浆砌片石挡土墙稳定性分析与加固方法研究

2017-01-10方俊杰武可爽

湖南交通科技 2016年4期

关键词：片石挡土墙挡墙

方俊杰，刘泽，武可爽，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)

浆砌片石挡土墙稳定性分析与加固方法研究

方俊杰1，刘泽2，武可爽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)

针对浙江S228省道K11+056～K11+116路段挡土墙出现的外倾失稳现象，在对挡土墙进行稳定性分析的基础上，采用FLAC3D建立数值分析模型，研究了挡土墙采用预应力锚杆加固和锚注联合加固的可行性并对挡土墙进行加固。结果表明，锚注联合加固可以将锚杆加固和注浆加固进行有机结合，S228省道采用锚注联合加固方案是可行的，加固后挡土墙的安全系数符合规范要求。为类似工程的加固提供参考。

浆砌片石挡土墙；稳定性；锚杆加固；注浆加固

0 引言

在山区公路建设中，由于石料来源广、强度高、成本低，浆砌片石挡墙得到大量应用，但也存在材料消耗多、施工工艺性强、工人劳动强度大，施工质量一直为人垢病，并且在长期的交通荷载、雨水淋滤侵蚀等作用下，工程中浆砌片石挡土墙的病害层出不穷，严重影响到道路营运的安全。

开展山区公路挡土墙病害与加固技术研究，对保障道路安全有着重意义，国内的许多学者与技术人员都投入了大量的精力。杨建国[1]分析了刚性挡墙常见病害成因及加固方法；陈华[2，3]分析了公路加筋土挡土墙、锚锭板挡土墙的病害及其整治措施;罗江波[4]研究了壁板式锚杆挡土墙典型破坏原因与加固措施；何善国[5]分析了病险及旧挡土墙加固改造途径。一些学者还研究了挡土墙的质量检测方法[6]、安全评估方法[7]、加固设计方法[8]等，有力的促进了山区公路挡土墙维护、管理与加固技术的发展。

笔者结合浙江省S228省道K11+056～K11+116段挡土墙的实况，开展浆砌片石挡墙的稳定性分析与加固方法研究，保障了S228省道的安全营运，也为今后类似工程的加固设计提供了参考。

1 工程背景

S228省道建设于上个世纪九十年代初，最初设计速度仅30 km/h、路基宽7.5 m(路面宽6.0 m)、最大纵坡5.9%、平曲线最小半径为30 m，沥青路面。随着社会经济的发展，交通量大增，车、行人在同一条路上，相互干扰，交通事故频发，无法满足交通需求量。2013年春节前K11+056～K11+116段挡土墙已经出现了外倾失稳迹象，给域内的居民生活出行带来严重威胁，必须及时对该挡土墙进行加固。现场勘察表明，该处挡土墙为浆砌片石挡土墙，墙高11～13 m(不含基础)，受风雨侵蚀作用砂浆和墙面块石化风严重，块石间隙过大，墙面中下部杂草丛生，在墙顶可观察到护栏外倾、护栏下方与路面均出现纵向裂缝，如图1～图3所示。

图1 挡土墙立面图

图2 护栏及其下裂缝图

图3 路面纵向裂隙

2 挡土墙加固方法研究

2.1 模型建立

为了使挡墙加固具有针对性，确保加固后路基的可靠性，本文采用数值分析法讨论挡土墙稳定性和加固方案可行性。根据现场勘测数据，建立如图4所示的挡土墙稳定性分析模型。考虑路基右侧的边坡为岩质边坡，应当处于稳定状态，为了减少安全系数计算时的影响，故建模时不考虑路基右侧的岩质边坡。建立的模型宽31 m，高22 m，其中挡墙高13 m，埋深1 m。各部分的力学参数见表1。

图4 加固前挡土墙的数值分析模型

表1 岩土体的力学参数序号名称本构模型粘聚力/kPa内摩擦角/(°)1挡土墙弹性——2墙后填土莫尔库仑5333岩质边坡莫尔库仑75444地基莫尔库仑60405注浆区莫尔库仑3638

加固方案考虑了2种方案，一是锚杆加固；二是锚注联合加固，如图5所示。

图5 加固后挡土墙的数值分析模型

2.2 加固前挡土墙的稳定性分析

由现场勘察可见，挡土墙护栏外倾、护栏下方与路面均出现纵向裂缝，表明挡墙已处于极限状态。采用超载法寻找挡墙的极限状态。当墙顶超载增加到30 kPa时，计算不收敛，可认为挡墙处于极限状态(安全系数为1)，这也与S228省道的实际交通状况基本相符。

