绢云母片岩土石混合料高填方路堤变形特征和规律研究*

许孝飞 朱耀光 贺钰涛 王向阳

(1.湖北交投建设集团有限公司 武汉 430070; 2.武汉理工大学交通与物流工程学院 武汉 430063)

在山地复杂地形条件下,由于填料、压实程度、填筑高度等多种因素的影响,导致高填方路堤在施工阶段的变形很难控制,存在很大的安全隐患。因此,研究高填路堤在不同工况填筑阶段中的变形特征和规律,有助于保证高填方路基工程的设计、施工和运营安全。

杜耀辉等[1]通过土工离心机模型试验,分析了泥质软岩和3种改性填料路基的沉降规律。吴宝福[2]通过现场观测与数值模拟相结合的方法,对比了不同压实度下路堤工后沉降量,为填方路堤工后沉降计算和控制提供一定的参考。赵建军等[3]以重庆某高速公路为背景,研究路堤填筑变形破坏机理及孔隙水压力与路基变形的关系。张春涛[4]研究了高填方路堤不均匀沉降的机理及原因,提出3种不均匀沉降的防治措施;葛苗苗等[5]对高填方的工后沉降进行反演和预测,发现施工期产生沉降的主要原因是非饱和土孔隙气压密及排气固结,原地基和填方厚度的不均匀是地表差异沉降的主要原因;Jia L.等[6]为研究自重和车辆共同作用下高填方路堤施工后的沉降,对路堤沉降随时间和空间的演变规律进行分析。张乐等[7]以乐山至西昌高速公路某处取样,考虑粒度分布、干湿循环、填方高度,以及边坡坡度等因素下红土层高填路堤施工过程中的沉降及稳定特性,然后利用极差分析获知各因素的作用效应主次程度。

目前,国内外对高填方路堤的受力、变形等常见问题都进行了大量的模拟分析,但是,其利用有限元软件所建立的数值模型大多较理想化,与实际工程中的地形条件难以吻合。本文以“十巫北高速公路”为工程载体,借助于ABAQUS有限元软件,对高填方路堤在不同影响因素下的变形特征和规律进行研究,并结合实际工程中的监测数据进行对比。以期揭示绢云母片岩填料路堤在实际填筑过程中的变形特征和规律,为施工安全提供保障。

1 工程概况

依托项目位于湖北省十堰市西北部,呈南北走廊。北起于郧西县城南侧,与福银高速相连,南止于郧阳区鲍峡镇,连接十天高速公路。十巫北高速公路项目经理部主要承担K0+433.718-K11+200段的线路全长10.766 km的土建工程。该地区土质大部分为绢云母片岩,绢云母片岩属于软岩或较软岩,强度低,遇水软化、易崩解,难以压实,进而导致运营后路堤不均匀沉降,形成路面病害。

拟研究路段为ZK2+850-ZK3+020路段,结构形式为分离式路堤,ZK2+880的典型控制断面见图1。

台阶式路基设计,坡率为1∶1.5～1∶2.0,设置边坡平台,平台宽度为2 m,路堤顶部宽度为12.75 m,中心填土高度为38.755 m。路堤采用分层填筑,填筑材料为绢云母片岩土石混合料,填方下卧层依次为碎石土、强风化白云钠长石英片岩、中风化白云钠长石英片岩。

2 有限元模型

2.1 本构模型选择

采用ABAQUS软件可用于岩土工程的塑性模型中的Mohr-Coulomb模型应用于路堤填筑研究时,所得结果更符合实际[8]。

采用ABAQUS模拟分析时,将路堤填料的材料视为各向同性;当微元体内任一点的剪应力等于剪切强度时,微元体将在该位置发生失效[9],该准则的表达式如式(1)。

τ=c-σtanφ

(1)

式中:τ为剪切强度;c为路堤填料的黏聚力;σ为路堤填料的正应力;φ为路堤填料的内摩擦角。

Mohr-Coulomb破坏模型图见图2。

图2 Mohr-Coulomb破坏模型图

τ=scosφ

(2)

σ=σm+ sinφ

(3)

