新型土工織物結(jié)構(gòu)加筋土擋墻數(shù)值模擬研究

摘要" ：返包橫肋土工織物具有較好的筋土界面作用特性，為驗證其在加筋結(jié)構(gòu)中的加筋效果并對相關(guān)影響因素進行分析，利用有限元軟件建立加筋土擋墻數(shù)值模型，在驗證數(shù)值模擬可信度的基礎(chǔ)上，分析了返包橫肋的數(shù)量、長度和位置、方向等因素對墻頂沉降、豎向附加應(yīng)力的影響。研究結(jié)果表明：土工織物縫合返包橫肋可更好地增加擋墻的整體穩(wěn)定性、有效限制墻體沉降;適當(dāng)減少墻體下部返包肋條數(shù)量時對墻體受力和變形影響不大;返包橫肋設(shè)置在荷載作用點正下方且其長度與荷載作用寬度相同時，墻頂沉降、豎向附加應(yīng)力明顯減小;返包橫肋返包方向?qū)w的受力與變形影響不大。研究結(jié)果可為返包橫肋土工織物加筋應(yīng)用提供參考。

關(guān)鍵詞 ：土工織物;加筋土擋墻;數(shù)值模擬;返包橫肋

中圖分類號：TU431"" 文獻標(biāo)志碼：A"" 文章編號：1004-0366（2024）05-0117-08

將加筋材料添加到擋土墻中，可以增加土體模量、改善土體受力、限制土體變形，從而增加土體的整體穩(wěn)定性。加筋擋土墻廣泛運用于工程，加筋擋土墻的研究分析方法趨向多元。隨著有限元分析方法的發(fā)展與進步，數(shù)值模擬作為一種較好的研究方法被廣泛應(yīng)用于科學(xué)研究中，常用的數(shù)值模擬軟件有ABAQUS、PLAXIS、FLAC等。許多學(xué)者［1-4］利用數(shù)值模擬的方法對加筋土擋墻開展了相關(guān)深入研究，分析驗證得到了加筋土擋墻相關(guān)影響因素及作用機理。劉明志等［5］利用PLAXIS有限元計算軟件建立了列車荷載作用下加筋土擋墻計算模型，結(jié)果表明可通過增大加筋間距和降低臺階填土高度的方式來提高加筋土擋墻的整體性能；陳建峰等［6］研究得到了擋墻在上覆荷載作用下產(chǎn)生的變形增量及結(jié)構(gòu)的受力與填土內(nèi)部潛在滑移面位置的關(guān)系；CHEHADE等［7］研究了黏性土回填的加筋土擋墻的抗震性能，考慮地面震動的動態(tài)特性，用離散元方法分析得到了擋墻整體性能變化機理；盛學(xué)慶等［8］建立了多工況加筋土擋墻分析模型，研究表明確定加筋長度時應(yīng)主要考慮填土內(nèi)部產(chǎn)生水平位移的范圍；劉光鵬等［9］通過將3組模型試驗與高速列車-軌道-加筋土擋墻三維耦合動力數(shù)值分析相結(jié)合，得到了高速鐵路加筋土擋墻在靜動荷載作用下?lián)鯄ψ冃渭捌屏衙娴淖兓?guī)律；WANG等［10］、LIU等［11］研究了靜載作用下加筋土擋墻的力學(xué)行為，利用數(shù)值模擬的方法，得到了墻體內(nèi)土壓力隨筋材等影響因素的相關(guān)變化規(guī)律；蔡曉光等［12］使用FLAC3D軟件對返包式加筋土擋墻墻面坡度、土工袋填料及筋材強度進行了研究，得到加筋土擋墻抗震性能方面的變化規(guī)律；王家全等［13］建立了加筋土擋墻三維數(shù)值模型，得到了基礎(chǔ)偏移距離對擋墻極限承載力、面板水平位移、筋材拉應(yīng)力分布以及潛在破裂面的影響規(guī)律；LIU等［14］為提升土體加筋效果，提出了土工織物縫合返包橫肋新型結(jié)構(gòu)，結(jié)果表明縫合返包橫肋土工織物具有更好的筋土界面作用特性。

