2017, Vol. 34扩展功能
文章信息
- 任非凡, 徐超, 许强, 王冠
- REN Fei-fan, XU Chao, XU Qiang, WANG Guan
- 加筋土-锚杆组合支护式路堤工作机理研究
- Study on Working Mechanism of Reinforced Soil-anchor Combined Supporting Embankment
- 公路交通科技, 2017, 34(1): 39-45
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2017, 34(1): 39-45
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2017.01.006
-
文章历史
- 收稿日期: 2015-11-26
2. 同济大学 土木工程学院, 上海 200092;
3. 地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室, 四川 成都 610059;
4. 上海理工大学 环境与建筑学院, 上海 200093
2. School of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China;
3. State Key Laboratory of Geohazard Prevention and Geoenvironment Protection, Chengdu Sichuan 610059, China;
4. School of Environment and Architecture, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China
加筋土技术自20世纪60年代中期法国人Henri Vidal发明以来，以其优良的受力特性和抗震性能，已经在边坡、挡墙、路堤和地基等领域得到广泛应用[1-3]。在山岭地区修建高速公路时，为控制线路的倾斜度和弯曲度，特别在通过一些宽度较窄的沟谷时, 最常采用方案是高填方路堤，加筋土技术的使用更增加了其经济性和适用性[4-5]。然而，常规加筋挡墙由于其自身结构要求，加筋长度一般不小于0.7倍的墙高[6-7]，这样一方面增大了挡墙宽度，多占用建设空间；另一方面增加了填方量，提高了工程造价。鉴于此，“加筋土-锚杆组合支护结构”这一工法很好地解决了这个问题。它不但能满足结构安全性，大大缩短加筋长度(一般取墙高的0.2~0.3倍即可)，墙体坡比可达1: 0.05，高度可达40 m，而且还能有效地节约用地和填料，减少征地以及大面积开挖造成的费用并在工程完工后, 其表面能快速生长植被形成生态屏障，已被成功地应用于边坡治理等工程实践中[8-11]。目前有关加筋土-锚杆组合支护结构的设计和施工多基于工程经验，对其受力特性及破坏模式研究的报道较少。Lee等人[12-13]采用离心机模型试验对顶部加载作用下加筋长度小于0.7倍墙高的加筋土挡墙变形特征进行了研究；董健等人[14]采用极限平衡法对加筋土路堤进行了计算分析，阐述了增设坡底支撑墩、岩层锚杆、调整加筋层间距和长度等增强山区加筋土路堤的稳定性和控制变形能力的工程措施。徐超等人[15]利用离心模型试验，对加筋土-锚杆组合支护模型的沉降、水平位移、土压力分布等规律进行了分析。
综上所述，已有研究主要采用模型试验和极限平衡理论分析对加筋土挡墙(L≤0.7)或加筋土-锚杆组合支护结构进行探索性研究，对加筋土-锚杆组合支护变形受力特性及破坏机理的系统研究尚不多见。本文以宜巴(宜昌至巴东)高速公路某加筋土-锚杆组合支护结构典型断面为研究对象，结合现场监测结果，采用弹塑性有限元程序对加筋土-锚杆组合支护结构的变形受力特征进行研究，并针对筋材刚度、加筋间距、坡后锚杆连接与否等因素进行参数分析。研究成果不但可以丰富加筋土结构理论，而且还可为加筋土-锚杆组合支护结构的设计计算提供理论依据。
1 工程概况湖北省宜巴高速公路所处地貌单元属构造剥蚀丘陵地貌区，山体相对高差约150~220 m，自然坡角37°~47°。路基段出露或钻探揭露地层主要为第四系残坡积(Q4el+dl)及新元古代(Pt3r)地层。为充分利用隧道开挖产生的弃土，其YK72+940.500至YK73+034.500段路基采用加筋土结构进行处理。该段路基位于雾渡河南岸低山斜坡地带一冲沟处，冲沟与路线呈大角度相交，在94 m长的填筑路基段落，加筋路基高度从8~50 m不等；因受地形限制，坡率从1: 1至1: 0.5变化，某些断面无法满足规范加筋长度(0.7H)要求。鉴于此，采用加筋土-锚杆组合支护进行修筑路堤(图 1)，加筋土部分采用无面板式加筋土结构，即通过筋材反包进行修筑，并设计基岩锚杆以提供加筋土路堤的抗水平位移能力；同时，为满足加筋土路基的整体稳定性要求，加筋路基底部挖出强风化岩至稳定岩体，然后设置片石混凝土平台作为加筋土路基的基础。
|
| 图 1 加筋土-锚杆组合支护式路堤典型断面图(单位：cm) Fig. 1 Typical cross-section of reinforced soil-anchor combined supporting embankment (unit:cm) |
| |
2 数值模型的建立 2.1 计算剖面选择
