垂直擴容垃圾擋壩穩(wěn)定性離心機試驗與數(shù)值仿真

周小文，蔣浩然，周 密，程 力，韓澤軍

(1.亞熱帶建筑科學國家重點實驗室(華南理工大學)，廣州 510640； 2.華南理工大學 華南巖土研究院，廣州 510640)

目前，獲批一個新的填埋場選址越來越困難，設計者常采用垂直擴容對已有的垃圾填埋場進行擴建.垂直擴容具有充分利用堆填區(qū)、降低建造費用、較易獲批等優(yōu)點[1].中國大部分垃圾填埋場均屬于山谷型填埋場，在填埋場的坡腳處都建有垃圾壩，因此，在垂直擴容中垃圾壩也需要加固加高以增加填埋場的容量和提供額外的擋土阻力，從而增加填埋體的整體穩(wěn)定性.垃圾填埋場失穩(wěn)造成的危害非常巨大[2]，填埋體的整體穩(wěn)定性問題成為設計和運行中最重要的考慮因素之一，而垃圾壩的設計又是該問題的關(guān)鍵.垂直擴容是高效利用土地的一種方法，可以最大效率地利用土地資源，尤其是對中國人口眾多的超級大城市而言.垂直擴容通常可分為兩種方案：填土擋壩(通常為均質(zhì)填土壩)擴容和加筋填土擋壩擴容[3].若填土壩方案不能滿足要求或者需要較高的安全穩(wěn)定性，應考慮加筋填土壩方案，加筋填土壩安全穩(wěn)定性更高，但是造價相應增加.垂直擴容垃圾擋壩設計在中國暫無專業(yè)規(guī)范可依，而在美國加筋土壩應用于填埋場擴容較多，表1列出了一些美國垂直擴容填埋場中加筋土結(jié)構(gòu)(在美國“加筋土壩”的稱謂不常見，故此用“加筋土結(jié)構(gòu)：geosynthetics reinforced soil(GRS) structures”).在2010年前多為高度小于15 m的小型結(jié)構(gòu)，而后逐漸出現(xiàn)了高度超過20，30 m的大型結(jié)構(gòu)，在中國大型的加筋土垃圾壩應用還未見到報道.

表1 一些美國的垂直擴容垃圾填埋場中的加筋土結(jié)構(gòu)

對填土壩的穩(wěn)定性研究由來已久，中國土石壩規(guī)范[10]通常采用剛體極限平衡分析法，對均質(zhì)土壩規(guī)范推薦采用簡化畢肖普法，對于復雜工況的穩(wěn)定性計算需要采用數(shù)值算法，因而通用條分法和有限元得到了廣泛應用[11-14].對加筋土壩的穩(wěn)定分析，當前國內(nèi)外均無專業(yè)規(guī)范，而是依據(jù)加筋土設計規(guī)范[15-17]采用圓弧滑面極限平衡法，無視筋土相互作用機理，把筋材作用當成一種總抗滑力，人為假定其作用點和方向，并按照一定規(guī)則分配給各層筋材，這種簡化設計方法偏離實際甚遠.一些研究者[18-24]采用模型試驗和數(shù)值模擬考察加筋土結(jié)構(gòu).在模型實驗方面，Zornberg等[19,24]采用離心機模型試驗考察了加筋土邊坡力學行為以及失穩(wěn)破壞機制；在數(shù)值模型方面，Griffiths等[13-14,25]基于一些簡單算例得出在合理處理筋土接觸問題后認為將有限元強度折減法用于考察加筋土結(jié)構(gòu)與考察一般土工結(jié)構(gòu)并無本質(zhì)區(qū)別,介玉新等[26]采用用強度折減法對加筋土邊坡滑移破壞形態(tài)進行了研究.

本文采用離心機試驗和有限元數(shù)值計算分析對垂直擴容工程中垃圾擋壩的穩(wěn)定性展開系統(tǒng)研究，研究結(jié)論不僅服務于實體工程，并且為加筋土壩推廣應用于垃圾填埋場提供借鑒依據(jù).

