神农架机场高加筋土挡墙的设计与实践

任佳丽，龚 泉，姜志全，汪 洋，赵 亮

(1.长江科学院水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010;2.湖北盐业集团有限公司，武汉 430021)

加筋土挡墙是利用加筋土技术修筑的支挡结构物，利用加筋材料与土之间的摩擦作用，改善土体的变形条件和提高土体的工程性能，从而达到稳定和增强土体的目的。由于加筋土挡墙具有造价低廉、施工简便、节约占地、抗震性强、造型美观等特点，其工程应用得到飞速发展［1－2］。然而，目前国内外加筋土挡墙的研究和设计水平基本上都控制在20m以下且多以单级挡墙为主，我国部分规范也将加筋土挡墙的墙高限制在12m以内。随着我国水利水电、交通运输等行业的迅猛发展，国内先后出现了云南楚大高速公路43.75m高加筋土挡墙、四川锦屏一级水电站52.5m高加筋挡土墙、三峡移民工程巫山新城57 m高加筋土挡墙、广西河池机场55m高加筋土挡墙、湖北神农架机场61m高加筋土挡墙等［3－4］。这些超高挡墙的工程应用远远超过了挡墙本身的理论研究和设计方法分析。目前工程技术人员在进行超高加筋土挡墙设计时往往采用单级加筋土挡墙的设计理论与方法，使得安全系数偏大或偏小，导致设计不合理［5］。

本文以神农架机场高加筋土挡墙为例，采用极限平衡法进行方案设计，利用强度折减有限元法对设计方案进行修正和安全验证，并在高挡墙关键部位布设监测断面，对施工中和运行期挡墙的变形和应力进行监测。

1 工程概况

神农架民用机场为国内支线机场，飞行区等级为4C，跑道长度为2 800m，宽45m。机场场址位于神农架林区红坪镇温水村五组大草坪－将军寨一带，场地在独立的狭长山脊之上，由5个高程2 600m左右的山包组成，被誉为全国最美的生态机场。该机场原始地形复杂，山高坡陡，在飞行区平整范围有11段独立的填方边坡，边坡总长度2 600m，最大填土高度72m，平均填土高度50m。对于填筑高度大、原始地形复杂、坡率法收坡困难的区域，经反复论证和多方案比选后，拟采用加筋土挡墙进行处理。

2 挡墙设计方案

2.1 挡墙断面设计

选择I区DB4500断面进行分析，具体位置和监测布置情况见图1，该区域挡墙最高为61m，长度为600m。经过反复计算和验证，决定采用一级10m放坡+4级挡墙的加筋土挡墙模式。具体方案为:挡墙上部采用1∶2.5放坡，坡高10m;下部设4级挡墙，自上而下高分别为10.4，10.4，10.4，6.4m，每级加筋土挡墙间设3 m宽马道，挡墙下部设置浆砌石基础，浆砌石基础顶面宽度不小于0.4H(H为边坡高度)，基础底部中风化基岩承载力不小于800kPa，设计断面示意图如图2所示。

图1 DB4500断面位置和监测布置Fig.1 The location of section DB4500

图2 DB4500设计断面图Fig.2 Design profile of DB4500

2.2 筋材、面板及填料选取

筋材采用高密度聚乙烯格栅HDPE170，具体技术指标见表1。从上往下，第1级挡墙筋带长度32m，铺设间距0.8 m;第2级挡墙筋带长度36m，铺设间距0.4m;第3，4 级挡墙筋带长度40m，铺设间距0.4m;1∶2.5边坡区筋带长度16m，间距1.6m。

加筋土挡墙面板采用加筋石笼，石笼宽度2m，长度为3 m，高度根据筋材层间距要求采用0.8 m，中间每隔1m设置隔板，钢丝表面要求进行镀锌覆塑防腐处理，钢丝延伸率不低于10%，网面抗拉强度不低于50 kN/m，石料填充率不小于75%。

