公路衡重式挡土墙优化设计论文

公路衡重式挡土墙优化设计论文（精选6篇）

公路衡重式挡土墙优化设计论文 第1篇

1优化设计方法的必要性

然而现在对于衡重式挡土墙的设计方法主要是：工程设计师根据自己的设计经验，同时参照已经建成的衡重式挡土墙来确定墙型的选择和断面的尺寸，再进行验算，看是否符合自己的实际设计。但是由于施工的地区各异，施工的真实情况就千差万别，根据已建成的衡重式挡土墙来和实际套用一般很难达到匹配，这就需要在工程实际设计时，对已建成挡土墙数据进行增减变化，因为地基的不同，软土类等特殊地基，还要根据承载力的大小做出符合要求的调整。以上的这种方法计算十分繁琐，手工计算的难度很大，使得最后的调整几乎是形同虚设，只能加大工程的投入来处理。这样套用已建成图集的做法，对设计只是一个大概框架，没有设计必要的各项数据，加上认识的不足，最后整个工程都因为这些人为因素导致投入巨大。因为缺乏准确的设计数据，衡重式挡土墙在工程建设时往往会出现这样或那样的问题，比如地基的承载力不足造成的墙体下沉开裂等；断面的尺寸不准确造成的墙体平衡失效，倾覆事故；所有材料不符合规格造成的墙体缺乏抗压、抗剪的强度；处理不当墙体后排水造成地基浸水、承载力下降。认识到衡重式挡土墙建设施工设计的大量财力的损耗和安全事故多发，很多专家也展开研究，设计出多种计算机语言来辅助衡重式挡土墙的设计，比如：Fortran，Basic等，但这些语言基本都停留在计算土压力的单项项目上，以及利用复合形法和共轭梯度法等对重力式挡土墙的计算。针对这些局部优化的不足，美国率先提出了遗传算法的概念，实现由局部到全局的转变，通过群体搜索技术、自然选择和进化机制的运用，逐步实现计算全局的最优解。

2优化设计的遗传算法

2．1遗传算法应用广泛

遗传算法在计算求解问题的时候，具有一定的智能性，即算法可在进化的过程中对获取信息组织自行搜索，个体适应度大的通过遗传操作进化出适应性更强的后代，使得算法能根据问题本身寻求最优解。在本质上具有一定的并行性，即遗传算法内在的并行性和内含的并行性。算法本身能够就某一问题在分布式系统中各自独立验算，得出不同结果后再通过通信的比较，取得最佳个体。在种群搜索中，可以同时对空间内多个区域检索交互信息，在执行比例运算时进行多倍次搜索，减少运算。算法本身并不复杂，对于已经给定的问题，遗传算法可以计算出多个潜在解，由使用者最终确定用哪个，设计上不需要其他辅助的知识，主要是建立搜索方向上的目标函数，以及响应适应度函数，同时强调的是概率的转换规则，应用更加直接。

2．2简单算法存在不足

简单的遗传算法在公路衡重式挡土墙设计上广泛应用，因其简便的操作和优于手工的准确性，但整个算法本身也存在亟待解决的问题：编码效率较低，在采取二进制较长的编码计算时搜索效率较低，二进制串转换为十进制数也多有不便；求解问题时不一定得到最优解，简单算法在运行时个体性在群体中逐渐失去，误导算法收敛为一个最优解，到验算的后期，群体的平均值更接近于最优解，没有了竞争，就难以改善搜索目标；在简单算法中选取控制参数目前还无迹可寻，只能通过大量的实验模拟来确定；搜索的效率不高，算法在本质上来说还是随机性的一种优化方法，它的内在学习性帮助其搜索效率高于传统的方法，可是与传统数值优化的方法相比，其局部的搜索能力还是有很大提高空间的。基于遗传算法在公路衡重式挡土墙优化设计方面的应用广泛，为工程建设提供了大量的数据支持，在简单算法的基础上加以改进，将本身的特点和问题知识为基础的启发式搜索结合，再加之传统数值优化的技术，组成混合遗传算法。解决了简单遗传算法局部的搜索能力较弱的问题，进一步为收敛速度的提高和解的品质打下基础。

2．3算法优化设计

混合遗传算法改进了编码。遗传算法不能直接对问题空间参数进行处理，而是需要把参数转变为遗传空间里按结构排列的染色体、个体，用编码来表示。二进制编码受到编码长、最优解的临近探索低效、解的进度不准确等限制，改进为十进制的编码，用一浮点的向量表示染色体，染色体长度（向量元素个数）和解的向量相同。例如x=（x1，x2，x3，…，xi）为最优解，y=（y1，y2，y3，…，yi）为染色体个数，等于x=（x1，x2，x3，…，xi），即y=x，而yi=xi为染色体上面的第i个基因。混合遗传算法处理了约束条件。在优化的问题中可能包含等式和不等式的约束，要通过求解约束条件为等式的方程，代入后表示其他变量，化解为只含有不等式约束方程。另外，要保证染色体y的可行性，就要对遗传操作中所得到每条染色体检查和剔选。同时要考虑到一些隐含约束条件，加快搜索效率。数值化和竞争机制的运用。混合遗传算法为了加快搜索和局部寻找最优解的能力，在种群里选择多个染色体，分别把这些染色体作为起始点，运用数值优化的技术在局部搜索，原个体被替换。格外注意初始点的选择和数值优化方法的选择，数值优化方法要和遗传算法相互兼容，在接近最优解时保持数值稳定和搜索效率。算法建立染色体的最佳库存单元，加入对染色体的排列顺序加以选择，防止算法早熟与停滞。加入收敛准则、终止条件等使得混合遗传算法更完善。

3优化设计应用研究

为真实分析设计优化的使用情况，拟定一公路建设工程，内容如下：设计荷载p1=800kN（p1为车辆），墙体应用5．0号砂浆30号片石22．0kN/m3，容许压力800kPa，容许弯曲应力120kPa，容许剪应力80kPa，容许拉应力80kPa，砂性土重度18．0kN/m3（墙后填土），内摩擦角35°，容许承载力500kPa，基底摩擦系数f=0．40，墙身分段长10m，外摩擦角为内摩擦角的一半，墙身的容许偏心率［po］=0．25，附加组合为0．30，基地的容许偏心率为0．20。利用优化设计程序，首先根据选定近似种群的规模参数Npop以及各决策基因的上下界求出间距（划分网格）。Δh=［1Ntatal∏ni=1（xui－xli）］1/n。根据数据进行混合遗传算法得出在墙体上的力学参数，主要是墙身的最大压应力和剪应力，最小拉应力和基地最大压应力。在上墙的墙身方面压应力和拉应力的优化率大，分别为42．9%和35．1%，剪应力变为负值，优化率为100%。在墙底方面，墙底截面上的剪应力优化明显，压应力虽然增大了一部分，但是能在保障基座发生沉降而发挥最大的地基承载力，优化了受力性。

4结语

经过以上对于公路衡重式挡土墙优化设计方法与应用的研究，我们深刻认识到对于衡重式挡土墙的设计优化在工程建设方面的巨大意义，正是因为有了优化设计，才能有效缓解计算量大，且繁杂还难以得到最为经济合理设计方案的不足，通过结合实际的建设问题改进设计中的不足，推广混合遗传算法在公路的挡土墙设计中的应用，使得衡重式挡土墙建设再上一个台阶。

公路衡重式挡土墙优化设计论文 第2篇

1 优化设计方法的必要性

我国建设公路数量繁多, 出现了大量5 m以上的挡土墙, 重力式挡土墙的基底应力不足以平衡墙体荷载, 墙趾位置的基底所承受应力过大, 衡重式挡土墙在这方面更为合理。衡重式挡土墙相对于承重式挡土墙在上下墙的中间设计了衡重台, 使得墙身的重心整体后移, 基底的应力趋向平衡, 既能有效提高挡土的高度, 也能明显增加墙体抗倾覆的稳定性。正是因为这些明显的优势, 为衡重式挡土墙开拓了大量市场, 但投资巨大, 在公路上建设所使用的挡土墙更是资金耗费很大的工程, 如果每米的挡土墙能节约几百元的投资, 那总的建设成本就能节约上百万甚至千万, 这中间产生的经济效益不可忽视。