将式(2)和式(3)代入式(1)中可得

s+σmsinφ-ccosφ=0

(4)

综上所述,在π平面上,Mohr-Coulomb和Mises的屈服模型见图3。

图3 平面上Mohr-Coulomb和Mises的屈服模型

采用ABAQUS分析填筑路堤的变形特性时,使用了扩展的经典Mohr-Coulomb屈服准则。经过扩展后,Mohr-Coulomb屈服函数的流动势函数在平面上不再存在尖角,而是在子午平面内变成了双曲线形状,说明势函数是光滑的[10]。

2.2 模型的建立

由于公路的纵向特点,将有限元分析简化为平面应变问题。将ZK2+880断面作为研究对象建立二维有限元模型。由于研究段为分离式路基,为方便模拟,取左侧高填方路堤进行模拟,地基长度取60 m,厚度取10 m,按理想弹塑性材料进行模拟,服从Mohr-Coulomb屈服准则。

地基表面设置为排水边界,路堤模型底边约束所有位移及转角,路堤的对称面边界约束水平位移及转角。全局网格划分尺寸为0.2 m×0.2 m,路堤填料采用CPE4划分单元;下部地基采用CPE4P划分单元,有限元模型见图4。

图4 有限元模型

模拟施工过程中的分层填筑,采用ABAQUS中的生死单元法定义各填充层之间的载荷施加顺序。为减少模拟计算的误差,在模拟计算前先对地基进行地应力分析。

3 有限元结果分析

3.1 不同填筑层厚度下的路堤位移分析

在现场施工过程中,采用分层填筑法进行施工,由于路堤填筑过程是一个逐级加载的过程,即路堤逐级施工填筑时,只有已填筑土体来承担填筑的这部分荷载,上层土体不受下层土体的影响。所以填筑施工层厚的选择对沉降的影响重大。为了研究高填方路堤的分层填筑层厚与沉降及侧向位移之间的关系,按照施工规范要求,高填方路堤填筑层厚应小于2 m,因此以填筑层厚0.7,1,1.3,1.6 m 4种工况进行分析,各岩土层物理力学参数取值见表1。路堤最大沉降和最大侧向位移随填筑层厚的变化曲线见图5、图6。

表1 各岩土层物理力学参数取值

图5 路堤最大沉降随填筑层厚变化曲线图

图6 路堤最大侧向位移随填筑层厚变化曲线图

由图5可知,路堤最大沉降随着填筑层厚的增加而增大。其中一次性完全填筑施工完成后的沉降量达到1 117 mm,比1 m/层进行分层填筑施工完成后的沉降多621.7 mm。填筑1.6 m/层比0.7 m/层沉降减少16.6 mm。由图6可见,填筑层厚对侧向位移无明显的影响。所以应综合考虑减少沉降和侧向位移的影响以及经济因素,选择合适的填筑层厚。

3.2 不同路堤填方高度下的路堤位移分析

高填路堤的沉降量最主要来源是填筑体自身的沉降,所以填方高度对路堤变形有重要影响。在填筑时,按照规范要求,按照1 m/层进行填筑。路堤坡面特征部位沉降和侧向位移随填筑层数变化曲线见图7、图8,路堤坡脚和5级平台沉降见图9。

图7 坡面各点沉降随填筑层数变化曲线图

图8 坡面各点侧向位移随填筑层数变化曲线图

图9 坡脚和五级平台沉降随填筑层数变化图

由图7可知,高填路堤填筑高度与沉降量呈正相关,沉降在前期发展较快,后期随着填筑高度的增加,沉降会出现一定的回弹情况,随后沉降逐渐减缓趋于稳定。由图8可知,在路堤填筑前期,侧向位移受整体沉降趋势的影响,位移向坡内轻微发展,之后逐渐转向坡外,到了填筑中后期,随填筑层数稳步增长。

而坡脚和5级平台的沉降与其他坡面情况不一致,图9表明,靠近坡脚处出现了一定的隆起,越靠近坡脚,隆起情况越严重,且隆起值随着填方高度的增加而增加,坡脚隆起最大值达到24.26 mm。因此,在有类似的高填路堤工程时,当填筑高度增加,不仅要关注其竖向沉降量变化,还需额外关注坡脚向上隆起的情况。

