林漢雄

(廣州市黃埔區(qū)水務(wù)設(shè)施管理所，廣州 510000)

長洲四號涌整治用地范圍以規(guī)劃河涌控制線為準，結(jié)合現(xiàn)狀河道堤岸情況進行布置，規(guī)劃河涌岸線內(nèi)為河涌水域，寬17～25 m(局部節(jié)點處70～77 m)；岸線與控制線間為堤岸擋墻、堤頂路及綠化景觀建設(shè)用地，寬度為15 m。為節(jié)約工程投資，在保證河涌過流斷面滿足行洪要求的前提下，結(jié)合前期堤基和工程場地地質(zhì)條件勘探分析結(jié)果，對長洲四號涌樁號K0+000～1+100段采用現(xiàn)狀舊堤加固利用方案。通過在舊堤腳拋石護腳壓重，結(jié)合部分堤岸段進行補砌，適當降低堤頂高程(相當于減小堤頂荷載)、鋼筋砼護面、砌石外立面進行勾縫處理等措施，提高和確保堤岸的安全性。經(jīng)驗算，加固后堤岸可滿足安全要求[1]。

1 工程概況

長洲四號涌是長洲島較大的排澇河涌，涌兩端與珠江連通，總流域面積F=1.3 km2，地勢總體上比較平坦，河流較平直，大體呈東西走向。地貌上屬于三角洲沖積平原。河涌階地和漫灘不發(fā)育，河床寬度13～20 m，水深一般0.5～3.0 m，岸坡高度2～3 m，岸坡比較平直，堤身擋墻寬度多在0.8～5 m之間，漿砌毛石岸坡坡角達50°～80°，兩岸多為自然地形，填筑堤壩低矮，現(xiàn)有土堤堤身單薄。由于護岸結(jié)構(gòu)沒有嚴格的設(shè)計、計算和施工過程，部分堤段砌石擋墻基礎(chǔ)未處理好就砌筑擋墻，逐年不斷加高，并在外表面塞砂漿而形成。受地質(zhì)條件差影響，大部分堤岸段淤泥層承載力及抗滑參數(shù)很低且厚度大，原砌石堤岸多次滑動，相當部分已出現(xiàn)多次滑塌現(xiàn)象，甚至出現(xiàn)在滑移破壞的堤身上再加高、再滑塌的現(xiàn)象。由于堤身標高參差不齊，防洪排澇能力不一，洪水易從較低的缺口處涌入，加之部分堤段堤身厚度小，為種植土加高而成，面臨洪潮高水位時，單薄的堤身存在被沖壞崩塌的隱患，安全穩(wěn)定性差。因此，四號涌堤岸在整體安全穩(wěn)定性方面存在隱患。如不整治，在行洪排澇沖刷及水位驟降條件下，容易再次滑塌。

長洲四號涌整治岸線布置的原則為在不影響防洪排澇的前提下，現(xiàn)有河岸線能利用的盡量利用，因地制宜地進行岸線布置，保持河道的自然彎曲，河道斷面及護坡寬度等盡量做到收放有致，使整治后的河涌能成為一條更自然、生態(tài)的水道。其中，樁號K0+000～1+100段舊堤岸利用段設(shè)計項目主要為擋墻抗滑、抗傾、整體穩(wěn)定。

2 分析方法

分析支護結(jié)構(gòu)的方法有多種(如擬靜力法、擬動力法、水平切片法等)考慮地震期間作用在土體上的慣性力。地震力將被視為使用水平和垂直加速度系數(shù)的等效靜態(tài)力。使用水平和垂直加速度系數(shù)將ces地震視為等效靜力。采用擬靜力法中的MO法推導(dǎo)動土壓力，動態(tài)土壓力可通過以下方式獲得：

pAE=C(1±KV)KAE·γH(1±KV)KAE

=KA+ΔKdyn

(1)

Δpdyn=pAE-pA

(2)

式中：pAE為墻體上的地震主動土壓力；C為常數(shù)；KV為豎向地震系數(shù)；KAE為動態(tài)主動土壓力系數(shù)；γ為土壤容重；H為墻體高度；KA為靜態(tài)主動土壓力系數(shù)；ΔKdyn為增量動態(tài)主動土壓力系數(shù)；Δpdyn為增量動態(tài)主動土壓力；pA為墻壁上的靜態(tài)主動土壓力。

Hazarika(2009)提出了一個新的公式，該公式考慮了回填土的漸進破壞以及破壞面的形狀(彎曲下部和筆直上部的組合)。據(jù)觀察，MO方法低估了地震主動土壓力，高估了破壞帶的范圍，特別是在強烈地震激勵下。擬靜力法不考慮時間效應(yīng)以及剪切波和一次波在土體中的傳播，該方法的這一缺點已在偽動力法中得到解決并討論了擬動力方法，并分析了擋土墻，考慮了時間效應(yīng)、剪切和一次波在土體中的傳播。結(jié)果表明，擬動力法的計算結(jié)果優(yōu)于擬靜力法。