然而现在对于衡重式挡土墙的设计方法主要是:工程设计师根据自己的设计经验, 同时参照已经建成的衡重式挡土墙来确定墙型的选择和断面的尺寸, 再进行验算, 看是否符合自己的实际设计。但是由于施工的地区各异, 施工的真实情况就千差万别, 根据已建成的衡重式挡土墙来和实际套用一般很难达到匹配, 这就需要在工程实际设计时, 对已建成挡土墙数据进行增减变化, 因为地基的不同, 软土类等特殊地基, 还要根据承载力的大小做出符合要求的调整。以上的这种方法计算十分繁琐, 手工计算的难度很大, 使得最后的调整几乎是形同虚设, 只能加大工程的投入入来来处处理理。。这这样样套套用用已已建建成成图图集集的的做做法法, , 对对设设计计只只是是一一个个大大概概框框架, 没有设计必要的各项数据, 加上认识的不足, 最后整个工程都因为这些人为因素导致投入巨大。

因为缺乏准确的设计数据, 衡重式挡土墙在工程建设时往往会出现这样或那样的问题, 比如地基的承载力不足造成的墙体下沉开裂等;断面的尺寸不准确造成的墙体平衡失效, 倾覆事故;所有材料不符合规格造成的墙体缺乏抗压、抗剪的强度;处理不当墙体后排水造成地基浸水、承载力下降。

认识到衡重式挡土墙建设施工设计的大量财力的损耗和安全事故多发, 很多专家也展开研究, 设计出多种计算机语言来辅助衡重式挡土墙的设计, 比如:Fortran, Basic等, 但这些语言基本都停留在计算土压力的单项项目上, 以及利用复合形法和共轭梯度法等对重力式挡土墙的计算。针对这些局部优化的不足, 美国率先提出了遗传算法的概念, 实现由局部到全局的转变, 通过群体搜索技术、自然选择和进化机制的运用, 逐步实现计算全局的最优解。

2 优化设计的遗传算法

2.1 遗传算法应用广泛

遗传算法在计算求解问题的时候, 具有一定的智能性, 即算法可在进化的过程中对获取信息组织自行搜索, 个体适应度大的通过遗传操作进化出适应性更强的后代, 使得算法能根据问题本身寻求最优解。

在本质上具有一定的并行性, 即遗传算法内在的并行性和内含的并行性。算法本身能够就某一问题在分布式系统中各自独立验算, 得出不同结果后再通过通信的比较, 取得最佳个体。在种群搜索中, 可以同时对空间内多个区域检索交互信息, 在执行比例运算时进行多倍次搜索, 减少运算。

算算法法本本身身并并不不复复杂杂, , 对对于于已已经经给给定定的的问问题题, , 遗遗传传算算法法可可以以计计算算出多个潜在解, 由使用者最终确定用哪个, 设计上不需要其他辅助的知识, 主要是建立搜索方向上的目标函数, 以及响应适应度函数, 同时强调的是概率的转换规则, 应用更加直接。

2.2 简单算法存在不足

简单的遗传算法在公路衡重式挡土墙设计上广泛应用, 因其简便的操作和优于手工的准确性, 但整个算法本身也存在亟待解决的问题:编码效率较低, 在采取二进制较长的编码计算时搜索效率较低, 二进制串转换为十进制数也多有不便;求解问题时不一定得到最优解, 简单算法在运行时个体性在群体中逐渐失去, 误导算法收敛为一个最优解, 到验算的后期, 群体的平均值更接近于最优解, 没有了竞争, 就难以改善搜索目标;在简单算法中选取控制参数目前还无迹可寻, 只能通过大量的实验模拟来确定;搜索的效率不高, 算法在本质上来说还是随机性的一种优化方法, 它的内在学习性帮助其搜索效率高于传统的方法, 可是与传统数值优化的方法相比, 其局部的搜索能力还是有很大提高空间的。

基于遗传算法在公路衡重式挡土墙优化设计方面的应用广泛, 为工程建设提供了大量的数据支持, 在简单算法的基础上加以改进, 将本身的特点和问题知识为基础的启发式搜索结合, 再加之传统数值优化的技术, 组成混合遗传算法。解决了简单遗传算法局部的搜索能力较弱的问题, 进一步为收敛速度的提高和解的品质打下基础。

2.3 算法优化设计

混合遗传算法改进了编码。遗传算法不能直接对问题空间参数进行处理, 而是需要把参数转变为遗传空间里按结构排列的染色体、个体, 用编码来表示。二进制编码受到编码长、最优解的临近探索低效、解的进度不准确等限制, 改进为十进制的编码, 用一浮点的向量表示染色体, 染色体长度 (向量元素个数) 和解的向量相同。例如x= (x1, x2, x3, …, xi) 为最优解, y= (y1, y2, y3, …, yi) 为染色体个数, 等于x= (x1, x2, x3, …, xi) , 即y=x, 而yi=xi为染色体上面的第i个基因。

混合遗传算法处理了约束条件。在优化的问题中可能包含等式和不等式的约束, 要通过求解约束条件为等式的方程, 代入后表示其他变量, 化解为只含有不等式约束方程。另外, 要保证染色体y的可行性, 就要对遗传操作中所得到每条染色体检查和剔选。同时要考虑到一些隐含约束条件, 加快搜索效率。

数值化和竞争机制的运用。混合遗传算法为了加快搜索和局部寻找最优解的能力, 在种群里选择多个染色体, 分别把这些染色体作为起始点, 运用数值优化的技术在局部搜索, 原个体被替换。格外注意初始点的选择和数值优化方法的选择, 数值优化方法要和遗传算法相互兼容, 在接近最优解时保持数值稳定和搜索效率。算法建立染色体的最佳库存单元, 加入对染色体的排列顺序加以选择, 防止算法早熟与停滞。加入收敛准则、终止条件等使得混合遗传算法更完善。

3 优化设计应用研究

为真实分析设计优化的使用情况, 拟定一公路建设工程, 内容如下:设计荷载p1=800 k N (p1为车辆) , 墙体应用5.0号砂浆30号片石22.0 k N/m3, 容许压力800 k Pa, 容许弯曲应力120 k Pa, 容许剪应力80 k Pa, 容许拉应力80 k Pa, 砂性土重度18.0 k N/m3 (墙后填土) , 内摩擦角35°, 容许承载力500 k Pa, 基底摩擦系数f=0.40, 墙身分段长10 m, 外摩擦角为内摩擦角的一半, 墙身的容许偏心率[po]=0.25, 附加组合为0.30, 基地的容许偏心率为0.20。

利用优化设计程序, 首先根据选定近似种群的规模参数Npop以及各决策基因的上下界求出间距 (划分网格) 。

根据数据进行混合遗传算法得出在墙体上的力学参数, 主要是墙身的最大压应力和剪应力, 最小拉应力和基地最大压应力。

由表1, 表2可见, 在上墙的墙身方面压应力和拉应力的优化率大, 分别为42.9%和35.1%, 剪应力变为负值, 优化率为100%。在墙底方面, 墙底截面上的剪应力优化明显, 压应力虽然增大了一部分, 但是能在保障基座发生沉降而发挥最大的地基承载力, 优化了受力性。

4 结语

经过以上对于公路衡重式挡土墙优化设计方法与应用的研究, 我们深刻认识到对于衡重式挡土墙的设计优化在工程建设方面的巨大意义, 正是因为有了优化设计, 才能有效缓解计算量大, 且繁杂还难以得到最为经济合理设计方案的不足, 通过结合实际的建设问题改进设计中的不足, 推广混合遗传算法在公路的挡土墙设计中的应用, 使得衡重式挡土墙建设再上一个台阶。

参考文献

[1]邹新军, 赵明华, 刘代全.公路衡重式挡土墙优化设计方法与应用研究[J].公路, 2003 (1) :54-55.

[2]彭建国.公路衡重式挡土墙优化设计与应用研究[D].长沙:湖南大学, 2008.

[3]赵国斌.衡重式挡土墙优化设计研究[D].北京:中国地质大学, 2006.