基于上述文獻分析，縫合返包橫肋土工織物筋土界面作用特性較好，但尚未開展其在加筋結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用的相關(guān)研究，而PLAXIS軟件能夠較好地模擬筋材對加筋擋土墻的加筋效果，因此本文利用PLAXIS有限元軟件對新型土工織物結(jié)構(gòu)加筋土擋墻進行研究，將模擬數(shù)據(jù)與模型試驗數(shù)據(jù)進行對比，驗證數(shù)值模擬的可信度，并分析返包橫肋的數(shù)量、長度和位置、方向等因素對墻頂沉降、豎向附加應(yīng)力的影響。研究結(jié)果可為返包橫肋土工織物結(jié)構(gòu)的加筋結(jié)構(gòu)工程應(yīng)用和進一步深入研究提供參考。

1 試驗?zāi)Ｐ团c數(shù)值模型

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/p>

利用自制模型試驗箱（1.5 m×0.5 m×1.0 m）開展試驗。為對比返包橫肋的加筋效果，設(shè)置了兩種筋材布置工況，如圖1所示。圖1的工況1中土工織物未設(shè)置返包橫肋，工況2中土工織物設(shè)置了一條返包橫肋。

模型試驗填筑圖如圖2所示，試驗儀器布置如圖3所示。模型試驗采用千斤頂施加荷載，采用200 mm×400 mm的鋼鐵材質(zhì)的加載板將集中力轉(zhuǎn)化為均布荷載，采用直徑為60 mm的土壓力盒監(jiān)測土體豎向附加應(yīng)力，采用B1、B2百分表監(jiān)測坡頂沉降，取B1、B2百分表顯示值的平均值作為坡頂沉降值。試驗填料與土工袋填料選用砂土，砂土的具體參數(shù)如表1所列。加筋材料的抗拉強度為100 kN/m。返包橫肋土工織物實物圖詳見文獻［14］。

1.2 數(shù)值模型建立

利用PLAXIS 2D軟件對土工織物加筋土擋墻進行建模分析。加筋土擋墻土體采用摩爾庫倫本構(gòu)模型，并采用15節(jié)點三角形單元進行模擬;土工袋采用線彈性本構(gòu)模型;加筋材料采用土工格柵單元進行模擬;墻頂荷載設(shè)置為均布荷載，均布荷載作用寬度為0.2 m。工況1、工況2加筋土擋墻數(shù)值模型建立后，對土體、土工袋、加筋材料等進行參數(shù)設(shè)置，其參數(shù)與模型試驗參數(shù)相同（見表1），模型的下邊界與右邊界為固定邊界，劃分網(wǎng)格為中等，對土體與土工袋接觸面劃分網(wǎng)格，并進行了加密處理。土擋墻數(shù)值模型如圖4所示。

2 數(shù)值模型驗證與分析

為驗證數(shù)值模型的可行性，基于模型試驗，對工況1、工況2條件下加筋土擋墻模型墻頂沉降、豎向附加應(yīng)力兩方面參數(shù)進行對比。

取加載點處的墻頂沉降模擬值與試驗實測數(shù)據(jù)進行對比分析，結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，墻頂沉降試驗實測值變化趨勢與墻頂沉降模擬值變化趨勢大致相似且數(shù)值接近，這在一定程度上驗證了數(shù)值模擬研究的可行性。加載前期工況1、工況2的墻頂沉降試驗實測值大于模擬值，其原因可能是模型試驗進行壓實時，人工壓實存在一定的局限性，導(dǎo)致模型試驗土體壓實度偏小，而數(shù)值模擬軟件所默認(rèn)設(shè)置的土體壓實度較高，因此工況1、工況2的墻頂沉降試驗實測值大于模擬值。但隨著外荷載的增大，土體逐漸被壓實，人工壓實產(chǎn)生的局限性被消除，60 kPa荷載條件下墻頂沉降試驗實測值與模擬值幾乎相同。墻頂沉降模擬值與試驗實測值的差值越來越小，墻頂沉降模擬值與試驗實測值吻合較好，可以利用該模型開展后續(xù)關(guān)于返包橫肋土工織物結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究。

取工況2第四層筋材位置處的豎向附加應(yīng)力進行分析，將試驗實測數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，不同荷載條件下，工況2第四層筋材位置處，豎向附加應(yīng)力模擬值略大于試驗實測值，二者變化趨勢相似。這表明數(shù)值模擬結(jié)果與試驗實測數(shù)據(jù)具有較好的吻合效果，可以利用該模型開展后續(xù)關(guān)于返包橫肋的相關(guān)數(shù)值模擬研究。

