抗滑桩-加筋土挡墙组合支挡结构开发

2019-02-21曹文昭郑俊杰薛鹏鹏

中南大学学报（自然科学版） 2019年1期

曹文昭，郑俊杰，薛鹏鹏

(1.华中科技大学岩土与地下工程研究所，湖北武汉，430074；2.中冶建筑研究总院(深圳)有限公司，广东深圳，518055)

随着我国交通基础设施建设的持续推进，高速公路、高速铁路不断向西部地区延伸，修建在山区陡坡地形上的高填方路基和半填半挖路基也越来越多[1]。与此同时，国民经济的发展和交通运输量的快速增加也使原有的低等级公路面临拓宽改造的问题。因此，有必要因地制宜，开发适合于山区陡坡地形上的路基修筑或拓宽方案。加筋土挡墙因具有自身重力小、整体性能好、对地基承载力要求低、变形协调能力强、施工简便和易取材等诸多优点，应用于上述路基工程中具有明显的优势，不仅能显著提高路基稳定性，还可以收缩坡脚、减少挖填工作量和降低工程造价[2]。由于山区陡坡地形上的填方路基势必存在沿坡面下滑的趋势，因此，需要采取有效措施提高加筋土挡墙的支挡效果和稳定性。目前，国内外学者提出的措施主要包括在加筋土挡墙中打设微型桩[3-4]或钢板桩[5]进行加固，或是与其他形式的挡墙联合使用，如衡重式挡墙[6]和扶壁式挡墙[7]，然而，上述措施均局限于对加筋土挡墙结构的自身形式进行改进，对于由山区陡坡上的软弱覆盖层或施工场地限制导致的加筋土挡墙稳定性不足[8]，上述措施的应用则受到了较多的限制。抗滑桩通过将桩体插入滑动面下的稳定地层，利用稳定地层的锚固作用和被动抗力来平衡滑坡推力，适用于浅层和中厚层滑坡的治理。蒋鑫等[9]采用抗滑桩对斜坡软弱地基上路基的侧向滑移和稳定性进行控制，数值模拟结果表明在下坡脚处打设抗滑桩可以有效约束斜坡软土地基的侧向滑移。年廷凯等[10]采用考虑桩-土-边坡相互作用的强度折减有限元程序，有针对性地探讨了抗滑桩设置参数对边坡稳定安全系数及临界滑动面的影响，以及不同桩头约束下抗滑桩内力分布。王聪聪等[11]也采用数值模拟探讨了抗滑桩-边坡体系中抗滑桩设桩位置、桩长等因素对边坡稳定安全系数、临界滑移面及桩体内力、变形的影响。上述研究成果有力验证了抗滑桩对边坡的加固效果，揭示了不同抗滑桩设置参数的影响规律，可为抗滑桩的工程设计提供参考。本文作者针对山区陡坡地形上加筋土挡墙抗滑稳定性的不足，阐述了抗滑桩+刚/柔组合墙面加筋土挡墙组合支挡结构的研发思路、结构形式和技术特征。通过建立数值模型，对3种不同形式的抗滑桩-加筋土挡墙组合支挡结构进行对比，以初步检验该组合支挡结构的优越性，并提出部分优化建议。

1 抗滑桩-加筋土挡墙组合支挡结构

1.1 研发思路

图1所示为现有的加筋土组合支挡结构。图1(a)和(b)中的微型桩和钢板桩都是在加筋土挡墙施工完成后才布设，无法提高加筋土挡墙在施工期间的稳定性，当边坡较陡或筋材铺设长度受限时，即使对边坡进行台阶开挖，也往往不足以控制填方路基沿坡面的滑动，容易沿挖填交界面发生整体失稳，此时需要在加筋土挡墙施工过程中采取其他抗滑措施。图1(c)和(d)中的衡重式加筋土挡墙和扶壁式加筋土挡墙虽然能够综合刚性挡土墙和柔性加筋土挡墙各自的优势，约束墙后土体侧向变形，降低墙背土压力并有效增加支挡高度，但并未很好地解决山区陡坡地形上加筋土挡墙抗滑稳定性不足的问题，此外，对地基的承载力和变形也有较高的要求，施工相对复杂。