图6为挡墙处于极限状态时的剪应变增量云图和位移矢量图。图7为挡墙处于极限状态时的水平变形云图。分析可知，挡墙的滑裂面位于墙后填土内，挡墙的位移模式为上部大下部小，呈向外倾覆式失稳，与现场观测模式一致。

图6 极限状态时的剪应变增量云图

图7 挡墙处于极限状态时的水平变形云图

2.3 锚杆加固后挡土墙的稳定性分析

初定锚杆加固方案为在挡墙中上部布置2根直径为32 mm的预应力锚杆，锚杆设计参数见表2。

表2 锚杆加固方案锚杆位置锚杆直径/mm锚杆倾角/(°)长度/m预应力/kN锚固长度/m上部321510602下部323010602

建模后采用强度折减法对加固方案的安全系数进行计算，锚杆加固后挡墙的安全系数为1.24。图8为锚杆加固后挡墙的水平变形分布云图。与图7对比分析可知，在挡墙中上部加设预应力锚杆后，挡墙的水平变形模式发了很大的变化，产生最大位移的部位由加固前的顶部转移到下部，即挡墙的破坏失稳模式由外倾变为滑移破坏。图9和图10分别为锚索的轴力和锚固力分布图。上部锚杆的最大轴力为164.2 kN，最大锚固应力38 kPa，下部锚杆的最大轴力为117.8 kN，最大锚固应力86 kPa。

图8 锚杆加固后挡墙的侧向变形云图

图9 锚杆加固的锚杆轴力分布图

图10 锚杆锚固力分布图

从计算结果可以看到，2根锚杆加固后挡墙的安全系数还是偏小，且加固后挡墙下部变形也较大，为了进一步提高加固后的安全系数并控制挡墙下部的变形，拟在挡墙下部再增加1根锚杆。修改后加固方案的参数见表3。

表3 修改后的锚杆加固方案锚杆位置锚杆直径/mm锚杆倾角/(°)长度/m预应力/kN锚固长度/m上部321510602中部323010602下部32158602

再次采用强度折减法进行计算，挡墙的安全系数为1.42。图11为修改加固方案后挡墙的水平变形云图。与图8对比可知，在挡墙下部加设预应力锚杆后，挡墙的稳定性明显增加，最大水平变形发生在墙趾前方。最大水平位移量也要较加固和修正前小很多。图12和图13分别为锚杆的轴力和锚固力分布图。顶部锚杆的最大轴力为170.2 kN，最大锚固应力44 kPa。中间锚杆的最大轴力为122.2 kN，最大锚固应力39 kPa。底部锚杆的最大轴力为223.2 kN，最大锚固应力267 kPa。

图11 方案修正后挡墙的水平位移云图

图12 方案修正后的锚杆轴力分布图

图13 方案修正后的锚固力分布图

2.4 锚注联合后挡土墙的稳定性分析

考虑到山区公路挡土墙墙后多以砾石质土为填料，渗透性较强，锚固介质进入后可能流失率过高，无法为锚杆提供可靠锚固地层，方案讨论时要求考虑锚注联合加固，即在修正后的锚杆加固方案基础上再增加竖向注浆要求。加固方案见表3。

建立模型后同样采用强度折减法对锚注联合加固后挡土墙的安全系数进行求解。计算得到加固后挡土墙的安全系数为1.99，满足《公路路基设计规范》的要求。图14为极限状态下(折减系数为1.99)挡土墙的剪应变增量云图。与图8相比可知，加固后挡土墙的剪应变增量有很大的变化，不仅数量上极大减小，而且分布规律也大为不同，最大剪应变增量出现在墙趾前方，墙后土体内没有出现贯通性的滑动面。图15为加固后挡土墙的水平位移分布云图。与图7对比可知，加固后挡土墙的水平位移分布模式有明显变化，最大位移不是挡墙顶部，而出现挡墙中部，而且数量要小得多。图16为极限状态下锚杆的轴力分布图，最大轴力为165 kN。可见，挡土墙采用锚注联合加固可将锚杆加固和注浆两者进行有效结合，其加固效果要比仅用锚杆加固的效果好很多。

由此可见，该挡墙采用锚注联合加固方案是可行的，加固后挡土墙的安全系数可以规范要求，并有较高的安全余量。因此，在对方案进行细化后进行加固施工。图17为注浆加固的施工过程，图18为锚注联合加固后的挡土墙。加固结束并营运2 a后，笔者再次现场进行了回访，该路段运行良好、路面平整，挡土墙没有出现新的失稳迹象(图19)，表明加固是成功的。