本文选择典型断面YK73+005.5(见图 1)进行计算分析，其中，路堤宽度46.34 m，其断面填土高度接近40 m，坡率为1: 0.5。岩体材料为中风化花岗片麻岩；基础采用C20片石混凝土；土工格栅采用某材料公司生产的HDPE单向土工格栅；回填土采用附近隧道开挖产生的弃碴，由于弃渣颗粒粒径悬殊，在填方施工时需去除粒径超过15 cm的块石；锚杆为φ28水泥砂浆钢筋锚杆，孔径75 mm。该断面采用3种加筋间距进行施工，其中第1阶梯加筋边坡的加筋间距0.5 m，第2阶梯加筋边坡的加筋间距为0.6 m，第3、4阶梯加筋边坡的加筋间距为0.75 m。受该处地形地势的限制，路基底部加筋空间未满足规范0.7H要求，因此加筋路基底部设置了多层锚杆以保证路基稳定, 其断面模型图如图 2所示。为避免边界效应，保证计算精度，加筋土路堤两侧计算范围取不小于3~4倍的加筋土长度，下部计算范围取不小于1倍坡高，模型长434 m，高145 m。模型左右两侧和下部设置水平及垂直位移零边界，计算单元采用15节点平面应变三角形单元，同时对土工格栅和锚杆周边的网格进行加密以增加计算精度。
|
| 图 2 计算断面模型图 Fig. 2 Calculation model of cross-section |
| |
2.2 材料本构模型与参数选取
(1)各类介质的本构模型与参数
该计算断面共包含岩体、片石混凝土基础、土工格栅、回填土、锚杆5种材料介质，其中，岩体、片石混凝土采用摩尔-库伦模型，土工格栅采用弹塑性格栅单元，锚杆采用弹性模型，回填土采用Hardening-Soil模型。Hardening-Soil模型是一个可以模拟包括软土和硬土在内的不同类型土体行为的先进模型，其使用塑性理论，考虑了土体的剪胀性，并引入了一个屈服帽盖反映土体的塑性体积应变，模型参数通过排水三轴试验和固结仪试验获得。各种材料介质的模型参数见表 1、表 2。
| 介质 | 材料模型 | 重度/ (kN·m-3) |
弹性模 量/MPa |
泊松比 | 黏聚力/ kPa |
内摩擦角/ (°) |
E50ref/kPa | Eoedref/kPa | Eurref/kPa | m |
| 岩体 | 摩尔-库伦 | 25.8 | 3.7×104 | 0.22 | 490 | 52 | - | - | - | - |
| 圬工 | 摩尔-库伦 | 27.0 | 7.0×104 | 0.17 | 600 | 45 | - | - | - | - |
| 填土 | H-S | 18.7 | - | - | 10 | 49 | 5.9×104 | 5.3×104 | 1.8×105 | 0.5 |
| 注：E50ref为标准排水三轴试验中的割线刚度；Eoedref为主固结议加载中的切线刚度；Eurref为卸载/重新加载刚度；m为刚度应力水平相关幂指数。 | ||||||||||
| 介质 | 材料模型 | 轴向刚度EA/ (kN·m-1) |
最大轴向拉力Np/ (kN·m-1) |
| 土工格栅 | 弹塑性 | 1.2×104 | 90 |
| 锚杆 | 弹性 | 1×105 | - |
(2)加筋土相互作用以及土工格栅-锚杆连接处理
筋土相互作用以及土工格栅-锚杆连接方式的处理直接影响数值计算结果。因此，在本模型中，各层土工格栅与填土之间设置界面单元，根据工程现场情况，Rinter取0.9，可真实模拟土工格栅与填土之间的摩擦作用，当滑动力超过最大摩擦力时，土工格栅和填土将发生相对滑动。土工格栅与锚杆的连接采用弹塑性弹簧单元来模拟，其轴向刚度EA取7.3e6 kN，Lspacing取1.0 m，Fmax, tens取91.632 kN。
3 结果与分析为真实反映加筋土变形的受力规律，本次计算严格按照施工顺序进行，即：①岩石地应力平衡；②岩体开挖并安设锚杆；③开挖风化岩体并修筑混凝土圬工基础；④修建第1阶梯边坡并分层连接锚杆和土工格栅；⑤修建第2阶梯边坡；⑥修建第3阶梯边坡；⑦修建第4阶梯边坡；⑧运用强度折减法计算安全系数。
3.1 深层水平位移对比图 3和图 4分别为该断面水平位移等值线图以及水平位移对比图。由图 3可知，最大水平位移分布于加筋土路堤中部，位于边坡第2、3台阶之间，最大位移值为0.32 m。图 4(a)为数值计算结果与现场测斜监测值对比图(测斜管位置见图 3)，由图可知，计算结果与现场实测结果符合较好。另外，由于1#测斜管的埋设深度仅20 m，从数值计算结果来看，1#测斜管在20 m深度处已有28.7 cm的位移，因此，其测斜曲线仅能反映此处的相对水平位移分布情况。鉴于此，图 4(b)展示了1#测斜管埋设点从坡顶向下延伸32 m深度处的水平位移分布图，由图可知，该测斜剖面水平位移的最大值并非出现在测斜管的顶部，而是出现在第3阶梯台阶与第4台阶之间，为30.1 cm，且在第2，3台阶以及第1，2台阶之间均出现了水平位移突变。图 4(c)为2#测斜管水平位移分布图，由于2#测斜管布设地点并非位于边坡顶部，而是位于第3台阶的第4加筋层坡面处，此处正好位于本剖面的最大水平位移范围内，因此2#测斜管水平位移分布呈现从上到下依次减小的趋势，且在第1，2台阶处出现水平位移的小幅突变。
|
| 图 3 水平位移等值线图 Fig. 3 Horizontal displacement contours |
| |
|
