新型加筋格宾挡土墙性能分析

龚锦林，柳厚祥，张军辉

(1.湖南省交通科学研究院有限公司，湖南 长沙 410015； 2.长沙理工大学 土木工程学院，湖南 长沙 410114； 3.长沙理工大学 交通运输工程学院，湖南 长沙 410114)

0 引言

加筋土结构由法国M.Henri Vidal于1963年提出，并且在法国普拉聂尔斯(Prageres)成功修建了世界上第一座加筋土挡土墙。随后，加筋土技术在工程中得到广泛的应用。我国从70年代初就开始加筋土挡土墙的研究工作。本文针对易失稳陡坡地段开发出一种新型加筋格宾挡土墙结构[1]，其主要由装填片块石的蜂巢网箱+网面筋带+联接钢筋+土钉/锚杆+填料组成。蜂巢网箱及网面筋带是一体化生产，由镀高尔凡覆塑的双绞合六边形钢丝网制成。联结筋及土钉/锚杆是由经防腐处理后的φ22三级螺纹钢筋制成。与传统的挡土墙结构相比，此结构具有整体性好、柔韧性强、透水性优、施工便捷简便、抗震性能好、造型灵活多变、工程造价低以及适应变形能力强、地基承载力要求低等优势。而与普通加筋格宾挡土墙相比，由于筋材端部拉力靠墙背方向通过联结钢筋及土钉/锚杆传力至锚固土体中。因而，此结构也适用于半填半挖路段(尤其在台阶开挖难度大的岩石地基段)，其具有施工作业面小，有效控制路基不均匀沉降等特点。

国内外一些学者对不同类型的加筋土挡土墙进行了一些理论及试验研究，并取得了一些研究成果。Lo[2-3]等研究了用不同填料对双绞合六边形钢丝网加筋机理、筋土界面特性，并提出了相应的计算方法。Bergado[4-8]等在双绞合六边形钢丝网加筋机理研究上成果颇丰，通过对埋置于砂土中的钢丝网所采取的系列抗拔试验与拉伸试验成果分析，认为其抗拔力由摩擦力及承载力组成，承载力大于摩擦力，还提出抗拔力公式。Teeraw[9]等利用拉拔试验成果分析了镀锌格宾与覆塑格宾筋材的力学特性，认为抗拔力随上部压力增大而提高。Youwai[10]等进行了橡胶混合砂土加筋挡土墙性能研究，认为加筋体刚度增加，筋材拉应力则会相应提高，墙体侧向变形也会变大。杨果林[11]等、李昀[12]等和刘泽[13]等分别以依托湖南省湘潭-衡阳高速公路西线加筋格宾挡土墙实体工程，进行了系列室内及现场试验研究。杨广庆[14-15]等对加筋挡土墙结构受力、变形状态进行了系列研究，并分析了其作用机理。

国内外对于加筋格宾挡土墙的现场试验研究不多，对此种新型结构的挡土墙就更少。本文以湖南省安化某高等级公路K3+580～K3+640段为试验段，对此路段新型加筋格宾挡土墙进行现场试验与监测研究，在此基础上进行数值模拟分析，并与现场试验成果进行对比，研究新型加筋格宾挡土墙结构的变形及应力、应变增量等特征。

1 工程概况

湖南省安化某高等级公路新型加筋格宾挡土墙项目所属区域属山地地形，气候湿润。在对K3+580～K3+640挖方段进行路基开挖后，受上半年高强度、长时间的降水影响导致路基左侧临空面发生坍塌，侵入路基范围最大达2.3 m，塌方量为800多m3。坍塌高度一般在3～10.3 m，路基下边坡地形坡度一般在47°～60°，下边坡高度42 m。同时，依据地质勘察资料显示，此坍塌坡体主要位于强风化泥质细砂岩层(主要成分为石英，次为长石等矿物；岩石裂隙较发育，泥质物充填；局部含铁质成分较高)，其下为中风化泥质细砂岩层；岩层产状169°∠69°；地下水不发育。经慎重研究，此建设条件可采用新型加筋格宾挡土墙方案，图1为新型加筋格宾挡土墙。

图1 新型加筋格宾挡土墙

2 数值模型建立

本次研究利用FLAC3D建立新型加筋格宾挡土墙结构模型。考虑到此挡土墙路堤加固段的长度尺寸远大于横断面尺寸，因此，本结构模型可以作为平面应变问题来看待。模型沿路线方向取单位长度1 m，宽度方向取20 m，路(地)基深度方向取12 m；挡土墙高度依设计取9 m，顶宽1 m，底宽5.5 m，墙面坡比1∶0.3；墙体共设4层水平加筋系统(即由下而上在2、4、6、8 m位置处分别网面筋带+联接钢筋+土钉)；土钉采用φ22的螺纹钢筋，设计长度6 m。模型中格宾、筋材、土钉及填土分别建模。格宾选用Geo-grid模拟，格宾、筋材及土钉的相互连接均设置统一的ID号，土钉采用锚杆单元。岩(土)体按弹塑性模型考虑，并服从摩尔-库伦强度屈服准则。格宾、筋材及土钉采用弹性模型。具体设计断面及主要计算参数分别见图2与表1。

