山区沿溪公路路基稳定性数值分析与注浆加固研究

2015-04-26梁根才叶建胜

湖南交通科技 2015年1期

梁根才，刘泽，叶建胜

(1.浙江佳途勘测设计有限公司，浙江丽水 323000;2.湖南科技大学土木工程学院，湖南湘潭 411201)

0 前言

随着社会能源需求的不断增加，许多山区河流被截流蓄水发电，使得河道水位上升，一些依山伴水的公路路基由非浸水路基变成了浸水路基，荷载条件发生重大变化，路基的安全运营出现新的隐患。如何保证这些路基的稳定性是山区水电事业和交通运输业和谐发展的重要课题。

通过注浆改变路基填土性质、提高路基稳定性是蓄水前路基预加固的主要措施之一。国内外的许多学者都对注浆加固的机理和施工技术进行了研究。徐志永［1］对高压注浆的作用机理进行了分析，认为高压注浆加固土体有渗透、压密和劈裂等三方面作用，可以有效提高土体的抗剪强度和整体性。葛家良［2］通过注浆模拟试验，分析了被注浆介质的结构特征、浆液水灰比、注浆压力等因素对浆液扩散半径和结石体强度的影响规律。阮文军［3］通过试验研究了影响浆液扩散性能的因素。聂善文［4］进行小导管注浆试验，杨忠［5］采用超声法对注浆效果进行了检验。朱赤［6］、韩顺学［7］、郭建新［8］等沿河浸水挡土墙加固实践。笔者在沿瓯江的330 国道、333 国道也进行了多次加固实践。张君静［9］还分析了注浆加固的经济效益。

为了进一步探索注浆加固对沿溪库公路的作用效果，本文以FLAC3D为研究平台，建立数值加固模型，对路基挡土墙注浆加固的作用机理、加固设计参数的影响进行流固耦合分析，获得了一些有益结论。

1 水位变化对山区公路路基的影响与加固

由于地形复杂多变，山区公路一般都是依山伴水而行，路基多采用半挖半填结构，以重力式挡墙支挡。设计时主要考虑永久荷载和基本可变荷载，对动水压力、流水压力等可变荷载考虑较少。当河道被截流蓄水后，受山洪影响，水位极易出现暴涨落，使路基挡土墙的荷载条件发生重大改变。当河道水位升高时，墙前水压力增大会使挡土墙受到的总侧向压力减少，但路基填料会应含水量增加、饱和而软化，抗剪强度降低，使路基沉降增大;当河道泄水排洪时，库水位将快速下降，使挡土墙内外形成水力梯度，产生的非稳定渗流场［10～13］，不仅增加了挡土墙的侧向土压力，易造成路堤滑塌、挡墙倾覆失稳。而且渗透水压还会造成墙后填土内细颗粒填料不断流失，引起路堤沉陷。

尽管挡土墙加固的方法很多，但注浆加固的优点最明显。当将预配的胶凝浆液通过加压方式注入到土体并固化后形成结石体，不仅可以使浆液与土体颗粒相结合，将土体粘固成一个整体，改变土体的物理力学性质，提高c、φ 值，同时达到增加土体的密实性、降低土体的渗透性。当用于公路路基加固时，浆液通过渗透、挤压作用，对注浆点周围土体施加复杂的三向应力作用，使得土体中的水和气泡被挤出，最终会形成压缩模量小、凝聚力大，孔隙比、压缩系数显著降低的结石体，提高墙后土体自稳能力、降低作用在挡土墙上的侧向土压力。从而提高挡土墙的稳定性。

2 分析方法与模型

2.1 分析方法

墙前水位变化将使土体内孔压变化，引起非稳态渗流，故浸水挡土墙稳定性分析应进行流固耦合分析。本文采用FLAC3D建模，并基于达西定律和强度折减法进行流固耦合分析。

FLAC3D计算岩土体的流固耦合效应时，将岩土体视为多孔介质，流体在孔隙介质中的流动方程依据Darcy 定律［14］:

式中，i 为水力梯度;v 为层流状态下的流速;k 为渗透系数。

路基的稳定性计算采用强度折减法，以计算不收敛作为安全系数的判定准则。强度折减法的基本原理［15］是将材料的抗剪强度参数c，tanφ 同时除以一安全系数F，得到一组新的抗剪强度参数c'，φ'，即:

2.2 分析模型

图1 断面图(单位:m)

图2 分析模型

计算以330 国道青丽复线K60+879 断面为依托。路基断面设计如图1 所示，路基宽度为12 m，采用衡重式浆砌片挡土墙支挡，墙高13 m，路基右侧为河流。因建设水电站需要，对河流进行截流蓄水，蓄水后常水位水深6 m。据此，建立如图2 所示的数值模型，模型宽24 m，高21 m，沿线路方向取4 m。计算时约束底部全方向的位移、模型左右两侧x向的位移和模型y 方向的位移。结合《公路路基设计规范》(JTG D30－2004)要求，在路面施加q=10 kN/m2的简化车辆荷载。模型各部分的力学参数见表1。