為了了解加固土防滲墻的作用，研究人員進行了實驗研究，包括全尺度結(jié)構(gòu)研究和縮尺模型研究。同時進行了縮尺模型搖動臺試驗，結(jié)果表明鋼筋設(shè)計參數(shù)(即剛度、長度和垂直間距)影響土壓力和側(cè)向位移，土壓力和側(cè)向位移隨著加固層數(shù)量和長度的增加而減小。并討論了加固類型對機械穩(wěn)定擋土墻的影響，結(jié)果表明加固長度和間距影響加固擋土墻的性能。若將輕質(zhì)可變形土工泡沫/EPS用于擋土墻，能有效降低擋土墻上的土壓力[2]。

加固土擋墻的數(shù)值分析比物理模型試驗更經(jīng)濟。數(shù)值分析比傳統(tǒng)的極限平衡方法更為嚴格，因為它們滿足力平衡條件、應(yīng)變協(xié)調(diào)條件和本構(gòu)材料定律。從數(shù)值研究中可以獲得定性和定量性能。一項旨在評估使用MO方法確定具有粒狀回填料的擋土墻上動態(tài)誘導(dǎo)側(cè)向土壓力的適當性的調(diào)查結(jié)果，通過與使用FLAC進行的分析的可用結(jié)果進行比較，評估了使用DIANA獲得的結(jié)果的可靠性。使用FLAC對土工格室加固支護結(jié)構(gòu)的性能進行了數(shù)值分析，結(jié)果表明，土工格室長度較長的結(jié)構(gòu)在減少變形方面表現(xiàn)良好。研究人員進行了一系列縮尺振動臺試驗，以研究加固土擋墻對不同基底加速度的響應(yīng)。他們使用FLAC進行參數(shù)數(shù)值研究，以評估基底加速度對加固土擋墻性能的影響。

由于人們對加固土擋土墻表現(xiàn)出相當大的興趣，加固層之間的正常間距，但對于鋼筋層間距較大的加固土擋土墻，沒有足夠的可用信息。為了更好地理解加固層間距較大的加固土擋墻，本文利用FLAC對加固土擋墻在靜態(tài)和動態(tài)條件下的土壓力和側(cè)向位移進行了討論。在不同的現(xiàn)場條件和不同的荷載條件下進行了一些數(shù)值模型試驗。同時還進行了參數(shù)研究，以了解土-墻系統(tǒng)的作用和力學(xué)結(jié)構(gòu)。

3 加固設(shè)計

利用FLAC建立一個二維有限差分數(shù)值模型，利用彈塑性和Mohr-Coulomb本構(gòu)模型對地基和回填土進行模擬。墻體高度為5.00 m，寬度為0.30 m，單位長度為平面應(yīng)變方向。擋土墻飾面假定由混凝土制成，建模為線彈性材料?；靥钔梁偷鼗两楦稍铩o黏性的均質(zhì)材料，具有彈塑性響應(yīng)和莫爾-庫侖破壞準則。在整個擋土墻中，土層被認為是均勻的，而地下水位被假定為大深度，因此地下水位對模型響應(yīng)沒有影響。零抗壓強度的元件。在每個加固土擋土墻(懸臂式擋土墻)模型中，鋼筋的長度保持不變(2或4 m)?；靥罹W(wǎng)格點和鋼筋節(jié)點之間不允許有相對移動。土壤-鋼筋相互作用包含在模型中。在模型的底面，所有移動均受到限制。每次設(shè)置新層時，都要檢查擋土墻的穩(wěn)定性，在動態(tài)運動中應(yīng)用靜力邊界條件來避免波浪反射，考慮阻尼比為5%，以3 Hz頻率的地基土為基礎(chǔ)，以正弦速度波(EQ3)的形式施加動荷載以及0.2 g加速度振幅。該波作用在模型上的持續(xù)時間為2.0 s(6個周期)。分析中，用于動態(tài)加載的速度波方程為：

Vx=V0cos(2πηt)

(3)

式中：V0為速度振幅，取0.01 m/s；V為時間(t)在X方向上的速度；η為頻率；t為時間。

擋土墻模型見圖1?；靥钔另敳看嬖? kPa的超載。為了驗證靜態(tài)條件下的模型，使用經(jīng)典的Rakine土壓力理論計算墻壁上的土壓力，并將其與數(shù)值分析獲得的壓力進行比較[3]。兩者之間存在良好的一致性，在達到靜態(tài)平衡后，對數(shù)值模型施加動態(tài)載荷。為了在動態(tài)條件下驗證模型，通過數(shù)值分析和解析分析得到動土壓力。采用pseu恒劑量法(方程式1)進行分析，以獲得動態(tài)土壓力。結(jié)果表明，兩者之間有良好的一致性。在靜態(tài)和動態(tài)條件下對模型進行了驗證。

