路堤衡重式挡墙体外扶壁加固结构数值模拟.pdf

第39卷 第3期2023年 6月Vol.39 No.3Jun.2023交通科学与工程JOURNAL OF TRANSPORT SCIENCE AND ENGINEERINGDOI：10.16544/43-1494/u.20220922001文章编号：1674-599X(2023)03-0001-09引用格式：唐凛，张俊逸，查旭东.路堤衡重式挡墙体外扶壁加固结构数值模拟 J.交通科学与工程，2023，39（3）：1-9.Citation：TANG Lin，ZHANG Junyi，ZHA Xudong.Numerical simulation on external counterfort reinforcement structure for embankment balance weight retaining wall J.J.Transp.Sci.Eng.，2023，39（3）：1-9.路堤衡重式挡墙体外扶壁加固结构数值模拟唐凛1，张俊逸2，查旭东2（1.安徽省交通控股集团有限公司，安徽 合肥 230088；2.长沙理工大学 交通运输工程学院，湖南 长沙 410114）摘要：为研究既有路堤衡重式挡墙体外扶壁的加固技术，根据正交试验设计原理和单因素敏感性分析，采用Geostudio和FLAC3D软件，建立某实际工程挡墙边坡数值模型，对旧护栏立柱钢管加筋的体外混凝土扶壁加固挡墙结构进行模拟，分析挡墙墙身最大剪应力、最大拉应力和边坡稳定安全系数随扶壁加固结构设计参数改变的变化规律。研究结果表明：极端降雨工况下，既有挡墙的最大剪应力和最大拉应力超出了浆砌片石墙身强度设计要求，是墙身产生竖向开裂和局部鼓胀病害的主要原因；体外扶壁加固后，挡墙最大剪应力和最大拉应力显著降低，边坡稳定安全系数明显提高；扶壁的间距、厚度、高度及钢管的长度、间距等参数优化后，各验算指标均满足设计要求。该研究结果为类似重式挡墙加固工程提供参考。关键词：衡重式挡墙；扶壁加固；数值模拟；立柱钢管中图分类号：U417.1+1文献标志码：ANumerical simulation on external counterfort reinforcement structure for embankment balance weight retaining wallTANG Lin1，ZHANG Junyi2，ZHA Xudong2（1.Anhui Transportation Holding Group Co.，Ltd.，Hefei 230088，China；2.School of Traffic and Transportation Engineering，Changsha University of Science&Technology，Changsha 410114，China）Abstract：To research the external counterfort reinforcement technology for the existing embankment balance weight retaining wall，Geostudio and FLAC3D software were applied to establish the retaining wall slope model of the real project based on the orthogonal experimental design principle and the single factor sensitivity analysis method.The numerical simulation of the reinforced retaining wall structure with the external concrete counterfort reinforced by steel tube of waste guardrail post was carried out.The variation laws were analyzed for the maximum shear stress and maximum tensile stress of the retaining wall body as well as the safety coefficient of slope stability with change in the design parameters of the counterfort reinforcement structure.The results showed that the maximum shear stress and maximum tensile stress of the existing retaining wall exceed the design requirements of mortar