1 工程背景簡介

本工程實例來源于位于廣州市東北部郊區(qū)的興豐生活垃圾衛(wèi)生填埋場，為繼上海老港垃圾填埋場后中國第二大的生活垃圾填埋場.2012年該填埋場庫容達到飽和，為增加庫容在南側(cè)邊界新建了一個長300 m、高35 m的垃圾壩來增加750萬m3的容量.受南側(cè)既有建筑的限制(見圖1(a))，新的垃圾壩邊設計成了45°的斜坡并且采用土工布加筋，在壩高5，15和25 m處各設置2 m寬的平臺，垃圾壩頂高35 m，寬12 m.坡腳設計了一排灌注抗滑樁，舊壩靠新壩側(cè)局部采用了注漿加固(即圖1(b)中的⑤)，壩體下2 m地基換填成高摩擦黏聚材料.土工布極限抗拉強度為500 kN/m，其5%伸長率時的抗拉強度為285 kN/m，厚度為2 mm，垂直間隔0.5 m布置，覆蓋新壩全部區(qū)域，坡面處反包土工布.各土層分布見圖1(b)，其中①為地基下層土，主要成分為微風化花崗巖；②為地基上層土，主要成分為花崗巖殘積土；③為地基換填土，主要成分為粗細顆?；旌咸盍?；④為舊壩，主要成分為粗細顆?；旌咸盍希虎轂榕f壩局部加固區(qū)，采用水泥注漿加固；⑥為新壩，主要成分為粗細顆粒混合填料；⑦為垃圾土，舊壩左側(cè)垃圾土為已堆放的垃圾土，新壩左側(cè)垃圾土為未來將堆放的垃圾土；⑧為抗滑樁，樁型為直徑1.6 m、中對中樁間距1.8 m、樁長18 m(入巖3 m)的沖孔灌注樁.地下水位處于地面以下2 m.

圖1 垃圾壩

2 離心機模型

2.1 模型與材料

諸多研究采用了離心機模型來考察加筋土結(jié)構(gòu)性能，Zornberg等[18]指出盡管離心模型有一些缺點如非均勻加速場、邊界效應、尺寸效應等，離心機實驗為縮尺模型保持與原始模型相同的應力狀態(tài)提供一個有效的途徑.本文建立兩個離心機模型以考察壩體在有和無加筋情況下的變形和可能出現(xiàn)的破壞模式.

實驗采用了長江科學院CKY-2OO離心機，其有效容量200g·t，最大加速度200g，配有模型箱長1.0 m×寬0.4 m×高0.8 m.本實驗采用100g的模型，即縮尺比率為1∶N=1∶100，圖2為離心機模型橫斷面.實體工程中由于下游場地限制，僅能設置一排抗滑樁，但是擋壩與垃圾體非常巨大，單排抗滑樁對其穩(wěn)定性影響有限.為了較保守地評估垃圾擋壩的穩(wěn)定性(抗滑樁的效果將在數(shù)值模型中考慮和分析，且獲得的結(jié)論也證明了單排抗滑樁阻抗滑動效果有限)，離心機模型僅模擬圖1的新舊壩和垃圾土，圖2中①為舊壩，②為新壩，③為垃圾土.離心模型試驗為了保守評估垃圾擋壩的穩(wěn)定性，未考慮抗滑樁，抗滑樁影響作為安全儲備.壩體材料取自實際工程選用的粗細顆?；旌咸盍?剔除粒徑大于30 mm的土粒)，級配曲線見圖3，經(jīng)擊實實驗測得填料最大干密度為1.92 kg/m3,最佳含水率為(15.7±2)%，排水直剪強度指標c，φ為29.5 kPa、36.4°.垃圾土采用松散的粉細砂模擬(僅模擬垃圾土對擋壩的土壓力作用而忽略對垃圾土本身的力學性能模擬，粉細砂產(chǎn)生的推力略高于實際垃圾土，從而確保離心機試驗是保守評估垃圾擋壩的穩(wěn)定性)，平均密度為1.72 kg/m3.通過窄條拉伸實驗和筋-土界面直剪實驗篩選確定使用0.45 mm厚的滌綸來模擬2 mm厚的土工布，模擬依據(jù)筋-土界面摩擦相似和單位面積抗拉強度等效，即