图1 加筋土组合支挡结构Fig.1 Composed retaining structures of reinforced earth

抗滑桩施工快速、桩位灵活、土方量小且抗滑性能好，更重要的是，抗滑桩可以和其他边坡治理措施灵活配合使用。为提供足够的抗滑力，抗滑桩的锚固深度宜为桩长的1/3～2/5，且桩长一般不大于35 m。对于山区陡坡地形上的高填方路基，单一采用抗滑桩会导致桩长和锚固深度过大，进而极大地增加桩身截面积，增大施工难度，提升工程造价。唐晓松等[12]将锚索抗滑桩与加筋土挡墙联合应用于某滑坡治理工程，取得了良好的治理效果。在为安置库区移民而对滑坡进行的“开发性”治理时，也常利用抗滑桩形成平台为移民迁建提供建筑场地。

传统的返包式和模块式加筋土挡墙的面板刚度较小，单级墙高一般在10 m以下，太高则易产生较大的墙面变形或整体失稳，同时容易因局部拉筋断裂而产生较大范围的坍塌。若采用整体现浇钢筋混凝土面板，则传统工序为先浇筑面板再填土，从而造成墙后填土压实困难，面板和加筋土体之间的差异沉降较大，加筋材料直接连在面板上，也容易因填土压实施工及过大的地基差异沉降而发生连接破坏[13]。TATSUOKA等[14]提出了一种全高刚性墙面加筋土挡墙，在包裹式加筋土挡墙外侧现浇刚性混凝土面板，以约束墙后填土的侧向变形，陈建峰等[15]称之为刚/柔组合墙面加筋土挡墙。

针对单一抗滑桩或加筋土挡墙应用于山区陡坡地形上高填方路基支挡的不足，本文作者提出将抗滑桩与刚/柔组合墙面加筋土挡墙相结合，形成抗滑桩-加筋土挡墙组合支挡结构[16]，以充分发挥抗滑桩和刚/柔组合墙面加筋土挡墙各自的优势，形成抗滑稳定性高、墙面变形小、地形适应能力强且施工简便的山区陡坡上高填方路基支挡结构。

1.2 结构形式

抗滑桩-加筋土挡墙组合支挡结构的侧视图如图2所示，自下而上，主要包括抗滑桩(短桩)、连系梁(承台)、加筋土挡墙、刚性面板及连接件，具体形式如下。

1) 根据实际地形及坡面覆盖层情况，决定是否设置短桩和承台，抗滑桩(短桩)打穿覆盖土层并锚固在稳定地层中，抗滑桩(短桩)顶部设置连系梁(承台)；

图2 抗滑桩-加筋土挡墙组合支挡结构Fig.2 Retaining structures composed of anti-slide pile and reinforced earth retaining wall

2) 在连系梁(承台)上分层建造返包式土工格栅加筋土挡墙，同时在加筋土挡墙内预埋连接件，墙面由袋装碎石堆叠而成，连接件包括预埋锚固钢筋和角钢(图2(b))；

3) 在加筋土挡墙外侧架设钢筋网并现浇混凝土，形成刚性面板，并通过钢筋网与连接件牢固连接，形成整体性良好的刚/柔组合墙面加筋土挡墙。

1.3 技术特征

上述抗滑桩-加筋土挡墙组合支挡结构具有以下技术特征和突出优点：

1) 抗滑桩打穿覆盖土层并锚固在稳定地层中，解决了山区覆盖土层稳定性较差、承载力较低和稳定地层埋藏较深的问题，设置在桩顶的连系梁也为刚/柔组合墙面提供了稳固的基础。

2) 后浇钢筋混凝土刚性面板有效均化、减小了墙面水平变形，防止了表面冲刷、侵蚀和剥落，增强了加筋土挡墙的整体性、稳定性、耐久性和抗震性能。对于路肩式挡墙，刚性面板还可以作为道路附属设施的坚固基础，如护栏、声屏障和接触网支柱等，特别是能有效提高护栏的抗冲击性能，提高护栏安全系数，保障生命财产安全。

