工程实践中，常遇到体积随含水率变化，吸水膨胀、软化，失水收缩、开裂且反复变形的膨胀性岩、土，造成在建基础设施的严重破坏。为消除或减轻这一地质灾害，2002年交通运输部专门立项，由长沙理工大学牵头，开展“膨胀土地区公路修筑成套技术研究”。研究选取膨胀土工程问题的重灾区，对在建南宁至友谊关高速公路宁明膨胀土路段首次采用土工格栅加筋技术处治开挖路堑边坡，治理的14处坍滑边坡经历8年多大气干湿循环和台风暴雨考验，至今完好，坡面植被生长郁郁葱葱，成为南友路一道亮丽的风景。

尽管膨胀土路堑边坡柔性支护技术已被列为2011年度交通运输建设科技成果推广项目，因以往宣传推介力度不够，加之其工作机理和设计理论的研究也有待深入，致使推广应用还远不是量大面广。为此，笔者结合南宁外环修建，针对膨胀土堑坡施工实际状况及其经受的环境变化过程，采取数值模拟手段，开展柔性支护边坡土工格栅加筋膨胀土体内筋、土受力与变形性状及其相互作用分析，对比开挖裸坡中土体应力、应变及稳定性状况，探究柔性支护成功治理膨胀土堑坡的工作机理，为促进新技术推广做些基础研究。

地勘资料指出，南宁外环线上分布的膨胀性岩、土主要为残积(Q^e1)层岩组、上第三系(N)基岩岩组及其风化层，而五塘互通正好位于南宁盆地，本试验采取的土样即互通区K24+200路段的青灰色膨胀土，为典型的南宁膨胀土。表 1和表 2为土样基本性质测试结果。分析表 1、表 2可知：土样的蒙脱石含量为13.82%，比表面积为112.49 m²/g，自由膨胀率达60%，塑性指数是28.38，按文献^[1]提出的双指标判别体系评价，其膨胀势属中偏强。现场也观察到该泥岩风化土的特点是吸湿后迅速膨胀、崩解，风干后呈现大量龟、网裂。

土工格栅加筋柔性支护的构筑方法是在边坡超挖全宽范围内分层摊铺格栅后，分层填筑膨胀土体并压实，用连接棒将坡面处反包的下层格栅与上层格栅连接并张紧，采用U形钉固定于填土层中，同时筑造好加筋体后(下)的排水系统，共同构成一支护联合体来以柔治胀，确保膨胀土路堑边坡的长治久安。该技术在国内其他高速路上也有应用，其有效和可靠性同样得到时间验证(见图 1、图 2)，表明以往膨胀土路基“逢堑必滑”“反复坍塌”这一“工程癌症”已被攻克。

图 1 北京西六环膨胀土堑坡处治前后照片 Fig. 1 Photos of treated and un-treated expensive soil cut slope of Beijing west sixth ring roab

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图 2 广西百隆路K154处膨胀土堑坡处治前后照片 Fig. 2 Photos of treated and un-treated expensive soil cut slope of Baise-Longlin expressway(K154)in Guangxi

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然而已有研究对土工格栅反包加筋治理膨胀土堑坡新技术的工作机理还没给过非常明确而合理的解释。按常规的加筋理论，若仅考虑筋、土间界面摩擦及由筋材集中承受拉力的原理是不能解释其工作机理的，因膨胀土中加筋大型拉拔试验得出的界面摩擦系数比膨胀土体自身的摩擦系数小，加之柔性支护体的加筋长通常仅3.5 m。笔者根据多年研究及工程实践曾定性提出过其技术原理^[2]：构建土工格栅柔性支护体系，让加筋膨胀土体形成“框箍”整体来抵抗边坡开裂变形和浅层破坏。一方面用坡面反包的层层水平加筋约束填筑膨胀土体的干缩湿胀，阻止雨水下渗，加筋体允许边坡少量变形，使开挖卸荷过程中产生的应变能和吸水膨胀过程中产生的膨胀能得以释放，实施以柔治胀；另一方面，运用大气干湿循环影响在膨胀土中有限的地质原理，用足够厚的加筋体(大于干湿循环显著影响深度)隔绝或防止干湿循环作用对坡内膨胀土影响，阻止裂隙开展和表层滑坍。这种“框箍”作用机理正确与否，需通过科学合理的手段深入探讨并论证。以下从FLAC3D分析膨胀土堑坡柔性支护前后受力变形性状入手，开展该研究论证工作。

