馮忠居，王溪清，蘆 佳，張曉軸，常應(yīng)宏

(1. 長安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064； 2. 陜西省榆林公路管理局，陜西 榆林 710009)

0 引 言

近年來，一些學(xué)者對重力式擋土墻土壓力展開了研究，陳頁開等[1]采用數(shù)值模擬分析了擋土墻土壓力的變化規(guī)律；周應(yīng)英等[2]通過模型試驗對土壓力分布規(guī)律有了新的認(rèn)識；肖衡林等[3]結(jié)合現(xiàn)場試驗詳細(xì)分析了多級重力式擋土墻土壓力的時空分布規(guī)律；范瑛等[4]對施工階段多級擋土墻土壓力展開研究，并在路基沉降方面也進(jìn)行了相關(guān)研究；傅珍等[5]應(yīng)用有限元程序開展路基差異沉降的影響性分析，提出了減小差異沉降的設(shè)計建議；唐朝生等[6]對路基加寬拼接中的差異沉降進(jìn)行了數(shù)值分析；范紅英等[7]針對某公路改擴(kuò)建工程，建立單、雙側(cè)路基拓寬數(shù)值分析模型，得到新舊路基位移變化規(guī)律；翁效林等[8]通過離心模型試驗得出了新、老路基的差異變形特征及處治技術(shù)與效果；劉金龍等[9]采用有限元方法，探討了拓寬路基的基本特性；韓丁等[10]根據(jù)實測數(shù)據(jù)進(jìn)行參數(shù)反演，計算路基頂面差異沉降。公路加寬工程中，在路基填方加寬位置設(shè)置擋土墻，既要考慮新、老路基之間的差異變形，還要關(guān)注由擋土墻外移而引起的病害，這方面的研究還較少。萬智等[11]在考慮支擋結(jié)構(gòu)影響的同時，研究了山區(qū)拓寬公路新老路基差異沉降；薛建榮等[12]分析了采用樁網(wǎng)復(fù)合地基處理高速公路加寬工程中新老路基差異沉降及路堤拼接質(zhì)量的問題，證明了其效果良好；蔣鑫等[13]分析了山區(qū)公路衡重式擋土墻墻后填土加筋、壓實情況下，路基沉降與墻身外傾的影響關(guān)系，但未涉及墻后土壓力分布的研究。

筆者依托G307改擴(kuò)建工程，通過現(xiàn)場試驗，并借助有限元軟件，建立數(shù)值分析模型，揭示土壓力變化及路基變形規(guī)律。將現(xiàn)場試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比分析，驗證數(shù)值模擬的可靠性。并對相關(guān)設(shè)計及施工參數(shù)進(jìn)行影響性分析，進(jìn)而用于指導(dǎo)實際工程。

1 現(xiàn)場試驗介紹

1.1 試驗路段概況

G307吳堡至綏德段改擴(kuò)建工程的路線穿越地區(qū)多為一側(cè)河谷溝槽，另一側(cè)靠山，常以單側(cè)加寬外設(shè)擋土墻為主，擋土墻工程在全線所占比例較大，在工程中擋土墻的拼接加寬一般形式如圖1。

圖1 擋土墻拼接加寬形式Fig. 1 Splicing and widening form of retaining wall

圖1(a)為該工程中最為常見的加寬形式，故筆者選取中心樁號K41+890～950拓寬路肩擋土墻工程為試驗路段，如圖2。試驗斷面K41+915路基及擋土墻設(shè)計參數(shù)如下：老路基寬8 m，改線加寬6.2 m，外側(cè)仰斜式路肩擋土墻高5 m，墻背及墻面坡比均為1∶0.25，墻頂寬1.1 m。施工中未進(jìn)行分層壓實，新路基填土可近似分為3層，路基頂面以下：0～1 m為填土1；1～2 m為填土2；2～5 m為填土3，其中，填土3未采用機(jī)械碾壓。

圖2 試驗路段Fig. 2 Test section

1.2 試驗設(shè)計

本試驗采用單點沉降計觀測新路基土層的沉降變形，布設(shè)3處沉降觀測點，分別位于設(shè)計路中線左2、0 m，右3.5 m；路基土分2層進(jìn)行觀測，自路基頂面以下0.5～2 m范圍內(nèi)為上層，2～5 m范圍內(nèi)為下層。采用壓力盒觀測擋土墻墻背水平土壓力，在墻背布設(shè)4個壓力盒，每個間距1 m，布設(shè)情況如圖3。路基頂面以下0～0.5 m為儀器保護(hù)層，不考慮該范圍內(nèi)的沉降。