公路衡重式挡土墙优化设计论文 第3篇

摘要：山区公路路基单侧拼接式拓宽改建多下设包括衡重式挡土墙在内的支挡建筑物于新路基外侧.运用Phase2有限元软件，引入Joint单元，构建可精细描述土墙相互作用的数值模型，采用两步走、墙面施加非零位移约束方式模拟挡土墙平动加绕墙趾转动（RBT）主动外倾变位，分析挡土墙不同主动外倾变位量对新旧路基顶面差异沉降的影响，并与土工离心模型试验结果进行验证比较.结果表明：下设的刚性挡土墙与新老路基相互作用，共同依存.数值模拟反映当主动外倾量与墙高之比为1%～3%时，由挡土墙主动外倾变位产生的附加差异沉降占总差异沉降的51%～67%，此值明显低于土工离心模型试验结果.

关键词：山区公路；路基拓宽改建；挡土墙主动外倾变位；附加差异沉降；有限单元法

中图分类号：U416.1文献标识码：A

近年来，随着交通量剧增，我国西部山区公路路基拓宽改建工程日益增多，典型工程包括国道318线四川二郎山至康定段[1]、重庆市319国道新桥至山洞段[2]等.与平原软土地区有所不同，因傍山修建，山区公路路基拓宽多为单侧拼接式，且多下设包括衡重式挡土墙在内的刚性支挡建筑物，以避免过度放坡导致填方量过大.实际工程中，多见新老路基顶面出现差异沉降的同时，伴随着下设支挡建筑物的外倾变位，在此基础上，因各种原因，如墙底受水浸泡、冲刷，或墙体本身处于潜在滑坡体内，或挡土墙所受土压力过大等，导致支挡建筑物继续外倾变位，又将加剧新老路基顶面差异沉降，显然下设支挡建筑物与新老路基之间相互作用，共同依存.既有研究多集中于平原软土地区路基拓宽改建[3-7]，直接针对山区公路路基拓宽改建的深入研究尚不多见.廖军等[1]、廖敬梅等[8]、陆阳等[9]分别开展了支挡约束下拓宽道路不均匀沉降及挡土墙的变形与稳定现场监测；张家国[10]开展了山区公路路基拓宽中衡重式挡土墙的受力及变形特性的土工离心模型试验研究；万智等[11]采用有限元软件ANSYS，分析了山区拓宽公路挡土墙路基的受力与变形特征，重点探讨不同路基拓宽宽度、老路路堤边坡坡度及新路基填筑材料对路基拓宽的影响；耿建宇[12]采用有限元软件Plaxis，重点分析了加筋、压实状况等条件对新路基填筑导致下设衡重式挡土墙被动外倾的影响.

结合山区公路路基拓宽改建的特殊性，本文拟选用加拿大开发的有限元软件Phase2，对下设衡重式挡土墙的山区公路路基拓宽过程及挡土墙主动外倾变位对路基面沉降的影响开展数值模拟，明确新旧路基顶面由新路基填筑产生的初始差异沉降和挡土墙主动外倾变位产生的附加差异沉降在总差异沉降中各自的权重，并与既有土工离心模型试验成果验证比较，从而为山区公路路基拓宽改建工程沉降的准确计算奠定基础.

1有限元数值模型构建

1.1模型几何尺寸与边界条件

参考文献[12]，假定为平面应变问题，图1给出了外设衡重式挡土墙的山区二级公路拓宽改建路基的有限元计算全结构数值分析模型.由原双向二车道拓宽至双向四车道，即由12 m宽原路基拓宽为22 m.新旧路基衔接面边坡坡度为1∶0.8，新路基外侧设置上、下墙高分别为4 m和6 m，总墙高10 m，上墙墙背仰斜坡度为1∶0.25，下墙墙背俯斜坡度为1∶0.25的衡重式挡土墙.新路基填高10 m.暂不考虑新旧路基衔接面台阶的设置，假设新旧路基衔接面接触良好，完全连续.模型的底侧为水平向及竖直向位移均约束，左右两侧为水平向位移约束，竖直向自由，以模拟在新路基荷载作用下的竖向压密.衡重式挡土墙底部的钢筋混凝土托梁、桩基及新路基内的土工格栅等均暂不考虑.模型中其余尺寸如图1所示.

1.2本构模型及材料参数

模型中地基、旧路基和新路基均视为服从MohrCoulomb破坏准则的理想弹塑性材料，衡重式挡土墙视为理想线弹性体.考虑到旧路基系依山而建，不妨取旧路基和地基相同土体材料参数，参考土工试验成果及相关文献[13-14]，取土体及挡土墙的材料参数见表1.新旧路基和地基的张拉强度峰值、回弹值均取零，而黏聚力、内摩擦角的峰值、回弹值分别相等.需要特别说明的是，挡土墙材料类型为弹性，其所输入的黏聚力、内摩擦角的峰值仅用于获取强度因子，并不影响应力、位移等分析结果.

1.3单元剖分与土墙相互作用模拟

选用高精度6节点三角形单元、均匀分网方式离散土体以及衡重式挡土墙.在土墙相互作用方面，在挡土墙墙背侧（包括衡重台上方）及底侧设置软件内嵌的接缝单元（Joint element），其法向、切向刚度分别为100 000 kPa/m和10 000 kPa/m，用以描述接缝单元所受法向应力、切向应力分别与法向位移、切向位移之间的关系；为反映当接缝单元所受切向应力超过抗剪强度时的局部塑性滑动，采用MohrCoulomb滑动准则，峰值摩擦角为27°，拉伸强度、峰值黏聚力均为零.因墙背顶部、墙面底部处均为凌空自由面，为更好地描述新路基填土与墙背顶部、地基与墙趾的相对错动，将这两个节点均设置为张开模式，表示接缝分界的端点在有限元网格中代表2个节点，接触面能发生相对滑动，具体如图1局部放大示意.

1.4动态施工力学及墙体外倾变位模拟

因平动模式（T模式）与绕墙趾转动模式（RB模式）均为平动加绕墙趾转动变位模式（RBT模式）的特例，故本文暂以RBT主动外倾变位模式为准，试图研究挡土墙不同主动外倾变位量对路基顶面沉降的影响.首先计算地基和旧路基自重作用产生的初始应力，然后选择“Reset All Displacement”，重置全部位移，即扣除由地基及旧路基自重所产生的位

移量，激活相应单元模拟挡土墙建造及新路基填筑；因是刚性挡土墙，故可在挡土墙墙面相应节点处施加非零位移约束，以模拟挡土墙的主动外倾变位.非零位移约束施加方法如图2所示，即：位置1表示挡土墙原始位置；位置2表示在新路基填筑后，挡土墙在新路基填土作用下发生被动外倾和下沉，此时墙顶A点在水平向、竖直向发生的位移量分别为c和d，墙底B点在水平向、竖直向发生的位移量分别为a和b；位置3表示在位置2基础上，在墙顶A点和墙底B点同时施加不同的非零位移量，以模拟挡土墙的主动外倾变位，其中虚线表示主动外倾变位过程中的平动模式，β角为挡土墙转动外倾的角度，此时墙顶A点水平向位移量为e，竖直向位移量为f，墙底B点水平向位移量为e/2.通过控制墙顶A点的水平向位移量e，即可控制挡土墙平动+绕墙趾转动变位（即RBT模式）主动外倾的数量.

2主要计算结果分析与讨论

2.1挡土墙被动外倾及主动外倾变位后宏观形态

对比

图3所示为挡土墙被动外倾及主动外倾变位后新旧路基的总位移云图（单位：m）及外轮廓图（放大因子均取20）.可知，总位移相对较大值主要发生于新路基中部，旧路基发生的总位移量较小，挡土墙墙背与新路基发生了相对错动，尤以新路基顶面表现更显著.随着挡土墙RBT主动外倾变位量的增大，新旧路基的总位移数量增加，且影响范围逐渐扩展至旧路基.

2.2新旧路基顶面沉降与挡土墙外倾量的动态变

化规律

图3给出了挡土墙被动外倾及RBT模式5种主动外倾变位量下新旧路基顶面沉降值沿路基宽度方向的分布.

