有限單元法，對(duì)比分析格柵抗拉剛度、長(zhǎng)度、間距等因素，揭示其對(duì)面板水平變形、安全系數(shù)和破壞模式的影響。因此，結(jié)合魯?shù)?.5級(jí)地震災(zāi)后恢復(fù)重建水電鋁項(xiàng)目的應(yīng)用實(shí)例，對(duì)加筋擋土墻的作用機(jī)制及其效果進(jìn)一步研究。

1 工程概況

“魯?shù)?.5級(jí)地震災(zāi)后恢復(fù)重建水電鋁項(xiàng)目”經(jīng)國(guó)家發(fā)改委批準(zhǔn)立項(xiàng)，屬云南省重點(diǎn)建設(shè)項(xiàng)目，位于昭通市昭陽(yáng)區(qū)靖安鄉(xiāng)白沙地村北側(cè)杜家梁子，占地約1.704 km2。項(xiàng)目主要由氧化鋁儲(chǔ)運(yùn)倉(cāng)庫(kù)、陽(yáng)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(kù)、空壓站、主控樓、220 kV整流所及生活區(qū)等建(構(gòu))筑物組成，總投資額約60億元。該項(xiàng)目場(chǎng)平工程于2017年3月開工，項(xiàng)目采取“一次規(guī)劃、分期建設(shè)”原則建設(shè)，其第一期于2018年7月投產(chǎn)，二期工程在2022年3月竣工并投產(chǎn)使用。根據(jù)總圖設(shè)計(jì)，場(chǎng)平后標(biāo)高介于2 107.0～2 114.5m，場(chǎng)地四周將形成高度不等的挖、填方高邊坡共9個(gè)，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(jù)《建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范》(GB 50330—2013)，所有邊坡工程安全等級(jí)均為1級(jí)。

圖1 場(chǎng)地工程地質(zhì)平面圖Fig.1 Geological plan of site engineering

2 邊坡區(qū)的基本地質(zhì)條件

建場(chǎng)地位于昭陽(yáng)區(qū)北部青崗嶺鄉(xiāng)，屬構(gòu)造侵蝕、溶蝕中山丘陵地貌，場(chǎng)地位于斜坡頂部一帶，總體為斜坡地形，區(qū)內(nèi)緩坡、巖溶洼地等微地貌發(fā)育，局部起伏較大，且溝谷較為發(fā)育，場(chǎng)地內(nèi)共發(fā)育9條沖溝(含支溝)，不同程度發(fā)育有地表徑流，雨季水量大。場(chǎng)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(chǎng)內(nèi)區(qū)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(bǔ)給，季節(jié)性變化明顯，徑流緩慢，向溝谷中以散溢流形式排泄或補(bǔ)給下伏裂隙水；基巖裂隙水主要賦存于泥盆系的砂質(zhì)泥巖、泥質(zhì)灰?guī)r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(bǔ)給；巖溶裂隙水主要賦存于泥盆系中統(tǒng)紅崖坡組(D2h)白云巖中，受大氣降水下滲補(bǔ)給，一般在溝谷中以泉的形式排泄，為富水性較強(qiáng)的含水層。

3 加筋土填方邊坡拉筋的加固機(jī)制分析

3.1 填方邊坡加固處理措施論證

依據(jù)場(chǎng)地規(guī)劃及建設(shè)功能，結(jié)合勘察成果資料及各個(gè)邊坡所在位置的地形地貌、用地紅線、邊坡條件及處理的經(jīng)濟(jì)效益等綜合考慮，對(duì)于場(chǎng)地較為開闊、地形較平緩的填方邊坡，以加筋土結(jié)構(gòu)擋墻為主，輔以格賓石籠鋪底或護(hù)面、強(qiáng)夯置換軟弱地基的邊坡處理方案，如1#、3#、5#、8#、9#邊坡。對(duì)處于溝谷區(qū)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(jié)構(gòu)+上部加筋土擋墻結(jié)構(gòu)作為邊坡處理方案，如2#、7#邊坡。對(duì)于挖方區(qū)邊坡，則以坡率法放坡+錨桿+網(wǎng)噴的處理措施，如4#、6#邊坡及3#邊坡局部。

加筋土結(jié)構(gòu)在本工程的大量使用，主要基于其柔性結(jié)構(gòu)對(duì)地基要求低，協(xié)同變形能力強(qiáng)、就地取材、施工方便、造價(jià)低廉。

3.2 拉筋對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響分析

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

3.2.1 計(jì)算模型及參數(shù)

利用圖2建立的加筋前后的數(shù)值模型見圖3，構(gòu)模型選用摩爾-庫(kù)倫模型(Mohr-Coulomb)；對(duì)于水平筋材，假定只承受拉應(yīng)力的作用，采用軟件中的線性單元(Liner)進(jìn)行模擬，模擬中采取的計(jì)算參數(shù)見表1。

非加筋計(jì)算剖面

加筋計(jì)算剖面

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

表1 計(jì)算介質(zhì)參數(shù)Tab.1 Calculation medium parameters

利用上述模型及計(jì)算參數(shù)，計(jì)算的典型剖面不同工況條件下的穩(wěn)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(wěn)定性計(jì)算結(jié)果。在非加筋條件下，邊坡天然及地震工況條件下穩(wěn)定性系數(shù)均不滿足設(shè)計(jì)要求，加筋條件下邊坡在天然、地震工況下的穩(wěn)定性系數(shù)分別為1.43、1.3，滿足規(guī)范要求的安全系數(shù)控制標(biāo)準(zhǔn)，即加筋擋土墻可較好的提高填方邊坡的穩(wěn)定性。