式中：cs-g，p、φs-g，p為土工布-土界面黏聚力和內(nèi)摩擦角，由筋-土界面直剪實驗得為10.14 kPa、35.1°；cs-g，m、φs-g，m為滌綸-土界面黏聚力和內(nèi)摩擦角，由筋-土界面直剪實驗測得滌綸-土界面有相近的數(shù)值，為9.5 kPa、34°；T5%，p為土工布5%伸長率抗拉強度，其值為285 kN/m，Sv，p為土工布豎向間距，其值為0.5 m，T5%，m、Sv，m為滌綸的上述對應參數(shù)，其值分別為28.5 kN/m、0.05 m.壩體土按0.05 m分層在最佳含水率時人工錘擊壓實到密度≥1.85 kg/m3.滌綸按0.05 m一層鋪設，在坡面進行反包以模擬實際工程中的土工布反包工藝.由于離心機模擬滲流非常復雜且實體工程中垃圾堆體有設置排水井用以降低垃圾堆體中的地下水位，施工期和正常運營期排水井都有水泵抽水，且整個垃圾體由防滲膜隔離與外界地下水斷開，其內(nèi)部水僅由垃圾降解產(chǎn)生，其水量有限，通過水泵不間斷抽水完全可以正常排出，故而其正常工況的地下水位較低，這正是離心機模型中不考慮滲流影響的原因.而數(shù)值模擬對當垃圾體四周防滲膜破損的極端工況進行模擬，地下水進入垃圾體，考慮該極端情況下不同水位(滲流)對垃圾擋壩的穩(wěn)定性影響.

圖2 離心機模型橫斷面示意

圖3 擋壩土樣級配曲線

2.2 測試與結(jié)果

在坡面設置5個激光位移監(jiān)測點以測量坡面水平和豎向位移，水平監(jiān)測點為圖2中D2和D4，豎向監(jiān)測點為圖2中D1、D3和D5.圖4為兩個模型的加速過程，按20g每級逐級提高，每增加一級加速度穩(wěn)定7 min后開始增加下一級，直到增加至100g，運行持續(xù)一定時間，觀察模型是否破壞.從圖5可以看出，兩個模型均未發(fā)生破壞，忽視垃圾堆體的變形，僅考慮壩體變形，圖6中模型1(有加筋)和模型2(無加筋)最大沉降量分別為8.8，9.7 mm；最大水平位移量分別為10.1，12.6 mm；最大沉降點均為點D5，最大水平位移點均為點D2；在100g離心加速度運行階段，監(jiān)測點的位移量基本保持平穩(wěn).離心機實驗表明，有無加筋時壩體均不會失穩(wěn)，這證明了采用粗細顆粒土料作為加筋土填料的可行性.此外，土工布加筋能明顯減小壩體的水平位移，相比無加筋壩，加筋壩水平位移量減少19.8%，這與Hu等[23]通過位移場評估加筋效果的結(jié)論類似.

圖4 離心加速度歷時曲線

圖5 模型在t=70 min時的照片

建立與離心機模型尺寸相同的數(shù)值模型(模型設置與材料取值見第3節(jié))，通過重力加載至100g可獲得位移場(見圖7).從擋壩水平總位移場可以看出：最大水平位移發(fā)生在高10～20 cm的坡面附近，與離心機模型監(jiān)測到的最大水平位移點D2(h=10 cm)接近(見圖7(a))，最大水平位移量數(shù)值解為11.3 mm，接近D2實測值10.1 mm(見圖6(a))；最大豎向位移發(fā)生在壩頂(不考慮垃圾堆體變形)，與離心機模型監(jiān)測到的最大豎向位移點D5(h=35 cm)在同一高程(見圖7(b))，最大豎向位移量數(shù)值解為9.3 mm，接近D5實測值8.8 mm(見圖6(b)).

由此可以看出，本文建立的數(shù)值模型能較好預測加筋擋壩的變形規(guī)律.為了進一步考察加筋土壩在實際工況下的穩(wěn)定性和破壞機理，將利用后續(xù)所建立的有限元數(shù)值模型進行分析.

