顶部荷载作用下河堤挡墙抗滑变形分析.pdf

DOI:10.13379/j.issn.1003-8825.202205062开放科学（资源服务）标识码（OSID）顶部荷载作用下河堤挡墙抗滑变形分析王景芝，陈 磊，蒋林君，李成浩，郑 路（中国华西工程设计建设有限公司，成都610031）摘要：以四川西江河河道改道工程为研究对象，采用有限元软件对河堤挡墙不同施工工况稳定性进行对比分析。研究结果表明：挡墙背的填土材料对挡墙稳定性影响较大，当回填黏土高度到达 8m 时，挡墙开始产生倾斜的趋势，同时在左侧墙脚位置开始出现塑性区；采用砾石土回填能够大大提高挡墙的稳定性，使挡墙处于稳定状态。关键词：河堤；衡重式挡土墙；有限元法；位移；抗滑稳定性中图分类号：U417.11文献标志码：A文章编号：1003 8825(2023)04 0124 06 0 引言挡墙是保护路基、边坡、河堤以及水坝的重要构筑物1 2。在施工过程中，采用不同的施工方法会使挡墙所受的荷载明显不同，挡墙的受力情况也不尽相同，稳定性条件也就有所差异3。挡墙的稳定性对工程构筑物的安全和挡墙自身的安全性和耐久性十分重要。一些学者开展了挡墙的稳定性理论或试验研究。杨华4结合现有挡土墙结构理论，利用Matlab 软件，对挡土墙结构进行优化及对比分析；马玉岩5分别利用极限平衡法与强度折减法，对其高边坡施工过程中的稳定性进行了研究；钱小强等6总结了各类边坡加固方案，并基于一处高速公路边坡工程，对加固方案进行优化，选择出经济安全的加固方案；李昭颖等7依据极限分析上限定理，分析多级悬臂式挡墙整体稳定性并求解边坡最小稳定系数及其相应的潜在滑面；任鑫8利用FLAC3D 模拟返包式加筋土路堤挡墙，认为在挡墙中铺设土工格栅能够显著降低路基的侧向变形。由于河堤挡墙位于水域环境，承受水的浮力，其墙后水下土体呈饱和状态，相比一般挡土墙除要考虑墙后土体作用外，还需考虑水对墙后填料和墙身的影响。郭翔等9利用室内试验，对施工期海堤的抗滑稳定以及高潮位作用下的海堤抗滑稳定性进行研究；刘汉东等10采用 GEO-SLOPE 软件，对不同工况下前坪水库溢洪道高边坡的稳定性进行极限平衡分析；陈义军等11通过数值计算发现，河道清淤后竖向位移最大值主要分布在挡墙后方，水平位移最大值主要集中在挡墙底板与河道相邻处。综上所述，学者较多研究路堤挡墙边坡稳定性，对河堤挡墙施工过程的抗滑变形研究较少。本文以四川西江河河道改道工程为例，采用非线性静力分析方法研究河堤防护工程在施工过程中挡墙稳定性规律，以及回填材料对挡墙抗滑变形的影响。1 工程概况四川西江河河道改道工程位于龙泉驿区龙泉街道顶佛寺村，属东西城市轴线东段（东二环龙泉驿区界）工程中的河道分项工程。原河道长404 m，改道后河道长 278 m，与上下游现状河道顺接，同时与规划河道边线相接。河道断面宽1040 m，深 24 m，河道除上游段驿马河防渗护砌后，下游段多为自然河段，弯道多，垮塌严重。流域范围内为轻、微度侵蚀区，水土流失较轻。河道改道起点位于轴线设计桥梁上游 109 m处，终点位于设计桥梁下游 75 m 处。改道前河道比降为 1.1，改道后比降为 1.6。河堤挡墙，见图 1。西江河工程新建河堤 570.00 m（首尾段闭合部分为锥坡），工程河段处堤防横断面为衡重挡墙+斜坡式复合堤型。挡墙高 5.50 m，采用 C25 混凝土，墙顶宽 0.40 m，墙底宽 2.53 m，迎水面边坡 10.1，墙后 3.00 m 处高度设 0.80 m 宽的衡重台，衡重台上部坡度为 10.25，下墙高 2.50 m，收稿日期：2023 01 05作者简介：王景芝（1981），男，湖南祁阳人。高级工程师，硕士，主要从事岩土工程设计等相关工作。E-mail：。路基工程 124 Subgrade Engineering2023 年第 4 期（总第 229 期）下部倒坡坡度为 10.25，墙趾高 0.50 m，宽0.30 m；墙顶以上高 1.50 m，边坡坡率 11.75，采用生态混凝土护坡。挡墙横断面示意。见图 2。239239K0+050.00K0+100.00K0+108.00绿地范围边线道路边线DN800二级钢筋混凝土管海漫梯步西左0+050.00西左0+100.00西左0+075.00西左0+125.00西右0+115.00西右0+143.00图1河堤挡墙 设计洪水位 P=1%砂卵石换填砂卵石填筑砾石土填筑开挖线新建桥墩50010.111.7510.25111110.25i=3%图2挡墙横断面示意（单位：cm)2 数值模型 2.1 模型建立由于河道的对称性，选择河道右部分为研究截面。