圖3 K41+915斷面儀器布設(shè)(單位：cm)Fig. 3 Instrument layout of K41+915 section

2 有限元模型建立

2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

道路為條帶形結(jié)構(gòu)物，模型可簡化為二維平面應(yīng)變問題進(jìn)行分析，以K41+915斷面為原型建模，如圖4。對網(wǎng)格單元尺寸，首先應(yīng)細(xì)化擋土墻及填方路基的單元尺寸，以保證計算精度，其次控制模型整體單元尺寸上下限，保證不同尺寸之間過渡均勻。試算表明本模型邊界效應(yīng)影響可忽略不計。

2.2 邊界條件

計算模型近似為半空間無限體，模型兩側(cè)設(shè)置水平位移約束，豎直位移自由；模型底部設(shè)置水平和豎向位移約束。模型建立完成后添加重力荷載。

圖4 有限元計算模型(單位：m)Fig. 4 Finite element model

2.3 本構(gòu)模型及計算參數(shù)

試驗路段擋土墻由漿砌片石砌筑，采用彈塑性本構(gòu)模型；地基2為巖層，采用理想彈性本構(gòu)模型；老路基、新路基、墻胸回填土以及地基1視為服從Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性材料。根據(jù)地勘及設(shè)計資料材料參數(shù)見表1。由于擋土墻與土體的材料性質(zhì)差異較大，需在擋土墻與填土及地基之間設(shè)置摩擦界面單元，模擬可能出現(xiàn)的相對位移，通過試算[14]界面的法向剛度取4.2×108N·m-1切向剛度取3.8×107N·m-1。

表1 有限元模型計算參數(shù)Table 1 Calculation parameters of finite element model

4 施工階段模擬

分析初始應(yīng)力狀態(tài)時，在ANSYS中激活老路基及地基網(wǎng)格單元，并施加邊界條件和重力荷載，對初始階段位移清零，僅考慮工后變形；分析工后應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)時，一次性激活填土、擋土墻等施工網(wǎng)格單元，不考慮分層填筑過程的影響，得到填方土體在自重壓密下的位移及擋土墻的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，如圖5。

圖5 工后路基及擋土墻的應(yīng)力應(yīng)變Fig. 5 Stress and strain of subgrade and retaining wall after construction

由圖5(a)可知，最大豎向位移位于填方路基形心偏上位置，主要原因是上層填土施工壓實度較高，可壓縮量較小，而下層填土施工中并未進(jìn)行分層壓實，處于欠固結(jié)狀態(tài)，在自重作用下的豎向變形更多體現(xiàn)在填土3的上表面，而填土與擋土墻之間的相對位移不明顯。根據(jù)整體變形協(xié)調(diào)規(guī)律，上層填土頂面中部下沉導(dǎo)致兩側(cè)土體向中心移動，下層填土頂面受擠壓作用，填土由中部向兩側(cè)移動，從而使擋土墻下部位移大于上部位移。

由圖5(b)可知，填土內(nèi)部水平應(yīng)力分布較為復(fù)雜，各層填土之間有明顯的區(qū)域劃分，土層中存在土拱效應(yīng)，即在新路基土層上部存在一條拱形應(yīng)力集中區(qū)域，其產(chǎn)生原因可歸結(jié)為上、下層土體的剛度差異。

3 試驗結(jié)果與數(shù)值模擬對比分析

3.1 路基沉降

現(xiàn)場試驗自擋土墻及新路基填筑碾壓完工后進(jìn)行數(shù)據(jù)觀測，完工后及時測取的數(shù)據(jù)為初始值，并根據(jù)監(jiān)測頻率測得后續(xù)數(shù)據(jù)。在ANSYS中提取該土層頂面、底面豎向位移數(shù)據(jù)，將兩者作差得到數(shù)值模擬的沉降數(shù)據(jù)結(jié)果。由此可得實測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬對比，如圖6、7。

由圖6可知，上層土的沉降在觀測期內(nèi)隨時間逐漸增加，道路在中線位置的沉降量相對較大，在478 d的沉降量為2.25 mm；304 d上層土沉降量相對99 d有所減小，2～3 #沉降計的實測值小于初始值，即上層土產(chǎn)生回彈隆起，原因可能是夏季氣溫升高，路基土體受熱膨脹所致。數(shù)值模擬結(jié)果顯示，上層土體沉降量微小，在距老路基中線8 m以上位置，上層土發(fā)生回彈隆起，原因可能為上層土底面沉降量大于頂面沉降量。現(xiàn)場實測值大于數(shù)值模擬結(jié)果，其原因是由于數(shù)值模擬結(jié)果實為路基土在自重壓密作用下的最終沉降，由彈性變形和塑性變形組成，而實際土層仍處于固結(jié)沉降階段，其沉降量會隨時間的推移而繼續(xù)增大，逐漸接近數(shù)值模擬結(jié)果。

