闽东山区浸水挡墙的受力分析

(福州市公路局闽清分局，闽清350800)

闽东山区浸水挡墙的受力分析

■刘义河

(福州市公路局闽清分局，闽清350800)

本文采用GeoSt udi o有限元软件，对闽东山区典型类型路基填土的浸水挡墙进行受力分析，得出了水位变化时浸水挡墙的稳定性和应力场等变化规律：路基的稳定性安全系数在水位下降时较小，其下降速率越大安全系数越小，且墙后填土的饱和渗透系数越大，路基稳定系数越大；水位下降时路基土体各点的水平向和竖向有效应力均明显增加，挡墙的倾覆失稳和墙底滑动的风险也明显增加，设计中应适当加大挡土墙基础尺寸。

浸水挡墙水毁设计有限元分析

1 概述

闽东山区公路建设有众多的浸水挡墙，其在洪灾以及库水位变化等作用下经常出现垮塌，路基侧向滑移，引起公路交通中断。仅“尼伯特”台风的强降雨就造成闽清县66处公路挡墙垮塌，总长1518m，其中沿河浸水挡墙占总数约30%。图1为闽清前园线某浸水挡墙坍塌的现场照片。

图1 闽清前园线某浸水挡墙坍塌

目前对于浸水路堤的稳定性已有较多文献进行了相关研究[1-3]，但较少有文献关注浸水挡墙的破坏机理。本文针对闽东山区的典型路基填土——非饱和残积土，采用饱和-非饱和渗流理论和GeoStudio有限元软件，研究水位涨落时浸水挡墙的稳定性和应力场等变化规律，并为浸水挡墙的设计、施工和防护提供建议。

2 浸水挡墙数值分析模型

本文首先采用GeoStudio有限元软件的SEEP/W模块，分析路基的渗流场；再把路基的渗流场分析结果分别导入SLOPE/W和SIGMA/W模块进行路基的稳定性和应力分布分析[4]。有限元计算采用简化的二维平面模型，其中考虑到闽东山区的残积土质特点和挡墙特征，其路基模型采用路基填土和地基两种土组成，典型浸水挡墙路基有限元模型见图2所示。

图2 典型浸水挡墙路基有限元模型

有限元分析中，挡土墙取各向同性的线弹性本构模型，土体则采用Mohr-Coul模型[5]。相关材料的参数取用值见表1。由于挡土墙浆砌部分透水性很差，可以粗略不计，将其模拟成不透水材料。

表1 材料参数

泄水孔按墙顶至坡脚，每隔2m布置一个，且假定泄水孔通透性良好(不考虑孔后沙砾石对渗流的影响)，将其作为一般介质，取其渗透系数k为一个大值，即取0.01m/ s。

3 水位变化时路基的稳定性分析

基于前文的计算模型和参数，采用GeoStudio软件的SLOPE/W模块分析不同涨落条件对路基稳定性影响。计算工况共取8种，工况具体内容及各工况下路基稳定性系数的计算结果，见表2：

表2 水位变化工况内容及路基稳定系数

工况一时，路基稳定性分析所得路基失稳滑动面如图3所示(其余工况下的路基滑动面与工况一类似，未示出)：

由表2，工况一与工况二的稳定系数对比可知，水位下降某一相同水位时，水位从较高的初始水位下降比从较低的初始水位下降时路基的稳定系数要低，即水位下降到某一相同水位时，降低幅值越大对路基稳定性越不利。

从工况三与工况四的路基稳定系数对比可知，起始稳定水位相同，水位下降到相同高程时，下降速率的大小也是影响边坡稳定性的重要因素，水位下降速率越大，由边坡内指向坡外渗透力越大，因而边坡稳定性越小。可见，当水位从较高水位开始下降时，应控制好水位下降速率，以免引起边坡失稳破坏。

图3 工况一时路基稳定系数及滑动面

从工况五与工况六的路基稳定系数对比可知，水位上升到某一相同水位时，从较高的初始水位开始上升比从较低的初始水位上升时路基的稳定系数要低，即水位上升到某一相同水位时，上升幅值越大对路基稳定性越有利。

从工况七与工况八的路基稳定系数对比可知，起始稳定水位相同，水位上升到相同高度时，水位上升速率大的比水位上升速率小的路基稳定系数大，其原因主要是水位上升速率越大，由边坡外指向坡内的反向渗透力越大，因而边坡稳定性越大。