為了分析設(shè)置返包橫肋前后墻體的沉降與豎向附加應(yīng)力變化情況，建立工況1、工況2條件下荷載為60 kPa時的數(shù)值模型，計算得到墻體內(nèi)的沉降變化云圖（見圖7）。由圖7可知，在外荷載作用下，墻體內(nèi)的沉降最大值位于加載位置正下方，擋墻上部沉降值變化幅度大于下部沉降值變化幅度。擋墻土體靠近墻面的一側(cè)沉降變化較大，由土工袋返包組成的墻面在荷載作用下發(fā)生了明顯沉降。相同施荷條件下，工況1墻體內(nèi)沉降變化較工況2明顯，墻體沉降值大小表現(xiàn)為工況1gt;工況 與模型試驗得到的沉降變化規(guī)律一致。土工織物筋材上設(shè)置返包橫肋后，加載位置下方的墻體沉降的變化規(guī)律略有不同，總體來看，設(shè)置返包橫肋后的墻體內(nèi)沉降有所減小。返包橫肋的設(shè)置增強了擋墻的整體穩(wěn)定性，并有效地限制了墻體內(nèi)的沉降。

工況1、工況2荷載為60 kPa時墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力變化云圖如圖8所示。

由圖8可知，60 kPa時在加載位置下方區(qū)域處，墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力變化明顯。墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力值在墻體上部兩層筋材位置處的影響范圍較大，說明外荷載作用對擋墻上部豎向附加應(yīng)力的影響較大，而對擋墻下部豎向附加應(yīng)力的影響較小。相同荷載作用下，豎向附加應(yīng)力值工況1gt;工況 表明在筋材上縫合返包橫肋可有效減小墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力。對比工況1、工況2豎向附加應(yīng)力最大值的所處區(qū)域，工況2條件下，豎向附加應(yīng)力最大值分布在返包橫肋上方或周圍，豎向附加應(yīng)力較大的區(qū)域范圍減小。這表明返包橫肋改變了墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力的分布情況，返包橫肋對墻體內(nèi)的豎向附加應(yīng)力有一定的擴散作用，導(dǎo)致墻體內(nèi)最大豎向附加應(yīng)力值減小。因此，在筋材上設(shè)置返包橫肋可有效減小墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力值，有利于提高加筋土擋墻的整體穩(wěn)定性。

3 加筋土擋墻影響因素分析

數(shù)值模型結(jié)果與模型試驗結(jié)果的吻合效果較好，表明數(shù)值模擬研究在一定程度上能夠反映實際情況下的沉降和豎向附加應(yīng)力變化規(guī)律。在此基礎(chǔ)上，研究數(shù)值模型情況下返包橫肋的數(shù)量、長度和位置、方向等因素對加筋土擋墻的影響。

3.1返包橫肋數(shù)量對加筋土擋墻性能的影響

由工況2數(shù)值模擬云圖［見圖7（b） 圖8（b）］可知，外荷載對土體的影響范圍主要分布在擋墻上部區(qū)域?？紤]將工況2條件下?lián)鯄ο虏績蓪咏畈奈恢锰幍姆蛋鼨M肋減去，即工況3（見圖9），研究僅在擋墻上部兩層筋材上縫合返包橫肋時墻頂沉降與墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力的變化情況。

工況3墻頂沉降模擬值與工況2墻頂沉降模擬值的對比分析如圖10所示。由圖10可知，減少擋墻下部返包橫肋的數(shù)量后，工況3墻頂沉降模擬值與工況2墻頂沉降模擬值幾乎相同，兩條曲線的變化規(guī)律幾乎一致，說明僅在擋墻上部兩層筋材位置處設(shè)置返包橫肋與在擋墻四層筋材位置處均設(shè)置返包橫肋，對墻體沉降的限制效果幾乎相同，即返包橫肋在擋墻下部發(fā)揮的作用很小，適當(dāng)減少下部返包橫肋數(shù)量對墻頂沉降影響不大。