可见，曲线大致分为4段，从左至右依次为翘向右上角直线段、相对平台段、盆状段及近乎直线段.其中新路基与挡土墙墙背衔接面顶部沉降出现突变，这显然与模型中接缝单元端节点设置为张开模式有关，从而使得挡土墙墙背和新路基衔接面顶部能相对自由滑动，形成错台，这也充分说明处理好新路基与挡土墙墙背衔接面的重要性，即新路基与挡土墙结合部位的处置亦不能忽视[11]，在新路基左侧，因挡土墙2.5 m宽的衡重台对其上土体的作用，约1.0 m范围宽的新路基沉降曲线变化平缓，大致呈线性变化，当挡土墙被动外倾时该范围沉降曲线由低变高，而在挡土墙RBT主动外倾变位量增大后，该范围沉降曲线逐渐转变为由高到低.新路基顶面沉降曲线形态大致呈“盆状”分布，当挡土墙主动外倾变位后，新路基顶面曲线形态变得愈加陡峭，沉降盆底变得愈加尖窄，在5种RBT主动变位量下最大沉降均大致出现在新路基的形心对应处，而此位置亦基本是衡重台边缘外侧.随着RBT主动外侧变位量的增大，旧路基顶面沉降值加大，且向新路基方向大致呈线性增加，新旧路基间沉降突变出现于衔接面顶部附近，该处与路基拓宽后路表长大纵向裂缝易发位置吻合.

将文献[2]中工况2的新旧路基顶面沉降曲线一并绘制于图4内，可见，该曲线大致分为3段，从左至右依次为相对平台段、盆状段及近乎直线段，最大沉降值约为38 mm，而本文所获新路基填筑完毕时最大沉降值为64 mm，两者相比，曲线形态及最大值存在一定的差异，可能原因是：1）两者分别采用Phase2和Plaxis软件开展非线性分析，两者土体材料参数、软件所默认的计算精度、收敛准则等存在着差异；2）新路基的填筑方式不同，文献[2]采用水平分层分步填筑，而本模型暂为一次性填筑；3）文献[2]采用Interface单元模拟土墙相互作用，对墙背顶部节点未作特别处理，意味着这二者节点相互共用，而本模型中节点处理为Joint单元的张开模式，挡土墙与新路基接触面能发生相对滑动，从而可更真实地模拟现实状态.

在考虑挡土墙主动外倾变位后，路基顶面最大沉降值陡增，当e=0.10 m时，新老路基顶面最大沉降值为130 mm，最大沉降值比被动外倾时约增加103%.从e=0.10 m增加到e=0.30 m，路基顶面最大沉降值呈非线性增加，当e增加200%时，对应最大沉降值约增加58%，最大沉降值的增长低于主动外倾变化量.

2.3新老路基顶面差异沉降值与挡土墙主动外倾

变位量关系

图5给出了挡土墙5种RBT主动外倾变位量下新老路基顶面差异沉降值的变化规律.图中ΔS1，ΔS2， ΔS分别为挡土墙被动外倾产生的初始差异沉降、挡土墙主动外倾产生的附加差异沉降及总差异沉降（ΔS=ΔS1+ΔS2）.不难推求，新路基填筑导致挡土墙被动外倾而产生的初始差异沉降在各工况下保持不变，随着挡土墙RBT主动外倾量的增加，因挡土墙主动外倾而产生的差异沉降近线性增加，由二者之和组成的总差异沉降亦呈线性增加.从e=0.10 m到e=0.30 m，挡土墙主动外倾变位量与墙高比值从1%到3%，其值增加200%，总差异沉降值约增加46%，对应附加差异沉降值从66 mm呈非线性增加至123 mm，其值约增加86%.

图6进一步给出了挡土墙RBT模式5种主动外倾变位量下新老路基初始差异沉降与附加差异沉降所占总差异沉降的百分比值.从e=0.10 m到e=0.30 m，挡土墙主动外倾变位量与墙高比值从1%到3%，其值增加200%，新旧路基初始差异沉降值所占比重从49%非线性递减到33%，而附加差异沉降值所占比重从51%非线性递增至67%，由挡土墙主动外倾变位产生的附加差异沉降占总差异沉降的比重约高达50%～70%.

挡土墙主动外倾变位量e/m

3数值模拟结果的土工离心模型试验验证

及比较

文献[10]开展了9组外设衡重式挡土墙的拓宽路基土工离心模型试验，如图7所示.模型率为40，1#～6#为测试新旧路基顶面沉降的电涡流计，采用自制的位移控制装置模拟刚性挡土墙墙体主动外倾，即通过上、下两排螺纹距为1 mm的φ10螺杆的不同旋进量实现挡土墙的不同位移模式及大小，测试墙背土压力、路基顶面沉降、破坏面形态等.选用与本文数值模型前提相近（未考虑土工格栅，衡重式挡土墙以平动+绕墙趾转动形式向外倾斜）的模型3所获试验结果验证本文数值模拟宏观结果的可靠性，其中新路基压实系数为0.88.

图8给出了模型试验中挡土墙主动变位下新旧路基顶面总沉降值沿路基宽度方向的分布情况（皆为模型结果）.随着挡土墙主动变位量的增加，新旧路基顶面的总沉降值增大，且新路基顶面沉降值较大，旧路基顶面沉降值较小.

图9进一步给出了附加差异沉降所占权重随挡土墙墙顶外倾变位量与墙高之比而变化的关系.该曲线大致分为翘向右上角陡增、趋于平缓增加2个阶段.当外倾量与墙高之比约为0.18%时，附加差异沉降值所占权重从零陡增至79.65%，说明挡土墙的主动外倾对新旧路基差异沉降有较大影响.当外倾量与墙高之比从0.18%增至1.26%时，附加差异沉降值所占权重从79.65%增至94.87%，增幅相对平缓.土工离心模型试验结果表明：当外倾量与墙高之比为1.26%时，模型试验中大约有近9.5成的差异沉降因挡土墙主动外倾而产生，这无疑验证了本文数值模拟宏观结果的正确性，即挡土墙主动外倾变位将对新旧路基差异沉降产生重要影响.当然本文数值模拟得出由当外倾量与墙高之比为1%～3%时，挡土墙产生的附加差异沉降大约占总沉降的51%～67%，两者具体数值上存在差异，可能原因有：1）离心模型试验用压实系数控制压实质量，而数值模拟中采用弹性模量控制压实质量.2）离心模型试验变位历程为分级加载，而数值模拟变位历程为一次加载.3）在离心模型试验中：①未能模拟挡土墙在新路基填土作用下的被动外倾，导致新老路基顶面初始沉降值偏小；②通过自制的位移控制装置模拟刚性挡土墙墙体发生平动、转动或平动+转动等位移模式主动外倾时，需停机实施，然后再重新启动，这势必影响试验结果；③路基表面测点布设过少，依问题的平面应变性，有效测点仅3个，可能未能真实捕捉到路基顶面最大、最小沉降点；④采用刚性底座，未能真实模拟挡土墙基础的潜在下沉等，这些都会对试验结果有较大影响.而在数值模拟中，较好地克服了上述缺陷，较为真实地模拟了挡土墙在新路基填土作用下被动外倾，基础下沉，以及挡土墙与填土之间的相对错动等状态.

4基于新旧路基差异沉降控制的挡土墙外

倾限制阈值确定思路

前文分析表明，挡土墙主动外倾所导致的差异沉降占总差异沉降的比重相对较大，挡土墙主动外倾所导致的差异沉降与挡土墙外倾量（或外倾量与墙高之比）有关，显然，如能控制挡土墙外倾，则挡土墙主动外倾所导致的差异沉降就得以控制，进而总差异沉降得以控制.山区公路拓宽路基挡土墙外倾的限制阈值，可根据新路基旧路基挡土墙路面综合设计的理念，按照如下思路确定：首先由路面材料的抗拉强度和轮载作用下的荷载应力，得到路面结构所能承受的因新旧路基差异沉降产生的最大附加拉应力，然后推求获得总差异沉降值，再由挡土墙主动外倾所导致的差异沉降占总差异沉降的比例关系确定挡土墙外倾的限制阈值.

5结论

山区拓宽路基与下设挡土墙相互作用，运用Phase2有限元软件，建立起可真实描述填土衡重式挡土墙动态相互作用的精细化数值模型，采用两步走、墙面施加非零位移约束方式模拟挡土墙平动+绕墙趾转动变位模式（RBT模式），分析挡土墙不同主动外倾变位量对新旧路基顶面沉降的影响，并与既有土工离心模型试验结果进行了验证比较，获得如下主要结论：

1）新旧路基顶面沉降曲线形态大致分为4段，即翘向右上角直线段、相对平台段、盆状段及近乎直线段，挡土墙墙背与新路基衔接面顶部及新旧路基衔接面顶部附近出现突变，应加强土墙结合部、新旧路基结合部等的处置.