實測下層土道路中線處的沉降增加明顯，遠(yuǎn)大于上層土的沉降量，原因可能為下層土在自重及上部荷載作用下，夾于老路基與擋土墻之間，處于不完全側(cè)限壓縮狀態(tài)，由于土層壓實度不足，在中部受力大于兩側(cè)的情況下，土體背離中線向兩側(cè)移動，中部產(chǎn)生沉陷區(qū)，沉降增大明顯。數(shù)值模擬結(jié)果顯示下層土最大沉降大致位于土層形心中線，與實測值不同，原因是下層土受擋土墻限制程度與實際情況有所差異，且未考慮車載影響。

圖6 上、下層路基沉降對比Fig. 6 Comparison of subgrade settlement in upper and lower layers

圖7為路基土層總沉降實測值和模擬值，實測路基在工后測量時差內(nèi)的最大平均沉降速率分別為0.725、0.024、0.018、0.019 mm/d，99 d之內(nèi)的沉降速率減小較快，99 d之后基本穩(wěn)定。478 d實測最大沉降點較模擬值偏左，車載作用影響明顯，由2.4分析可知，下層土沉降在路基土沉降中起主導(dǎo)作用。由數(shù)值模擬可知，頂面新、老路基交界處差異沉降明顯，路基頂面最大沉降值19.22 mm，比路基土層最大沉降值高8.74 mm，地基頂面沉降占路基頂面沉降量的45.47%。

圖7 路基土層總沉降Fig. 7 Total settlement of subgrade soil

3.2 擋土墻土壓力

根據(jù)數(shù)值模擬應(yīng)力計算結(jié)果，提取墻背水平應(yīng)力，同時繪制現(xiàn)場實測土壓力分布，如圖8。數(shù)值模擬結(jié)果表明，自墻頂向下土壓力有兩處突變點，深度2 m處的由土拱效應(yīng)土壓力強(qiáng)度接近70 kPa，深度4.5 m處的土壓力突變表現(xiàn)為墻底土壓力減小，土拱作用不明顯，可能與擋土墻和地基土的剛度差異有關(guān)，亦可由于擋土墻底部外移導(dǎo)致壓力減小所致。

現(xiàn)場實測值顯示，不同時期的土壓力分布變化與路基沉降有對應(yīng)關(guān)系。以99～304 d為例，304 d時路基中線兩側(cè)沉降點較99 d沉降量變化為負(fù)值，即兩側(cè)隆起，在上層土中表現(xiàn)明顯。2 m深度的土壓力強(qiáng)度增大，說明上、下土層交界處土體擠壓導(dǎo)致水平應(yīng)力增大，同時可以解釋路基土層沉降負(fù)值變化現(xiàn)象。土拱效應(yīng)對土壓力分布變化的影響主要表現(xiàn)為2 m深度處的土壓力強(qiáng)度高出正常值，其下部土壓力強(qiáng)度小于正常值。

將現(xiàn)場實測值與數(shù)值模擬計算結(jié)果對比，可以看出，兩者具有較高的契合度，數(shù)值模擬結(jié)果可以較為真實的反應(yīng)實測斷面的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。

圖8 墻背土壓力分布規(guī)律Fig. 8 Distribution law of earth pressure on wall back

4 加寬路基擋土墻影響因素分析

為深入探明加寬路基擋土墻的受力與變形特性，采用數(shù)值模擬分析方法對填方路基加寬寬度、填方路基彈性模量、老路基邊坡坡度以及地基處理深度等因素進(jìn)行影響性分析，以圖4為基本模型，在對某一影響因素分析時，其余參數(shù)保持不變。

4.1 不同加寬寬度的影響

山區(qū)舊路多環(huán)山而建，改擴(kuò)建工程中舊路基寬度利用存在差異性使填方路基加寬寬度不同，有必要研究加寬寬度變化對路基及擋土墻受力與變形的影響。當(dāng)加寬寬度分別為4.2、5.2、6.2、7.2 m時，圖9給出了土壓力分布、墻身水平位移、路基頂面沉降曲線。

由圖9可見，在一定寬度范圍內(nèi)，隨著新路基加寬寬度增加，路基及擋土墻的變化規(guī)律為：墻身上部土壓力減小，下部土壓力增大，分界點大致位于距墻頂1.5 m處，土壓力變化幅度逐漸減弱。隨著距墻頂距離的增大，土壓力合力及合力矩逐漸增大，但合力作用點降低；由圖9(b)可看出，墻底位移逐漸增大，增幅不斷減小，加寬寬度大于等于5.2 m時，墻頂位移減小，幅度變化增大；老路基頂面沉降變化不明顯，新路基總體沉降量增大，增幅近似，最大沉降點隨加寬寬度的增加而逐漸右移，新老路基差異變形逐漸增加，墻身豎向位移所受影響較小。加寬寬度的增加不利于擋土墻及路基的穩(wěn)定性。

