加筋土结构在高填筑边坡的作用机制研究

何 潘，章宗仁，梁 摇

(1.昆明有色冶金设计研究院股份公司，云南 昆明 650051； 2.中国有色金属长沙勘察设计研究院有限公司，湖南 长沙 610031； 3.四川盛世宏兴建设工程有限公司，四川 成都 610100)

0 引 言

加筋土挡墙广泛应用于铁路、公路、水利、港工、城建等领域，取得了良好的社会效益和经济效益。国内外学者对加筋土挡墙做了一系列研究，常见的研究方法主要有试验分析法及数值分析法。G.M.Latha等(2016)通过室内振动台模型试验讨论了不同地震加速度和频率对土工格室挡土墙的影响。朱宏伟(2012)通过大型振动台试验开展条带式和包裹式加筋土挡墙的动力特性研究，得出包裹式加筋土挡墙更适用于高地震烈度区。万年华等(2014)通过不同坡高、坡度、填料的高陡加筋边坡进行离心模型试验，得出加筋使岩土边坡内部应力产生重分布，可以增加边坡稳定性系数，使潜在滑动面深度增加。H.B.Liu等(2014)通过有限元软件对比分析了单级加筋土挡墙和多级加筋土挡墙2种情况下在地震作用下的水平位移、筋材内力、加速度放大系数等，揭示了多级加筋土挡墙的动力学特性。I.Scotland等(2016)通过有限元软件研究了包裹式加筋土挡墙在不同高度、加筋间距、坡度等因素下的变形情况。林彤等(2002)通过有限元法，研究了超高三级加筋土挡墙的应力分布规律。徐超等(2017)通过FLAC软件研究加筋间距、加筋长度以及墙面与竖直平面的夹角对挡墙稳定性和破坏模式的影响，指出随着加筋间距的减小及加筋长度的增加，边坡稳定性随之增加。陈晓飞(2021)通过有限单元法，对比分析格栅抗拉刚度、长度、间距等因素，揭示其对面板水平变形、安全系数和破坏模式的影响。因此，结合鲁甸6.5级地震灾后恢复重建水电铝项目的应用实例，对加筋挡土墙的作用机制及其效果进一步研究。

1 工程概况

“鲁甸6.5级地震灾后恢复重建水电铝项目”经国家发改委批准立项，属云南省重点建设项目，位于昭通市昭阳区靖安乡白沙地村北侧杜家梁子，占地约1.704 km2。项目主要由氧化铝储运仓库、阳极组装车间、电解车间、铸造车间、综合维修车间、清理车间、危废品堆存库、空压站、主控楼、220 kV整流所及生活区等建(构)筑物组成，总投资额约60亿元。该项目场平工程于2017年3月开工，项目采取“一次规划、分期建设”原则建设，其第一期于2018年7月投产，二期工程在2022年3月竣工并投产使用。根据总图设计，场平后标高介于2 107.0～2 114.5m，场地四周将形成高度不等的挖、填方高边坡共9个，除4#、6#为挖方边坡外，其余的1#～3#、5#、7#～9#为填方边坡，最大填方高度约74.5 m，最大坡高24.3 m，见图1。根据《建筑边坡工程技术规范》(GB 50330—2013)，所有边坡工程安全等级均为1级。

图1 场地工程地质平面图Fig.1 Geological plan of site engineering

2 边坡区的基本地质条件

建场地位于昭阳区北部青岗岭乡，属构造侵蚀、溶蚀中山丘陵地貌，场地位于斜坡顶部一带，总体为斜坡地形，区内缓坡、岩溶洼地等微地貌发育，局部起伏较大，且沟谷较为发育，场地内共发育9条冲沟(含支沟)，不同程度发育有地表径流，雨季水量大。场地原始地面高程介于2 021.24～2 132.19 m，最大高差超过110 m。

场内区地下水类型主要为松散层的孔隙水、基岩裂隙水和碳酸盐岩类岩溶水。孔隙水主要赋存于第四系土层中，受降雨补给，季节性变化明显，径流缓慢，向沟谷中以散溢流形式排泄或补给下伏裂隙水；基岩裂隙水主要赋存于泥盆系的砂质泥岩、泥质灰岩和白云岩岩体裂隙中，富水性总体较弱，主要受大气降水下渗补给；岩溶裂隙水主要赋存于泥盆系中统红崖坡组(D2h)白云岩中，受大气降水下渗补给，一般在沟谷中以泉的形式排泄，为富水性较强的含水层。