表1 土工格栅参数Table 1 Parameters of geogrid

挡墙填筑体及上部边坡填筑体均采用级配石渣料，其干重度为22 kN/m3，内摩擦角计算取值为35°，黏聚力为5kPa。要求填料最大粒径不得大于15cm，大于100mm的颗粒含量不超过总质量的20%，含泥量不大于7%。要求级配良好，不均匀系数Cu=5，曲率系数CC=1～3。

3 基于极限平衡法的挡墙稳定性分析

3.1 挡墙潜在破裂面的确定

潜在滑动面是挡墙内部应变最大值的连线，滑动面的位置受筋材的拉力、长度和填筑料的类型、压实度等因素的影响，很难根据经验准确确定某个挡墙滑动面的位置，然而滑动面的位置是加筋挡墙内部稳定性和外部稳定性计算的关键，直接影响挡墙设计方案的确定。为了方便设计，需提前假定一个滑动面。在前人研究的基础上，结合本工程的特点，假定滑动面为双折线型:即上部线段斜率为挡墙的等效坡比，上部线段第1点位置为坡肩点向内0.3H处，第2点位置为上部线段与0.3H高程线的交点，下部线段为第2点与坡脚的连线。

3.2 内部稳定性分析

3.2.1 等效荷载计算

挡墙稳定性计算过程中考虑的荷载主要有加筋体重力和加筋体上填土重力。路堤式挡土墙加筋体上填土重力应换算成等代均布土层厚度计算［6］，等效厚度为

式中:H为挡墙高度，取37.6m;m为最上级边坡坡率，取1∶1.25;bb为马道宽，取3 m;h1为计算等代均布土层厚度，当h1大于加筋体上放坡高度时，取实际放坡高度计算，则h1值取10m。

3.2.2 筋带抗拉断稳定性验算

单位墙宽内每层筋材的最大拉力为

式中:Ki为加筋体内深度zi处的土压力系数;γ1为加筋体内填筑体重度(kN/m3);γ2为上部边坡填筑体重度(kN/m3);zi为计算点到挡墙顶部距离(m);Sy为加筋层的垂直间距(m)。

为避免筋材拉断，需满足Ti＜Ta(Ta为加筋材料设计容许抗拉强度)。利用下式计算Ta:

式中:T为筋带极限抗拉强度(kN/m);F为筋带强度综合折减系数，取3.5;FiD为铺设时机械破坏影响系数;FcR为材料蠕变影响系数;FcD为化学剂破坏影响系数;FbD为生物破坏影响系数。由公式(3)可得Ta值为48.6 kN/m。

利用公式(2)得到挡墙筋材的最大拉力值为90.7 kN/m，大于筋材的容许抗拉强度。然而国内很多学者对加筋土挡墙应力应变监测结果进行了分析，得出挡墙筋材实际发生的应变很小，筋材所受的拉力远远小于极限平衡法计算的值［7］。为了设计合理性，本挡墙筋带最大拉力Ti采用有限元计算结果。

3.2.3 筋带抗拔稳定性验算

某层筋带抗拔力Tpi和抗拔安全系数Fs的计算公式分别为:

式中:L1i为第i层锚固段筋带长度;f为筋带与填料的似摩擦因数;bi为第i单元筋带宽度之和(m)。

由公式(4)和公式(5)可得，Fs值在4.7～37.5范围内，平均值为22.7，大于规范［6］规定的2.0，因此筋带抗拔稳定性满足要求。

3.2.4 筋带长度的确定

加筋体的筋带长度计算公式为

式中:Li为筋带总长度(m);L2i为活动区筋带长度(m);Lwi为筋材与石笼连接所需长度(m)。

对于高挡墙，筋带的长度不仅要满足抗拔稳定性要求，还需满足外部稳定性要求，另外根据《铁路路基支挡结构设计规范》(TB10025—2001)筋带长度不应小于0.6H，根据规范［6］规定，挡墙底部筋带长度不应小于0.4H。