4.2 新路基不同彈性模量的影響

加寬路基填筑材料需要又較高的抗變形能力，合理選擇填筑材料可以提高施工質(zhì)量、降低施工成本。為研究不同材料對路基帶來的影響，選取不同的路基彈性模量模擬不同材料的情況。首先定義等效彈性模量Ei(初始值)代表新路基整體彈性模量，各層填土彈性模量按相同比例增大或減小，然后分析不同路基模量下?lián)跬翂ν翂毫?、墻身位移及路基頂面沉降變化?guī)律。

圖10為新路基彈性模量分別取1/3Ei、2/3Ei、Ei、4/3Ei時的土壓力分布、墻身水平位移、路基頂面沉降曲線，可以看出，當(dāng)新路基填土彈性模量按比例增大時，路基及擋土墻的變化規(guī)律：由于彈性模量的取值范圍較小，土壓力分布變化不明顯，土壓力合力減小，合力矩降低；墻身整體位移量減小，幅度減弱，墻頂位移變化相對明顯；老路基及擋土墻的豎向位移基本不變，填方路基豎向位移量減小，中心點處的位移變化幅度降低。增大一定幅度的彈性模量可以顯著降低墻身及填方路基的變形量，故優(yōu)化填筑材料的選擇以及壓實指標(biāo)的控制，可以提高一定的經(jīng)濟(jì)效益。

圖10 不同彈性模量下的影響Fig. 10 Influence of different elasticity modulus

4.3 老路基不同坡角的影響

山區(qū)舊路多穿越陡坡溝壑區(qū)域，舊路堤旁溝壑隨地形變化起伏，形狀不一，因此，對于路基加寬工程，有必要對路基和擋土墻受路堤邊坡坡度變化的影響進(jìn)行研究。由圖11可知，當(dāng)老路基坡角增大時，路基及擋土墻的變化規(guī)律：土壓力合力增大，合力作用點降低，合力矩增大；墻底位移隨老路基坡角的增大而增加，增幅逐漸減小。墻頂位移的變化規(guī)律與墻底相反；填方路基沉降隨著老路基坡角的增大而增大，老路基右側(cè)沉降也隨之增加，新老路基差異沉降減小。因此，減少老路基邊坡土體的開挖，有利于提高擋土墻和路基的穩(wěn)定性。

圖11 不同老路坡角的影響Fig. 11 Influence of different slope angles of old road

4.4 不同地基處理深度的影響

山區(qū)填方加寬路基多置于舊路旁溝壑之中，溝壑土體含水量高，強(qiáng)度低，一般采用換填法進(jìn)行處理，合理深度的地基處理可以改善路基及擋土墻的工作性能。數(shù)值分析中，通過調(diào)整新路基及擋土墻下部地基土體參數(shù)(壓縮模量E=60 MPa；黏聚力c=5 kPa；內(nèi)摩擦角φ為30°)模擬地基處理。由圖12可見，隨著地基換填處理深度的增加，墻身土壓力分布基本不變；墻身位移隨著地基換填處理深度的增加顯著減小，處理深度的增加對墻底位移量的影響相對明顯；隨著地基換填處理深度增加，新路基和擋土墻的相對豎向位移基本不變，總體沉降變化較小。因此，對地基進(jìn)行一定深度的換填處理，可以減小墻身水平位移量，但對改善土壓力分布和路基差異沉降的效果并不明顯。

圖12 不同地基處理深度的影響Fig. 12 Influence of different foundation treatment depth

5 結(jié) 論

1)由于土層剛度的差異，填方路基最大沉降點大致位于下層土上表面中心，上層土沉降量相對較小，土層中存在土拱效應(yīng)。需注重控制各層填土的壓實指標(biāo)。

2)實測路基土層設(shè)計路中線處的總沉降量最大，路基土層最大沉降模擬值位于填方土體形心中線，可解釋為在一定時間限度內(nèi)，車載作用較土層固結(jié)的影響度高。下層土沉降在路基沉降中起主導(dǎo)作用。

3)土拱效應(yīng)對土壓力分布變化的影響主要表現(xiàn)為2 m深度處的土壓力強(qiáng)度高出正常值，其下部土壓力強(qiáng)度小于正常值。土壓力的變化與路基變形的關(guān)系密切。

4)在一定寬度限制內(nèi)，隨著加寬寬度的增加，路基的穩(wěn)定性降低；提高一定的填方土體整體壓實度或改善填料性質(zhì)，可以較大幅度的改善路基及擋土墻的變形特性，可通過試驗確定最優(yōu)方案；控制老路基邊坡土體的開挖，有利于提高擋土墻和路基的穩(wěn)定性；對地基進(jìn)行一定深度的換填處理，可以減小墻身水平位移量。