文献^[3]用大量算例证实，矩形4节点单元的单元密度每平方米不少于3个节点时，计算精度较理想，而取边界范围，左边界至坡脚距为1.5倍坡高，右端至坡顶距为2.5倍坡高，底部到顶部边界高不小于2倍坡高时，所建模型的计算精度最理想。本文分析一高6.3 m的堑坡，故确定模型尺寸：坡脚距左边界10 m，坡顶距右边界30.55 m，底到顶部总高16.3 m，Y方向取1 m宽，这样划分的网格，共有1 200个单元(见图 3)。

图 3 开挖前模型图 Fig. 3 Model of un-excavated cut slope

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表 4是试验参考相关文献确定的土体参数。

为模拟实际边坡的渐进破坏，将开挖过程分为4步：第1级挖1.3 m，第2和3级分别挖2 m，第4级挖1 m，总开挖6.3 m。为方便对比分析，建一和开挖边坡基本土性参数及初始平衡条件相同的柔性支护模型(图 4)，即坡高也取6.3 m，坡比为1∶1.5，水平加筋长3.5 m，共铺间距0.5 m的格栅13层。根据现场加筋土施工方式，下层格栅在坡面反包后与上层搭接，建立一层反包格栅后，再建0.5 m 格栅与上层连接的模型，节点间采取刚性连接，同时模拟U形钉固定方式，让格栅尾部与土体单元建立新的连接^[4](见图 5)。

图 4 格栅反包加筋边坡模型图 Fig. 4 Model of turn-up geogrid cut slope

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图 5 13层格栅反包示意图 Fig. 5 Schematic diagram of 13-layer turn-up geogrid

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表 5给出综合分析拉拔试验确定的筋土界面强度参数。

限于篇幅仅给出挖深达6.3 m时的分析结果。

图 6为剪应力分布，可知挖深6.3 m时剪应力的变化很大，且在坡脚附近应力集中，最大值达15 kPa，这与理论上认为路堑边坡破坏从坡脚开始的结论一致。

图 6 开挖边坡剪应力图(单位:Pa) Fig. 6 Nephogram of shear stress of excavated cutslope(unit:Pa)

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为弄清路堑开挖后边坡整体的位移趋势，记录了开挖坡体的位移矢量(见图 7)，此时的最大值为12.57 cm。

图 7 开挖边坡位移矢量图 Fig. 7 Displacement vector gram of excavated cut slope

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表 6给出分4次开挖时边坡的安全系数，其值均大于1.3，表明正常开挖不考虑降雨的影响，该膨胀土堑坡不会发生失稳破坏。图 8是根据表 6拟合的挖深与安全系数关系曲线(虚线为K=1.3)，可见旱季此堑坡挖深至16 m时仍稳定。

图 8 开挖深度与安全系数之关系 Fig. 8 Relation between excavation depth and safety factor

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降雨对膨胀土坡的稳定影响巨大，南外环膨胀土路段共39处堑坡，施工期几乎每次强降雨过后都有边坡坍滑，且破坏呈浅层、顺层和牵引性，图 9即一次降雨过后膨胀土堑坡坍滑的记录。

图 9 南宁外环膨胀土边坡滑坍 Fig. 9 Collapse of expansive soil cut slope of Nanning out ring road

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依据温度场与湿度场的相似性，采用温度场模拟降雨条件下干湿循环显著影响区内土体湿度变化分区，按已有膨胀土工程处治经验确定此处干湿循环的显著影响区深度为2 m，如图 10所示。

图 10 膨胀土边坡干湿循环显著影响区示意图 Fig. 10 Schematic diagram of dry-wet cycling remarkable influence zone in expansive soil cut slope

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考虑其坡比为1∶1.5以及土体吸湿膨胀作用，假定在充分降雨条件下，土体含水率随深度呈线性减小，参考文献^[5]方法选定干湿循环显著影响区内土性参数，将影响区土体均分为4个区域(见图 10)并分别赋值(见表 7)，不考虑区内土体弹性参数的变化，统一采用饱和土的参数值。