3.3 外部稳定性分析

加筋土挡墙外部稳定性主要包括基底抗滑动稳定性、抗倾覆稳定性、整体稳定性等方面，计算过程中将加筋部分作为整体进行分析，当稳定性不满足要求时需增加筋带长度或筋带强度。因挡墙浆砌石基础直接坐落在中风化基岩上，基石承载力满足设计要求，不再进行地基承载力分析。

3.3.1 抗滑稳定性分析

将加筋土体作为一个整体，抗滑动稳定安全系数Kc计算公式为

4.城乡居民基本医疗保险。参保个人缴费采取银行托收方式，社保机构与各类商业银行签订托收城乡居民基本医疗保险费协议，签约银行从参保人员银行账户中按户托收个人应缴纳的基本医疗保险费，并转存到社保机构指定的专用户头。在校学生以学校为单位统一组织缴费，由所在学校托收代缴；或通过与银行签约从在校学生银行账户中托收个人应缴纳的基本医疗保险费。

式中:ΣVμ为抗滑力之和;ΣH为滑动力之和;G为挡墙重力;Eay为主动土压力竖直分力;EaH为主动土压力水平分力;Eb为墙前被动土压力;μ为基底摩擦因数，即墙基底与地基土之间的摩擦因数，取0.4。

利用公式(7)计算可知挡墙底部总抗滑力为14 007 kN，总滑动力为9 934 kN，抗滑动稳定安全系数为1.41，大于设计要求的1.30。

3.3.2 抗倾覆稳定性分析

抗倾覆稳定安全系数Kt计算公式如下:

式中:ΣMb为抗倾覆力矩之和;为倾覆力矩之和;e1，e2分别为墙重和主动土压力的竖直分力对脚趾的力臂;z1，z2分别为主动土压力的水平分力和被动土压力对脚趾的力臂。

利用公式(8)计算可知总抗倾覆力矩为897 251 kN·m，总倾覆力矩为94 912 kN·m，抗滑安全系数为9.45，大于规范要求的1.5。

3.3.3 整体稳定性分析

整体稳定性分析的目的在于确定潜在滑动面的安全系数，加筋土挡墙的整体稳定性安全系数按照下式计算:

式中:ci为第i土条的黏聚力(kPa);xi为第i土条的滑弧(m);Wi为第 i土条重力(kN);αi为第i土条滑动弧法线与垂直线的夹角(°);φi为第i土条滑动面处内摩擦角(°)。

计算过程中考虑滑动面在加筋体外侧和滑动面穿过加筋体2种情况，共计算了10组滑动面，最小安全系数值为1.31。

4 设计方案的有限元分析

采用Plaxis有限元软件，利用强度折减理论对设计方案进行修正和安全稳定性验证，模型采用Mohr-Coulomb理想弹塑性屈服准则，筋材与填筑体之间的界面摩擦因数Rinter取0.67，筋带轴向刚度取2 000，计算得到的滑动面如图3所示，安全系数为1.432，大于公式(9)计算得到的最小安全系数，安全系数时程曲线如图4所示。

图3 滑动面分布图Fig.3 Distribution of slip plane

由图3可知:有限元计算得出的滑动面位置与第3.1节假定的挡墙潜在破裂面位置相近，说明前面假定是可行的。

图5为位移和应力分布图。由图5(a)可知，加筋土挡墙内部水平位移分布情况，水平位移最大值为0.469 m，发生在第2级挡墙上部，位移值向两端逐渐减小。

图4 安全系数曲线图Fig.4 Curve of safety factor

由图5(b)可知，挡墙内部竖向应力分布情况，靠近临空面附近的垂直应力小于同高程挡墙内部的应力值;沿筋带向内，垂直应力逐渐趋于定值，挡墙上部约1/2筋长后垂直应力趋于定值，沿挡墙往下趋于定值的位置离临空面越远。