3.3 拉筋對(duì)填方邊坡加固機(jī)制分析

3.3.1 拉筋對(duì)填方邊坡加固機(jī)制分析

鋪設(shè)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(cè)向變形，增加土體的穩(wěn)定性。土工格柵的加筋機(jī)理可歸納為摩擦加筋原理和等效圍壓效應(yīng)。

在加筋擋土墻結(jié)構(gòu)中，由填土自重和外力產(chǎn)生的土壓力作用于墻面板，當(dāng)土體和土工柵格界面發(fā)生相對(duì)位移時(shí)，就會(huì)產(chǎn)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(jìn)而提高土體的穩(wěn)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(shí)，土工柵格的抗拔能力和拉筋效果明顯提高。對(duì)加筋土中取一微單元進(jìn)行分析，見圖5。設(shè)微元體長(zhǎng)dl、格柵寬度為b，格柵與土間的摩擦系數(shù)為f，筋帶拉力為dT，有dT=T1-T2。土體自重和外荷載產(chǎn)生的法向應(yīng)力為σ，則作用在長(zhǎng)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(dāng)2σbdl>dT，則可以認(rèn)為格柵與土之間無(wú)相對(duì)滑動(dòng)，即筋土之間的摩阻力能夠阻止筋土的相對(duì)位移。

圖4 拉筋對(duì)土的摩擦和被動(dòng)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(yīng)示意圖Fig.5 Schematic diagram of reinforced soil effect

此外，據(jù)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(yàn)中較不加筋土破壞時(shí)主應(yīng)力差增大，可將加筋土樣抗剪強(qiáng)度的增加理解為將土體側(cè)向圍壓增大Δσ3。當(dāng)筋材均勻分布且其間距為Δh時(shí)，側(cè)向圍壓可以表示為

(1)

式中：R為試樣破壞時(shí)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(tài)下，用于解釋加筋土加固機(jī)理具有一定的局限性。對(duì)于普通加筋土結(jié)構(gòu)，介玉新、李廣信(2011、1999)提出了等效附加應(yīng)力法，認(rèn)為把筋材的作用等效成沿筋材布設(shè)方向施加在土骨架附加應(yīng)力，僅對(duì)加筋土中的土體進(jìn)行計(jì)算，等效附加應(yīng)力的計(jì)算公式如下：

(2)

3.3.2 高填方邊坡加固機(jī)制的數(shù)值模擬研究

為更好地分析拉筋對(duì)邊坡的加固機(jī)制，在上述穩(wěn)定性計(jì)算、拉筋加固機(jī)制定性分析的基礎(chǔ)上，對(duì)加筋及非加筋邊坡進(jìn)行數(shù)值模擬分析，分別對(duì)加筋前后邊坡的位移、破壞方式及拉筋的應(yīng)力-應(yīng)變進(jìn)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(chǎng)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(chǎng)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(duì)比非加筋及加筋的位移場(chǎng)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?。欢咏顡跬翂Φ膿跬翂Φ乃郊柏Q直位移則于填土中上部集中，主要是由于墻體應(yīng)力通過筋材向墻體深部傳遞，深部拉筋拉伸變形的同時(shí)，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(chǎng)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(yīng)力變形后，將變形進(jìn)一步傳遞給上覆土體，同時(shí)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(xiàn)激增現(xiàn)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(qiáng)度方式減弱了地震的擾動(dòng)效應(yīng)。

(2)破壞方式

由圖8、圖9的塑性區(qū)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(fù)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(fù)合破壞模式，同時(shí)在地震工況條件下兩者的張拉-剪切破壞區(qū)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(qū)范圍均大面積減小，主要表現(xiàn)為非加筋情況下?lián)跬翂Φ撞砍霈F(xiàn)的剪切集中區(qū)轉(zhuǎn)變?yōu)榉撬苄詤^(qū)，同時(shí)張拉-剪切破壞區(qū)也呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)，說明拉筋較好的提高了土體的抗剪強(qiáng)度，限制了塑性區(qū)的發(fā)展。

圖8 非加筋邊坡天然、地震工況塑性區(qū)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(qū)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(fā)揮作用，而底部拉筋則于坡體中后部發(fā)揮作用；地震工況條件下，拉筋作用方式較比天然工況發(fā)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(fā)揮作用，坡體中部-后部則是3部分拉筋共同發(fā)揮作用，造成上述的原因，是因受地震擾動(dòng)的影響，加筋擋土墻的位移場(chǎng)、塑性區(qū)均發(fā)生明顯的變化導(dǎo)致的。

圖10 天然、地震工況拉筋軸力圖Fig.10 Axial diagram of the tensile bars in natural and earthquake conditions

4 結(jié) 語(yǔ)

通過對(duì)加筋擋土墻的穩(wěn)定性、加固機(jī)制的定性與數(shù)值模擬研究，獲得的主要結(jié)論如下：

(1)加筋擋土墻可較好的限制邊坡的水平、豎直位移，拉筋較好的提高了土體的抗剪強(qiáng)度，加筋擋土墻較比非加筋擋土墻的塑性區(qū)范圍明顯減?。坏卣鸸r條件下，頂部、中部、底部拉筋較比天然工況呈現(xiàn)出不同的受力特征。

(2)高填筑邊坡在天然及地震工況條件下，加筋擋土墻可顯著提高邊坡的穩(wěn)定性。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(fù)合破壞模式。

(3)拉筋具有較好的抗拉性能，在受力后通過與上覆及下壓土體的嵌固與摩擦耦合作用，提高土體的抗剪強(qiáng)度，進(jìn)而減小邊坡的整體位移，在限制邊坡塑性區(qū)范圍的同時(shí)，改變坡體內(nèi)破壞模式的分布，提高邊坡的整體穩(wěn)定性。