rubble wall body strength under the working condition of extreme rainfall，which is the main reason for the retaining walls vertical cracking and local bulging.After counterfort reinforcement，the maximum shear stress and maximum tensile stress of the retaining wall were significantly reduced，and the safety factor of slope stability was improved considerably.After optimizing the design parameters such as the spacing，thickness，and height of the counterfort as well as the length and spacing of the steel tube，all the checking indexes meet the design requirements.This could be used as a reference for the reinforcement project of the gravity retaining wall.收稿日期：2022-09-22基金项目：国家自然科学基金资助项目（51878077）；安徽省交通运输科技进步计划项目（201839）作者简介：唐凛（1970），女，安徽省交通控股集团有限公司高级工程师。第39卷交通科学与工程Key words：balance weight retaining wall；counterfort reinforcement；numerical simulation；post steel tube由于挡墙具有结构灵活、施工简便、经济实用、节约用地等优点，被广泛应用于各等级公路边坡的支护工程1-3。但其在服役一定年限后，受到施工质量、动静荷载、自然条件和气候环境等因素的影响，易发生鼓胀、沉陷、开裂、滑移、坍塌和倾覆等破坏，尤其是重力式挡墙，危及行车安全4-7。因此，有必要对潜在失稳风险或已产生局部变形的服役挡墙进行加固治理。对于挡墙破坏处治，传统方法是将原挡墙拆除重建，但该方法造价高、费工费时，施工过程也会对周边环境造成较大影响，且存在边坡失稳的风险8-9。加厚既有挡墙的方法虽然适用于重力式挡墙，但是对提高既有挡墙抗倾覆、抗滑移等稳定性的效果不明显，且占用较多土地。锚杆加固仅适用于有可靠锚固持力层的情况，当墙背为松散土体时，加固效果较差10-11。新增钢筋混凝土抗滑桩加固技术造价高，且桩基开挖会对既有挡墙稳定性产生不利影响12-14。在场地条件允许的情况下，一种新增体外扶壁加固既有挡墙具有效果好、造价低的优点15，但目前对该技术的相关研究和应用少见。因此，本研究依托G35济广（济南至广州）高速公路安徽省岳潜（岳西至潜山）段路堤衡重式挡墙边坡加固工程，在既有挡墙的基础上，拟采用旧护栏立柱钢管加筋的体外混凝土扶壁结构进行挡墙加固，并通过数值模拟对体外扶壁加固结构方案进行优化和验证，以期为类似挡墙加固工程提供参考。1体外扶壁加固结构建模1.1方案设计安徽省岳潜高速公路位于皖西大别山区，2009年底建成通车，路基宽为24.5 m，双向4车道，设计速度为80 km/h。K765+300K765+500处上行方向路堤边坡为衡重式挡墙边坡，最大坡高约为20 m，因2015年受“暴力梅”降雨的影响，2016年初巡查时发现M7.5浆砌片石墙身出现竖向裂缝和局部鼓胀等病害，如图1所示。为加固该边坡，提出了体外混凝土扶壁加固结构设计方案（即在原有衡重式挡墙的基础上，按一定的纵向间距增设体外混凝土扶壁墙进行加固）。同时，为有效利用公路废弃物，将高速公路交通安全设施进行升级改造，拆除埋设地基中用于扶壁墙的旧护栏立柱钢管，并进行加筋处理。墙身裂缝砂浆脱空 鼓胀图1既有路堤衡重式挡墙病害Fig.1Diseases of existing embankment balance weightretaining wall扶壁加固结构如图23所示，其中，S、T、L、H和 D 分别为扶壁间距、扶壁厚度、钢管长度、扶壁高度和钢管间距（垂直于挡墙方向）。考虑到中国高速公路常用的护栏立柱为碳素结构钢圆管，其外径为114.0 mm，管壁厚为4.5 mm，所以在实际工程应用中，每片扶壁基础设置2排，共4根钢管，且每一摊钢管将扶壁厚度分为三等分，并将长度不小于2 m的钢管埋入扶壁基础内，其顶部与基础顶部平齐，其余埋入地基。