图2 新型加筋格宾挡土墙断面

表1 岩土及筋材物理力学参数Table1 Parametersofgeotechnicalmaterialsandreinforce-mentmaterial材料ρ/(kg·m-3)E/MPaμφ/(°)C/kPa填土1900370.25349.4地基土2250410.22400.0网面筋带22009500.3ϕ22土钉78502×1050.28 注:网面筋带厚度约为3mm。

3 现场试验方案

考虑到现场施工条件及监测的便利性等因素，检测仪器主要采用柔性位移计测量面墙水平位移，位移计共埋设5个。分别置于网箱背面的基底及其与网面筋带结合部(网面筋带的层间距为2 m)。该挡土墙施工较快，施工周期不到一个月。监测工作从2015年11月到2016年10月结束。通过对现场挡土墙结构物的监测成果分析，获取了墙体变形、应力、应变增量等分布规律。

4 挡土墙性能分析

4.1 墙体侧向变形分析

图3为新型加筋格宾挡土墙墙身实测值与数值分析值的变形规律。其中0、10、20 kPa分别为无车辆荷载及有车辆荷载附加荷载强度情况。实测值与分析值变形规律相似。墙体变形总体呈“勺型”分布，墙体中下部变形小，变形主要分布在上部，最大变形部位约在5/6倍墙高位置。实测值与无车辆荷载时状况相近。上述变形特征主要与墙体几何尺寸、有限的填土及水平加筋系统耦合作用有关。在监测期间，由于此段路基位于一座未完工的大桥附近，此处治路段基本无车辆通行，因而变形规律与无车辆荷载情况类似。

图3 墙体侧向位移

4.2 竖向变形分析

图4为不同车辆荷载附加荷载强度作用下，结构及其影响区域的竖向变形云图。由图4可知，除基底附近区域有1～2 mm的略微隆起外，其余部位区域沉降值不大(大致在1～3 cm)。随着荷载强度的增加，整个影响区域的竖向变形也相应增大。显著沉降区主要集中于路肩至墙顶范围。

4.3 基底应力分析

图5为不同车辆荷载附加荷载强度作用下，基础底面应力分布情况。由图5可知，不同的荷载条件下对基底应力的影响有限。基底应力最大不超过170 kPa，由此表明此种结构较高挡土墙对基底地基承载力要求低，有利于外侧临空面的坡体整体稳定。基底应力在距离挡土墙基底外侧3.5 m位置之前应力增加较快，之后增加幅度较平缓(增加幅度一般不超过15 kPa)，这种应力分布表明此新型结构基础不同于柔性基础和刚性基础。这主要与墙体自身形状及墙后增加水平加筋体系有重要关系。由此也说明，本文所述新型挡土墙结构对地基承载能力要求不高，自稳能力强，因而能适应不均匀性地基，尤其适用于上述高陡边坡路基。

(a)荷载0 kPa

图5 基底应力分布

4.4 应变增量分析

图6为不同车辆荷载附加荷载强度条件下处治区域应变增量云图。由图显示，整个区域随着荷载强度的增加，最大剪应变增量向右上方发展，并有愈发集中之趋势。但潜在破坏面相对位置基本稳定，并大致在0.3H分界线附近。随之，水平加筋系统(尤其是土钉)应变增量增加明显，总体朝着墙后填土方向发展。各层网面筋带及土钉的应变增量沿设置高度的增加而增大。其中，土钉在与网面筋带衔接部位出现应变增量集中，且随着设置高度的增加，其值及影响范围都在增加。这表明水平加筋系统对整个结构体系中所起的作用不可或缺。同时，也显示随着荷载强度的不断提高，边坡整体稳定性安全储备会降低。另外，墙趾处一直处于较高剪应变增量区域。

(a)荷载0 kPa

依据《公路路基设计规范》(JTG D30-2015)[16]关于车辆荷载附加荷载强度之规定，此次设计高度为9 m的挡土墙所对应的车辆荷载附加荷载强度取值约为10 kPa。因此，本文所介绍的新型加筋格宾挡土墙能够满足结构强度及稳定性要求。

5 结论

通过对新型加筋格宾挡土墙的现场监测及数值分析研究，可获得如下结论：

a.墙体变形实测值与理论分析值分布规律相似。变形总体呈“勺型”分布，墙体中下部变形小，主要分布在上部，最大变形部位约在5/6倍墙高位置。

b.随着荷载强度的增加，影响区域的竖向变形也相应增大。一般会在基底附近区域有略微隆起，其余区域有一定的沉降。显著沉降区主要集中于路肩至墙顶范围。

c.基底应力分布不同于一般的柔性基础及刚性基础，此结构对地基承载力要求低于重力式圬工挡土墙结构。总体来说，应力呈曲线增加，墙趾处应力低，墙踵部位应力高。

d.随着荷载强度的增加，影响区域剪应变增量整体向右上方发展，并愈发集中。潜在滑动面位置基本稳定，并大致分布在0.3H分界线附近。

e.随着荷载强度的增加，水平加筋系统的应变增量明显，总体朝着墙后填土方向发展。各层网面筋带及土钉的应变增量随着设置高度的增加而增大。且土钉在与网面筋带衔接部位出现应变增量集中。

f.通过对易失稳段所开发的新型加筋挡土墙结构进行的数值模拟及后期现场试验成果分析表明，此新型结构适用于地形较陡(尤其在开挖难度大的岩石地基段)的地段。同时，也为此类路段的设计及施工提供参考。