基于数值分析的衡重式挡土墙失稳模式研究

吴佑平， 刘 泽， 方俊杰， 林 琼

(1.浙江省交通工程建设集团第三交通工程有限公司， 浙江 杭州 323000；2.湖南科技大学 土木工程学院， 湖南 湘潭 411201)

基于数值分析的衡重式挡土墙失稳模式研究

吴佑平1， 刘 泽2， 方俊杰1， 林 琼1

(1.浙江省交通工程建设集团第三交通工程有限公司， 浙江 杭州 323000；2.湖南科技大学 土木工程学院， 湖南 湘潭 411201)

衡重式挡土墙是山区公路建设中广泛使用的支挡结构，其稳定性直接影响工程结构的安全性。基于FLAC3D建立了衡重式挡土墙分析模型，采用墙顶超载法和强度折减法研究了衡重式挡墙在路面超载、墙身质量薄弱以及地基强度不足时引起病害。研究表明：随墙顶荷载增加，墙后的水平土压力增大，挡墙发生外倾失稳时可能伴有墙身拉裂或地基压缩破坏；当墙身质量较差时，墙体剪切带在挡墙外侧中下部形成，并斜向上发展，剪切带位于下墙内；当地基承载力较低时，挡墙易发生整体滑移失稳，墙内存在2条滑裂面。

衡重式挡土墙； 失稳； 数值分析

0 引言

山区地形起伏大，沟壑纵横，使得公路建设时深挖高填现象非常普遍，形成了大量的工程边坡。为了维护这些边坡的稳定性，挡土墙成为公路沿线最常见的构筑物。目前在工程得到应用的挡土墙有多种形式，如重力式挡墙、加筋土挡墙、悬臂式挡墙、锚杆挡墙等。由于山岭地区石料来源广、数量多，且石料的强度较高、抗风化性能较好，重力式挡墙应用最为广泛，其中衡重式挡土墙具有可以利用衡重台上部填土的重力，使墙体重心后移以抵抗土体侧压力，使基底应力趋于均衡，增加墙身的稳定性的优点，在高等级公路建设中得到大量应用。

作为一种传统支挡结构，国内外的学者对衡重式挡土墙开展了多方面的研究。刘运涛[1]通过数值模拟研究列车荷载对衡重式挡土墙土压力与稳定性影响研究；宗全兵[2]、常乃超[3]推导出衡重式挡土墙土压力计算的数解公式；陈丽[4]对衡重式挡土墙的抗震性能进行了分析；张家国[5]通过离心模型实验研究了衡重式档土墙的受力与变形特性；陆阳[6]还对路基衡重式挡墙开展了现场监测；邹新军等[7-10]开展了衡重式挡土墙的结构优化研究，这些研究对衡重式挡墙的推广应用发挥了重要作用。衡重式挡墙优点明显，但在实际工程中病害也很常见。本文结合浙江省交通科技项目(2013H27 — 4)的研究，对衡重式挡土墙的失稳模型进行了数值分析，为公路挡土墙的设计与维护提供指导。

1 分析方法与建模

研究以330国道改扩建工程为背景，采用美国ITAS咨询公司开发的有限差分法软件FLAC3D建立数值分析模型。

330国道莲都至缙云段是丽水市境内交通最繁忙的路段之一，因路面窄、弯急、坡陡、视距不良等行车危险路段较多，使得道路服务水平较低，拥堵现象时有发生，不能满足社会发展的需要，急需进行改建扩容。原330国道的路基支挡结构一般为干砌片石挡墙，改扩建后拟采用衡重式浆砌片石挡墙，并根据不同路段条件设计院给出了通用图(图1)。为使研究具有代表性，这里取墙高为10 m的挡墙为原型，建立如图2所示的数值分析模型，模型宽24 m，高20 m，沿线路方向取1 m。模型包括衡重式挡墙、墙后填土及地基三部分，地基和墙后填土采用莫尔-库仑模型，挡墙采用弹性模型，各部分的参数见表1。计算时，模型底部固定并约束模型左右两侧面沿x向的位移和模型前后两侧面沿y方向的位移。

图1 衡重式挡土墙断面设计图(单位： cm)

图2 计算模型

表1 岩土体的力学参数材料本构模型密度/(kg·m-3)体积模量/kPa剪切模量/kPa粘聚力/kPa摩擦角/(°)挡墙弹性270082×104516×104填料莫尔—库仑1900294×104113×1042521地基莫尔—库仑210073×10428×1042835

2 衡重式挡土墙的结构特性分析

建立模型后先进行自重平衡，然后在墙顶施工10 kN/m的均布荷载。由于衡重式挡墙的刚度很大，挡墙的水平应力和竖向应力分布比较均匀。其侧向和竖向变形均比较小，呈墙顶大墙底小的外倾式。图3为挡墙墙后侧向土压力沿墙高的分布曲线。可见，土压力分布以衡重台为界，上墙压力很小，下墙压力较大，且呈非线性分布，这种分布结果已为许多工程实测所证实。

图3 挡墙的土压力分布

3 衡重式挡土墙的失稳模式研究

3.1 墙顶超载引起的挡墙失稳

随着国民经济的发展，行驶在路面的超长超重车辆越来越多，使墙顶超载越来越大，不仅对路面有重要影响，也直接影响到路基与支挡结构的稳定性。为分析墙顶超载对挡土墙的影响，可通过荷载增量法(每级荷载增加10 kPa)逐渐增加墙顶荷载直至挡墙失稳(计算不收敛)。计算获得的数据很多，为了减少篇幅，仅取墙顶荷载为50、100、200、300 kPa时的计算结果进行分析。