| 图 4 水平位移计算结果与现场实测结果对比 Fig. 4 Comparison of calculated and measured results of horizontal displacement 注：水平位移Ux极值(b)为300.53×10-3 m; (c)为320.53×10-3m |
| |
3.2 垂直位移
图 5为计算断面垂直位移等值线图。垂直位移最大值位于坡顶靠近坡面处，其值为67.9 cm。图 6为加筋土路堤坡后台阶处垂直位移分布图，坡后台阶处由于填土厚度不同出现较大的不均匀沉降，其中1-1′剖面线的最大垂直位移为19.4 cm，2-2′剖面线的最大垂直位移为12.9 cm。因此，现场施工时在台阶处应保证填土的压实度以满足加筋土路堤整体稳定性要求。
|
| 图 5 垂直位移等值线图 Fig. 5 Vertical displacement contours |
| |
|
| 图 6 加筋土路堤坡后台阶处垂直位移分布图 Fig. 6 Distribution of vertical displacement on slopesteps of reinforced embankment |
| |
3.3 土工格栅受力对比
图 7为计算断面不同埋深处土工格栅应变分布对比图，由图可知，本次数值计算结果与现场监测结果符合较好，最大应变量为0.42%，分布在坡顶下36 m处土工格栅中部。图 8为选定不同埋深处土工格栅轴力分布图，其中，坡顶下36 m处土工格轴力值最大，轴力值为50.5 kN/m。且从图可知，不同埋深处的土工格栅，其轴力分布规律不一，有的处在土工格栅中间部位，如坡顶下36 m处；有的则分布在土工格栅尾部，如坡顶下16，28 m处，这与加筋土路堤的受力变形情况是相关的。另外，按照图中所示的轴力最大值，可大致勾画出加筋土路堤内部破坏形式的潜在破裂面。
|
| 图 7 土工格栅应变计算与监测结果对比图 Fig. 7 Comparison of calculated and measured results of geogrid strains |
| |
|
| 图 8 土工格栅轴力分布图 Fig. 8 Distribution of geogrid axial forces |
| |
3.4 参数分析
(1)筋材刚度
为研究加筋模量对加筋土变形受力行为的影响，分别采用8 000，12 000，16 000 kN/m 3种不同轴向刚度的土工格栅进行了数值计算。同时，采用强度折减法，对加筋边坡的安全系数进行计算。图 9为3种不同加筋模量情况下的最大水平位移、最大垂直位移以及加筋边坡安全系数对比图。由图可知，随着加筋体轴向刚度的增加，最大水平位移与最大垂直位移均相应减小。加筋边坡安全系数随着加筋体轴向刚度的增加不断增加，但后期增长速率减缓并未呈现线性增长，可见加筋模量增加至一定程度后对边坡稳定性贡献逐渐减小。
|
| 图 9 不同加筋模量情况下位移和安全系数对比图 Fig. 9 Comparison of displacements and safety factors under different reinforcement moduli |
| |
(2)加筋间距
为研究加筋间距对加筋土变形受力行为的影响，分别采用0.4，0.8 m两种加筋间距与施工设计方案进行对比。图 10为3种不同加筋间距下的加筋边坡安全系数对比图。由该图可知，随着加筋间距的增加，加筋边坡安全系数不断减小，从加筋间距0.4 m的2.28降为0.8 m的1.67，可见加筋体间距对边坡的稳定性影响较大。
|
| 图 10 不同加筋间距下加筋边坡安全系数对比图 Fig. 10 Comparison of safety factors under different reinforcement spacing |
| |
图 11为不同加筋间距坡顶下36 m处轴力对比图，由图可知，随着加筋间距的增大，各加筋体分担的荷载也在不断增大。最大轴力由加筋间距0.4 m的41.5 kN/m增至0.8 m的67.6 kN/m，可见实际工程中如增大加筋间距，需相应增加加筋体的抗拉强度。
|
| 图 11 不同加筋间距坡顶下36 m处筋材轴力对比 Fig. 11 Comparison of reinforcement axial force at depth of 36 m under different reinforcement spacings |
| |
(3)筋材与锚杆连接与否
为研究坡后锚杆连接与否对加筋边坡变形受力行为的影响，对坡后锚杆与土工格栅连接和未连接两种情况进行了对比分析。图 12为锚杆与筋材连接或不连接时最大水平位移、最大垂直位移以及安全系数对比图，由图可知，加筋体与锚杆相连接的情况较未连接的情况最大水平位移和最大垂直位移均有所减小。虽然模拟结果说明坡后锚杆的连接对边坡的变形控制和稳定性均有贡献，但就本工程而言，由于较好的填土质量和严格的施工质量控制，坡后锚杆对施工阶段边坡变形控制的贡献均未得到较大程度的体现。另外，由图 12可知，坡后锚杆与筋材的牢固连接可使加筋土体与岩质边坡更紧密结合，对加筋边坡的稳定性具有较好地加强作用。
|
| 图 12 锚杆与筋材连接与否位移与安全系数对比图 Fig. 12 Comparison of displacements and safety factors under connecting anchor-reinforcement or not |