12.25 12.00 7.00路基填土土质地基衡重式挡墙扶壁墙114 mm立柱钢管2.00 0.5030.954.90 15.156.00 6.00 4.00 4.00 8.008.29H立面TS1 1.751 1.501.80LD图2路堤衡重式挡墙边坡扶壁加固断面（单位：m）Fig.2Counterfortreinforcement section of balance weight retaining wall in embankment slope（unit：m）2唐凛，等：路堤衡重式挡墙体外扶壁加固结构数值模拟第3期1.40 1.801.90 1.001 101 0.051 0.251 0.450.294.006.002.001.50 4.90 2.901 10图3衡重式挡墙及体外扶壁加固结构断面（单位：m）Fig.3Structure section of balance weight retaining wall and external counterfortreinforcement（unit：m）1.2二维渗流场模拟现场勘察分析表明：该挡墙路堤填料土体为花岗片麻岩风化砂土，虽然其承载能力较高，但因渗透性较强，在极端降雨入渗的作用下，随着土体湿密度增加，抗剪强度降低，加之渗水动压力作用，造成挡墙墙后土压力剧增。当挡墙墙身强度不足时，容易导致开裂和鼓胀病害。因此，为分析该衡重式挡墙边坡加固前、后的整体稳定性，优化扶壁结构，根据室内测得的压实填料VG模型的土水特征曲线及其渗透系数曲线，并考虑当地极端降雨条件（降雨强度 400 mm/d，降雨历时 1 d，地下水位深度5 m），采用Geostudio软件对路堤边坡1/2断面的二维渗流场进行模拟计算，计算结果如图4所示。从图4可以看出，受降雨和地下水位的影响，墙后路堤及地基土体体积含水率随深度增加呈先降低后增加趋势，总体呈较均匀的层块分布。02244668810101212141416161818202022222424262628283030323234体积含水率/%0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50长度/m2826242220181614121086420高度/m414321064图4路堤挡墙边坡渗流场体积含水率分布Fig.4Volumewater content distribution of seepage field of embankment retaining wall slope1.3模型建立根据图4体积含水率分布特点，可将土体分为6个层块，依此建立FLAC3D三维有限差分数值模型，如图5所示。为简化计算、考虑安全和便于扶壁布置，根据挡墙分段的对称性，取纵向挡墙的 1/2 建立模型，长度为 9 m。路堤及地基土体均采用莫尔-库仑屈服准则的理想弹塑性本构模型，衡重式挡墙、扶壁和立柱钢管采用弹性本构模型。实体结构采用六面体单元划分网格，最小尺寸为0.3 m，立柱钢管采用壳体结构单元。模型四周竖向侧面设置水平向位移约束，竖向自由变形。模型底部设置竖向和水平位移为全约束，各土层及结构物之间为连续接触。为模拟墙体与土体之间的相互错动滑移，衡重式挡墙及扶壁与土体之间设置接触面摩擦单元，根据已有研究成果和工程经验，假设接触面的法向刚度 kn和剪切刚度 ks为相邻区域等效刚度的10倍，摩擦参数c和分别取与墙体相邻土层c和值的50%。图5扶壁加固路堤挡墙边坡三维数值模型Fig.53D numerical model of embankment retaining wall slope reinforced by counterfort1.4计算参数的确定对于路表的行车荷载，按公路-I级车道荷载的均布荷载标准值qk=10.5 kN/m2取值。基于营运期路基压实度的衰减特性，取路堤土体压实度为 90%，根据图4渗流场体积含水率分布特点，将体积含水率转换为质量含水率，并根据室内试验结果及工程经验，确定各层土体和墙体以及钢管的物理力学参数取值，见表1。3第39卷交通科学与工程表1物理力学参数Table 1Taking values of physical and mechanical parameters组成部分土层1土层2土层3土层4土层5地基土衡重式挡墙扶壁墙立柱钢管厚度/m1.83.019.02.22.45.8-含水率/%6.084.001.289.606.5617.55-湿密度/（kgm-3）1.9891.9501.8992.0551.9982.2042 3002 300-黏聚力/kPa17.812.912.937.922.212.9-内摩擦角/（）37.337.838.235.837.129.3-弹性模量/MPa11.813.318.210.411.68.87.01032.81042.0105泊松比0.350.350.350.350.350.350.200.150.332体外扶壁加固结构的优化2.1加固前稳定分析依据 公路圬工桥涵设计规范（JTG D612005）16，M7.5浆砌片石挡墙墙身抗剪强度和抗检强度分别取147、89 kPa，在非正常工况时，边坡稳定安全系数大于等于 1.25。