圖6 監(jiān)測點位移-時間曲線

圖7 擋壩數(shù)值位移場與監(jiān)測點實測值對比

3 有限元數(shù)值模型

3.1 模型的建立

采用Plaxis2D有限元軟件建立二維的平面應變數(shù)值模型，為減少邊界尺寸效應，設置模型底邊長550 m，左側(cè)高135 m，右側(cè)高25 m.采用標準的平面應變位移邊界，左側(cè)與底部為不透水邊界，其余均為透水邊界.土體采用15節(jié)點三角單元，土工布采用5節(jié)點線單元，樁采用板單元.按中等密度[28]劃分網(wǎng)格單元，單元總數(shù)為4 965，節(jié)點數(shù)為40 199.有限元模型的單元網(wǎng)格如圖7所示，土工布用土工布單元模擬，土工布與土體摩擦接觸，摩擦系數(shù)比依據(jù)筋-土界面直剪實驗測得為0.6, 該系數(shù)來源于室內(nèi)模型試驗測試結(jié)果.

3.2 本構(gòu)關(guān)系和材料屬性

土體采用摩爾庫倫模型，剪脹角設為0，這與使用不相關(guān)聯(lián)的流動準則一致.土工布采用理想彈塑性模型，軸向剛度EA=1 000 kN/m；出于保守考慮，土工布拉力強度限值Np=200 kN/m以模擬土工布的受拉屈服(土工布5%伸長率時實驗抗拉強度為285 kN/m，見前文第1節(jié)).樁設為各向同性彈性體，軸向剛度EA取為2×104MPa×3.14×(0.8 m)2/(1.8 m)=2.23×107kN/m，抗彎剛度EI取為2×104MPa×3.14×(1.6 m)4/(64×1.8 m)=3.57×106kN·m2/m，泊松比取為0.2，則等效板厚deq=(12EI/EA)0.5=1.39 m.土層參數(shù)取值依據(jù)現(xiàn)場測試和室內(nèi)試驗而定，土體的不均勻性會影響計算結(jié)果[32].為了簡化模型，不考慮土體的不均勻性，取值匯于表2，其中土的滲透系數(shù)設置為各向同性參數(shù).

3.3 計算工況

為考察施工階段和運營階段壩體穩(wěn)定性，建立10個計算工況，見表3.其中工況1,2,3,4分別對應新壩填筑至5，15，25，35 m高處；工況5，6，7對應新壩左側(cè)垃圾土堆載至第3，5，7層，即垃圾土堆至新壩左側(cè)28，30，35 m高處；工況8，9，10對應運營期垃圾土中水位上升(對應垃圾體周圍防滲膜破損的極端工況，外界地下水進入垃圾體，且壩面防滲膜破損，壩體發(fā)生滲漏，該類工況是實際運行構(gòu)成中的極端風險工況)可能引起壩體出現(xiàn)的3種穩(wěn)態(tài)滲流情形，3個滲流場是基于模型左側(cè)邊界水頭高32，42，59 m作入滲點(見圖8，溢出點由計算確定)的3種水力條件計算而成；工況1～7中考慮水位-2 m，即水位于地面以下2 m.對每個工況先進行塑性(即彈塑性變形)計算，再進行安全性分析，在工況1之前對已有的土層和結(jié)構(gòu)通過重力加載生成初始應力.土工布和樁輸入值為保守考慮的長期強度設計值，故安全計算時不參與折減.本文不考慮垃圾堆體的穩(wěn)定性，為了排除垃圾土內(nèi)部破壞對計算收斂的影響，垃圾土也設置為不參與強度折減.

表2 計算參數(shù)

圖8 典型有限元模型網(wǎng)格(m)

表3 參數(shù)分析計算工況匯總

4 數(shù)值仿真結(jié)果分析

計算得到的安全系數(shù)由Plaxis中總乘子∑Msf給出，潛在滑移面用剪應變增量Δγs云圖呈現(xiàn).圖9顯示了各工況下潛在滑移面的形狀和位置及安全系數(shù).