而从工况三与工况七的路基稳定系数对比可知，对于水位上升与水位下降工况，如最终所达到的水位高程相同，且两者的水位变化幅值与变化速率均相同时，水位上升时较水位下降时对应的路基稳定系数大。其主要原因是，水位上升，产生由边坡外指向坡内的反向渗透力越大，上升速率越大该渗透力越大；水位下降，产生由边坡内指向坡外的渗透力越大，下降速率越大该渗透力越大，因而水位下降对路基稳定性降低作用非常明显，这一点也体现在表2中，所有水位下降工况较水位上升工况的路基稳定系数低。因此，在水位变化时，下降工况下路基稳定性最差。建议公路运营中应控制好水位下降速率(一般不超过2.0m/d)，以免引起路基失稳破坏，对于暴洪等无法控制下降速率时建议水位下降期间车辆应与浸水挡墙保持一定安全距离。

另外，考虑到浸水挡墙墙后填土的饱和渗透系数对路基稳定的影响，本文计算了墙后填土饱和渗透系数为5e-5m/s、5e-6m/s和5e-7m/s时，水位以速率v=2.0m/d，由26m水位下降到22m水位，其它参数不变的情况下的路基稳定系数变化。其计算得到的路基稳定系数随时间的变化曲线见图4。

图4 不同填土渗透系数时路基稳定系数与时间曲线

由图4可见，墙后填土的饱和渗透系数对路基稳定的影响非常显著，饱和渗透系数越大，孔压增大或消散越快，边坡变形发展越迅速，路基的稳定系数也就越大；而从路基稳定系数随时间的变化来看，路基稳定系数在水位开始下降时急剧下降，最低点均处于水位下降开始的最初几天内，随后路基稳定系数回升，最终三者的稳定系数趋于一致。对此建议：浸水挡墙设计中，在不影响挡土墙结构的承载能力情况下，宜尽可能多设置泄水孔以增大路基稳定系数，泄水孔水平向和垂直向设置间距可选择为1.0～1.5m，孔径可以适当增大为0.15m；为了保证泄水孔通透性，宜在墙后泄水孔开口附近填放砂砾石；为了增大挡墙土体排水能力，墙后填土应采用透水性好的砂性土，并在墙背最底排泄水孔至墙顶以下0.5m高度内，填筑0.4m厚的砂、砾石竖向反滤层，反滤层的顶部应以0.5m厚不渗水材料封闭；挡土墙基础底部附近土体，可采用换填方式，换成透水能力较强的砾石，使墙后填土水尽快排出。

4 水位下降条件下路基应力场分布

考虑到浸水挡墙路基的稳定性以水位下降工况下最差，本文采用有限元计算分析了水位为26m的稳定渗流场孔压为初始孔压场，水位按不同速率下降到22m水位时，各工况下路基的竖向和水平向有效应力变化规律，见图5～图12。

图5 水位下降2d(v=0.5m/d)路基竖向有效应力场(单位:kPa)

图6 水位下降8d(v=0.5m/d)路基竖向有效应力场(单位:kPa)

图7 水位下降30d(v=0.5m/d)路基竖向有效应力场(单位:kPa)

图8 水位下降8d(v=2.0m/d)路基竖向有效应力场(单位:kPa)

图9 水位下降2d(v=0.5m/d)路基水平有效应力场(单位:kPa)

图10 水位下降8d(v=0.5m/d)路基水平有效应力场(单位:kPa)

图11 水位下降30d(v=0.5m/d)路基水平有效应力场(单位:kPa)

图12 水位下降8d(v=2.0m/d)路基水平有效应力场(单位:kPa)

图5～图7是水位下降2d、8d和30d时路基土竖向有效应力分布图。由图可见，水位以相同速率下降时，引起路基土的孔隙水压力消散，在土体总应力基本不变的情况下，路基土竖向有效应力随之增大。比较图5与图7的路基土竖向有效应力等值线，其最大值由250kPa增大到300kPa，最小值50kPa等值线上移，等值线向挡土墙聚拢等都说明在水位下降过程中路基土体竖向有效应力增大。而比较图5～图7中的竖向有效应力等值线的上移幅度可见，水位在相同速率下降的工况下，2d到8d比8d到30d所用的时间短，但等值线的上移幅度明显更大。这主要是由于，前期水位下降较快，引起路基边坡内的浸润线迅速下降，导致其孔隙水压力也迅速消散，土的竖向有效应力也就迅速增长；后期水位下降到一定高度不再变化时，等值线的变化主要是由于路基边坡内的浸润线下降的滞后性所引起的，此时其孔隙水压力继续消散，但其速率迅速减小，造成土体的竖向有效应力增长的速率也迅速减小，到30d时其有效应力基本不再变化，处于稳定状态。