根据本研究建立的模型，通过模型计算可知，在未进行扶壁加固前，挡墙边坡稳定安全系数为 1.32，满足非正常工况 I不小于1.25的要求。墙顶最大水平位移为3.2 mm，且墙顶与墙底之间的相对水平位移为 2.4 mm，变形较小，但墙身截面的最大剪应力为269.0 kPa，位于墙趾与下墙面纵向交界处，超过了M7.5浆砌片石墙身抗剪强度为147.0 kPa的要求，超出量为83.0%；最大拉应力为119.1 kPa，位于挡墙纵向中部衡重台与上墙墙背交界处，大于所要求的抗拉强度89.0 kPa，超出了33.8%。因此，该路堤挡墙边坡在极端降雨工况下总体稳定，且衡重式挡墙水平位移较小，但在增大的墙后土体推力和渗透压力作用时，会产生过大的墙身剪应力和拉应力，造成剪切和拉裂破坏。计算结果与现场挡墙出现的竖向开裂和局部鼓胀等病害较为吻合，所以有必要对该挡墙进行加固。2.2正交模拟优化为验证体外扶壁的加固效果，并优化其结构，按照加固前不利指标，以衡重式挡墙墙身的最大剪应力和最大拉应力t来反映既有挡墙受力状态，以边坡稳定安全系数Fs来反映路堤挡墙边坡稳定性。依据M7.5浆砌片石挡墙墙身对抗剪强度和抗拉强度的要求，、t分别取147.0 kPa、89.0 kPa。在非正常工况I下边坡稳定安全系数Fs不小于为1.25。参照图2，选取扶壁间距S、扶壁厚度T、钢管长度L、扶壁高度H和钢管间距D 5个主要因素，每个因素各取5个水平，各因素取值范围根据扶壁结构特点和工程实际经验来确定。采用正交试验设计法，选用L25（56）六因素五水平正交试验表安排正交模拟试验，采用FLAC3D软件建立模型，计算 25 个正交组合的 3 个验算指标结果，见表2，相应的极差和方差分析结果见表3，各指标平均值随取值水平变化如图6所示。表2正交模拟方案及分析结果Table 2Orthogonal simulation schemes and analysis results方案号12345678910111213141516171819202122232425各因素扶壁间距/m4.04.04.04.04.04.54.54.54.54.55.05.05.05.05.05.55.55.55.55.56.06.06.06.06.0扶壁厚度/m1.51.82.12.42.71.51.82.12.42.71.51.82.12.42.71.51.82.12.42.71.51.82.12.42.7钢管长度/m4.04.55.05.56.04.55.05.56.04.05.05.56.04.04.55.56.04.04.55.06.04.04.55.05.5扶壁高度/m5.05.56.06.57.06.06.57.05.05.57.05.05.56.06.55.56.06.57.05.06.57.05.05.56.0钢管间距/m1.31.41.51.61.71.61.71.31.41.51.41.51.61.71.31.71.31.41.51.61.51.61.71.31.4验算指标最大剪应力/kPa194.32171.61161.84146.10146.33188.28182.65173.11159.82150.19208.24191.19174.22141.03145.08194.63201.80160.07151.92171.11209.43174.84168.05171.84155.85最大拉应力/kPa69.4186.7672.1470.2780.7185.2087.7464.1962.0377.6178.9781.1388.82104.3474.64101.2682.5292.3688.0758.2993.03103.3366.7081.3663.42安全系数1.7561.6631.7261.7161.7481.7171.7751.7171.6931.7511.7971.7861.7061.7371.8341.6771.7191.7311.7011.7321.7081.6941.7361.6311.6034唐凛，等：路堤衡重式挡墙体外扶壁加固结构数值模拟第3期表3极差和方差分析结果Table 3Resultsof range and variance analysis因素STLHD极差/kPa11.9645.2715.058.2310.69F2.947.76.21.31.8t极差/kPa10.2317.3613.7119.6513.73F1.94.02.64.82.4Fs极差R0.0980.0380.0340.0670.038F6.31.21.14.01.41 2 3 4 5水平最大剪应力平均值/kPaSTLHD200190180170160150（a）最大剪应力平均值1 2 3 4 5水平STLHD908580757065最大拉应力平均值/kPa（b）最大拉应力平均值1 2 3 4 5水平STLHD1.781.751.741.721.701.681.66安全系数平均值（c）边坡稳定安全系数图6各验算指标平均值随取值水平变化趋势Fig.6Variation trends of average value of each checking index with value level由表23和图6可以看出，对于挡墙最大剪应力，各因素影响的显著程度从大到小的排序为：T L S D H，且随T总体递减，随S递增，随L和D呈一定波动变化，随H呈先减后增趋势；对于墙身最大拉应力t，各因素影响的顺序从大到小为：H TL DS，且t随L先减后增，与其他4个因素呈波动变化；对于边坡稳定安全系数Fs，各因素影响的顺序从大到小为：SHDTL，且 Fs随 S先增后减，随 T先减后增，而与其他3个因素呈波动变化。