3) 先建造加筋土挡墙，后浇筑刚性面板，从而允许加筋土挡墙在建造期充分沉降，避免了墙后填土压实的困难，也避免了土工格栅与刚性面板直接连接时容易因填土的压实施工及过大地基差异沉降而引起的连接破坏。

4) 通过预埋锚固钢筋和角钢，以及现浇混凝土刚性面板施工期间水泥砂浆透过返包土工格栅，进入袋装碎石内产生浆固效果，有效保证了刚性面板与加筋土挡墙之间的连接。

2 组合支挡结构数值模型的建立

2.1 工程概况

贵州驾荔(驾欧—荔波)高速公路是《贵州省高速公路网规划》中黔东南州至黔南州高速公路的重要组成部分，其中YK17+465～YK17+540拉耐隧道过渡段通过狭长沟谷，横坡较陡，如图3所示。原计划采用桥梁方案，后来为了方便隧道进洞的施工组织和洞渣的就地消化，设计采用高填方路基通过，填方高度达20 m。由于加筋土挡墙对填料有严格的要求，无法采用洞渣填料，因此，通过对路堤墙、桩板墙和桩基承台挡墙等多种支挡结构进行方案比选，最终采用抗滑桩+重力式挡墙组合支挡结构[17]，重力式挡墙高为10 m，抗滑桩截面长×宽为2.4 m×1.8 m。本文作者参与了该段高填陡坡路基的现场试验工作，并建立三维数值模型对桩墙联合支挡结构的极限状态和稳定性进行了研究[18]。

图3 驾荔高速现场试验段Fig.3 Test field of Jia’ou—Libo expressway

2.2 组合支挡结构数值建模

将组合支挡结构应用于上述工程，对原试验段高填陡坡路基进行简化，取单根抗滑桩加固宽度为计算单元，采用FLAC3D有限差分程序，分别建立抗滑桩+刚/柔组合墙面加筋土挡墙(模型1)和抗滑桩+承台+刚/柔组合墙面加筋土挡墙(模型2)的三维数值模型，如图4所示。模型2中，为对比抗滑桩和承台之间连接方式的影响，将固接记为模型 2(刚接)，栓接记为模型2(铰接)。抗滑桩取2个半桩，桩长为12 m，桩间距为6 m，截面长×宽为2.4 m×1.8 m，单级加筋土挡墙高14.4 m，刚性面板(现浇钢筋混凝土板)和柔性面板(袋装碎石)厚度均为0.6 m，其余尺寸如图4所示。

2种模型的建模顺序为：1) 抗滑桩(短桩)和连系梁(承台)施工；2) 土工格栅返包袋装碎石，分层填筑、压实填土(1.2 m/层)；3) 后浇钢筋混凝土面板。为体现土工格栅对袋装碎石的返包约束效果，重置了土工格栅与袋装碎石连接处的 link，释放了转动约束而使位移协调。模型2中，短桩和承台的施工需进行覆盖层的开挖，为确保开挖过程中的边坡稳定，需在开挖侧对覆盖层进行临时支护(图4(b))，然后，随加筋土挡墙的分层填筑，逐层拆除临时支护。数值模拟中对该过程进行了简化，即先约束该开挖面节点的水平位移，然后逐层释放。

由于刚性面板和加筋土挡墙通过预埋刚性连接件形成刚度较大的整体，在上覆荷载作用下，刚性连接件分担的水平附加荷载比例甚至可高达60%[15]。但由于本文主要分析建造期组合支挡结构的工作性能，该过程中刚性连接件的影响有限(对格栅拉力分布的影响除外)，为简化建模，本文2种模型的数值模型中均未设置刚性连接件。

图4 组合支挡结构数值模型Fig.4 Numerical models of composite retaining structure

2.3 材料本构模型及参数

2种模型的数值建模中，地基土、覆盖层和填土采用 Mohr-Coulomb模型，刚性面板、抗滑桩(短桩)和连系梁(承台)均采用弹性模型，弹性模量E=30 GPa，泊松比ν=0.17，重度γ=25 kN/m3，其余材料参数见表1。为模拟2种性质差异较大材料之间的相对滑移和分离，在桩体与地基土、覆盖层之间以及承台与覆盖层、填土之间均设置接触面，接触面的摩擦参数(c和φ)取相邻土层参数的0.8倍，法向刚度kn和剪切刚度ks取接触面相邻区域“最硬”土层等效刚度的10倍[13]。