图6和图8为不同降水速率时水位下降8d路基土竖向有效应力场图。由两图对比可见，在不同下降速率条件下，相同时间内，下降速率大的工况(图8)，其路基土体各点的竖向有效应力均明显更大。这表明在相同时间内，水位下降速率大的工况，其路基土有效应力增大的速率更快。

从图5～图8还可以看出，相同的条件下，路基土体竖向应力等值线的线形在挡土墙前后的变化较大，反映了挡土墙前后附近土的竖向有效应力受水位变化影响较大，这种趋势随着时间逐渐向外扩散。且各速率下降时都有这一特征，速率大时更为明显。

图9～图11是水位下降2d、8d和30d时路基水平向有效应力分布图。由图可见，其变化规律与竖向应力的变化规律相一致：水位以相同速率下降时，引起路基土的孔隙水压力消散，在土体的总应力基本不变的情况下，也引起路基土水平有效应力随之增大。比较图9与图11的路基土水平向有效应力等值线，其等值线最大值100kPa上移，挡土墙附近的50kPa等值线向挡土墙聚拢等也都说明水平向有效应力随水位下降时间增长而增大。而图9～图11中的水平向有效应力等值线上移的变化规律也与竖向相一致，即水位在相同速率下降时，2d到8d比8d到30d所用的时间短，但等值线的上移幅度明显更大，且由图10与图12比可见，相同时间内下降速率大的工况，其路基土体各点的水平向有效应力均明显更大，造成这种现象的原因与路基竖向有效应力的变化的原因相同。而从墙前与墙后土的应力对比看，水位变化时墙前土水平向有效应力随时间变化的滞后性比墙后填土的更小。

另外，考虑到水位下降过程中，不仅路基土体水平应力增大，挡墙前后还产生了较大的动水压力以及挡墙底部两侧的静水压力差，从而大大增加挡墙指向墙外的水平力[6]，使得浸水挡墙的倾覆失稳和墙底滑动的风险增加，也造成墙趾处路基土竖向有效应力的增加，其下降速率越大两者增加越明显。因此，设计中可采取适当加大挡土墙基础尺寸，增加墙趾伸出宽度及台阶数，换填基础底部土层，适当加大基底的内倾角度等增加挡土墙的基底承载能力、抗倾覆和抗滑移能力的措施。

5 结语

通过对闽东山区浸水挡墙有限元计算分析表明：

(1)水位下降工况较上升工况下路基的稳定安全系数更小，下降速率越大该数值越小，因此为避免路基失稳破坏，应控制好水位下降速率，且水位下降期间车辆宜与浸水挡墙保持一定安全距离。

(2)墙后填土的饱和渗透系数对路基稳定的影响非常显著，饱和渗透系数越大，路基的稳定系数也就越大，建议采用适当增加泄水孔数量，墙后填土采用透水性好的砂性土及基础底部换填成砾石等措施来增大墙后土体渗透系数。

(3)水位下降时，路基土体各点的水平向和竖向有效应力均明显增加，下降速率越大，增加越明显，其所产生的动水压力以及挡墙底部两侧的静水压力差越大，从而浸水挡墙的倾覆失稳和墙底滑动的风险更大。因此，设计中宜采取适当加大挡土墙基础尺寸，适当加大基底内倾角度等增加挡土墙的基底承载能力、抗倾覆和抗滑移能力的措施。

[1]贾建彬.临河浸水路堤稳定性分析[J].公路交通技术，2008(1)：12-14.

[2]王贵春，皇甫昱.浸水路堤边坡稳定性分析[J].科学技术与工程，2007，7(14)：3461-3464.

[3]朱冬林，任光明，聂德新，等.库水位变化下对滑坡稳定性影响的预测[J].水文地质工程地质，2002(5):6-9.

[4]陈浩，黄静，林锋，等.GeoStudio软件在土坡饱和—非饱和渗流分析中的应用[J].四川建筑，2008(6):67-68.

[5]赵明华.土力学与基础工程(第四版)[M].武汉：武汉理工大学出版社，2014.

[6]邓学钧.路基路面工程(第三版)[M].北京：人民交通出版社，2008.