依据相关设计和施工方案，采用 Midas 有限元软件 11 建立模型，见图 3。换填（砂卵石/堆载土）淤泥稍密卵石淤泥质黏土可塑黏土桥桩施工旋挖机荷载90 tGauge 1 (X1)Gauge 2(X2,Y2)Gauge3 (Y3)监测点布置804030253550YZX砂卵石换填砂卵石换填C25挡墙换填（砂卵石/堆载土）图3有限元模型（单位：cm）拟建工程区内地层主要为淤泥、淤泥质黏土、堆载黏土、可塑黏土和稍密卵石层，其土体本构方程选择为摩尔-库仑，地层物理力学参数，见表 1，不计台前的被动土压力及水位作用在挡墙上的有利荷载，同时考虑坡顶的施工旋挖机重量以确定设计时的最不利情况，旋挖机总重 90 t。表1地层物理力学参数材料类型弹性模量/MPa泊松比容重/（kNm3）黏聚力/kPa内摩擦角/（）淤泥30.3516.86.004.0淤泥质黏土50.3017.07.505.0堆载黏土70.3019.420.0015.0可塑黏土70.2819.427.6016.6稍密卵石240.2020.00.0132.0砾石土240.2019.00.0130.0砂卵石240.2020.00.0135.0 2.2 挡墙安全性控制挡墙 C25 现浇混凝土，本构模型为弹性模型，弹性模量 2.8104 GPa，泊松比 0.2，容重23 kN/m3。挡墙模型采用平面应变单元，模型底面约束 X、Y 方向的自由度，侧面约束 X 方向的自由度，地表为自由面。评估挡墙的稳定性的监测点如图 3，模型基础下方为处理后的换填土，选择监测点 2 和监测点 3 的水平变形值 2 为控制标准，其变形危险值3.64 mm。挡墙为弹性体，不会产生裂缝，选择监测点 1 和监测点 2 的竖向倾斜率 1%为控制标准，其变形危险值55.25 mm。2.3 工程对比验证按工程进展情况，对现场回填黏土施工的挡墙顶部进行位移监测，监测点位置，见图 4。墙顶的横向位移在前 4 天向墙背方向移动且位移量较小，在第 5 天开始发生向墙前移动，并在第 8 天黏土回填至 10 m 高度后挡墙发生近 30 cm 的横向位移，随后挡墙开始失稳。墙顶的现场实测值与数值计算值对比，见图 5。两值基本一致，可认为数值模拟的参数取值相对可靠。墙顶监测点墙顶监测点图4现场监测点位置 024683002502001501005010时间/天模型计算值现场实测值横向位移/mm图5墙顶监测对比王景芝，等：顶部荷载作用下河堤挡墙抗滑变形分析 125 3 数值计算分析 3.1 设计计算设计以整体模型进行计算，不进行施工步计算，即挡墙地基换约 2.0 m 厚砂砾石，墙背采用设计要求的砾石土自基础底面至桩基平台设计顶面约 7.2 m 位置。桩基施工机械旋挖机工作荷载90 t，分布在桩基处 3.0 m6.0 m 的区域。采用非线性静力分析，计算得到挡墙的不均匀沉降 7.20 mm 及倾斜相对距离 21.74 mm 均为向右沉降、倾斜趋势，属于边坡挡墙的正常状态，远离危险值。剪切应变较大区域主要分布在淤泥及淤泥质土，最大剪应变云图，见图 6。+0.075+0.069+0.062+0.056+0.050+0.044+0.037+0.031+0.025+0.019+0.012+0.006+0.000Plane strain strainE-max shear，none图6最大剪应变云图 由图 6 可知：回填的砾石土仅在墙背邻近区存在剪应变稍大的区域，且近似平行于墙体，无下滑趋势。挡泥板前方剪应变分布显示出有朝左下方移动趋势，且该剪应变较大的区域无贯穿地表，说明无发生大距离滑移的趋势。发生边坡常规变形，且挡墙变形较小，不会发生倾斜危险。剪应变主要集中于淤泥和淤泥质土部分，属于土体的自有剪切，并且该剪应变区域无贯通挡墙底部的趋势，挡墙处于安全状态。3.2 施工工况按现场施工实际情况对挡墙地基换填 1.2 m 厚砂砾石，墙前模拟加载 1.5 m 厚土柱等效被动土压力，墙背填土自基础地面到桩基平台顶面 10.0 m分 5 天回填，每天 2.0 m。在挡墙前方施加 1.5 m覆土的台前土压力。水平位移云图，见图 7。+46.079+5.35935.36176.081116.801157.521198.241238.961279.681320.401361.121401.842442.562DisplacementTX，mm图7水平位移云图 由图 7 可知：计算得到挡墙的不均匀沉降92.14 mm 及倾斜相对距离 279.69 mm，远大于设计运营状态下得出的结果，说明挡墙有整体向左移动的趋势，并且非常明显，有倾倒的风险。