由图5(c)可知，挡墙内部水平应力分布情况，靠近临空面附近的水平应力小于同高程挡墙内部的应力值，减小幅度小于垂直应力，在筋带末端后水平应力值趋于定值。

图5 位移和应力分布图Fig.5 Distribution of displacement and stress

根据计算结果可知，从上往下第1级挡墙筋带最大值为22.72 kN/m;第2级挡墙筋带最大值为28.85 kN/m;第3级挡墙筋带最大值为42.2 kN/m，该层筋带沿铺设深度轴力分布图见图6;第4级挡墙中部筋带最大值为40.21 kN/m。挡墙筋带最大拉力值发生在第3级挡墙中下部，其值为42.2 kN/m，小于筋带的容许抗拉强度48.6 kN/m，因此满足设计要求。

图6 筋带轴力分布图Fig.6 Distribution of axial force of geogrid ribbon

5 监测成果分析

为确保挡墙的安全稳定，在挡墙的典型部位布置了2个监测断面，监测项目有:原地面沉降监测、边桩监测、深层水平位移监测、土压力监测及格栅应力应变监测。

截止2012年11月份，监测成果为:

(1)原地面总沉降量为11.6～44.09mm，沉降速率0.08～0.09mm/d，根据图 7(a)沉降变化曲线可知，目前总沉降量较小，沉降速率呈逐渐减小趋势。

(2)边桩共布置4根，BZ23和BZ26布置在第2级马道上，总水平位移值为96.45～117.25mm，变形速率为0.08～0.11mm/d;BZ24和BZ27布置在边坡坡脚处，水平位移值19.9～21.1mm，变形速率为0.01mm/d。根据图7(b)边桩水平位移变化曲线可知，目前水平位移值较小，水平位移变形速率呈收敛趋势。

(3)测斜累计最大位移值为65.4mm，发生在第2级挡墙处，与数值计算的最大位移值的位置接近，因测斜埋设在加筋体内侧，所以测量值较小。

(4)位移计监测成果见图8(a)，由图可知，筋材两端变形大，中间变形小，位移计变形值在0～2.48mm范围内，其最大值发生在第2级挡墙上部;筋带最大应变值小于1.5%，说明目前筋带受到拉力较小。

(5)土压力监测成果见图8(b)，由图可知，垂直应力沿深度呈增大趋势，但实测值基本都小于理论计算值，说明拉筋改变了土体结构，减少了垂直应力。

综上所述，筋带应变、挡墙水平位移等监测值比计算值小，主要原因可能为:①目前筋材蠕变较小，其实际强度、刚度比计算时取值要大，因而目前的应变较小;②随着时间的推移，筋材的蠕变增大，强度、刚度逐渐接近计算取值，其应变也将逐渐增大。

图7 沉降和位移时程曲线Fig.7 Time-history curves of settlement and displacement

图8 格栅变形和土压力监测成果Fig.8 Monitoring results of geogrid deformation and soil pressure

6 结论

(1)神农架机场高加筋土挡墙工程已经施工完成，良好的施工效果证明综合采用极限平衡理论和强度折减有限元法进行高加筋土挡墙设计是合理的。

(2)在进行筋带抗断裂验算时，挡墙极限平衡法计算得到的筋带最大拉力值是有限元计算值的2倍，根据筋材应变监测结果可知，筋材的最大应变值小于1.5%，筋材受力很小，说明采用有限元计算的筋带拉力值进行设计更合理。

(3)有限元计算得出筋带的变形分布规律与位移计监测规律一致:筋带两端变形大，中间变形小，该规律可用于以后的设计工作中。

(4)有限元计算的竖向应力值和土压力监测的竖向应力值均小于极限平衡理论计算结果，说明由于筋带的存在改变了土体结构，减少了垂直应力。

目前国内高加筋土挡墙的理论研究和设计方法研究较少，该高加筋土挡墙的成功案例可为类似挡墙的设计提供借鉴。

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