土工格栅采用Geogrid单元，设置于每层填土中间，在填土范围内通长水平铺设，共12层，层间距为1.2 m，格栅厚度为5 mm，弹性模量E=2.6 GPa，泊松比ν=0.33，耦合弹簧内聚力c=2 kPa，摩擦角φ=24°，单位面积刚度k=2.3 MPa。

表1 模型材料参数Table 1 Material properties of numerical models

3 数值计算结果分析

3.1 墙面水平位移

图5 建造完成时墙面水平位移Fig.5 Horizontal displacements of wall facings at the end of construction

墙面水平位移是衡量加筋土挡墙变形和工作性能的重要指标之一。图5所示为建造完成时不同高度处的墙面水平位移。从图5可知：3种模型下的墙面水平位移模式均呈现明显的“鼓肚”现象，模型1的最大墙面水平位移达 135.0 mm，远大于模型 2的 63.0 mm(铰接)和59.6 mm(刚接)，分别为2.1倍和2.3倍，发生高度依次为3.6，4.8和6.0 m，变化显著。模型2中，抗滑桩与承台刚接或铰接对墙面水平位移的影响不大，主要体现在 6 m以下墙高位置，最大差值为12.4 mm，经分析认为主要由2种连接方式下抗滑桩桩顶的水平位移差异引起。

3.2 抗滑桩位移

图6所示为建造完成时抗滑桩桩身水平位移随深度的变化。从图6可知：模型1和模型2(铰接)的桩身水平位移随深度增加而减小，最大桩身水平位移出现在桩顶，分别为43.9 mm和12.7 mm，而模型2(刚接)的桩身水平位移随深度增加先增大后减小，最大桩身水平位移出现在2 m深度处，为7.7 mm，略大于桩顶水平位移。最小桩身水平位移均位于桩端，大小顺序与桩顶位移刚好相反。3种模型中，模型1的桩身水平位移随深度增加，其减小速率最快，幅度也最大，甚至出现了负值，而模型2的桩身水平位移始终为正。其原因是：模型1中抗滑桩仅受地基土和覆盖层的侧向约束作用，在上部加筋土挡墙填土荷载作用下，抗滑桩上部承受了很大的水平推力作用，而模型2中加筋土挡墙的填土荷载很大一部分通过承台以竖向荷载的形式作用于抗滑桩，加上短桩的水平约束作用，因此，模型2的桩身上部水平位移远比模型1的小。同时，抗滑桩与承台的刚性连接对抗滑桩的水平位移形成了较强的约束作用，因此，模型2(刚接)的桩身水平位移和偏转量最小。

图6 建造完成时抗滑桩桩身水平位移Fig.6 Horizontal displacements of the anti-slide piles at the end of construction

图7所示为建造过程中桩顶竖向位移随加筋土挡墙填土高度的变化规律。从图7可知：3种模型下桩顶竖向位移均随填土高度的增加而增大，建造完成时桩顶竖向位移的大小顺序与桩顶水平位移的大小顺序刚好相反，模型2(刚接)最大，达20.2 mm，其次为模型2(铰接)，为17.7 mm，模型1最小，为13.5 mm。上述分析进一步表明采用抗滑桩+承台结构能够更好地将上部加筋土挡墙荷载以竖向荷载的形式作用于抗滑桩，同时大幅度减小作用于桩顶的水平荷载。

郑俊杰等[18]发现桩基挡墙结构的极限状态由抗滑桩的抗剪承载力控制，因此，采用抗滑桩+承台结构不仅可以大幅度提高组合支挡结构中抗滑桩的稳定性，还可极大提高组合支挡结构的承载力。相比于铰接，抗滑桩与承台刚性连接能够使上述效应得到更好地发挥。