最大剪应变云图，见图 8。模型的最大剪应变形成贯通挡墙基础的巨大滑带，该状态下挡墙有发生大位移水平移动的风险。+0.917+0.536+0.415+0.328+0.260+0.207+0.166+0.130+0.099+0.071+0.045+0.022+0.000Plane strain strainE-max shear，none图8最大剪应变云图 3.2.1 黏土回填以基坑开挖完成状态为分析的基准状态，墙后填土分层分次加载。设定计算施工步为：计算步 1，完成基坑开挖；计算步 2，换填卵石土施工，挡墙施工，加载台前土压力（1.5 m 覆土）；计算步 3计算步 7，分 5 天回填黏土，每天填筑高度为 2.0 m，直至现状标高；计算步 8，在打桩区域范围内施加 90 t 的旋挖桩机械工作荷载。计算后得到竖向沉降与横向位移监测点计算结果，见图 9。根据不均匀沉降规则，模型在计算步 7（回填第 5 天）时，发生危险沉降，远超出标定危险值；在计算步 8 时，绝对沉降量和 Y2 沉降量达到 60.46 mm，Y3 点的沉降量达到 20.34 mm，不均匀沉降量达到 40.12 mm。测量点Y2测量点Y3差值测量点X1测量点X2差值01234567870605040302010010竖向沉降/mm计算步（a）竖向沉降位移/mm012345678计算步20015010050050（b）横向位移图9监测点计算结果 基于倾斜准则，模型在计算步 7 时（回填第5 天），发生危险性倾斜，超出标定危险值。在计算步8 时水平方向位X1 绝对位移量达到202.39 mm，X2 绝对位移值达到 80.44 mm，二者差值达到121.95 mm。施工计算步1计算步8 水平位移云图，见图10。在回填的过程中，首先发生向右微倾斜，但是右侧存在土体，较安全。随着回填至预设高度，增加堆土顶部荷载，挡墙逐渐发生向左倾斜现象，直至最终超过预警值。路基工程 126 Subgrade Engineering2023 年第 4 期（总第 229 期）+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0+0.0DisplacementTX，mm+4.7+2.8+0.90.92.84.76.68.510.312.214.116.017.9DisplacementTX，mm+24.2+5.313.632.551.470.289.1108.0126.9145.8164.6183.5202.4DisplacementTX，mm+5.7+3.4+1.21.03.35.57.710.012.214.416.718.921.1DisplacementTX，mm+7.1+5.1+3.0+1.01.13.15.27.29.311.313.415.417.5DisplacementTX，mm+10.2+8.2+6.2+4.2+2.2+0.21.83.85.87.89.811.813.8DisplacementTX，mm+35.3+23.6+12.0+0.311.423.034.746.358.069.781.393.0104.6DisplacementTX，mm+13.8+9.6+5.4+1.23.07.211.415.619.723.928.132.336.5DisplacementTX，mm（a）计算步1（b）计算步2（c）计算步3（e）计算步5（f）计算步6（g）计算步7（h）计算步8（d）计算步4图10计算步 1计算步 8 水平位移云图 计算步 1、计算步 2、计算步 5计算步 8 塑性应变云图，见图 11。+0.458+0.382+0.344+0.305+0.267+0.229+0.191+0.153+0.115+0.076+0.038+0.000+0.420Plane strain strain E-effective plastic，none（a）计算步1（b）计算步2（c）计算步5（e）计算步7（f）计算步8（d）计算步6图11计算步 1、2，58 塑性应变云图 基础开挖完成后，由于淤泥及淤泥质土的强度较差，会在对应边坡面形成潜在的滑移面，随着施工进行，圆弧塑性带一直存在。施工换填土及挡土墙结构后，坑底形成部分塑性区，第 1 天和第 2 天回填体量小，未引起塑性带的明显变化。