3 加筋土填方边坡拉筋的加固机制分析

3.1 填方边坡加固处理措施论证

依据场地规划及建设功能，结合勘察成果资料及各个边坡所在位置的地形地貌、用地红线、边坡条件及处理的经济效益等综合考虑，对于场地较为开阔、地形较平缓的填方边坡，以加筋土结构挡墙为主，辅以格宾石笼铺底或护面、强夯置换软弱地基的边坡处理方案，如1#、3#、5#、8#、9#边坡。对处于沟谷区域的高填方边坡，以底部桩板挡墙(单排桩或双排桩)、扶壁式挡墙结构+上部加筋土挡墙结构作为边坡处理方案，如2#、7#边坡。对于挖方区边坡，则以坡率法放坡+锚杆+网喷的处理措施，如4#、6#边坡及3#边坡局部。

加筋土结构在本工程的大量使用，主要基于其柔性结构对地基要求低，协同变形能力强、就地取材、施工方便、造价低廉。

3.2 拉筋对边坡稳定性的影响分析

由于墙后填土表面倾斜，采用常规理论方法进行计算有一定的局限性，为方便研究加筋土挡墙对边坡稳定性的影响，该文采用有限元软件对加筋前后边坡的稳定性进行分析。稳定性计算模型以9-9剖面。

3.2.1 计算模型及参数

利用图2建立的加筋前后的数值模型见图3，构模型选用摩尔-库伦模型(Mohr-Coulomb)；对于水平筋材，假定只承受拉应力的作用，采用软件中的线性单元(Liner)进行模拟，模拟中采取的计算参数见表1。

非加筋计算剖面

加筋计算剖面

图3 典型剖面加筋前后的稳定性计算成果Fig.3 Stability calculations of typical sections before and after reinforcement

表1 计算介质参数Tab.1 Calculation medium parameters

利用上述模型及计算参数，计算的典型剖面不同工况条件下的稳定性见图3。

图3中的a、b、c、d分别代表非加筋、加筋天然及地震工况条件下的稳定性计算结果。在非加筋条件下，边坡天然及地震工况条件下稳定性系数均不满足设计要求，加筋条件下边坡在天然、地震工况下的稳定性系数分别为1.43、1.3，满足规范要求的安全系数控制标准，即加筋挡土墙可较好的提高填方边坡的稳定性。

3.3 拉筋对填方边坡加固机制分析

3.3.1 拉筋对填方边坡加固机制分析

铺设于土体中的加筋材料，通过与土体的相互摩擦作用以及拉筋与土体所具有的特殊的嵌锁、咬合作用，限制其上下土体的侧向变形，增加土体的稳定性。土工格栅的加筋机理可归纳为摩擦加筋原理和等效围压效应。

在加筋挡土墙结构中，由填土自重和外力产生的土压力作用于墙面板，当土体和土工栅格界面发生相对位移时，就会产生摩擦作用，而格栅又被填土压住，于是填土和拉筋之间的摩擦力阻止拉筋被拔出，进而提高土体的稳定性。土与格栅表面相互作用所形成的摩擦力可分为2部分：①称为土工格栅和土之间的表面摩擦力；②称为土工格栅与土颗粒之间的咬合力，见图4。在上述摩擦力的作用下，土体的变形被限制的同时，土工栅格的抗拔能力和拉筋效果明显提高。对加筋土中取一微单元进行分析，见图5。设微元体长dl、格栅宽度为b，格栅与土间的摩擦系数为f，筋带拉力为dT，有dT=T1-T2。土体自重和外荷载产生的法向应力为σ，则作用在长度为dl的拉筋带上的垂直力为2σbdl，格栅与土体之间的摩擦阻力为2σfbd，显然，当2σbdl>dT，则可以认为格栅与土之间无相对滑动，即筋土之间的摩阻力能够阻止筋土的相对位移。

图4 拉筋对土的摩擦和被动阻抗作用Fig.4 Friction and passive impedance effect of tensile reinforcement on soil

图5 加筋土作用效应示意图Fig.5 Schematic diagram of reinforced soil effect

此外，据Yang等研究，加筋土与不加筋土在相同的围压条件下，加筋土在三轴试验中较不加筋土破坏时主应力差增大，可将加筋土样抗剪强度的增加理解为将土体侧向围压增大Δσ3。当筋材均匀分布且其间距为Δh时，侧向围压可以表示为

(1)

式中：R为试样破坏时筋材单位宽度上所受的力(kN/m)。

上述方法仅适用于加筋土处于极限状态下，用于解释加筋土加固机理具有一定的局限性。对于普通加筋土结构，介玉新、李广信(2011、1999)提出了等效附加应力法，认为把筋材的作用等效成沿筋材布设方向施加在土骨架附加应力，仅对加筋土中的土体进行计算，等效附加应力的计算公式如下：

(2)

3.3.2 高填方边坡加固机制的数值模拟研究

为更好地分析拉筋对边坡的加固机制，在上述稳定性计算、拉筋加固机制定性分析的基础上，对加筋及非加筋边坡进行数值模拟分析，分别对加筋前后边坡的位移、破坏方式及拉筋的应力-应变进行分析。