| |
图 13、图 14分别为锚杆与加筋体连接和未连接两种方式下加筋土路堤剪应变云图。由图可知，锚杆与加筋体连接情况下边坡的剪切应变可达473.6%，而锚杆与加筋体未连接情况下边坡的剪切应变达到282.8%就发生了稳定性破坏，同样说明坡后锚杆的连接对边坡的稳定性贡献较大。同时由两图可以看出该断面加筋土路堤的滑动面形状与分布情况，其破坏方式属混合破坏，结合土工格栅轴力计算结果和加筋范围，上部第2，3，4台阶加筋坡体破坏面位于各加筋层外部，下部第1阶梯加筋坡体破坏面穿越各加筋体，表现为土工格栅的拉断。
|
| 图 13 坡后锚杆连接情况下加筋土路堤剪应变云图(单位：%) Fig. 13 Shear strain nephogram of reinforced embankment under connecting anchor at backslope (unit:%) |
| |
|
| 图 14 坡后锚杆未连接情况下加筋土路堤剪应变云图(单位：%) Fig. 14 Shear strain nephogram of reinforced embankment under not connecting anchor at backslope (unit:%) |
| |
4 结论
综上所述，通过与监测结果对比，本次数值计算结果能够较好地反映该断面加筋土路堤的行为特征，可为加筋土-锚杆组合支护结构的推广与应用提供依据。主要结论如下：
(1)最大水平位移出现在加筋土路堤中上部，加筋土路堤不同阶梯之间水平位移变化幅度较大, 垂直位移最大值处于坡顶靠近坡面处，加筋土路堤坡后台阶处出现较大不均匀沉降，应保证此处的压实度。
(2)随着加筋体轴向刚度的增加，最大水平位移与最大垂直位移均相应减小，加筋边坡安全系数相应增大；随着加筋间距的增加，加筋边坡安全系数不断减小，各加筋体分担的荷载不断增大；
(3)土工格栅与锚杆连接情况下最大水平位移和最大垂直位移均较未连接的情况有所减小，加筋边坡安全系数提高。这说明筋锚连接有利于控制加筋土路堤变形，提高边坡的稳定性。
(4)本断面加筋土路堤的破坏方式为混合破坏，上部第2~4阶梯加筋坡体破坏面绕过各层加筋体，下部第1阶梯加筋坡体破坏面穿越各加筋体，表现为土工格栅的拉断。
| [1] | 黄向京, 许桂林, 杨果林, 等. 加筋格宾新型组合支挡结构试验研究[J]. 公路交通科技 , 2011, 28 (2) : 7-13 HUANG Xiang-jing, XU Gui-lin, YANG Guo-lin, et al. Experimental Research on a New Kind of Compound Supporting and Retaining Structure with Reinforced Gabion Retaining Wall[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development , 2011, 28 (2) : 7-13 |
| [2] | 张军辉, 黄晓明. 高速公路加宽工程加筋路堤离心模型试验及数值模拟[J]. 公路交通科技 , 2011, 28 (4) : 1-5 ZHANG Jun-hui, HUANG Xiao-ming. Centrifuge Model Tests and Numerical Simulation of Geosynthetic-reinforced Embankment for Expressway Widening[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development , 2011, 28 (4) : 1-5 |
| [3] | 许爱华, 胡幼常, 张宗保. 小间距加筋土回弹变形特性分析[J]. 公路交通科技 , 2010, 27 (7) : 52-55 XU Ai-hua, HU You-chang, ZHANG Zong-bao. Resilient Performance of Geosynthetic Reinforced Soil with Small Reinforcement Spacing[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development , 2010, 27 (7) : 52-55 |
| [4] | 任非凡, 徐超, 许强, 等. 山区超高加筋土路基力学行为的有限元分析[J]. 长江科学院院报 , 2014, 31 (3) : 101-105 REN Fei-fan, XU Chao, XU Qiang, et al. Finite Element Analysis on the Mechanics Behavior of Super-high Reinforced Earth Embankment in Mountainous Areas[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute , 2014, 31 (3) : 101-105 |