表1 注浆前后土体参数对比

通过在挡土墙墙面和河床上施加孔压模拟墙前水位的作用。计算时以常水位为初始水位，静力平衡后，进行流固耦合计算;再计算水位下降对挡土墙稳定性的影响;然后对挡土墙进行注浆加固分析，讨论注浆参数对挡土墙稳定性的影响。

3 水位下降对挡土墙稳定性的影响

设墙前水位因河道泄洪而快速下降，由常水位(6 m)快速下降到1 m。每下降1 m 计算1 次，以挡土墙的水平位移和路基的安全系数为目标，讨论水位下降对挡土墙稳定性的影响。

图3 为初始水位(常水位，6 m)时路基模型的水平位移云图。渗流稳定后，挡土墙发生外倾式变形，最大水平位移为31 mm，出现在挡土墙墙顶处。将常水位下挡土墙的位移置零后再计算水位下降时的各工况。图4 为水位下降3 m 后模型的水平位移云图。当水位下降3 m 时，挡土墙新增了1.69 mm的位移，分布模式与常水位一致，呈外倾式。当水位下降5 m 时，挡土墙将新增2.57 mm 的变形量(图5)。

图3 初始水位时模型的水平位移云图

图4 水位下降3 m 后模型的水平位移云图

图5 为水位下降时挡土墙最大水平位移的变化曲线。随着水位差的增大，挡土墙的水平变形增大，当水位自常水位下降到1 m 时，挡土墙新增了3 mm的水平变形。

图5 水位下降对挡土墙最大水平位移影响

图6 为水位下降时路基安全系数与水位下降量之间的关系曲线。可以看出，水位下降量越大，路基的安全系数越小。与初始水位时的安全系数1.41相比，水位下降3 m 后安全系数为1.28，下降5 m后安全系数仅为1.26，已经小于《公路路基设计规范》(JTG D30－2004)的要求。可见水位快速下降对挡土墙的稳定性有较大影响。

图6 水位下降对挡土墙安全系数的影响

4 挡土墙注浆加固

4.1 注浆加固对挡土墙的影响

为了提高浸水后挡土墙的稳定性，拟在距路基边缘3 m 处向下钻孔注浆加固。注浆采用纯水泥浆，水灰比为1 ∶1，注浆范围:横向以钻孔为中心，左右各2 m;竖向从基底开始，向上6 m。图7 和图8 为注浆加固前后的水平应力和竖向应力云图。由于未加固前水位下降5 m 稳定后该模型的安全系数为1.26，模型中加固区域的土体还处于弹性状态并没有发生塑形破坏，所以注浆增大墙后填土的抗剪强度对模型的应力应变状态影响很小。因此，图7和图8 中加固前后的应力状态相差不大，加固后挡土墙的水位位移云图也和图4 相差不大。但采用强度折减法计算其安全系数，可得加固后的安全系数为1.47，较未加固时的安全系数(1.26)增大了16.7%，甚至大于原初始水位时的安全系数(1.41)，因此该加固方法是有效的。

图7 加固前后挡土墙的水平应力云图

图8 加固前后挡土墙的竖向应力云图对比

4.2 注浆参数对挡土墙稳定性影响

4.2.1 注浆深度的影响

设每个注浆孔的影响半径为2 m，分别计算注浆深度为2，4，6，8 m(从基底向上计量)时、水位下降5 m 后挡土墙的安全系数。图9 为不同注浆加固深度时挡土墙的安全系数。分析可知，挡土墙的安全系数随注浆加固深度的增加而增大，加固深度为0 时表示未进行加固。加固深度从0 m 增加到2 m时，安全系数增大幅度越大，之后随着加固深度的增加安全系数增长较缓。可见，实际加固时不需要沿全墙高注浆加固。

图9 加固深度对挡土墙安全系数的影响

4.2.2 注浆范围的影响

取加固深度为4 m，分别计算注浆加固范围为2、3、4、5、6 m 时挡土墙的安全系数。图10 为水位下降5 m 后、不同加固范围时挡土墙的安全系数增长曲线。由图可知，当加固范围从0 m 增加到2 m时，挡土墙的安全系数从1.24 增加到了1.41，与初始水位时的安全系数相当。之后随着加固范围的增大，挡土墙安全系数变化不大。可见，实际加固时也不需要进行全断面宽度注浆加固。

图10 加固范围对挡土墙安全系数的影响

4.2.3 注浆结石体强度的影响

注浆加固的效果与加固范围有关，还与固化后结石体的强度有关。结石体强度通常可以通过调整浆液种类、水灰比等参数调整。设加固范围为宽3 m、深4 m。以表2 中注浆后的土体参数为基础，考虑注浆后土体c 值和tanφ 值增大不同倍数时挡土墙安全系数的变化(注:增大倍数为0 时表示未进行加固)。图11a、图11b 分别为c 值和tanφ 值增大对挡土墙安全系数的影响曲线。可见，注浆结石体的强度对加固后路基的稳定有较大的影响。注浆后挡土墙安全系数随着c、tanφ 值的增加而增大，但结石体强度增加倍数在0 到1.25 之间时，路基安全系数增加明显，两者基本上呈线性关;继续增大胶凝体强度，安全系数的增长效果减小，曲线放缓。实际工程为了提高结石体强度而过多降低浆液水灰比，不仅会使注浆施工难以进行，而且路基稳定性提高幅度也有限。