(1)位移特征

模拟获得的填方边坡在加筋前后边坡的水平位移、竖向位移如图6、图7。

图6 非加筋边坡天然、地震工况水平及竖直位移场特征Fig.6 Horizontal and vertical displacement field characteristics of the unreinforced slope in natural and seismic conditions

图7 加筋边坡天然、地震工况水平及竖直位移场特征Fig.7 Horizontal and vertical displacement field characteristics of the reinforced slope in natural and seismic conditions

从图6、图7中可见，加筋挡土墙极大减小了边坡整体水平及竖直位移。加筋挡土墙在天然工况条件下最大水平及竖直位移分别为0.016 m、0.019 m，地震工况条件下最大水平位移及竖直位移分别为0.08 m、0.07 m；非加筋挡土墙在天然工况条件下最大水平及竖直位移分别为0.019 m、0.019 m，地震工况条件下最大水平位移及竖直位移分别为0.4 m、0.3 m，两者天然工况下水平位移、竖直位移相差不大，地震工况条件下水平、竖直位移相差约4～5倍，说明拉筋在地震工况下具有良好的工作效果。对比非加筋及加筋的位移场特征可见，非加筋挡土墙天然条件下水平及竖直位移于墙面处集中，深部填土影响较小；而加筋挡土墙的挡土墙的水平及竖直位移则于填土中上部集中，主要是由于墙体应力通过筋材向墙体深部传递，深部拉筋拉伸变形的同时，极大的限制表部位移。地震条件下，加筋及非加筋挡土墙的水平及竖直位移均于坡体表面集中，但加筋挡土墙位移场分布较非加筋挡土墙范围更大，但整体部分较为均匀，说明拉筋承受应力变形后，将变形进一步传递给上覆土体，同时两者在地震工况条件下水平及竖直位移较比天然工况均出现激增现象，加筋挡土墙较比非加筋挡土墙水平及竖直位移激增量较少，原因在于拉筋通过提高土体的抗剪强度方式减弱了地震的扰动效应。

(2)破坏方式

由图8、图9的塑性区破坏分布特征可见，非加筋、加筋挡土墙的破坏方式主要以剪切破坏为主，其次为张拉-剪切破坏的复合破坏模式，仅坡表存在少量的以张拉破坏为主的张拉-剪切复合破坏模式，同时在地震工况条件下两者的张拉-剪切破坏区范围明显增大。加筋挡土墙相比于非加筋挡土墙两种工况下塑性区范围均大面积减小，主要表现为非加筋情况下挡土墙底部出现的剪切集中区转变为非塑性区，同时张拉-剪切破坏区也呈现出减小的趋势，说明拉筋较好的提高了土体的抗剪强度，限制了塑性区的发展。

图8 非加筋边坡天然、地震工况塑性区破坏特征Fig.8 Plastic zone failure characteristics of the unreinforced slope in natural and seismic conditions

图9 加筋边坡天然、地震工况塑性区破坏特征Fig.9 Plastic zone failure characteristics of the reinforced slope in natural and seismic conditions

(3)拉筋的轴力分析

由图10可见，地震工况较比天然工况，顶部、中部及底部拉筋的拉伸轴力均显著增大。天然条件下中部拉筋及顶部拉筋主要于坡体边表部——中部发挥作用，而底部拉筋则于坡体中后部发挥作用；地震工况条件下，拉筋作用方式较比天然工况发生明显改变，坡体表部-中部仍是顶部及中部拉筋起决定性作用，坡体中部则是中部及底部拉筋发挥作用，坡体中部-后部则是3部分拉筋共同发挥作用，造成上述的原因，是因受地震扰动的影响，加筋挡土墙的位移场、塑性区均发生明显的变化导致的。

图10 天然、地震工况拉筋轴力图Fig.10 Axial diagram of the tensile bars in natural and earthquake conditions

4 结 语

通过对加筋挡土墙的稳定性、加固机制的定性与数值模拟研究，获得的主要结论如下：

(1)加筋挡土墙可较好的限制边坡的水平、竖直位移，拉筋较好的提高了土体的抗剪强度，加筋挡土墙较比非加筋挡土墙的塑性区范围明显减小；地震工况条件下，顶部、中部、底部拉筋较比天然工况呈现出不同的受力特征。

(2)高填筑边坡在天然及地震工况条件下，加筋挡土墙可显著提高边坡的稳定性。非加筋、加筋挡土墙的破坏方式主要以剪切破坏为主，其次为张拉-剪切破坏的复合破坏模式。

(3)拉筋具有较好的抗拉性能，在受力后通过与上覆及下压土体的嵌固与摩擦耦合作用，提高土体的抗剪强度，进而减小边坡的整体位移，在限制边坡塑性区范围的同时，改变坡体内破坏模式的分布，提高边坡的整体稳定性。