| [5] | 杨广庆, 蔡英, 苏谦. 高路堤加筋土挡土墙的变形和受力研究[J]. 岩石力学与工程学报 , 2003, 22 (2) : 321-326 YANG Guang-qing, CAI Ying, SU Qian. Testing Study on Deformation and Stress of Reinforced Earth Retaining Wall for High Embankment[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering , 2003, 22 (2) : 321-326 |
| [6] | SL/T 225-98, 水利水电工程土工合成材料应用技术规范[S]. SL/T 225-98, Standard for Application of Geosynthetics in Hydraulic and Hydro-power Engineering[S]. |
| [7] | BS 8006-1:2010, Code of Practice for Strengthened/Reinforced Soils and Other Fills[S]. |
| [8] | 胡荣, 徐超, 朱洪, 等. 三峡库区某短加筋挡土墙数值模拟分析[J]. 中国港湾建设 , 2012, 182 (5) : 7-10 HU Rong, XU Chao, ZHU Hong, et al. Numerical Stimulation of a Shored Mechanically Stabilized Wall in the Three Gorges Reservoir Area[J]. China Harbour Engineering , 2012, 182 (5) : 7-10 |
| [9] | MORRISON K F, HARRISON F E, COLLIN J G, et al. Shored Mechanically Stabilized Earth (SMSE) Wall Systems Design Guidelines, FHWA-CFL/TD-06-001[R]. Washington, D.C.:Federal Highway Adminis-tration, 2006. |
| [10] | LAWSON C R, YEE T W. Reinforced Soil Retaining Walls with Constrained Reinforced Fill Zones[J]. Geo-frontiers Congress , 2005, 166 (1) : 1-14 |
| [11] | YANG K H, LIU C N. Finite Element Analysis of Earth Pressures for Narrow Retaining Walls[J]. Journal of GeoEngineering , 2007, 2 (2) : 43-52 |
| [12] | LEE Y B, KO H Y, MCCARTNEY J S. Deformation Response of Shored MSE Walls Under Surcharge Loading in the Centrifuge[J]. Geosynthetics International , 2010, 17 (6) : 389-402 |
| [13] | LEE Y B, MCCARTNEY J S, KO H Y. Centrifuge Modeling of Shored Mechanically Stabilized Earth Walls[C]//International Conference on Physical Modeling in Geotechnics. Zurich, Switzerland:CRC Press, 2010:481-486. |
| [14] | 董健, 张明, 罗玉珊, 等. 山区复杂地形条件下超高土工格栅加筋土路堤的稳定性分析[J]. 长江科学院院报 , 2014, 31 (3) : 134-138 DONG Jian, ZHANG Ming, LUO Yu-shan, et al. Geogrid Reinforced High Embankments Employed in Mountainous Area with Complicated Terrain[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute , 2014, 31 (3) : 134-138 |
| [15] | 徐超, 罗玉珊, 贾斌, 等. 短加筋土挡墙墙后连接作用的离心模型试验研究[J]. 岩土工程学报 , 2016 (1) : 180-186 XU Chao, LUO Yu-shan, JIA Bin, et al. Effects of Connection Forms on Shored Mechanically Stabilized Earth Walls by Centrifugal Model Tests[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering , 2016 (1) : 180-186 |