图7 建造过程中抗滑桩桩顶竖向位移变化规律Fig.7 Vertical displacements of anti-slide pile heads during construction

3.3 抗滑桩桩身弯矩

图8所示为建造完成时抗滑桩桩身弯矩分布。从图8可知3种模型下的抗滑桩桩身弯矩和分布形态均呈现明显的差异：模型1的桩身弯矩随深度增加先增大后减小，均为正值，主要由桩顶水平推力引起，最大弯矩发生在桩深5.5 m处，为7.88 MN·m；模型2(刚接)的桩身弯矩最大值出现在桩顶，达9.45 MN·m，随深度的增加而减小，且均为负值，分析认为主要与桩顶处承台的转动约束及偏心竖向荷载作用引起的集中力矩相关；模型 2(铰接)的桩身弯矩存在明显的反弯点，随深度增加，桩身弯矩先由负转正，再逐渐减小，最大桩身(负)弯矩位于桩顶，为 2.64 MN·m，主要由承台传递的偏心竖向荷载引起。

图8 建造完成时抗滑桩桩身弯矩Fig.8 Bending moments of anti-slide piles at the end of construction

上述分析表明：在抗滑桩顶部设置承台可以在减小桩身水平位移的同时显著改变抗滑桩内力分布形态，而改变抗滑桩与承台的连接方式，同样可以引起抗滑桩内力分布的大幅调整。抗滑桩正常工作状态下的内力分布直接影响着包括桩长、截面、配筋和混凝土强度等级等抗滑桩参数的设计和选用，因此，在抗滑桩+承台结构设计中，适当弱化抗滑桩和承台的连接强度，虽然会引起桩身和墙面水平位移的部分增大，但可以大幅减小桩身弯矩峰值并改善桩身弯矩的分布，从而优化抗滑桩截面和配筋等重要参数，节省工程投资。

3.4 格栅拉力

选取建造完成时加筋土挡墙中第 3、6、9和 12层的格栅拉力进行分析(对应的墙高H分别为 3.0，6.6，10.2和13.8 m)，图9所示为格栅拉力随距墙面距离变化的分布。从图9可知：3种模型中，第12层(顶层)格栅拉力出现负值，实际并不存在，因此，不进行分析，除此之外，其余各层格栅拉力均随距墙面距离的增加而减小，最大拉力均发生在格栅与柔性面板(袋装碎石)的连接处；模型 1中各层格栅最大拉力均明显比模型2的大，而模型2中刚接和铰接2种连接方式对各层格栅拉力的影响不大；随着格栅铺设高度的增加，3种模型的格栅拉力均显著减小，对于第3层格栅，模型1的最大格栅拉力为85.2 kN/m，而模型2则仅为59.5 kN/m(刚接)和60.6 kN/m(铰接)，减小幅度近30%。

图9 建造完成时格栅拉力分布Fig.9 Distribution of tensile forces of geogrids at the end of construction

3.5 路基稳定性

相比于传统的稳定性分析方法，强度折减法的最大优势在于无需事先假定滑动面。采用 Fish语言对FLAC3D的强度折减法进行二次开发，以提高计算速度。FLAC3D中，判断边坡达到临界失稳状态的判据主要有3种：塑性区贯通、位移突变和计算不收敛，本文采用计算不收敛为判据，对建造完成时3种组合支挡结构模型的稳定性进行分析，路基稳定安全系数Fs见表2。

由表2可知：在抗滑桩顶部设置承台可以有效提高路基的稳定性，但幅度不大，Fs仅增大了0.052，且改变抗滑桩与承台连接方式对Fs没有影响。根据JTG D30—2015“公路路基设计规范”[19]，正常模型下高速公路路基沿斜坡地基或软弱层滑动的Fs不得小于1.30，显然，3种模型的稳定性均满足规范要求。需要说明的是，刚性连接件会使刚性面板和加筋土挡墙形成整体刚度较大的结构体，潜在滑动面下移[15]，进而提高Fs，由于本文的数值模型中均未设置刚性连接件，因此，稳定性分析结果均偏于安全。