图4为各级荷载作用下挡墙和其后土体的水平应力分布云图。随着墙顶荷载增加，墙后的水平土压力增大，并逐渐形成2个应力集中区：一是在墙趾下方形成一个压应力集中区，二是上下墙相接处形成一个拉应力区。若墙身质量较差或地基承载力较低时，在墙顶超载作用下挡墙发生外倾失稳时可能伴随有墙身拉裂或地基压缩破坏，将加速挡墙破坏失稳。

图5为各级荷载作用下挡墙和其后土体的竖向应力分布云图。分析可知，当墙顶荷载较小(<50 kPa)时，墙后竖向土压力分布较均匀，随荷载增大，挡墙外倾，下墙内侧有远离土体的趋势，使得下墙内侧附近的竖向应力并不随墙顶荷载的增加而增大，形成一个低应力区。另一方面，随荷载增大，挡墙外倾，墙趾对地基土体的挤压作用加剧，在墙趾下方逐渐形成一个高应力区。

图6为各级荷载作用下挡墙和其后土体的剪应力增量分布云图。随着荷载增加，剪切带首先在上墙内侧形成，逐渐向下发展，在墙后填土区内形成一个三角形破裂体，同时墙趾下方也形成了一个高剪应变增量区，逐渐向上发展，与三角形破裂体的剪切带相贯通。

a)50 kPa

b)100 kPa

c)200 kPa

d) 300 kPa

a)50 kPa

b)100 kPa

c)200 kPa

d) 300 kPa

a)50 kPa

b)100 kPa

c)200 kPa

d) 300 kPa

图7为各级荷载作用下挡墙水平变形沿墙高的分布曲线。随着荷载增大，挡墙的侧向变形增加，变形基本上都是外倾式，即墙顶大、墙趾处小但并非为零，挡墙的变形既有绕墙趾转动的分量，也有整体平移分量，以转动为主。

图8为各级荷载作用下挡墙侧向土压力沿墙高的分布曲线。墙后土压力的分布以减重台位置为界，上墙土压力随荷载增加而增大，当荷载小于200 kPa时，上墙土压力基本上沿墙高均匀分布，当荷载大于200 kPa后，上墙下部的土压力增长较快，而上部基本上不变，总体上为上部小、下部大；下墙土压力在减重台处出现集中现象，然后迅速减小，再随墙高的降低而增大。

图7 各级荷载作用下挡墙的侧向变形分布曲线

图8 挡墙侧向土压力与荷载的关系

3.2 墙体质量薄弱引起的墙体破坏失稳

当墙体施工质量满足设计要求时，墙体一般应具有足够的抗剪强度。但实际工程中，由于重力式挡墙圬工多、工艺性强，使得工人劳动强度极大。因此，浆砌挡土墙座浆率不高、空洞多、块石搭砌不合理的现象非常普遍。这时挡墙墙身整体性较差，依靠块石间的咬合摩擦作用保持稳定，更适合采用莫尔-库仑准则模拟，也可以采用强度折减法研究墙身的破坏规律。

将模型中挡墙的本构关系替换为莫尔-库仑准则。采用强度折减法对墙体材料进行折减，当折减系数为14.146时，墙体达到极限状态。图9为极限状态下墙身部分的剪应变增量云图。可见，剪切带首先在挡墙外侧中下部形成，并斜向上发展，剪切带主要位于下墙内。

图9 极限状态下墙身的剪应变增量云图

图10为极限状态下墙身的应力分布云图。分析可知，挡墙的应力分布与剪切带位置有明显关系，以剪切带为界，上部墙体两个方向的应力均出现急剧减小。

a) 水平应力b)竖向应力 图10 极限状态下墙身的应力分布云图

3.3 地基强度不足引起的失稳

造成挡墙整体滑移失稳的主要原因是地基承载力较低，可通过强度折减法使挡墙达到极限状态。当折减系数为1.83时，模型挡墙达到极限状态。

图11为极限状态下挡墙的剪应变增量云图。最大剪应变增量出现在墙趾前方2 m处，整个滑裂面可以看作两部分：一条是从墙趾前方发育，过墙踵再向填土区发展的曲线型滑裂面；第二条是沿上墙墙背，经减重台再向下发展的滑裂面，2条滑裂面在挡墙下墙墙后填土内交汇。

图12为极限状态下挡墙应力分布云图。可见，因地基强度不足而处于极限状态时，挡墙的水平应力(图12a)在墙趾下方、减重台附近和下墙中下部附近等处都出现应力增大现象，竖向土压力(图12b)在下墙后也出现增大，这将进一步加速地基破坏，造成挡墙和路基失稳。

图11 极限状态下挡墙剪应变增量云图

a) 水平应力b)竖向应力 图12 极限状态下模型的应力分布云图

4 结论

1) 在墙顶超载作用下，随着墙顶荷载增加，墙后的水平土压力增大，并在墙趾下方和上下墙相接处各形成一个压应力和拉应力区集中区，使挡墙发生外倾失稳时可能伴随有墙身拉裂或地基压缩破坏。

2) 当墙身质量较差时，剪切带首先在挡墙外侧中下部形成，并斜向上发展，剪切带主要位于下墙内。

3) 当地基承载力较低时，挡墙易发生整体滑移失稳，墙内滑裂面可分为两部分：一是从墙趾前方发育，过墙踵再向填土区发展的曲线型滑裂面；二是沿上墙墙背，经减重台再向下发展的滑裂面，2条滑裂面在挡墙下墙墙后填土内交汇。

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1008-844X(2016)04-0028-05

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