垛墙锚索复合支挡结构的设计与计算分析

马华 高俊合 张院生

（1.铁科院（深圳）研究设计院有限公司，广东深圳 518054；2.深圳市大鹏新区住房和建设局，广东深圳 518000）

挡墙在城市建成区应用广泛。由于种种原因，早期修建的挡墙常发生鼓胀开裂、倾覆及外移等病害，并导致人员及财产损失，已成为城市地质灾害较严重的隐患［1-3]。

目前对既有挡墙加固治理常采用锚（杆）索格构梁［4-5]、抗滑桩［6-8]、锚索抗滑桩［9-10]、微型桩［11-12]、外贴挡墙或拆除重建等。这些常规加固形式在城市构筑物密集区存在一些突出问题：桩体施工对既有挡墙墙脚有不利影响；挖孔降水有可能导致上部构筑物沉降，且造价较高；锚索施工对挡墙存在一定程度的破坏，浆砌片石厚度较大时上排锚索难以施工，部分墙后存在建筑桩基础也会导致难以施工锚索，且锚索耐久性差；有些工点处于狭窄空间，也无法实施锚固工程；外贴挡墙须较大的用地空间。

针对上述问题，本文提出一种垛墙竖向锚索复合支挡结构。以深圳一既有挡墙加固为工程实例，介绍该结构的设计方案，采用极限平衡法计算及FLAC 有限差分软件进行分析，研究复合结构对既有挡墙的支护效果及力学与变形特性，为今后类似既有挡墙加固工程的设计提供参考。

1 工程概况

该既有桩板挡墙（图1（a））高11.0 m，宽0.5 m，因建设场地标高需求，上部须增高3.0 m，故采用L 形钢筋混凝土挡墙加高。因既有桩板挡墙顶部标高增加，导致老的桩板墙局部开裂（图1（b）），宽度约5 cm。桩板墙内侧分布密集管桩基础，且加固措施不能超底部红线。

图1 既有挡墙结构

该挡墙原始场地地貌为剥蚀丘陵，经人工采石开挖回填后形成现场地，山坳内回填了大量的人工弃土弃渣。在钻探深度范围内，场地内分布的地层主要有人工填土、砾质黏性土、全风化花岗岩、强风化花岗岩、中风化花岗岩、微风化花岗岩。各岩土层物理力学参数见表1。

表1 边坡岩土层物理力学参数

2 设计方案

2.1 工程特点

综合分析本工程的地质情况和周边环境等因素，本挡墙加固工程的难点为：①由于场地范围有限，墙脚为绿化隔离带，加固措施须尽量少占用墙脚场地，不能超红线；②挡墙后侧分布密集管桩基础，不宜采用锚索（杆）框架等加固措施，且在填土中实施锚索较困难，锚固力难以保证；③实施人工挖孔桩降水有可能导致上部构筑物沉降，且采用悬臂桩造价较高。总体来说，既有挡墙加固难度较大，故须采取一种新的经济合理、安全可靠的加固措施。

2.2 加固设计

考虑场地条件限制等因素，通过加固方案的比选，提出了一种新型的垛墙锚索复合支挡结构。具体方案为：①C30 钢筋混凝土垛墙，埋深2 m，悬臂段高7 m，沿桩板墙纵向布置间距5 m。②距原挡墙0.5 m处设置一排预应力锚索，6 束φ15.24 的钢绞线，锚索长35 m，其中锚固段长17 m。③锚索施加预应力张拉之后，锚索端部封浇于垛墙内部。挡墙加固具体形式典型剖面见图2（a），实施完成后的效果见图2（b）。

图2 垛墙锚索复合支挡结构

3 垛墙锚索复合结构力学分析

3.1 垛墙锚索复合结构受力分析

垛墙锚索复合结构受力情况较复杂，桩板挡墙水平方向推力的大小须通过计算确定，作用位置假设位于原挡墙中点，见图3。垛墙基底反力考虑不利情况，墙踵反力为0，基底反力按梯形分布，见图4。

图3 垛墙锚索复合支挡结构力学分析（单位：m）

图4 垛墙锚索复合支挡受力示意（单位：m）

3.2 垛墙锚索复合结构抗倾覆稳定性验算

垛墙的抗倾覆稳定性是指其抵抗墙身绕墙趾向外转动倾覆的能力，用抗倾覆稳定系数K0表示，计算公式为

式中：Nm为锚索拉力；x0为锚索作用点到垛墙墙趾距离；G为垛墙自重；x1为垛墙重心到墙趾距离；Eha为桩板挡墙顶填土及附加活荷载对垛墙土压力合力；zh为土压力Eha的作用点到垛墙底面的高度；Ev为垛墙基底反力的合力；x3为Ev作用点到墙趾距离。

3.3 垛墙锚索复合结构抗滑移稳定性验算

挡墙的抗滑移稳定性是指在土压力和其他外加荷载的作用下，基底摩擦力抵抗挡土墙滑移的能力，用抗滑移稳定系数Kc表示，计算公式为

式中：μ为基底摩擦因数。

设置碎石垫层，基底摩擦因数μ取0.4。

通过上述公式对加固后挡墙的抗倾覆及抗滑移稳定性进行验算，求得K0=1.82 ＞1.6，Kc=1.52 ＞1.3，满足GB 5007—2011《建筑地基基础设计规范》的要求。

