城际铁路土工格栅加筋土挡墙变形数值模拟

沈立森, 程和堂，齐兴敏

(1.石家庄职业技术学院 建筑工程系，河北 石家庄 050081；2.中国铁路南昌局集团有限公司 鹰潭工务段，江西 南昌 335000；3.河北轨道运输职业技术学院 机电工程系，河北 石家庄 052165)

0 引言

城际铁路作为区域内城市间的大客流量交通系统，对挡墙结构的变形要求严格.过大的变形不仅会影响挡墙的正常使用，还会导致挡墙失稳破坏，而列车荷载作用下的城际铁路路基要保证高速运行列车的安全与舒适.近年来，土工格栅加筋土挡墙作为柔性支挡结构，在公路、市政、水利等领域应用广泛，因其具有抗震性能好，适应性强，施工方便，经济环保等优点已逐渐应用到了城际铁路领域中.因此，土工格栅加筋土挡墙的变形规律已成为完善加筋土理论和保证城际铁路的路基稳定和安全运营的重要内容.

文献[1]利用离心机模型试验研究了墙顶静荷载作用下加筋土挡墙的变形机理，分析了墙顶荷载对墙体变形的影响.文献[2]利用小比例模型试验，探讨了墙顶外荷载作用下的土工格栅加筋土挡墙的墙顶水平位移计算方法，分析了土工格栅蠕变效应对墙顶水平位移的影响.文献[3]分析了剪切速率和加筋材料特性对加筋土界面抗剪强度的影响规律，确定了加筋土挡墙的安全系数.文献[4]通过模型试验，对加筋土挡墙在列车荷载作用下的动态响应和变形理论进行了研究.文献[5]应用动力弹塑性有限元法,研究了竖向地震、加筋长度、面板与填土之间的摩擦角等计算参数对加筋土层内力和变形的影响.

青荣城际铁路正线长度299 km，为客运专线铁路，正线数目为双线，线间距为4.6 m，设计时速250 km,营运时速200 km.本文以青荣城际铁路工程为例，研究加筋土挡墙的变形规律，以期为城际铁路加筋土挡墙的设计和施工提供理论与技术支撑.

1 加筋材料的工程特性

土工格栅由于具有良好的工程特性被广泛应用于加筋土挡墙施工中.影响加筋土结构工作性状的主要特性包括拉伸、摩擦和蠕变[6].

1.1 拉伸特性

土工格栅作为加筋土结构中的柔性拉筋材料，主要通过抗拉强度来承受荷载并发挥作用.因此，抗拉强度及变形特征是土工格栅的重要指标.土工格栅的抗拉强度与测定时试样的形状、宽度和约束条件等有关.在不同的试验温度下，可呈现4种应变速率曲线，如图1所示.

图1 不同试验温度下应变曲线

图1中，A曲线为温度最低或应变速率最大的情况，拉力与延伸率关系近乎直线，在应变较小时即达到极限拉力，易发生脆性破坏.D曲线为温度最高或应变速率最小时的情况，在较小的拉力作用下即可产生较大的延伸率，易发生塑性破坏.B曲线、C曲线为两个极端情况下的中间状态.

1.2 摩擦特性

土工格栅埋于挡墙中后部，与周围土体构成复合结构，在自重和外荷载作用下会产生变形，同时在筋土界面产生相互作用，如图2所示.

图2 筋土界面的相互作用形式

从图2可以看出，筋土摩擦作用主要表现为直接剪切摩擦与拉拔摩擦两种.土工格栅拉筋的特殊性、不同土体摩擦机理的复杂性与筋土相互作用特性在土工格栅加筋机理中的重要性，决定了研究土工格栅摩擦特性的重要意义.土体与土工格栅间的摩擦力分为两部分：土颗粒与土工格栅间的咬合力、土体与土工格栅间的摩擦力.

1.3 蠕变特性

土工格栅的蠕变性影响加筋土结构的稳定性.蠕变特性会导致加筋土结构内部应力重新分布，以致水平位移过大或整体失稳.蠕变过程的应变曲线如图3所示.

图3 蠕变曲线

2 加筋土挡墙的破坏形式

目前，加筋土挡墙的破坏形式主要包括滑移破坏、倾倒破坏、拉断破坏和拔出破坏.其中，前两种为外部破坏，后两种为内部破坏.

(1)滑移破坏.如图4所示，当地基摩擦力不足时，滑动力大于抗滑力，挡墙会沿底面发生整体滑移.

图4 滑移破坏示意图

(2)倾倒破坏.如图5所示，当墙顶荷载过大，且多为偏心作用时，会产生较大的偏心荷载，使得倾覆力大于抗倾覆力，导致挡墙倾倒破坏.

图5 倾倒破坏示意图

(3)拉断破坏.如图6所示，筋带的抗拉强度不足会导致挡墙结构失稳破坏，原因在于筋带与面板连接的锚固力不足或筋带本身腐蚀老化，使抗拉能力减小.

图6 拉断破坏示意图

(4)拔出破坏.如图7所示，当筋土间的摩擦力不足时，会导致筋土产生相对位移，甚至出现严重变形.

图7 拔出破坏示意图

3 断面计算与网格划分

选取青荣线DK316+000断面.该断面墙体填料为粉质黏土，墙面板为直立形式，采用0.3 m砂石垫层处理地基，与CFG桩(英文Cement Fly-ash Gravel的缩写，意为水泥粉煤灰碎石桩)形成桩网复合地基.假定挡墙模型为平面应变模型，地基宽度为50 m，深度为15 m，桩长为4 m，桩径为0.5 m，桩间距为2 m，正方形布置，桩端深入花岗岩0.5 m；挡墙宽度24 m，高度7.2 m；面板厚度0.3 m；路堤采用17层土工格栅处理，间距均为0.4 m，1～12层格栅长度为8 m，13～17层格栅长度为10 m.以路基中心为对称轴，取半结构建立模型.加筋土挡墙计算断面示意图如图8所示.