当进行至第 5 施工步时，此时回填标高已经超过挡墙的顶部，并覆盖了淤泥，会引起塑性区域大范围增加，主要集中在淤泥和淤泥质土区域，并随着施工的进行逐步扩大。当施工至回填第 4 天时，由于回填高度明显增加，在挡墙后形成了环状塑性带，并在挡墙左下角区域形成了一条塑性带。施工至回填第5 天时，环状塑性带面积增加，且有向坡顶贯通的趋势，挡墙左下角塑性带已经贯通。施工阶段模拟判定，挡墙左侧临空。因此，挡墙偏向左侧的倾斜相对距离 55.25 mm 和不均匀沉降 3.64 mm 为危险状态。计算步 1计算步 5中挡墙在回填黏土的重力作用下发生向右的倾斜，由于右侧存在土体作用，因此是安全的倾斜趋势。结合塑性应变云图，在计算步 1计算步 5 中塑性区分散分布，局部集中于淤泥及淤泥质土、墙后和坑底区域，没有贯通。随着回填黏土的继续堆载，计算步 6 计算不均匀沉降 2.77 mm 及倾斜相对距离 8.48 mm，开始产生向左倾斜的趋势，模型淤泥及淤泥质土区域的塑性区贯穿可塑性黏土，与墙背塑性区联通，同时在挡墙左侧墙脚位置开始出现塑性区，该分布趋势解释了挡墙有向左倾斜趋势的原因。当回填至第 5 天时（计算步 7），计算不均匀王景芝，等：顶部荷载作用下河堤挡墙抗滑变形分析 127 沉降 19.15 mm）及倾斜相对距离 58.26 mm，此时已经超出了标定的风险值，可以认为挡墙有倾覆的风险。墙背塑性区进一步扩大，并且出现了向坡顶延伸的趋势，表征出挡墙上部堆土存在滑坡的潜在风险，此外，挡墙左侧墙角区域的塑性区已经贯穿至地表，以上综合因素都说明了挡墙存在向左发生大位移滑动和倾覆的危险。计算步 8 的计算结果显示旋挖桩机械工作荷载进一步加剧了这种趋势。3.2.2 砾石土回填为了进行有效对比，按照设计方案采用砾石土进行施工回填，按照施工的回填工序、2.0 m/天的加载步长，回填至设计高度（墙顶 1.5 m）后，根据施工的实际情况，继续堆载黏土至桩基平台高度（墙顶以上 4.5 m）。在回填至第 4 天时，砾石土和黏土分别回填 1.2、0.8 m。监测点计算结果，见图 12。0123456785040302010010竖向沉降/mm计算步012345678计算步差值05040302010102030差值测量点Y2测量点Y3测量点X1测量点X2位移/mm（a）竖向沉降（b）横向位移图12监测点计算结果 在整个计算阶段未超过标定危险值，在逐渐回填的过程中，发生向右微倾斜，但是右侧存在土体较安全。计算步 1、计算步 2，计算步 5计算步 8塑性应变，见图 13。+0.458+0.420+0.382+0.344+0.305+0.267+0.229+0.191+0.153+0.115+0.076+0.038+0.000Plane strain strain E-effective plastic，none（a）计算步1（b）计算步2（c）计算步5（e）计算步7（f）计算步8（d）计算步6图13计算步 1、2，58 塑性应变 基础开挖完成后，由于淤泥及淤泥质土的强度较差，会在对应边坡面形成潜在的滑移面，随着施工的进行，该圆弧塑性带一直存在。施工换填土及挡土墙结构后，在坑底形成部分塑性区，但是在计算步 3 和计算步 4（回填第 1 天和第 2 天）时，由于回填体量小，并未引起塑性带的明显变化，与计算步 2 基本相同。当进行至第 5 施工步时，回填标高已经超过挡墙的顶部，并覆盖了淤泥，会引起塑性区域增加。当施工至计算步 6 时（回填第 4 天），由于回填高度的明显增加，在挡墙后形成了环状塑性带。施工至计算步 7 时（回填第 5 天），环状塑性带面积增加，但是并未有向坡顶贯通的趋势，挡墙左下角塑性带仅存在于挡板周边区域，并未出现与地表贯通的趋势。通过上述两个工况对比可以看出：挡墙背的填土材料对模拟结果影响较大，即使按照实际的施工加载速率和填土高度，并加载桩基施工机械的工作重量，只需将墙背回填材料在设计高度内由黏土改为设计要求的砾石土，就能够大大提高挡墙的稳定性，使挡墙处于稳定状态。4 结语本文利用有限元软件对四川西江河河堤挡墙施工工况不同情况进行对比分析。（1）设计工况下，模型剪切应变较大的区域主要分布在淤泥及淤泥质土，回填的砾石土仅在墙背临近区存在剪应变稍大的区域，且近似平行于墙体，无下滑趋势。（2）施工工况下，随着回填黏土的继续堆载，回填第 4 天（计算步 6）开始产生向左倾斜的趋势，当回填至第 5 天时（计算步 7），模型计算不均匀沉降及倾斜相对距离已经超出了标定的风险值，可以认为挡墙有倾覆的风险。