圖9 各工況下的潛在滑移面

由圖9可以看出，潛在滑移面主要位于舊壩與地基上層土范圍內(nèi)，僅有局部出現(xiàn)在新壩區(qū)域內(nèi)；在新壩填筑階段即工況1～4，隨著壩體筑高滑移面由深向淺發(fā)展，抗滑樁應力集中越來越明顯，其對增量剪應變分布的干擾也越突出，使得樁附近的滑移面不易辨識；在垃圾土堆載階段即工況5～7，隨著堆載進行滑移面逐漸變陡，左上部穿過新壩區(qū)域并與新壩左側(cè)和垃圾土交界面貫穿，由于抗滑樁的存在，樁頭(即坡腳)處出現(xiàn)新的滑移面跡象.總體而言，當壩體內(nèi)無滲流時安全系數(shù)均大于1.8，由于2D模型忽略了土的空間不均勻性對最不利計算斷面帶來的不確定性，2D模型計算得到的安全系數(shù)通常較3D稍微偏大(約15%以內(nèi))(Liu等[32])，扣除15%的干擾壩體無滲流時計算得到的安全系數(shù)仍然滿足≥1.5的保守要求.

當壩體內(nèi)出現(xiàn)滲流時安全系數(shù)急速下降，工況8，9，10的安全系數(shù)分別降至1.47，1.264，1.18，這表明垃圾堆體中出現(xiàn)高于32 m的水位時，若襯墊發(fā)生泄漏引起壩體滲流則壩體安全儲備不夠，因此，壩體運營時應嚴格控制垃圾堆體中的潛水位在32 m高程(相對地面而言)以下.

為了進一步考察壩體滲透系數(shù)、地基(含舊壩)加固措施、新壩填料強度參數(shù)、筋材剛度和布置對整體穩(wěn)定性的影響，分別建立不同的數(shù)值模型，計算不同變量下各工況的安全系數(shù).

5 參數(shù)分析

5.1 壩體滲透系數(shù)

以圖8模型為原型，保持3種初始水位線(工況8，9，10)不變，將新壩、舊壩(含加固區(qū))土體分別取不同的滲透系數(shù)以分析滲透強弱對邊坡穩(wěn)定性的影響.圖10，11顯示安全系數(shù)隨著土體滲透系數(shù)增大先減小后增大，當壩體的滲透系數(shù)接近地基上層土時，即在5×10-3～1×10-2m/d時，安全系數(shù)降至最小即壩體受滲流影響最顯著；當壩體的滲透系數(shù)小于地基滲透系數(shù)1個數(shù)量級以上時，壩體上游入滲水位雖然高，但壩體內(nèi)浸潤線快速降低，安全系數(shù)反而較大；當壩體的滲透系數(shù)大于5×10-2m/d時，壩體相當于透水壩，上游入滲水位低，壩體內(nèi)浸潤線也低，壩體多數(shù)區(qū)域不受水的影響，因而安全系數(shù)也較大.圖11表明壩體中穩(wěn)態(tài)水壓等勢線形狀隨著土體滲透系數(shù)增大先呈凹狀后呈凸狀；浸潤線進入壩體的起始點高度隨著土體滲透系數(shù)增大而降低，這與張曉詠等[33]采用ABAQUS進行滲漏作用下的邊坡穩(wěn)定分析得到的結(jié)果一致.