表2 不同模型下的路基稳定安全系数Table 2 Safety factors of stability of different retaining cases

4 参数分析

4.1 抗滑桩桩长的影响

分别取抗滑桩桩长Lp为6，8，10和12 m，分析Lp对组合支挡结构建造完成时墙面和抗滑桩水平位移的影响，如图10所示。从图10可知：随着Lp减小，2种模型的墙面和抗滑桩水平位移均显著增大，其中模型 1的增幅越来越大，而模型 2(刚接)的增幅较均匀，甚至有所减小；当Lp从12 m减小至6 m时，模型1的墙面和抗滑桩水平位移峰值分别增大为2.3倍和4.2倍，而模型2(刚接)仅增大为1.42倍和3.0倍，表明设置承台可以极大降低墙面和抗滑桩水平位移对Lp的依赖程度，从而增加抗滑桩布桩的灵活性，在实际工程中，可根据地形条件优化桩长的设计。

表3所示为抗滑桩桩长Lp对路基稳定安全系数Fs的影响。从表3可知：随着Lp的减小，模型 1的Fs显著降低，而模型2(刚接)的Fs仅略有降低。当Lp从12 m减小至6 m时，模型1中Fs的降幅达12.2%，而模型2(刚接)中Fs的降幅仅为0.3%，几乎可以忽略，表明在抗滑桩顶部设置承台可以有效减小抗滑桩桩长，同时确保路基的稳定性。

4.2 覆盖层模量的影响

分别取覆盖层模量E为2，4，6和8 MPa，分析E对组合支挡结构建造完成时墙面和抗滑桩水平位移的影响，如图11所示。从图11可知：2种模型的墙面和抗滑桩水平位移均随着E的减小而增大，值得注意的是，模型2(刚接)的墙面水平位移沿挡墙高度的分布形态也发生了改变，以挡墙高度6 m为界，下部墙面水平位移增大而上部减小。当E从8 MPa减小至2 MPa时，模型1墙面和抗滑桩水平位移峰值分别增大69.5 mm和18.9 mm，而模型2(刚接)仅分别增大4.5 mm和1.2 mm，几乎可以忽略。其原因是：E的减小会直接增大模型 1中作用在抗滑桩上部的水平推力，而模型2(刚接)中的填土荷载直接通过承台和桩体传递至地基土，受E变化的影响不大。

表4所示为覆盖层模量E对路基稳定安全系数Fs的影响。从表4可知：2种模型下的E变化均对Fs没有影响，Fs保持不变，这是由于采用强度折减法进行稳定性分析时，仅对黏聚力和内摩擦角进行折减，与弹性模量无关。

图10 抗滑桩桩长的影响Fig.10 Effect of length of anti-slide pile

表3 抗滑桩桩长对路基稳定安全系数的影响Table 3 Effect of length of anti-slide pile on safety factors of stability

表4 覆盖层模量对路基稳定安全系数的影响Table 4 Effect of modulus of overburden on safety factors of stability

图11 覆盖层模量的影响Fig.11 Effect of modulus of overburden

4.3 上覆荷载的影响

分别取上覆荷载p为10，20，30和40 kPa，分析p对组合支挡结构建造完成时墙面和抗滑桩水平位移的影响，如图12所示。从图12可知：2种模型的墙面和抗滑桩水平位移均随着p增大而增大，增幅都较为均匀，与减小Lp和E不同的是，墙面水平位移最大增幅位于挡墙顶部，当p从10 kPa增大至40 kPa时，模型1的墙顶水平位移从35.9 mm增大至99.9 mm，模型2(刚接)则从19.7 mm增大至38.6 mm，增幅非常显著。

表5所示为上覆荷载对路基稳定安全系数Fs的影响。从表5可知：随着p增大，2种模型的Fs均明显降低，当p从10 kPa增大至40 kPa时，模型1中Fs的降幅为6.9%，模型2(刚接)中Fs的降幅为6.0%，两者相差不大，表明上覆荷载作用下Fs的变化与下部支承结构关系不大，即便在抗滑桩顶部设置了承台，仍需重视上覆荷载作用对路基稳定性的影响。