（3）以黏土作为回填土的模型有整体向左移路基工程 128 Subgrade Engineering2023 年第 4 期（总第 229 期）动的趋势，并且非常明显，挡墙有倾倒风险。此时，最大剪应变形成贯通挡墙基础的巨大滑带，该状态下挡墙有发生大位移滑动和倾覆的风险。（4）挡墙背的填土材料对模拟结果影响较大，将墙背回填材料在设计高度内由黏土改为设计要求的砾石土，能够大大提高挡墙的稳定性，使挡墙处于稳定状态。参考文献(References)：1 李芙蓉,赵刘群,赵汝博.考虑水位差的水工挡墙稳定性研究 J.中国港湾建设,2021,41（8）:6 10.DOI:10.7640/zggwjs202108002.LI F R,ZHAO L Q,ZHAO R B.Stability of hydraulic retaining wallconsidering water level difference J.China Harbour Engineering,2021,41（8）:6 10.DOI:10.7640/zggwjs202108002.2 李景辉,姚颢,张文忠,等.斜坡式海堤挡浪墙稳定性试验研究 J.中国港湾建设,2012,32（4）:69 71.DOI:10.3969/j.issn.1003-3688.2012.04.019.LI J H,YAO H,ZHANG W Z,et al.Experimental study on stability ofwave wall of rubble mound breakwater J.China Harbour Engineering,2012,32（4）:69 71.DOI:10.3969/j.issn.1003-3688.2012.04.019.3 彭述权,刘爱华,樊玲.不同位移模式刚性挡墙主动土压力研究 J.岩土工程学报,2009,31（1）:32 35.DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.2009.01.005.PENG S Q,LIU A H,FAN L.Active earth pressure for rigid retainingwalls with different displacement modes J.Chinese Journal of Geo-technical Engineering,2009,31（1）:32 35.DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.2009.01.005.4 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River channels in Sichuan as the research objec,thestability of embankment retaining wall under different construction conditions is compared and analyzed by finiteelement software.The results of thr research show that the backfill material at the back of the retaining wall has agreat influence on the stability of the retaining wall.When the backfill clay reaches 8 m,the retaining wall beginsto tilt,and plastic zone begins to appear at the left wall foot.Meanwhile,backfilling with gravel soil can greatlyimprove the stability of the retaining wall and keep the it in a stable state.Keywords:river embankment；balance weight retaining wall；finite element method；displacement；anti-sliding stability王景芝，等：顶部荷载作用下河堤挡墙抗滑变形分析 129