3.3 不同弹性模量下的路堤位移分析

填料弹性模量的取值也是路堤施工质量控制的关键指标之一,为了分析弹性模量对高路堤变形的影响,通过调整路堤填料弹性模量E,设置为5,8,10,15,20 MPa,对比路堤沉降和侧向位移,获得以路堤变形模量对路堤中心沉降沿纵向方向分布的影响曲线和路堤20 m高度处侧向位移沿水平方向分布,结果见图10、图11。

图10 路堤中心沉降沿路堤纵向分布图

图11 路堤侧向位移沿水平方向分布图

图10表明,路堤最大沉降并不发生在最顶层,而是发生在1/3～1/2路堤高度之间。随着弹性模量的提高,路堤的沉降逐渐减小。这种影响趋势对路堤中部影响比较显著,而对路堤顶层和底层影响较小。在弹性模量小于15 MPa时,路堤的弹性模量对沉降影响较大,当弹性模量由5 MPa增加至10 MPa时,路堤最大沉降减小41.6%。当弹性模量由15 MPa增大至20 MPa时,高路堤最大沉降仅减小9.43%,由此可见,弹性模量对路堤沉降的影响是有一定范围的。

由图11可知,路堤侧向位移随着路堤弹性模量的增加而逐渐减小,且侧向位移最大处远离路堤中心,在路堤坡面附近。这是由于路堤变形模量增大,路堤侧向约束作用增强,路堤侧向位移逐渐减小,且当弹性模量大于15 MPa时影响较小。

这也说明,当路堤填料弹性模量大于15 MPa后,试图通过增大路堤填料弹性模量来减小沉降和侧向位移是不经济的。

3.4 不同地形下的路堤位移分析

以往研究高填土路堤变形应力和稳定性的数值模型大多是理想化的,与实际填筑过程和地形条件难以吻合。按照1 m/层加载,填料弹性模量为15 MPa进行建模,通过调整地面线形状,将路基地面坡度设置为0°、3.5°和7°的直线拉坡,以及实际地面线形状,4种工况对比路堤沉降和侧向位移,获得不同地形对路堤中心沉降沿纵向方向分布的影响曲线见图12,以及不同地形下坡脚侧向位移随填筑层数变化曲线见图13。

图12 路堤中心沉降沿路堤纵向分布图

图13 坡脚侧向位移随填筑层数变化图

图12表明,路基坡度越缓,路堤最大沉降量越大。其中地基坡度为0°的最大沉降量达到803 mm,比实际地面线的最大沉降量多307.7 mm。这主要是因为路基坡度越缓,路堤填筑量越大荷载越大,由此产生的沉降量也随之增加。所以在模拟过程中要考虑实际路基坡度,不能简单地对地面水平直线拉坡。

选取路堤坡脚为代表点对不同地形下路堤侧向位移进行分析。由图13可知,坡脚处的侧向位移随着路基坡度的减小而增大。其中地基坡度为0°的最大侧向位移达到364.7 mm,比实际地面线下的最大侧向位移多48.6 mm。这是由于路基地面坡度越缓,路堤填料对侧向的挤压作用增强,导致侧向位移增大。因此,在填筑施工过程中,遇到地基平缓的高填方路堤更要注意其沉降和侧向位移,必要时可以进行一定的地基处理后再填筑。

3.5 不同填料压实度下的路堤位移分析

根据相关规范,在填筑路堤过程中需要进行压实处理,路堤的压实度一般在90%以上。为了分析路堤压实度对路堤沉降和侧向位移的影响,建立90%,92%,94%,96%,98%压实度下的路堤模型,根据相关试验,不同压实度路堤填料的力学特性见表2。