2）挡土墙主动外倾变位将导致新旧路基的沉降值增加，新路基顶面沉降曲线形态变得愈加陡峭，且影响范围逐渐扩展至旧路基；最大沉降均大致出现在新路基的形心对应处.

3）数值模型表明，当外倾量与墙高之比为1%～3%时，约51%～67%的差异沉降由挡土墙主动外倾变位产生，这与室内土工离心模型试验宏观结果吻合，但模型试验过高估计了因挡土墙主动外倾变位诱发的附加差异沉降.

4）考虑新老路基差异沉降对路面结构的附加力学影响的时候，应以总差异沉降为准.可根据新路基旧路基挡土墙路面综合设计的理念，参考本文所提出的思路，确定下设刚性土墙外倾的限制阈值，从而尽可能减少山区路基拓宽后路面早期破坏.

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衡重式挡土墙的设计 第4篇

一、衡重式挡土墙的组成与一般尺寸

衡重式挡土墙由直墙, 减重台与底脚三部分组成的。设计衡重式挡土墙的主要关键是确定减重台的位置, 在减重台以上, 常为较薄的直墙, 而在减重台以下, 挡土墙可以做成两种形式, 一种是大体积形式 (图1) , 另一种是用台板和下直墙 (图2) 。第一种形式的挡土墙减重台位置应比第二种形式略低, 离墙底距离约为挡土高0.45-0.55H。

第二种形式一般由混凝土筑成, 其减重台可放在离墙底0.5∽0.6H的地方, 减重台适当的位置及尺寸应经过计算比较而定。

减重台以上, 上直墙顶部厚度, 不小于0.3米, 如其顶部需作为上层结构的台座 (如为桥梁台座) 之用时, 则顶厚可取为0.6米或更大些。上直墙与减重台相交断面的厚度, 由土压力产生的弯矩大小来决定。减重台若为台板形式, 则其台板厚度, 在边缘可取0.3∽0.5米, 与下直墙相交处台板断面的厚度按填土重量与活荷载产生的弯矩来决定。挡土墙底脚的宽度决定于地基允许承载力, 如挡土墙设计为合理时, 地基应力分布基本上接近均匀的。

二、衡重式挡土墙的计算原则

衡重式挡土墙的计算分为两部分:整体稳定计算与局部稳定计算。分别说明如下:

(一) 整体稳定计算。衡重式挡土墙由于减重台上填土作用, 倾覆稳定一般无问题主要是校核其抗滑稳定是否安全。在整体稳定计算中, 最主要的是决定底脚宽度以及如何使地基应力获得均匀分布。计算整体稳定, 要先拟定结构的尺寸, 分别计算各部分自重与填土外力, 按一般稳定计算原则进行。承载力由截面的轴力、弯矩按偏心受压构件计算。素混凝土偏心受压构件除应计算弯矩作用平面的受压承载力外, 还应按轴心受压构件演算垂直与弯矩作用平面是受压承载力。计算水平土压力时, 须注意减重台以下由于减重台而使土压力减少的数值, 它的土压力图形的绘制方法如图3所示:经减重台的后面画两条直线, 一条具有自然坡脚φ (由O到b线) , 另一条平行于破裂面 (45°-φ/2) 由O到C线, 由此得到四个区域 (介于减重台和直线b-b之间) 可认为土压力只与台板下面的填土有关, 在第三区, 土压力按直线变化 (bc线) 。第四区 (c-c线以下) 土压力不受台板影响。计算整体稳定时, 假定地面活荷载只布置到减重台边缘的竖线位置 (图3) 。如有地下水时, 墙身自重与填土容重应按浮容量计算, 浮托力可按直线变化考虑。

(二) 局部稳定计算。计算衡重式挡土墙的局部稳定性, 要复核四个断面, 按混凝土结构的计算公式进行: (1) 上直墙与减重台相交断面1-1, 其时地面活荷载应分布到直墙边界处, 考虑自重N1与土压力E1, E2的影响, 上直墙按偏心受压构件计算。 (2) 减重台台板与下直墙相交的断面2-2, 按地面的活荷载满布至上直墙为界, 将台板当作悬臂板, 求出由于台板上填土, 活荷载以及台板自重等作用下断面2-2产生的弯矩。按受弯构件计算。 (3) 下直墙与底脚相交的断面3-3, 考虑活载分布到减重台边缘竖线为止或到上直墙边界为止的两种情况, 按偏心受压构件计算。 (4) 底脚与下直墙交界的断面4-4, 应按活荷载分布到减重台边缘的竖线为止, 作为悬臂板计算。按受弯构件计算。以上四个断面中1-1、2-2、3-3三个断面, 应当避免配置钢筋, 所有拉应力由混凝土承受, 但是断面4-4有时因地基承载力很低, 须将底脚作成很长的挑板, 这时为了节约大量混凝土, 也可以配置少量钢筋, 按少筋混凝土进行计算。计算方法按《水工混凝土结构设计规范》SL/T191-96。

三、计算原理

(一) 承载能力计算, 包括结构稳定性验算:抗滑稳定、抗倾稳定。1、抗滑稳定:K1=FGG/PP。其中K1为抗滑安全系数;F为墙底与基础之间的摩擦系数;GG为墙基面所受的垂直力之和, 包括:墙身自重、墙后填土重、地面活荷载、墙的前后水重、扬压力 (扬压力按直线分布) ;PP为墙所受的水平力之和, 包括:墙后水平土压力、墙前后水压力。如果墙前有填土, 则土压力忽略不计。抗滑安全系数不小于规范允许值。2、抗倾覆安全系数:K2=MM/MA。其中K2为墙对A点的抗倾覆安全系数;MM为所有各力对墙址A点的抗倾覆力矩, MA为对A点的倾覆力矩。抗倾安全系数不小于规范允许值。3、地基应力的计算:σmax=GG/B (1+6E0/B) σmin=GG/B (1-6E0/B) 。其中σ为地基应力, B为截面宽度, E0为偏心矩;GG为轴力。地基应力应满足规范的要求。

(二) 局部的稳定性计算。1、受弯构件。对称于弯矩作用平面是任意截面承载力, 按下面公式计算:N1/γdftWt矩形截面:M1/γd1/6ftbh2。其中N为轴向力设计值, M为弯矩设计值, γd为素混凝土结构受压破坏的结构系数, γm为截面抵抗矩的塑性系数, ft为混凝土轴心抗拉强度设计值, Wt为截面受拉边缘的弹性抵抗矩, b为矩形截面宽度, h为矩形截面高度。2、偏心受压构件。应先计算弯矩作用平面的受压承载力, 然后按轴心受压构件验算垂直于弯矩作用平面是受压承载力。此时, 不考虑弯矩作用, 但应考虑稳定系数的影响。弯矩作用平面的矩形截面受压承载力:N1/γd[ψfcbh (h+1) /6e0]N1/γd (ψγmftbh2/6e0-1) 轴心受压承载力:N1/γd (ψγmftbh2/6e0-1) 其中fc为混凝土轴心抗压强度设计值, e0为轴向力作用点至截面重心的距离, ψ为素混凝土构件是稳定系数, 其余符号同上。

四、示例 (略)

摘要：衡重式挡土墙的设计

公路衡重式挡土墙优化设计论文 第5篇

城市防洪排涝、河道护岸、大中型水库溢洪道等规模较大的工程其建筑物基础开挖往往产出大量岩性不同的弃土及石渣, 而挡土墙工程作为这类工程中的子项目其主体完工后, 墙后超挖的基坑或低洼场地需要大量的土方回填平整。就地充分消纳这些开挖产出的弃土及石渣, 不仅有利于工程土石方挖填平衡、节约弃土场征地及弃土外运费用, 而且有利水土保持和环境保护, 产生良好的环境效益。经检测这些弃土及石渣可作墙后填筑材料并论证多层填土方案技术经济可行之后, 如何将不同物理力学指标的土料在竖向合理设置层位即合理填筑层序, 使挡土墙获得较大的抗滑稳定安全系数和较好的墙基垂直应力状态, 值得挡土墙工程设计与施工关心及研究解决的问题。