圖10 安全系數(shù)與壩體滲流系數(shù)之間的關(guān)系

圖11 工況8下不同滲透系數(shù)時穩(wěn)態(tài)孔壓等勢線

5.2 加固措施

由圖1可知，本工程采用了3項加固措施，分別為換填淺層地基土(簡稱換填)、注漿加固局部舊壩(簡稱加固)、在新壩坡腳處采用抗滑樁(簡稱加樁).為評估各項加固措施對壩體整體安全系數(shù)的影響，建立了6個計算方案(見表4)的數(shù)值模型進行對比分析，其中方案1不采用任何加固措施，方案2僅采用換填(圖1中的③)，方案3僅采用抗滑樁(圖1中的⑧)，方案4僅采用注漿加固局部舊壩(圖1中的⑤)，方案5采用加固和換填，方案6采用加固、換填、加樁3種措施.圖12給出了各方案在上述10個工況下計算得到的安全系數(shù).各方案在各工況下的安全系數(shù)整體呈下降趨勢，其中方案1，2，3在工況1下的安全系數(shù)明顯低于其他方案，方案1，2，3舊壩未采用注漿加固措施，滑移面經(jīng)過該區(qū)域，而方案4，5，6采用了注漿加固措施，滑移面位于加固區(qū)右下方(見圖9(a))；在壩體滲流階段即工況8～10，隨著水位的升高壩體安全系數(shù)急速下降.對比方案1和6在3個典型工況4，7，8下滑移面位置和形狀(見圖13)可知，方案1在各工況下滑移面位置相對方案6要淺，并且穿越新壩上部加筋區(qū)，而方案6的滑移面基本不穿過新壩加筋區(qū)；方案1的滑移面接近坡腳，因其無樁基應力集中的影響，在坡腳附近的滑移面較方案6明顯清晰.由于擋壩下游場地限制僅能于坡腳設置一排抗滑樁，且抗滑樁若設置在坡中樁基施工會破壞土工布，垃圾堆體及擋壩體量大等因素，單排灌注樁的抗滑穩(wěn)定效果有限，未能完全阻斷滑動面，故而并沒有對擋壩的破壞模式

表4 不同的加固措施對應的計算方案

圖12 各方案的安全系數(shù)隨工況變化

造成明顯改變，抗滑樁的使用僅僅作為安全儲備.Ho[34]的研究顯示，當抗滑樁位于坡體中部時才能起到最佳的抗滑穩(wěn)定效果，而當抗滑樁位于坡腳時，僅能輔助提高穩(wěn)定性，無法完全改變邊坡的滑動模式.該結(jié)論與本項研究的結(jié)論一致.

5.3 新壩填料抗剪強度

為考察新壩填料的抗剪強度對壩體整體穩(wěn)定性的影響，建立以方案1為原型的數(shù)值模型，分別改變c、φ的取值，計算壩體在填筑施工完畢(即工況4)、垃圾土堆載完畢(即工況7)和壩體發(fā)生低水位滲流(即工況8)時的安全系數(shù)，計算結(jié)果見圖14，15.結(jié)果表明，在φ=36°時c從5 kPa增大到50 kPa，3個工況安全系數(shù)分別提升5%、6%和7%.在c=30 kPa時φ從10°增大到50°，3個工況安全系數(shù)分別提升23%、21%和18%.這與Zheng等[35-36]觀察到的加筋土橋臺變形對φ較為敏感類似.Zheng等[35]采用FLAC對加筋土橋臺進行數(shù)值分析時發(fā)現(xiàn)填料的c(在0～75 kPa變化)對加筋土橋臺的水平位移影響大于豎向位移；Zheng等[36]進一步研究填料的c(在0～12 kPa變化)、φ(在38°～50°變化)對加筋土橋臺的水平和豎向位移的影響發(fā)現(xiàn)，c僅在高圍壓下有一定的影響，而φ在高、低圍壓下的影響均較明顯.

圖14 在c=30 kPa時安全系數(shù)FS與φ的關(guān)系

圖15 在φ=36°時安全系數(shù)FS與c的關(guān)系

5.4 筋材剛度

為考察筋材剛度對壩體整體穩(wěn)定性的影響，建立以方案1為原型的數(shù)值模型，改變EA的取值，計算壩體在填筑施工完畢(即工況4)、垃圾土堆載完畢(即工況7)和壩體發(fā)生低水位滲流(即工況8)時的安全系數(shù)，計算結(jié)果見圖16.可以看出，筋材剛度對壩體整體穩(wěn)定性的影響較為明顯，尤其是筋材剛度在數(shù)量級102范圍內(nèi)變化時，安全系數(shù)變化較大，而在數(shù)量級103范圍內(nèi)變化時，安全系數(shù)變化較?。粔误w發(fā)生滲流(如工況8)時，采用高剛度筋材對提高壩體整體穩(wěn)定性仍然效果顯著.Zheng等[35]采用FLAC分析筋材的剛度對加筋土橋臺的水平和豎向位移的影響時發(fā)現(xiàn)，隨著筋材剛度由500 kN/m增大至2 000 kN/m，水平位移由48.6 mm降低至27.2 mm，豎向位移由66.4 mm降低至49.8 mm，而當筋材剛度大于1 500 kN/m時豎向位移減少的效果不再明顯，這與本文觀察到的規(guī)律基本符合.此外，Zornberg等[18]通過加筋土邊坡的離心模型實驗發(fā)現(xiàn)，增加筋材剛度能顯著提高邊坡破壞時的重力加速度水平.