这表明各因素水平对不同指标的影响程度和加固效果差异较大。对于25组正交模拟方案，Fs均大于1.6，表明加固边坡的稳定性良好；而仅有4个满足小于抗剪强度的要求，不足20%；有20个t满足抗拉强度的要求，达到 80%。因此，为选择扶壁断面大小最经济，并满足3个验算指标的设计要求的方案，取较小值，并考虑 t的影响，确定优化组合为S1T4L2H1D5，即 S为 4.0 m，T为 2.4 m，L为 4.5 m，H为5.0 m，D为1.7 m。经模型重新计算，该优化组合的、Fs计算结果分别为：140.2 kPa、54.7 kPa 和1.726，均满足设计要求，且和t分别比加固前减小了47.9%和54.1%，而Fs增大了30.8%，表明正交优化后扶壁加固挡墙边坡的整体稳定性显著提高，该方案是一种技术可行的加固方案。3体外扶壁加固结构单因素分析3.1单因素模拟方案为优化扶壁加固结构的设计参数，以正交优化方案为基准中值，采用单因素敏感性分析法进行数值模拟，其中，各因素按表4等间隔各取5个水平，分析某一参数取值变化对各验算指标的影响，其他参数取中值，为表4中标“*”的值。表4单因素分析的参数取值水平Table 4Parameter value levels for single factor analysisS/m3.03.54.0*4.55.0T/m1.82.12.4*2.73.0L/m3.54.04.5*5.05.5H/m4.04.55.0*5.56.0D/m1.51.61.7*1.81.93.2单因素敏感性分析通过数值模拟，各验算指标与各设计参数的单因素敏感性变化规律如图711所示。从图7可以看出，随着扶壁间距S的增加，挡墙最大剪应力也随之增大，且增幅逐渐变缓；最大拉5第39卷交通科学与工程应力 t呈先减后增趋势，最小值出现在 S 为 4.5 m时；边坡稳定安全系数Fs呈单峰曲线变化，安全系数最大值出现在 S 为 4.0 m 时。当 S 为 3.05.0 m时，与加固前的相比，减小了46.5%51.1%，t减小了46.0%56.8%，而Fs增加了23.3%30.8%，且三者均满足 公路圬工桥梁设计规范（JTG D612005）16的要求。故优选最佳扶壁间距为5.0 m。从图8可以看出，随着扶壁厚度T的增加，和t均呈减小趋势，且降幅逐渐趋缓；而Fs先增后减，峰值出现在T为2.4 m时。与加固前相比，当T为1.83.0 m时，减小了41.4%49.2%，t减小了33.0%61.2%，而 Fs增加了 22.2%30.8%；当 T为 1.8 m 时，大于147 kPa，不满足 公路圬工桥梁设计规范（JTG D612005）16的抗剪强度的设计要求，而其他情况下，、t和Fs均满足 公路圬工桥梁设计规范（JTG D612005）16 的要求。故优选最佳扶壁厚度为2.1 m。从图9可以看出，随着钢管长度L的增加，呈先减后增趋势，最小值出现在当L为4.5 m时；t呈S型增长趋势；而Fs呈增大趋势，且增幅逐渐减小。与加固前相比，当 L 为 3.55.5 m 时，减小了 43.3%47.9%，t减 小 了 46.8%68.9%，而 Fs增 大 了22.7%32.0%；当L分别为4.0 m和4.5 m时，、t和Fs均满足 公路圬工桥梁设计规范（JTG D612005）16的要求，故优选最佳钢管长度为4.0 m。从图10可以看出，随着扶壁高度H的增加，呈反S型逐渐减小；t呈单峰曲线变化，且最大值出现在当H为5.5 m时；而Fs一直增加，且增幅逐渐变缓。当 H 为 4.06.0 m 时，与加固前相比，减小了42.8%49.0%，t减小了45.6%73.6%，而Fs增大了24.4%33.1%；t和 Fs均满足 公路圬工桥梁设计规范（JTG D612005）16的要求，但 H 为 4.0 m 和4.5 m时，大于147.0 kPa，不满足规范对抗剪强度的设计要求。故优选最佳扶壁高度为5.0 m。从图11可以看出，随着钢管间距D的增加，先减后增，最小值出现在D为1.7 m时；而t先增后减，最大值出现在D为1.8 m时；Fs也呈单峰变化，最大值出现在D为1.7 m时。当D为1.51.9 m时，与加固前相比，减小了42.6%47.9%，t减小了52.4%60.4%，而Fs增大了19.4%30.8%；同时t和Fs均满足规范要求，但只有D为1.7 m，小于147.0 kPa，才能满足规范抗剪强度的设计要求。故优选最佳钢管间距为1.7 m。