本文试以水利类高衡重式挡土墙为例, 就墙后多层填土的填筑层序及厚度优劣进行对比分析。

1 研究对象和方法

衡重式挡土墙具有下墙体背坡倒坡、衡重台、土压力相对较小、节约墙体工程量等特点, 在大中型水库溢洪道、船闸、城市防洪排涝、高速公路及城建场地平整等挡土工程中得到广泛应用, 而且置于硬土基或软岩基上的高衡重式挡土墙也越来越多, 故本文选择软岩基上的高衡重式挡土墙为研究对象。具体以广西某市城区防洪排涝工程软岩基上的高衡重式挡土墙段为例, 研究方法是在挡土墙基本体型断面以及地基条件已设定的前提下, 按墙后2层和3层填土以不同的填筑层序及分层厚度进行挡土墙抗滑稳定安全系数与墙基边缘垂直应力值计算, 用抗滑稳定安全系数和墙基边缘墙趾与墙踵垂直正应力之比值大小或变化状态来评价及对比分析高衡重式挡土墙多层填土填筑层序方案及分层厚度的优劣。

天然地基为硬土基或软岩基时, 挡土墙抗滑稳定安全系数Kc按抗剪强度公式[1]计算, 计算公式如下:

${\rm K}c=(f\text{Σ}G)/\text{Σ}{\rm H}$

挡土墙墙趾处垂直正应力σy趾及墙踵σy踵处垂直正应力按材料力学偏心受压公式计算, 计算公式如下:

$\sigma {}_{y\text{趾},\text{踵}}=\text{Σ}G/(BL)\pm 6\text{Σ}{\rm M}/(B{}^{2}L)$

以上两式中:f为挡土墙混凝土与基岩接触面的抗剪摩擦系数;Σ G为计算截面上全部垂直力的总和, kN;Σ H为计算截面上全部水平力的总和, kN;Σ M为荷载对计算截面形心力矩的总和, kNm;B为计算截面宽度, m;L为计算截面长度, m。

因本文主要目的是比较分析衡重式挡土墙墙背多层填土时填筑层序及厚度的优劣, 故简化按非浸水情况和一般工况进行计算。利用北京理正岩土软件 (5.5版) 挡土墙设计软件包[2]进行计算。

2 计算参数和填土方案

2.1 计算参数

衡重式挡土墙结构材料为埋块石混凝土, 高度H为10.0 m, 墙顶宽度b为0.8 m, 衡重台宽度t取1.5 m, 墙面坡系数m1取0.05、上墙背坡系数m2取0.3、下墙背坡系数m3在-0.1～-0.5间取值, 墙趾宽b1取0.5 m、趾高h1取1 m。挡土墙墙背回填地面高程与墙顶齐平, 即挡土墙后回填土总厚度与墙高H同, 为利用衡重台之上的回填土荷重, 上墙设计高度H1为1/ 2H。挡土墙体型断面示意图如图1。

墙背回填土拟利用挡土墙及其他建筑物基坑开挖弃土弃渣, 有3种土料可供选用, 第1种土是基坑开挖的含砾石土, 编号设为①, 内摩擦角ф1=35°, c1=0, γ1=18 kN/m3;第2种土是基坑开挖弃土含砂质土编号为②, 其内摩擦层角ф2=23.6°, c2=5.3 kPa, γ2=18 kN/m3;第3种土是基坑开挖弃杂土编号为③, 其内摩擦角ф3=13.1°, c3=6.4 kPa, γ3=18 kN/m3。墙基摩擦系f为0.45, 天然地基 (软岩) 承载力为500 kPa。计算时采用综合内摩擦角, 墙背δ取15°。假定临时开挖边坡系数大于下墙背坡系数绝对值, 计算的墙基面为水平面, 墙后地面横坡坡度为45°。

2.2 填土方案

2种土分上下2层填筑和上中下3层填筑, 土层填筑层序均设6种方案, 填筑层序、土层分层厚度取值见表1和表2。3种土分3层填筑, 填筑层序拟设6种方案, 填筑层序、各填土层分层厚度取值见表3。

3 计算成果及其分析

为便于直观比较分析各方案的优劣, 把各方案计算成果中的Kc、σy趾与σy踵比值随土层厚度取值变化情况绘制成图2、图3, Kc、σy趾与σy踵比值随下墙背坡系数m3取值变化情况绘制成图4、图5及表4。

3.1 2种土分上下两层填筑优劣比较

由图2-图5知, 挡土墙的抗滑稳定性及墙基应力状态随墙背两种土层的填筑层序和土层厚度以及下墙背坡系数的不同而不同。

3.1.1 抗滑稳定性条件比较

由图2 (a) 可看出, 填筑层序a-1方案 (②①) Kc-hts曲线位于其他方案的Kc-hts的上方 (a-2方案个别点除外) , 即a-1方案的Kc比其他方案的Kc均大, 说明a-1方案抗滑稳定性情况最佳;a-1方案上层土层厚度取较小值或较大值有利。由图4 (a) 可看出, a-1方案和a-2方案 (①②) Kc-m3曲线位于其余方案Kc-m3的上方, 说明此二方案抗滑稳定性情况较佳, 且下墙背坡系数m3取较大值对抗滑稳定性有利。

3.1.2 墙基应力条件比较

对于天然硬土基及软岩基, 墙基边缘垂直应力最大与最小值之比最大允许值应控制在1.5～2.5范围内[2] (或最小与最大值之比为0.67～0.40) 。按照此条件分析比较图3 (a) , 从σy趾/σy踵随hts变化趋势可看出a-1方案最优, 因为此方案的σy趾/σy踵-hts 曲线较平缓, σy趾/σy踵比值为0.78～1.089, 较其他方案合理。a-2和a-3方案的σy趾/σy踵比值也在规范允许的范围之内, 但σy趾/σy踵-hts曲线有突变, 其他方案σy趾/σy踵比值或大部超过规范允许值或应力状态不佳 (见表4) 。由图5 (a) 看出, a-1方案的σy趾/σy踵-m3曲线在最下方, σy趾/σy踵比值为0～2.76, 墙基垂直应力状态相对最佳。

3.2 2种土分上中下3层填筑优劣比较

3.2.1 抗滑稳定性条件比较

从图2 (b) 可看出, 填筑层序b-1方案 (①②①) Kc-hts曲线位于其他方案的Kc-hts的上方 (b-2及b-3方案个别点除外) , 即b-1方案的Kc比其他方案的Kc均大, 说明b-1方案抗滑稳定性情况最佳;b-1方案中层土层厚度取1/3～1/2H (本例4～7 m) 有利。由图4 (b) 可知, b-1方案Kc-m3曲线位于其余方案Kc-m3的上方, 说明此方案抗滑稳定性情况最佳, 且下墙背坡系数m3取较大值对抗滑稳定性有利。

3.2.2 墙基应力条件比较

分析比较图3 (b) , 填筑层序b-1方案的σy趾/σy踵-m3曲线相对较平缓, σy趾/σy踵比值为0.74～1.01, 较其他方案合理。由图5 (b) 知, b-1方案的σy趾/σy踵-m3曲线在最下方, σy趾/σy踵比值为0～2.34, 墙基垂直应力状态相对最佳。b-5和 b-6方案σy趾/σy踵比值或大部超过规范允许值或应力状态已恶化 (见表4) 。

3.3 3种土分3层填筑的优劣比较

3.3.1 抗滑稳定性条件比较

从图2 (c) 和图4 (c) 看出, 填筑层序c-2方案 (②③①) Kc-hts、Kc-m3曲线位于上方, 即Kc值比其他方案的Kc均大, 说明c-2方案抗滑稳定性情况最佳;c-2方案上层土层厚度取小于1/3H或大于2/3H (本例3 m以下或6 m以上) 有利。由图4 (c) 还可知, 下墙背坡系数m3取较大值对抗滑稳定性有利。