4 数值模拟分析

垛墙锚索复合结构受力变形过程中，桩板挡墙与垛墙变形协调，垛墙变形直接影响锚索拉力，桩板挡墙、垛墙、锚索三者须进行协同分析，整体建模计算。按照工程结构模拟现场实际情况，先计算无添加层时的原始挡墙结构，再考虑添加3 m 厚填土工况，最后分析垛墙和锚索混合支护结构的挡墙工况，

4.1 模型建立

采用FLAC 3D 有限差分软件进行数值模拟分析，根据工程实践经验，采用理想弹塑性Mohr-Coulomb 模型，该模型屈服函数表达式为

式中：fs为破坏屈服力，当fs≥0 时，土体将发生剪切破坏；σ1，σ3分别是最大主应力和最小主应力；φ，c分别为内摩擦角和土体黏聚力。

分析计算采用三维模型，挡墙及垛墙均采用实体单元模拟，模型尺寸：70 m（x方向）×4 m（y方向）。桩板墙上含有3 m 填土层，为了重点分析桩板墙加固之后的整体稳定性，对3 m 填土层的L 形挡墙稳定性不作单独分析，将L 形挡墙和桩板墙作为同一整体的简化处理，模型见图5。

图5 计算模型

4.2 结果分析

1）未加高前的原始桩板墙

原始桩板挡墙高11 m，顶墙宽0.5 m，墙后侧为人工填土，桩板墙埋深6 m，其嵌固段入中风化花岗岩约2 m。通过建模有限差分计算，桩板挡墙水平位移最大值为13.6 mm（图6），位于挡墙顶部以下4 m 处，墙体表现为外鼓现象。

图6 桩板挡墙水平位移（单位：m）

2）标高增加3 m

原始的桩板挡墙结构添加3 m 厚的填土后，桩板墙水平位移迅速增大，墙面整体倾斜，最大位移约为156 mm，挡墙处于欠稳定状态。

3）垛墙锚索复合支挡结构

垛墙锚索复合支挡结构即采用垛墙+预应力锚索进行加固。垛墙结构基底埋深2 m，在垛墙顶部锚索施加300 kN 的预应力，形成针对狭窄区域挡墙加固的垛墙锚索复合支挡结构。

桩板墙和支挡结构水平方向位移见图7。可知：在原始顶墙上添加3 m 的填土后，采用垛墙锚索复合支挡结构进行加固，最大水平位移为17 mm，位于桩板墙的中上部，桩板墙的变形得到了较好控制。

图7 桩板墙和支挡结构水平方向位移（单位：m）

垛墙结构施工完成后，对既有挡墙进行了位移监测，监测点布设于既有挡墙的顶部。既有挡墙加固完成后监测点累计位移见图8。可知，累计位移约14 mm，与数值模拟结果基本一致。

图8 既有挡墙加固完成后累计位移

为了获取挡墙稳定性状态，分别对桩板墙原始工况、顶部增加3 m 厚填土且无加固措施工况、顶部增加3 m 厚填土且设垛墙锚索支挡结构加固工况三种工况进行稳定性分析。采用强度折减法，对墙体和填土参数进行折减，桩板墙原始工况安全系数为1.33，整体处于稳定状态；当顶部增加3 m 厚填土且无任何额外加固措施时，其安全系数为1.09，桩板墙整体处于欠稳定状态；当添加3 m 厚的填土且采用垛墙锚索支挡结构时，其加固后的整体稳定安全系数为1.52，抗滑及抗倾覆安全系数也满足GB 5007—2011的要求。

综上，通过某工程既有桩板墙加固设计及数值模拟验算，垛墙结合锚索复合支挡结构适合于城市狭窄区域加固设计，能有效地提高挡墙安全稳定性，为挡墙加固提供新的设计思路。

5 讨论

通过对垛墙锚索复合支挡结构的现场应用，该结构能有效地控制桩板墙变形，增加垛墙基底作用力，提高结构抗滑移稳定性能。在补强结构设计时，针对老旧病害挡墙外支墩形成不建议采用植筋连接，因锚索产生的竖向预应力易导致老挡墙基底应力增加，可能导致老挡墙承载力不足。

6 结论

针对狭窄区域的既有各种挡墙加固，本文采用垛墙结合竖向锚索，提出一种针对既有老旧挡墙加固的垛式锚索复合结构，通过对复合支挡结构力学分析和数值模拟，得到以下结论：

1）垛墙锚索复合支挡结构对既有老旧挡墙产生反作用力矩，能有效地控制桩板墙变形。

2）采用垛墙锚索复合支挡结构，支墩自重结合锚索提供垛墙垂直压力，增加垛墙基底作用力，有效提高了结构抗滑移稳定性。

3）垛墙锚索复合支挡结构可解决施工场地锚（杆）索因空间狭窄无法或难以施工的问题，为既有老旧挡墙补强提供一种新的方法。