利用FLAC3D的热-力学耦合分析模块^[6]及其提供的热膨胀系数，模拟得到与温度变化等效的湿度场变化^{[7, 8, 9, 10, 11, 12]}，即湿度场分布(见图 11)。

图 11 湿度场分布图 Fig. 11 Humidity field distribution

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(1)剪应力分析

从图 12可看出土体吸湿膨胀软化后，坡面最大剪应力为12.5 kPa，虽略小于图 6的最大值，但其剪切区主要分布于坡面，预示表土层吸湿膨胀软化后的抗剪强度大降，将导致边坡浅层滑坍，符合雨后膨胀土堑坡的破坏规律。

图 12 考虑吸湿膨胀软化作用的剪应力图(单位:Pa) Fig. 12 Nephogram of shear stress considering moisture absorbing expansion and demineralization(unit:Pa)

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(2)X向的位移分析

吸湿膨胀软化后坡体的X向位移见图 13。坡面的位移很大，2/3坡高处出现最大值1.592 m，可见吸湿后边坡表层土体的抗剪强度锐减。

图 13 考虑吸湿膨胀软化作用的X向位移(单位：m) Fig. 13 X displacement diagram considering moisture absorbing expansion and demineralization(unit:m)

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(3)稳定性分析

用改进强度折减法求得边坡此时的安全系数为1.169，进入破坏状态。分析图 14剪应变增量及速度矢量图可知：潜在滑面位于边坡浅层，已明显形成塑性贯通区域；从速度矢量图可见滑面外侧(坡体表层)网格点的速度远大于其他区域网格点速度，也表明该区域已滑动破坏。

图 14 剪切应变增量及速度矢量图 Fig. 14 Shear strain increment and velocity vector distribution

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因此，坡面土的吸湿膨胀软化是膨胀土堑坡产生浅层破坏的主要原因。如果还考虑不同层位土体弹性参数的改变、土中裂隙的开展等因素影响以及现场施工时一些不确定的人为因素，无疑该处开挖堑坡将处于更加危险的状态。

用FLAC3D模拟接近实际工况的反包加筋坡体，得到干湿循环显著影响区内加筋膨胀土体吸湿后的内部应力与变形及其土体内部广义塑性应变的发展规律。

图 15为计算得到的剪应力图，考虑吸湿作用的坡体剪应力分布较均匀，且数值较小(仅5 kPa)。

图 15 考虑吸湿反包加筋坡体剪应力图(单位：Pa) Fig. 15 Nephogram of shear stress of moisture absorbed turn-up geogrid cut slope(unit:Pa)

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可见，格栅加筋使土体受到的剪应力减小，与不加筋相比，减幅达2.5倍,由此得到土工格栅加筋与反包能让吸湿后抗剪强度本不高的膨胀土边坡从失稳破坏重新回到稳定状态。

分析图 16知干湿循环显著区内，经格栅反包加筋膨胀土体虽也经历吸湿膨胀软化过程，但坡面X向的最大位移只有1.77 cm，不到裸坡表层土吸湿后(2/3坡高处)其最大值的1/80。

图 16 考虑吸湿反包加筋坡体X向位移图(单位：m) Fig. 16 X displacement diagram of moisture absorbed turn-up geogrid cut slope(unit:m)

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从上述应力及位移分析可发现格栅加筋不但阻止了膨胀土吸湿后剪应力的增大，而且提高了其抗剪强度；格栅反包限制了X-Z平面内土体的位移，也使边坡土所受的剪应力降低。这应该是柔性支护膨胀土堑坡产生明显效果的原因之一。

同样用改进强度折减法求得此时边坡的安全系数为2.66。分析图 17可明显看出，经柔性支护的堑坡根本不可能浅层破坏，因潜在滑面已从初始浅层滑动区绕着坡脚向后推移。可见，格栅反包加筋柔性支护处治膨胀土堑坡确有成效。

图 17 吸湿后反包加筋坡体的剪切应变增量图(单位：Pa) Fig. 17 Shear strain increment diagram of moisture absorbed turn-up geogrid cut slope(unit:Pa)

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以上从吸湿后格栅反包加筋膨胀土体的应力变形分析中已得出柔性支护确能提高膨胀土堑坡的稳定性，下面从格栅反包加筋中筋材产生的应力、屈服、变形着手，分析工作过程中其受力特点及其变化规律，论证所谓“框箍”作用机理。