3.3.2 墙基应力条件比较

分析比较图3 (c) , 填筑层序c-1方案的σy趾/σy踵-hts曲线相对较平缓, σy趾/σy踵比值为0.81～1.50, 较其他方案更合理, c-2方案次之。由图5 (c) 知, c-2方案的σy趾/σy踵-m3曲线在最下方, σy趾/σy踵比值为0～2.59, 墙基垂直应力状态相对最佳。c-5和 c-6方案墙基应力状态不佳 (见表4) 。

4 墙背各填土方案评价

4.1 两种土填筑方案

由图2、图4知, b-1方案Kc值分别随htz和m3变化范围为2.10～2.253、1.984～2.835, 由图3、图5知, σy趾/σy踵比值分别随htz和m3变化范围为0.74～1.01、0～2.34, 与a-1方案和其他方案比, 抗滑稳定性和墙基应力状态最佳。因此, 2种土分2层或分3层填筑时, 建议优先选用填筑层序b-1方案。a-5和a-6、b-5和 b-6方案的抗滑稳定性和墙基应力状态最差, 不宜选用。

4.2 3种土填筑方案

通过3.3节比较, 综合来看, c-2方案最佳。因此, 3种土分3层填筑时, 建议优先选用填筑层序c-2方案。c-5和 c-6方案的抗滑稳定性和墙基应力状态最差, 不宜选用。

3.3 各填筑方案比较

由图2-图5知, 无论从抗滑稳定性条件还是从墙基应力状态看, b-1方案最佳。但从充分利用3种开挖弃土弃渣的思路而言, 按3种土分3层填筑可以获得较好的工程效益, 此时c-2方案无疑是最佳选择。

5 结 语

通过前面的比较分析, 对于软岩地基的高衡重式挡土墙, 上墙高度取墙总高1/2时, 墙后按2层和3层填土以不同的填筑层序及分层厚度进行填筑, 可以得出如下初步结论。

(1) 2种土分上下2层填筑时, 综合内摩擦角大的土层筑于上层、综合内摩擦角小的土层筑于下层的填筑层序最好;2种土分上中下3层填筑时, 综合内摩擦角大的土层分筑于上层及下层、综合内摩擦角小的土层筑于中层的填筑层序最优;3种土分3层填筑时, 综合内摩擦角最大的土层筑于上层、综合内摩擦角较大的土层筑于下层、综合内摩擦角最小的土层筑于中层的填筑层序较佳。

(2) 墙后采用综合内摩擦角大的土层筑于上层、综合内摩擦角小的土层筑于下层的填筑层序时, 上层土层厚度取较小值或较大值有利;墙后若采用综合内摩擦角大的土层分筑于上层及下层、综合内摩擦角小的土层筑于中层的填筑层序, 中层土层厚度在填土总高度的1/3～1/2之间取值有利;对于3种土分3层填筑时, 选用综合内摩擦角最大的土层筑于上层、综合内摩擦角较大的土层筑于下层、综合内摩擦角最小的土层筑于中层的填筑层序, 各土层厚度各取填土总高度1/3合适。

(3) 衡重式挡土墙的抗滑稳定性和墙基应力状态受下墙背坡系数m3的影响较大, 取尽可能大的m3值 (如-0.4～-0.5) 对抗滑稳定性有利, 但不一定获得较好墙基应力状态, 一般来说m3取-0.15～-0.35较合适。

鉴于墙后多层填土填筑层序及分层厚度对高衡重式挡土墙的抗滑稳定性和墙基应力状态的影响较敏感, 为了保证工程质量安全, 建议高衡重式挡土墙墙后回填材料及分层填筑层序与分层厚度一旦设计确定, 应按设计图纸和有关规程规范要求填筑施工, 施工过程中不应随意变更, 墙背回填土抽检检测资料作为高衡重式挡土墙工程竣工验收的必备项目之一, 填筑技术指标及质量应严格控制。

参考文献

[1]SL379-2007, 水工挡土墙设计规范[S].

公路衡重式挡土墙优化设计论文 第6篇

在山区公路建设中,由于地形、地质条件的限制,经常会遇到半挖半填的斜坡路堤。当路堤填筑较高时,为了避免占用大量可耕地,或处于地形和防洪的要求,一般不存在将高填方路堤边坡放缓的条件,因此,实际工程中,对于此类路堤多采用衡重式高挡墙来支挡路堤填土。衡重式挡土墙利用衡重台上部填土重量的下压作用和墙体重心的后移,平衡了墙后土压力的倾覆作用,与一般重力式挡土墙相比较,衡重式挡土墙具有稳定性好、经济等特点。然而,近年来公路、铁路建设中出现了衡重式挡土墙的路堤产生路面变形开裂、路基下沉、墙体外倾开裂等病害[1,2],严重影响了设施的运营安全。

本文结合山东鲁中山区在建高速公路某工点衡重式挡土墙高路堤产生的病害情况,对病害原因进行了分析讨论,通过数值模拟计算分析了挡墙的变形及受力特征,并提出了相应的处治措施,得到的结论对此类挡土墙的处治有一定的借鉴意义。

1 工点概况及病害情况

山东某高速公路K27+186.96～K27+300段为剥蚀丘陵地貌单元,半填半挖路段,原地面线横坡坡度大,坡长较长,地形复杂,坡体覆盖层以黄褐色风化砂、粉土、碎石为主,厚度不均,下伏岩层为花岗岩,坡体表面见较多碎石、块石。

路基右侧设计采用衡重式路堤浆砌片石挡土墙,墙高3.7～10.5m,墙后路基填筑高度8.8～15.6m,墙顶距路面高度为8.0m。该工点在墙后路基填筑完成后(未施工路面结构层)出现了路基开裂、挡土墙墙面开裂鼓胀、挡土墙外倾等病害,现场病害照片如图1所示。

(1)挡墙破坏情况

挡土墙外表面出现1处斜裂缝、6处水平裂缝及3处鼓胀破坏,破坏情况见表1。

(2)路基开裂情况

路基表面距离路肩4.2m处出现纵向裂缝,K27+186.96～K27+230处裂缝宽度较大,宽约20cm,长约40m,为防止情况进一步恶化,局部已进行了卸载;K27+230～K27+270处裂缝宽度较小,宽约1cm,不连续,但有继续开裂的趋势。

(3)坡体滑动情况

挡土墙外侧存在较高的临空面,高度约10.0m左右,走向基本与路线相同,坡度约30°,坡体受雨水冲刷严重,形成多条小冲沟,产生3处浅层滑坡体,坡顶均出现连续的裂缝,其中1#滑坡体坡顶裂缝距挡土墙水平距离约3.0m,长约15m,宽约15cm,顶部已经出现约30cm的错台,坡体稳定性差;2#滑坡体坡顶裂缝距挡土墙水平距离约3.3m,长约5m,宽约4cm,坡体稳定性一般;3#滑坡体坡顶裂缝距挡土墙水平距离约3.7m,长约20m,最宽约7cm,裂缝南段见有羽状裂缝,坡体稳定性较差;现场调查还发现沟底岩石露头处有水流渗出。

2 原因分析

经过现场调查,结合钻探和物探成果资料,对路基高填方段病害分以下四个部分进行了有针对性的讨论,分析病害产生的原因[3]。

(1)衡重式挡土墙K27+186.96～K27+225段:此段挡土墙破坏的主要原因为挡土墙地基土不均匀,大量雨水下渗(路面结构层施工前连续降雨,且雨量较大)导致地基持力层承载力降低,产生不均匀沉降,引起挡土墙产生斜裂缝(K27+215处斜裂缝);斜裂缝的产生降低了挡土墙的整体稳定性及承载能力,其后路基填料局部压实度不足、雨水下渗,导致填料内摩擦角降低、重度增大,使得作用在挡土墙面的主动土压力增大,整体稳定性及承载能力降低的挡墙在过大主动土压力作用下,局部产生了开裂鼓胀破坏;另外施工中挡土墙局部尺寸不足及墙体缺陷(如砂浆不饱满)也是挡土墙承载能力不足并产生裂缝的原因之一;

(2)衡重式挡土墙K27+225～K27+300段:此段挡土墙地基持力层为强风化花岗岩,地基承载力较高,地基变形较小,其破坏的主要原因为墙后填土高度过大、压实度不足、含水量较高(雨水下渗),导致主动土压力过大,使得挡土墙局部产生水平裂缝及鼓胀破坏;挡土墙埋深不足,被动区土体约束挡土墙变形能力有限也是挡土墙破坏的原因之一;另外施工中挡土墙局部尺寸不足及墙体缺陷也是挡土墙承载能力不足并产生裂缝的原因之一;