图8 加筋土挡墙计算断面示意图

挡墙受重力、上部路面荷载和列车荷载的共同作用.设挡墙的边界条件为：筋土界面与桩土界面采用接触单元，施工过程采用生死单元，模型底部施加竖直和水平双向约束，路基中心线和左侧地基施工受水平约束，顶部与挡墙左侧为自由边界.采用大型非线性有限元软件ADINA进行数值模拟，各材料参数如表1所示，边界条件与网格划分如图9所示.

表1 材料参数表

图9 边界条件与网格划分图

4 计算结果与分析

4.1 工后竖向沉降变形分析

加筋土挡墙土层铺轨通车后的工后竖向沉降云图如图10所示.

图10 竖向沉降云图

从图10可以看出，最大沉降点位于挡墙中上部，沉降值为12.7 mm，墙顶与面板附近的沉降量相对较小；面板附近填土的沉降比同高度的其他部位填土的沉降小，原因在于面板迎土侧与附近土体存在摩擦，阻碍了土体沉降；大部分桩与桩之间土的沉降值相同，原因在于桩体有效地控制了地基沉降，使得桩与桩之间土的沉降相对一致.

4.2 水平位移变形分析

加筋土挡墙土层铺轨通车后的水平位移云图如图11所示.

图11 水平位移云图

由图11可以看出，最大水平位移点位于挡墙中部面板附近，变形值为5.7 mm，变形量从最大位移点向墙顶与墙底两侧逐渐减小；同一高度上的水平位移在挡墙侧最大，随着与挡墙面板距离的增大，水平位移逐渐减小.原因一是面板具有较高的刚度，在一定程度上可抵抗侧向的土压力；二是格栅的横向加筋作用使得筋土间产生了较大的摩擦力，且摩擦力主要分布在加筋土挡墙的主动区，从而阻止了土体的水平位移.

4.3 潜在破裂面分析

潜在破裂面的确定是加筋土挡墙结构设计的关键.当加筋土挡墙无墙顶荷载作用时，潜在破裂面的确定可通过传统的 0.3H法来确定，但它并不能准确地反映有墙顶荷载作用的加筋土挡墙的破坏特征，不适用于城际铁路领域.实际上，当格栅被拉断或拔出后，加筋土挡墙将沿破裂面发生破坏.破裂面可通过格栅的最大轴力点来确定.加筋土挡墙破裂面对比(有限元法、0.3H法)图如图12所示.

图12 加筋土挡墙破裂面对比图

5 挡墙变形与破裂面主要影响因素分析

5.1 加筋间距与挡墙变形的关系

加筋不仅可提高土体的极限强度，抑制塑性区的发展，约束土体侧向位移，还可增强挡墙整体性，减少不均匀沉降，保证城际铁路挡土墙的安全性.一般来说，筋材越密集，筋土总摩擦力越大，挡墙的安全系数越高，但加筋间距过小容易造成超筋土，导致浪费，且增加施工难度.因此，在保证加筋土挡墙稳定的前提下，要充分发挥加筋的作用，就必须合理地确定加筋率.改变加筋间距可得出各工况下的变形曲线.加筋间距与水平位移的关系如图13所示，加筋间距与竖向沉降的关系如图14所示.

图13 加筋间距与水平位移的关系

图14 加筋间距与竖向沉降的关系

从图13、图14可以看出，当加筋间距不超过0.6 m时，水平位移量随加筋间距的增大而增大，但速率缓慢，竖向沉降基本不变；当间距超过0.6 m时，水平位移量迅速增大，竖向沉降也有所增大.原因在于加筋间距的增大使得筋土接触面积减少，锚固力不足，与筋材的侧向约束力减弱，导致水平位移增大，而加筋间距对竖向沉降影响不大.因此，格栅的加筋间距不能超过0.6 m.

5.2 墙顶荷载与潜在破裂面的走向

确定加筋土挡墙的墙顶荷载，可使挡墙在安全范围内运营.根据不同荷载作用下各层格栅最大轴力点的位置，可得出不同墙顶荷载作用下的潜在破裂面变化曲线，如图15所示.

图15 不同荷载作用下的破裂面曲线

从图15可以看出，当上部无荷载时，破裂面形式与0.3H法确定的非常接近，随着墙顶荷载的增大，破裂面逐渐偏离面板.原因在于墙顶荷载的增大导致荷载影响范围扩大，滑移破坏面的面积增大，挡墙结构的安全系数降低.

6 结论

本文结合青荣线城际铁路加筋土挡墙工程实际，对土工格栅的加筋机理和变形理论计算进行了研究，得出如下结论：

(1)挡墙最大沉降点位于挡墙中上部，墙顶与面板附近沉降较小，大部分桩体可有效控制地基沉降，与桩间土沉降协调.最大水平位移点位于挡墙面板附近，且逐渐向墙顶与墙底两侧减小.面板具有较高的刚度，可抵抗侧向土压力.格栅具有横向加筋作用，筋土间摩擦力可阻止土体水平位移.距墙底2.0 m范围内，有限元法确定的挡墙潜在破裂面与0.3H法较为接近；2.0 m以上时，两曲线逐渐偏离.

(2)加筋间距超过0.6 m时，将导致锚固力不足，侧向约束力减弱，水平位移增大，而加筋间距对竖向沉降影响不大.过大的墙顶荷载会使挡墙竖向沉降增大，荷载影响范围和破裂面的面积扩大，导致加筋土结构迅速破坏，降低挡墙的安全系数.