取第四層筋材位置處工況3豎向附加應(yīng)力模擬值與工況2豎向附加應(yīng)力模擬值進行對比，結(jié)果如圖11所示。由圖11可知，減少返包橫肋數(shù)量后，相同荷載條件下，第四層筋材位置處工況3豎向附加應(yīng)力模擬值與工況2豎向附加應(yīng)力模擬值相差不大。

由以上分析可知，適當(dāng)減少下部返包橫肋數(shù)量后的數(shù)值模擬結(jié)果與工況2數(shù)值模擬結(jié)果幾乎相同，說明擋墻下部的返包橫肋對墻體內(nèi)的沉降和豎向附加應(yīng)力的影響不大，起主要作用的是上部筋材。為了節(jié)省筋材、減少工程量、簡化施工，可以考慮擋墻下部不設(shè)置或少設(shè)置返包橫肋。

3.2 返包橫肋長度和位置對加筋土擋墻性能的影響

基于在擋墻上部設(shè)置返包橫肋所得的數(shù)值模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)在擋墻上部兩層筋材位置處設(shè)置返包橫肋具有較好的加筋效果。因此考慮僅在擋墻上部設(shè)置返包橫肋。另外，為更好地觀察返包橫肋長度和位置對加筋土擋墻性能的影響，將返包橫肋位置調(diào)整到加載位置正下方，返包橫肋長度由0.15 m增加至0.2 m（與加載寬度等長），即工況4（見圖12）。

工況3、工況4墻頂沉降模擬值對比分析如圖13所示。由圖13可知，0～20 kPa時，工況4墻頂沉降模擬值與工況3墻頂沉降模擬值幾乎相同;隨著外荷載的增大，即30～60 kPa時，工況4墻頂沉降模擬值明顯小于工況3條件下墻頂沉降模擬值。整體來看，將返包橫肋調(diào)整到加載位置正下方，增加返包橫肋的長度后，能夠有效限制擋墻墻頂沉降。

取第四層（最上層）筋材位置處的豎向附加應(yīng)力，將工況4豎向附加應(yīng)力模擬值與工況3豎向附加應(yīng)力模擬值進行對比，結(jié)果如圖14所示。由圖14可知，將返包橫肋調(diào)整到加載位置正下方，增加返包橫肋長度后，相同荷載作用下第四層筋材位置處，工況4豎向附加應(yīng)力模擬值均小于工況3豎向附加應(yīng)力模擬值，且加載位置附近的兩個測點（即墻后30 cm、50 cm測點位置）的豎向附加應(yīng)力模擬值幾乎相同，遠離加載位置的兩個測點（即墻后10 cm、70 cm測點位置）豎向附加應(yīng)力值則變化較小。這表明適當(dāng)調(diào)整反包橫肋長度和位置能夠增強加載位置下方區(qū)域的應(yīng)力擴散作用，優(yōu)化擋墻內(nèi)部受力。將返包橫肋調(diào)整到加載位置正下方，并增加返包橫肋長度可以有效地減小墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力。

3.3 返包橫肋方向?qū)咏钔翐鯄π阅艿挠绊?/p>

基于在擋墻上部設(shè)置返包橫肋所得的數(shù)值模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)在擋墻上部兩層筋材位置處設(shè)置返包橫肋具有較好的加筋效果?？紤]僅在擋墻上部設(shè)置返包橫肋，在工況4的基礎(chǔ)上改變返包橫肋的方向，即工況5（見圖15），研究返包橫肋方向?qū)敵两怠⒇Q向附加應(yīng)力的影響。

工況5墻頂沉降模擬值與工況4墻頂沉降模擬值對比分析結(jié)果如圖16所示。由圖16可知，改變返包橫肋方向后（工況5），墻頂沉降值與工況4墻頂沉降模擬值幾乎相同，表明改變返包橫肋的方向不能有效減小墻頂沉降，返包橫肋方向的改變對限制墻體內(nèi)沉降的作用不大。

取第四層筋材位置處的豎向附加應(yīng)力，將工況5豎向附加應(yīng)力模擬值與工況4豎向附加應(yīng)力模擬值進行對比，結(jié)果如圖17所示。由圖17可知，改變返包橫肋方向后（工況5）豎向附加應(yīng)力模擬值與工況4豎向附加應(yīng)力模擬值幾乎相同，表明改變返包橫肋的方向不能有效減小墻頂沉降，返包橫肋方向的改變對減小墻體內(nèi)附加應(yīng)力的作用不大。