扶壁加固后，既有路堤衡重式挡墙的最大剪应力和最大拉应力显著降低，边坡稳定性也得到较大的提高，这表明：体外扶壁加固效果明显。因此，优化后的最佳扶壁加固结构设计参数S、T、L、H、D分别为5.0、2.1、4.0、5.0和1.7 m，对其重新建模并进行计算，得到、t、Fs分别为：145.7 kPa、57.3 kPa、1.685；与正交优化方案相比，增大了3.9%，而t和Fs分别减小了 4.8%和 2.4%，各验算指标虽略有变化，但均满足设计要求。同时，单因素优选方案除扶壁高度和钢管间距不变以外，扶壁间距增加 1.0 m，扶壁厚度减薄0.3 m，钢管长度减小0.5 m，表明扶壁结构设计参数得到了进一步优化，降低了造价，提高扶壁断面经济效益和使用效率。最大剪应力最大拉应力最大剪应力/kPa1461421381341303.0 3.5 4.0 4.5 5.0扶壁间距/m6662585450最大拉应力/kPa（a）、t随扶壁间距的变化曲线1.741.711.681.651.62安全系数3.0 3.5 4.0 4.5 5.0扶壁间距/m（b）Fs随扶壁间距的变化曲线图7各验算指标随扶壁间距变化曲线Fig.7Variation curves of each checking index with counterfort spacing1.8 2.1 2.4 2.7 3.0扶壁厚度/m最大剪应力最大拉应力最大剪应力/kPa160155150145140135908070605040最大拉应力/kPa（a）、t随扶壁厚度的变化曲线6唐凛，等：路堤衡重式挡墙体外扶壁加固结构数值模拟第3期1.8 2.1 2.4 2.7 3.0扶壁厚度/m1.751.721.691.661.631.60安全系数（b）Fs随扶壁厚度的变化曲线图8各验算指标随扶壁厚度变化曲线Fig.8Variation curves of each checking index with counterfort thickness最大剪应力最大拉应力1581531481431387060504030最大拉应力/kPa最大剪应力/kPa3.5 4.0 4.5 5.0 5.5钢管长度/m（a）、t随钢管长度的变化曲线1.751.721.691.661.631.60安全系数3.5 4.0 4.5 5.0 5.5钢管长度/m（b）Fs随钢管长度的变化曲线图9各验算指标随钢管长度变化曲线Fig.9Variation curves of each checking index with steel tube length最大剪应力最大拉应力1551501451401358065503520最大拉应力/kPa最大剪应力/kPa4.0 4.5 5.0 5.5 6.0扶壁高度/m（a）、t随扶壁高度的变化曲线1.781.751.721.691.661.63安全系数4.0 4.5 5.0 5.5 6.0扶壁高度/m（b）Fs随扶壁高度的变化曲线图10各验算指标随扶壁高度变化曲线Fig.10Variation curves of each checking index with counterfort height最大剪应力最大拉应力160155150145140135605754514845最大拉应力/kPa最大剪应力/kPa1.5 1.6 1.7 1.8 1.9钢管间距/m（a）、t随钢管间距的变化曲线1.751.701.651.601.55安全系数1.5 1.6 1.7 1.8 1.9钢管间距/m（b）Fs随钢管间距的变化曲线图11各验算指标随钢管间距变化曲线Fig.11Variation curves of each checking index with steel tube spacing3.3工程实例2016年，采用体外混凝土扶壁结构对该既有路堤衡重式挡墙边坡进行了加固，至今已运营6年时间，该边坡整体结构稳定，使用效果好，达到了预期的加固效果。为进一步验证旧护栏立柱钢管加筋的体外混凝土扶壁结构加固既有路堤挡墙边坡的应用效果，7第39卷交通科学与工程对安徽省S42黄祁（黄山至祁门）高速公路K70+850处上行方向路堤挡墙边坡进行了加固。该边坡最大坡高约11 m，既有支护形式为衡重式挡墙，挡墙外侧为S326省道。沿线地质条件主要为碎石土，地势平缓。2012年，该边坡对应路段的沥青路面出现纵向通长裂缝，采取了灌缝处理。然而，在2015年巡查中发现裂缝持续发展，并伴随约20 mm的错台，该裂缝整体呈圆弧状；墙顶轻微外倾，挡墙墙面勾缝脱落、墙身开裂、鼓胀，泄水孔未见工作痕迹；病害路段挡墙墙趾至省道路基边沟距离为 1.713.13 m。根据墙趾前空间情况，本研究采用了优化参数进行立柱钢管加筋的体外扶壁加固，处治长度约140 m，加固后现状如图12所示。经过近7年的运营，现场调查结果为：沥青路面未再发生纵向开裂，衡重式挡墙也无明显外倾迹象，墙面也未发现脱落、裂缝和鼓胀等病害，表明当前边坡稳定状态和加固效果良好。因此，钢管加筋的体外扶壁是一种经济可行的既有挡墙边坡加固技术，值得推广。