图 18为吸湿条件下反包土工格栅作用的剪应力分布。加筋格栅尾部(2.5~3 m)的剪应力最大达到3 kPa；坡脚处反包格栅出现应力集中(约10 kPa)；坡高2/3处的反包格栅也作用了较大剪应力，这很好说明了格栅加筋的2/3坡高处位移量之所以会比裸坡对应的变形值大幅减小的原因。由此可见，土工格栅加筋柔性支护体中，格栅反包对膨胀土坡体稳定起到至关重要的作用。

图 18 吸湿后反包土工格栅剪切应力图(单位:Pa) Fig. 18 Nephogram of shear stress of moisture absorbed turn-up geogrid(unit:Pa)

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此外从图 19可看出，反包格栅根本没有屈服现象发生，说明整个坡体都处在非常稳定的状态。

图 19 吸湿后反包土工格栅屈服状态图 Fig. 19 Yield state diagram of moisture absorbed turn-up geogrid

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为了解格栅在土中可能的屈服状态，尝试让加筋体中格栅抗拉能力充分发挥，采取不断折减土体强度来做分析，得到图 20的筋材屈服状态。

图 20 不断折减c、φ下的反包格栅屈服状态图 Fig. 20 Yield state diagram of moisture absorbed turn-up geogrid with c and φ continuous reduction

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分析图 20知，发生屈服的格栅主要于坡脚层和2/3坡高处，表明柔性支护的功能并非主要由筋土界面摩擦和筋材受拉提供，而是由反包格栅抗拉能力对坡内土强度薄弱区的加固，正是上下多层格栅相互连接，将坡面薄弱区土中剪应力逐步传递、扩散，最终到达土体深层，再次表明格栅反包在边坡整体稳定中起到的关键作用。

图 21为土体吸湿后格栅在X向的最大、最小位移，分别于坡脚和坡顶位置，其值是5.1和2.75 cm。图 22所示为格栅在Z向的最大、最小位移，分别为15.55和5 cm，出现在1/2~2/3坡高的格栅尾部及坡脚处；而坡面的X向位移随深度逐渐增大，Z向位移随深度逐渐减小；坡面土若有下滑趋势，反包格栅的牵连作用能将其阻止。

图 21 吸湿后反包土工格栅X向位移量(单位：m) Fig. 21 X displacement of moisture absorbed turn-up geogrid(unit:m)

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图 22 吸湿后反包土工格栅Z向位移量(单位：m) Fig. 22 Z displacement of moisture absorbed turn-up geogrid(unit:m)

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为更清晰展示格栅受力变形状态，将受力变形视图放大30倍(图 23)，发现最上层的变形上扬，这是由于其上覆填土仅30 cm自重应力过小所致，也反映格栅反包及尾端固定确能起到良好“框箍”作用。而坡面处反包格栅面呈现一定量变形，是源于其较大抗拉强度对土体位移或变形正在实施有效抑制，该项功能刚性支挡结构根本无法提供。

图 23 吸湿后反包格栅视图放大变形图 Fig. 23 Enlarged deformation diagram of moisture absorbed turn-up geogrid

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(1)土工格栅加筋柔性支护技术以其经济、环保有效地将膨胀土地区筑路“逢堑必滑” “反复坍塌”这一工程领域世界难题攻克，尝试用数值模拟手段探究其工作机理，既有理论意义，也是全面推广应用该项工程新技术的客观要求。

(2)运用FLAC3D软件，考虑堑坡膨胀土体吸湿膨胀软化条件，模拟分析开挖堑坡柔性支护前后应力、应变及稳定性状况，得到格栅反包加筋能大大减小坡面位移及土中剪应力并使得其分布更均匀合理，从而消除长期以来膨胀土堑坡浅层坍滑不可避免的隐患，展示了柔性支护技术治理膨胀土堑坡的优越性。

(3)从分析反包格栅剪应力、屈服状态、X和Z方向变形及总位移矢量4方面可得出，柔性支护确能提高开挖膨胀土堑坡面的整体性，其中格栅反包、上下筋材有效连接及U形钉将其在填筑膨胀土层中固定，共同把数百米长加筋土体编织成一个整体，能有效抵御大气干湿循环的侵蚀作用,牢牢地将开挖边坡 “框箍”，这就是柔性支护之所以成功治理膨胀土堑坡的工作机理。