4 結(jié)論

使用PLAXIS有限元軟件對返包橫肋土工織物加筋結(jié)構(gòu)進行建模，并與模型試驗結(jié)果進行對比。在驗證了數(shù)值模型可信的基礎(chǔ)上研究了返包橫肋不同因素對加筋土擋墻墻體內(nèi)沉降、豎向附加應(yīng)力等參數(shù)的影響變化情況，具體結(jié)論如下：

（1） 在土工織物上縫合返包橫肋后，墻體內(nèi)豎向附加應(yīng)力減小，墻體沉降減小，表明返包橫肋能夠調(diào)整擋墻應(yīng)力、提高墻體的整體穩(wěn)定性、限制墻體內(nèi)的沉降。數(shù)值模擬計算所得各工況下的沉降值、豎向附加應(yīng)力與試驗實測值較為吻合，可以認(rèn)為該模型能夠較好地模擬實際情況。

（2） 減少下部返包橫肋的數(shù)量后，即擋墻下部兩層筋材不設(shè)置返包橫肋，墻體沉降與豎向附加應(yīng)力沒有發(fā)生明顯變化，表明返包橫肋設(shè)置在擋墻下部對擋墻整體性能影響不大。實際工程中可在擋墻下部不設(shè)置或少設(shè)置返包橫肋，在提高土體整體穩(wěn)定性的同時盡可能地減少工程量。

（3） 將返包橫肋調(diào)整到加載位置正下方，增加返包橫肋的長度至與加載寬度等長（0.2 m），墻體沉降與豎向附加應(yīng)力均有一定程度的減小，表明將返包橫肋調(diào)整到加載位置正下方并增加返包橫肋的長度可減小墻體內(nèi)沉降值與豎向附加應(yīng)力值。在實際工程應(yīng)用中可適當(dāng)調(diào)整返包橫肋的位置，并增加返包橫肋的長度以減小墻體內(nèi)部應(yīng)力和擋墻變形。

（4） 改變返包橫肋的方向后，墻體沉降未發(fā)生明顯變化，說明返包橫肋方向?qū)ζ浼咏钚Ч绊懖淮?，在實際工程應(yīng)用時可以根據(jù)具體施工情況合理設(shè)置返包橫肋的方向。

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Numerical simulation study on new geotextile

structure reinforced soil retaining wall

XIE Xiaohui LI Fengxiang3，LIU Weichao YANG Yan4

（1.Key Laboratory of Roads and Railway Engineering Safety Control，Ministry of Education

（Shijiazhuang Tiedao University），Shijiazhuang 050043，China;

2.School of Civil Engineering，Shijiazhuang Tiedao University，Shijiazhuang 050043，China;

3.The Second Construction Co.，Ltd. of China Construction Eighth Engineering Bureau，Jinan 250014，China;

4.School of Transportation，Shijiazhuang Tiedao University，Shijiazhuang 050043，China）

Abstract ：Geotextiles with wrapped transverse ribs have good reinforcement-soil interface characteristics.In order to verify its reinforcement effect in the reinforced structure and analyze the related influencing factors，the numerical model of reinforced soil retaining wall is established by using finite element software.On the basis of verifying the credibility of the numerical simulation，the influence of the number，length and position of the back-wrapped transverse ribs，the direction of the back-wrapped transverse ribs on the settlement on wall top and the vertical superimposed stress are analyzed.The results show that the geotextile stitched back-wrapped transverse ribs can effectively increase the overall stability of the retaining wall and effectively limit the settlement of the wall.Reducing the number of wrapped transverse ribs properly in the lower part of the wall has little effect on the superimposed stress and deformation of the wall.When the wrapped transverse ribs are set directly below the load point and its length is the same as the width of the load，the settlement of the wall top and the vertical superimposed stress are obviously reduced.The direction of the transverse ribs has little effect on the superimposed stress and deformation of the wall.The research results can provide a reference for the application of back-wrapped transverse ribs geotextile reinforcement.

Key words ：Geotextile;Reinforced soil retaining wall;Numerical simulation;The back-wrapped transverse ribs

（本文責(zé)編：馮 婷）