(3)路基表面K27+195～K27+300段纵向裂缝:其产生的主要原因为挡土墙不均匀沉降及侧向变形的逐渐增大使得在填方土体中产生了较大的变形,从而产生滑动裂缝;此外,填方路基压实度不足(衡重台上部填料压实度约为80%)、雨水下渗的润滑作用也是裂缝产生的原因之一;

(4)挡土墙外侧浅层滑坡:调查分析认为,坡顶挡土墙及填土压重,雨水冲刷、雨水下渗导致坡体含水量增高,边坡高度过大是边坡坡体局部失稳的主要原因。

3 数值模拟

为进一步分析探讨衡重式挡土墙支护的力学特征,并为后期的支护加固措施提供一定的设计参数和理论支持[4,5],利用FLAC3 D有限差分软件进行了数值模拟计算。

3.1 模型建立

计算按平面应变考虑,模型如图2所示,衡重式挡土墙各部分尺寸如图3所示,挡墙与地层的相关物理力学参数见表2,挡土墙基础埋深为1.5m,挡土墙顶面以上填土高度为8.0m。

3.2 计算分析

(1)位移场

计算平衡后,模型的位移云图如图4所示,由图4可知,最大位移出现在填方边坡坡顶处,其值为32.6mm;衡重式挡土墙最大位移出现在挡土墙顶面,其值为15.1mm。模拟发现,挡墙衡重台以上部分位移较大,位移值在10.0～15.1mm之间,衡重台下部位移值相对较小,其值在0.8～10.0mm之间,由于被动土压力的约束作用,墙趾处的位移值很小。

(2)应力场

衡重式挡土墙最小主应力云图见图5,图中挡土墙范围内有两处出现拉应力区,分别在墙趾底部和衡重台内侧墙体内,墙趾底面处拉应力最大,其值为3.61×105Pa,衡重台内侧墙体处最大拉应力为4.87×104Pa,浆砌片石挡土墙抗拉、抗剪能力较弱,因此在承受拉应力的区域易出现裂缝产生破坏。

(3)填土参数的影响

保持其它计算参数不变,只改变填土的相关物理力学参数,分如下三种工况进行模拟计算。工况1:填料内摩擦角改为28°(原值为38°);工况2:填料重度改为23 kN/m3(原值为19 kN/m3);工况3:同时改变以上两个参数;计算结果见表3。

计算结果表明:(1)路基填料内摩擦角的降低会增大挡土墙衡重台后墙体的最大拉应力,应力提高约9.9%,而对挡土墙墙趾的拉应力和挡土墙最大位移影响较小;(2)路基填料重度的增加会大幅度增大挡土墙衡重台后墙体的最大拉应力(增大24.8%)和挡土墙最大位移(增大76.8%);(3)虽然路基填料的内摩擦角数值减小对三项指标的影响程度相对较小,但其与重度数值一起变动时,对挡土墙受力特性的影响显著增大,其中衡重台后墙体的最大拉应力和挡土墙最大位移分别提高45.6%和147.0%;(4)模拟发现,填料参数的变化会在挡土墙内部产生应力转移,会使挡土墙墙趾所受拉应力的数值有所降低,而衡重台后墙体所受拉应力显著提高。

(4)填方高度的影响

挡土墙顶面以上填土高度h对挡墙的受力及变形特性影响较大,模拟计算发现,随着h的增大,衡重台后墙体最大拉应力和挡土墙最大位移值均持续增大,当h=8m时,其数值比h=4m时分别增大约39.9%和148.3%;而填土高度h对墙趾处最大拉应力影响较小(见表4);而当h=9m时,模拟计算结果不收敛,表明挡土墙已失稳破坏。

图6为不同填土高度下挡墙外侧水平位移变化曲线[6],由图6可见,随着填土高度增大,挡墙水平位移和倾角明显增大,且增大的幅度明显加快,h=8m时(最大水平位移:15.12mm)比h=7m时(最大水平位移:11.35mm)挡墙最大水平位移增加约33.2%。

3.3 模拟计算结果分析

通过模拟计算及分析,得到以下结论:

(1)衡重台上部墙体部分的位移较大;

(2)挡土墙墙身范围内出现两个拉应力区,墙趾底面区和衡重台后墙体区(如图5所示),挡土墙出现拉应力区的部位易发生剪切破坏;

(3)路基填土的物理力学参数变化对模拟计算结果影响较大,当内摩擦角降低10°、重度由19kN/m3提高到23kN/m3时,挡土墙衡重台后墙体拉应力区的最大拉应力将增大约45.6%,挡土墙最大位移也将大幅提高,其值增大约147.0%;

(4)挡土墙顶面以上填土高度h对挡墙的受力及变形特性影响较大,随着h增大挡土墙后墙体处位移值和应力值均大幅提高,h越大提高幅度越大,挡土墙破坏失稳的可能性越大;根据计算结果,确定挡墙顶面以上填土高度不宜大于6.0m,最高不应超过8.0m。

4 处治措施

由上述分析可知,局部地基承载力降低、路基填筑高度过大、填料压实不足、大量雨水下渗和衡重式挡墙墙身强度不足是该段挡墙产生病害的主要原因,所以加固设计[7]从提高挡墙地基持力层承载能力、增加路基填料的密实度和加固挡墙墙身以提高其强度几个方面进行考虑,拟采取以下加固措施:

(1)建议对挡土墙外部坡体进行锚喷支护,并加强坡体的截、排水设计,保证外部坡体稳定,确保挡土墙地基有足够的强度和稳定性;

(2)对挡墙出现严重裂缝的部分进行墙顶钻孔注浆处理,提高挡土墙整体稳定性,增强其墙身强度;

(3)采用钢筋混凝土框架预应力锚索加固挡墙[8,9],提高挡墙的整体性和承载能力;

(4)开挖墙后路基开裂部分的填土,重新进行压实回填,确保压实质量;

(5)后期施工过程中应严防雨水、雪融水下渗,必要时应在路面一定深度范围内设置防水土工布,并考虑采取措施引排路面及路面左侧来水。

处治加固措施的实施有效地限制了挡土墙变形的发展,提高了挡墙稳定性。

5 结论

山区边坡高路堤工程中,衡重式挡土墙是一种经济实用而有效的建筑结构物,但目前设计和施工中出现了较多问题,导致出现了较多破坏案例,本文结合工程实例中衡重式挡土墙破坏的情况及模拟计算分析结果,得到以下结论。

(1)衡重式高挡墙对地基承载力要求较高,设计时应保证持力层地基承载力有较高的安全储备,防止承载力不足引起挡墙不均匀变形而导致失稳破坏。

(2)设计时可以考虑在衡重台下部设置混凝土勒带,以增强挡墙墙身的抗剪强度。

(3)模拟计算表明,此类衡重式挡土墙墙顶以上填土高度h不宜大于6.0m,最高不应超过8.0m。

(4)施工时应保证墙后填料的粒径和压实系数达到设计要求,特别是靠近墙体处由于大型压实机械无法靠近,此处的压实质量往往较难保证,应采取特别措施进行压实处理;另外挡墙砌筑过程中砂浆必须饱满,保证墙体强度符合要求。

(5)在道路面层施工前应加强管理,防止雨水、雪融水大量下渗进入坡体,必要时可采取相应的防水、截水和排水措施。

(6)应加强对高挡墙路堤施工和运营期间的各种监测工作[10],这对预报病害发生、选择处治措施和保证工程的安全运营具有重要意义。

摘要：本文对某衡重式挡土墙典型病害情况进行了分析和讨论,找出了病害产生的原因,通过数值模拟计算分析了此类挡墙的变形及受力特征,发现墙体范围内将有两处出现拉应力区,易发生开裂破坏,得出了此类挡墙顶部以上填土高度不宜大于6.0m,最高不应大于8.0m的结论。在深入分析和计算的基础上,制定了有针对性的加固处治方案,本文所得到的结论对此类挡土墙的处治有一定的借鉴意义。

关键词：衡重式挡土墙,高路堤,病害,数值模拟

参考文献

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