圖1 土擋墻模型

4 結(jié)果和討論

為了評估加固層對擋土墻性能的影響，根據(jù)不同長度，確定了靜態(tài)和動態(tài)條件下的土層厚度，見圖2。

圖2 土壓力加固(三層)擋土墻

由圖2可以獲得相對于標高(從擋土墻底部)的土壓力?？梢钥闯觯o態(tài)土壓力小于動態(tài)土壓力。在靜態(tài)和動態(tài)條件下，加固土擋墻比未加固(常規(guī))土擋墻顯示出更小的土壓力。鋼筋長度為2 m的加固土擋墻上的動土壓力和靜土壓力小于傳統(tǒng)擋土墻上的動土壓力和靜土壓力。但當鋼筋長度增加到4 m時，這兩種壓力(動土壓力和靜土壓力)都大大降低。土壓力(靜態(tài)和動態(tài))隨加固層長度的增加而減小。在靜態(tài)和動態(tài)條件下，不同長度(0、2和4 m)的加固土擋墻(3個加固層)的橫向位移見圖3。

圖3 橫向位移加筋(三層)擋土墻

可以觀察到，靜態(tài)條件下的側(cè)向位移小于動態(tài)條件下的側(cè)向位移。與未加固(常規(guī))擋土墻相比，加固擋土墻的側(cè)向位移較小。隨著加固土擋墻加固層長度的增加，側(cè)向位移減小。由圖2和圖3可知，側(cè)向位移的變化幾乎是線性的，但土壓力的變化是非線性的。增量動土壓力可使用式(2)確定。一層和三層鋼筋標高的增量動土壓力曲線圖，見圖4和圖5，圖4和圖5分別顯示了不同長度鋼筋(2和4 m)、無鋼筋及其分析值之間的比較。

圖4 一層加固土擋墻上的增量動土壓力

圖5 三層加固土擋墻上的增量動土壓力

由圖4和圖5可知，未加固和分析值的增量動土壓力為線性，但加固為非線性。一層(長度為2和4 m)的增量動土壓力比三層表現(xiàn)出更多的非線性，三層加固擋墻的增量動土壓力小于一層加固擋墻的增量動土壓力[4]?？梢宰⒁獾?，增加的動土壓力隨著加固層長度的增加而減小。

5 參數(shù)研究

為了評估動荷載持續(xù)時間對加固土擋墻性能的影響，對不同的持續(xù)時間(1.0，3.0和5.0 s)的動態(tài)荷載進行分析。在參數(shù)研究中使用了三層加固土擋墻。每個加固的長度為2 m。加固土擋墻在不同持續(xù)時間(1.0，動態(tài)荷載的3.0和5.0 s)見圖6。

圖6 不同時間間隔加固擋土墻上的動土壓力

動態(tài)土壓力隨動態(tài)荷載持續(xù)時間的增加而增加?？梢宰⒁獾?，動態(tài)土壓力的變化是非線性的。持續(xù)時間t=1.0 s和t=3.0 s之間以及持續(xù)時間t=3.0 s和t=5.0 s之間的動土壓力變化是相同的。加固土擋墻在不同的動荷載持續(xù)時間下的側(cè)向位移見圖7。

圖7 不同時間間隔加固土擋土墻的側(cè)向位移

可以觀察到，側(cè)向位移隨動載荷持續(xù)時間的增加而增加。橫向位移的變化幾乎是線性的，并且在持續(xù)時間t=1.0 s和t=3.0 s之間的橫向位移變化大于在t=3.0 s和t=5.0 s之間的橫向位移變化。

6 結(jié) 語

本文采用有限差分程序FLAC對加固土擋墻進行了數(shù)值分析。在靜態(tài)和動態(tài)條件下，觀察土壓力和側(cè)向位移(變形)，并對傳統(tǒng)(無筋)擋土墻和加固擋土墻進行了比較。研究表明，加固擋土墻在較低的動力條件下，能很好地降低土壓力和墻體側(cè)向位移。在靜態(tài)和動態(tài)條件下，加固層數(shù)及其長度對土壓力和側(cè)向位移有顯著影響，擋土墻的土壓力和側(cè)向位移隨加固層數(shù)的增加而減小。與未加固(傳統(tǒng))擋土墻相比，使用加固土顯著降低了增量動土壓力。增加的動土壓力隨著加固層數(shù)量和長度的增加而減小。