表2 不同压实度的路堤填料的力学特性表

在此基础上比较其路堤中心沉降沿路堤纵向分布(见图14)和路堤高度20 m处的侧向位移沿水平方向分布(见图15)。

图14 路堤中心沉降沿路堤纵向分布图

图15 路堤侧向位移沿水平方向分布图

由图14可见,随着压实度的增大,路堤填料的抗压强度增加,路堤中心的沉降值逐渐降低,且对路堤中部沉降影响较大。随着压实度的增大,路堤压实度由90%提高到98%,路堤沉降值由0.396 7 m降低至0.356 9 m,降低了约10.03%;对比压实度90%与未压实路堤沉降,路堤沉降值降低了20%。可见,提高路堤填料的压实度可以有效降低路堤的沉降量。

根据图15所示,随着压实度的增大,距坡脚20 m处的路堤侧向位移逐渐减小。路堤压实度由90%提高到98%,路堤的最大侧向位移由0.215 8 m降低至0.174 3 m,降低了约19.23%;对比压实度90%与未压实路堤最大侧向位移,由0.316 1 m降低至0.215 8 m,路堤侧向位移降低了31.73%。因此,在施工时需在综合考虑各种因素,如施工机械、经济成本等前提下,制定合理的填料压实度标准。

4 现场实测结果分析

4.1 观测点布设

本研究在数值模拟计算基础上,对十巫北高速公路路线ZK2+880断面沉降进行了现场观测。现场试验段的沉降观测采用分层沉降观测方法进行,在试验段控制断面的四级台阶处设置沉降观测桩,并每天监测、记录数据。观测装置为由钢管和沉降板组成的沉降观测桩,通过测量钢管上端高程变化和钢管长度,使沉降板的高程不断向上传递,进而计算沉降观测点的沉降值。

4.2 实测沉降观测分析和数值模拟对比

现场观测分层沉降观测点的累积沉降,经过整理ZK2+880断面沉降监测数据,得到沉降观测点填筑过程沉降实测值与数值模拟对比变化曲线见图16。

图16 实测沉降与数值模拟对比图

由图16可证明模拟计算的准确性,与路堤中部沉降模拟趋势相同。其沉降变形规律为前期发展较快,后随着时间的增加填筑高度逐渐加大,沉降逐渐减缓趋于稳定。受到现场施工技术和环境等因素的影响,数值模拟沉降值略大于实测最终沉降值。

5 结语

本文采用大型有限元软件ABAQUS作为技术手段并结合现场监测数据进行绢云母片岩土石混合料高填方路堤变形特征和规律研究,通过选取典型的路堤断面,分析了分层填筑不同层厚、不同填方高度、不同填料弹性模量、不同地基地形坡度和不同的填料压实度对于高填方路堤沉降及侧向位移的影响,得出相应结论。

1) 在施工过程中,路堤最大沉降值随着填筑层厚的的增加而增大,而填筑层厚对侧向位移并没有明显的影响。其中一次性完全填筑比1 m/层进行分层填筑的最大沉降多621.7 mm。

2) 路堤沉降和侧向位移随路堤高度的增加而增大。路堤沉降在填筑前期增长速度较快,中后期逐渐放缓,靠近坡脚处出现了一定的隆起,越靠近坡脚隆起情况越严重,且隆起值随着填方高度的增加而增加。在填筑前期,坡面侧向位移向坡体内部轻微发展,然后逐渐转向坡体外侧。

3) 路堤沉降和侧向位移随弹性模量的增大而减小,当填料弹性模量小于15 MPa时,路堤的弹性模量对沉降有显著影响,当路堤土弹性模量由5 MPa增至10 MPa,高路堤最大沉降随之减小41.6%。而当弹性模量由15 MPa增至20 MPa后,其对路堤沉降和侧向位移影响明显变小。

4) 在不同地形的路基坡度下,路基坡度越缓,路堤最大沉降量和侧向位移越大,其中地基坡度为0°的最大沉降量比实际地面线的最大沉降量多307.7 mm,其最大侧向位移比实际地面线下的最大侧向位移多48.6 mm。

5) 随着压实程度的增加,路堤中心沉降和侧向位移逐渐减小。路基压实度由90%提高到98%,路堤沉降降低约10.03%,最大侧向位移降低了约19.23%。

6) 对比现场监测与模拟结果发现,路堤中部沉降趋势相同。沉降规律为在前期发展较快,后随着填筑高度逐渐增大,沉降逐渐减缓趋于稳定。