圖16 安全系數(shù)FS與筋材剛度的關(guān)系

5.5 筋材布置

為考察筋材垂直布置對壩體整體穩(wěn)定性的影響，建立以方案1為原型的4個數(shù)值模型，分別模擬筋材間距為0.5，1.0，1.5 m和無加筋4種情況，計算結(jié)果見表5.考察筋材水平布置對壩體整體穩(wěn)定性的影響時，建立以方案1為原型的4個數(shù)值模型，分別模擬筋材長度(從新壩右側(cè)向左側(cè)計算)為11，21 m和滿鋪3種情況，計算結(jié)果見表6.結(jié)果表明，隨著筋材間距變大各工況下的安全系數(shù)降低，尤其在壩體發(fā)生低水位滲流(即工況8)時安全系數(shù)顯著下降，甚至在筋材間距由0.5 m變?yōu)?.0 m時工況8下的壩體由穩(wěn)定變?yōu)槠茐?；隨著筋材長度變小各工況下的安全系數(shù)降低，但在壩體發(fā)生低水位滲流(即工況8)時壩體仍然未失穩(wěn)，在筋材長度11和21 m兩種情況下的安全系數(shù)和滑移面非常接近，而在滿鋪情況下的安全系數(shù)顯著提高，滑移面也不同于前兩者，滑移面坡度變得陡峭，上部穿越加筋區(qū)域，底部穿越基礎更深區(qū)域，見圖17.

表5 不同筋材間距計算得到的安全系數(shù)

表6 不同筋材長度計算得到的安全系數(shù)

圖17 不同筋材長度在工況4,7,8下滑移面對比

Leshchinsky等[37]基于拉拔實驗考察了單層加筋和雙層加筋拉拔過程形成的剪切帶和破壞形式，其結(jié)果顯示雙層加筋時，兩層筋材和中間土體在實驗過程中始終保持整體運動，這驗證了本文采用筋土變形協(xié)調(diào)假設是合理的，同時可推斷出0.5 m的筋材間距可使筋土保持較好的整體性.Morsy等[38]采用數(shù)值方法對比分析兩個高均為6.85 m加筋土墻的水平變形測量值，結(jié)果顯示筋材間距為0.2 m的加筋土墻水平變形的測量值和數(shù)值解均明顯小于筋材間距為0.4 m的加筋土墻的相應數(shù)值，并指出筋材間距小于0.6 m筋土始終保持整體運動.Zheng等[35]對加筋土橋臺分析時發(fā)現(xiàn)增大筋材長度(從0.3倍墻高變化至1.1倍墻高)能減少加筋土橋臺的水平和豎向位移，但當長度大于0.5倍墻高，繼續(xù)增大筋材長度以減少變形的效果將不明顯，即出現(xiàn)臨界長度，而本文未觀察到臨界長度，其原因可能是壩體的特殊外形使得新壩筋材滿鋪方案更貼合實際工程需求.

6 結(jié) 論

1)加筋能明顯減小壩體的水平位移，提高壩體穩(wěn)定性.

2)當垂直擴容時，土工布可有效提高擋壩穩(wěn)定性，能適應陡峭壩體建造，滿足工程需要.

3)文中所述的換填、加固和加樁3項加固措施不僅提高了壩體的安全系數(shù)，且對潛在滑移面的位置和形狀也有較大影響.

4)對于本文中的該工程，離心機結(jié)果顯示素填土壩方案能滿足工程基本要求，但是加筋填土壩方案安全系數(shù)更高，能更好地滿足工程的高標準要求.