图12黄祁高速公路体外扶壁加固既有挡墙Fig.12Example of external counter for treinforcement of existing retaining wall in Huangqi Expressway4结论针对实体工程既有路堤衡重式挡墙边坡的局部病害，提出了旧护栏立柱钢管加筋的体外混凝土扶壁加固结构，根据正交试验设计原理，结合单因素敏感性分析方法，选取扶壁结构5个主要设计参数及其5个水平，并考虑极端降雨工况的渗流作用，利用Geostudio和FLAC3D软件对挡墙边坡加固前后的整体稳定性进行了数值模拟，优化了扶壁结构参数，得到结论：1）极端降雨工况增加了墙后土体推力和渗透压力，降低了坡体抗剪强度，显著增大了挡墙的最大剪应力和最大拉应力，使其超出浆砌片石墙身的抗剪强度和抗拉强度，但其边坡仍保持总体稳定。因此，不利降雨条件和墙身强度不足是造成依托工程既有衡重式挡墙产生竖向开裂和局部鼓胀等病害的主要成因。2）正交模拟优化得到的体外扶壁加固结构参数组合为：扶壁间距4.0 m，扶壁厚度2.4 m，钢管长度 4.5 m，扶壁高度 5.0 m，钢管间距 1.7 m。数值模拟验算表明：与加固前相比，挡墙最大剪应力和最大拉应力分别减小了 47.9%和 54.1%，而边坡稳定安全系数增大了30.8%，且均满足设计要求，表明扶壁加固显著提高了既有挡墙边坡的整体稳定性，是一种可行的加固方案。3）分析了单因素优化扶壁结构与正交优化结果相比，在所有验算指标均满足设计要求的基础上，扶壁间距增加1.0 m，扶壁厚度减薄0.3 m，钢管长度减小0.5 m，而扶壁高度和钢管间距不变，表明最终扶壁优化的结构提高了其经济效益和使用效率。经实际工程应用验证了钢管加筋体外扶壁的加固效果优良，可为同类工程加固提供借鉴。参考文献（References）：1 郑俊杰，吕思祺，曹文昭，等.高填方膨胀土作用下刚柔复合桩基挡墙结构数值模拟 J.岩土力学，2019，40（1）：395-402.ZHENG Junjie，LYU Siqi，CAO Wenzhao，et al.Numerical simulation of composite rigid-flexible pile-supported retaining wall under the action of high-filled expansive soil J.Rock and Soil Mechanics，2019，40（1）：395-402.2 宋桂锋，茶增云，王庆龙，等.全强风化边坡破坏机理及加固措施研究 J.交通科学与工程，2020，36（2）：7-15.SONG Guifeng，CHA Zengyun，WANG Qinglong，et al.Study on failure mechanism and reinforcement measure of completely weathered rock slope J.Journal of Transport Science and Engineering，2020，36（2）：7-15.3 肖成志，李海谦，高珊，等.交通荷载下台阶式加筋土挡墙动力响应的试验研究 J.岩土工程学报，2021，43（10）：1789-1797，1961.8唐凛，等：路堤衡重式挡墙体外扶壁加固结构数值模拟第3期XIAO Chengzhi，LI Haiqian，GAO Shan，et al.Dynamic response of tiered geogrid-reinforced soil retaining walls under traffic loading J.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2021，43（10）：1789-1797，1961.4 KHELIFA T，BENMEBAREK S.Dilation effect on 3D passive earth pressure coefficients for retaining wall J.Academic Platform Journal of Engineering and Science，2014，2（2）：1-6.5 刘忠玉，陈捷.平动模式下考虑剪应力作用的刚性挡土墙主动土压力计算 J.岩土工程学报，2016，38（12）：2254-2261.LIU Zhongyu，CHEN Jie.Active earth pressure against rigid retaining wall considering shear stress under translation modeJ.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2016，38（12）：2254-2261.6 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