李麗華,鄭志剛,嚴(yán)寒,黃少平,周鑫隆

(湖北工業(yè)大學(xué) 土木建筑與環(huán)境學(xué)院,湖北 武漢 430068)

加筋土擋墻土壓力大小與分布是影響其安全穩(wěn)定的關(guān)鍵因素，而土壓力的分布規(guī)律與計(jì)算方法一直是加筋土擋墻研究中的難點(diǎn)問(wèn)題。Chowdhury[1]將數(shù)值計(jì)算的側(cè)向土壓力與模型試驗(yàn)測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，基于已驗(yàn)證模型對(duì)擋土墻深度與土壓力變化關(guān)系進(jìn)行研究，確立了擋墻深度與主動(dòng)土壓力之間的歸一化關(guān)系。Ahmadabadi等[2]基于水平條分法，提出了一種新的針對(duì)黏性回填土的加筋土擋墻主動(dòng)土壓力計(jì)算方法。Vahedifard等[3]構(gòu)建了一種分析框架用來(lái)計(jì)算在非飽和干濕循環(huán)條件下?lián)鯄χ鲃?dòng)土壓力，打破了替代分析法中關(guān)于破壞機(jī)制和應(yīng)力表示等相關(guān)限制。此外，有限元法因其完善的數(shù)學(xué)理論基礎(chǔ)和高效的計(jì)算過(guò)程，成為了復(fù)雜擋土墻在設(shè)計(jì)中的一種強(qiáng)有力的重要工具[4-7]。大量研究表明，與未加筋土相比，加筋土在強(qiáng)度和剛度等力學(xué)性能方面表現(xiàn)更好，土工格柵作為一種柔性材料，是工程中常用的加筋材料，可以降低面板側(cè)向土壓力，同時(shí)顯著改善土壓力分布狀況[8-9]。若采用傳統(tǒng)的極限平衡法來(lái)計(jì)算加筋土擋墻土壓力會(huì)使結(jié)果較為保守，因此，Allen等[10-11]提出了K剛度法，對(duì)擋墻中的筋材負(fù)荷計(jì)算更為準(zhǔn)確。

針對(duì)加筋土擋墻和非加筋土擋墻的土壓力計(jì)算，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用了眾多研究方法，包括極限分析法、極限平衡法和均勻分析法等。Bathurst等[12]開(kāi)發(fā)出一種新的工作應(yīng)力計(jì)算方法，用于計(jì)算加筋土擋墻中的筋材荷載。為研究擋墻水平方向主動(dòng)土壓力的分布情況，Silvestri[13]提出一種與朗肯土壓力理論不同的土壓力分析方法，并確定了破壞面的方向。Cheng[14]提出在地震荷載作用下確定擋墻側(cè)向土壓力滑移線方程解的軸線旋轉(zhuǎn)方法，發(fā)現(xiàn)使用迭代分析方法能更易確定被動(dòng)土壓力。Liu等[15]為確定主動(dòng)土壓力，提出一種廣義的切向應(yīng)力系數(shù)，結(jié)果表明，當(dāng)切線半徑遠(yuǎn)大于擋墻深度時(shí)，主動(dòng)土壓力收斂，但受到土體黏聚力作用，這一重合系數(shù)的臨界值小于主動(dòng)土壓力系數(shù)。李麗華等[16-17]通過(guò)Plaxis3D有限元軟件建立三維動(dòng)態(tài)壓實(shí)加筋土擋墻模型，研究了在不同壓實(shí)寬度和不同加載方式下的加筋土擋墻三維動(dòng)態(tài)響應(yīng)。此外，通過(guò)模型試驗(yàn)對(duì)不同加筋情況做了研究，發(fā)現(xiàn)在上部荷載作用下?lián)鯄ωQ向土壓力極大值點(diǎn)由加載處逐漸向擋墻面板處移動(dòng)[17]。

外摩擦角的存在即擋墻面板側(cè)摩響應(yīng)，在計(jì)算擋墻土壓力時(shí)會(huì)產(chǎn)生較大的影響。Fumio等[18]通過(guò)模型試驗(yàn)方法對(duì)該滑動(dòng)層進(jìn)行進(jìn)一步研究，結(jié)果表明，將中等黏性硅脂和0.3 mm薄乳膠膜制作而成的滑動(dòng)層放置在試件與承臺(tái)、底板和面板構(gòu)件之間，整個(gè)試樣能夠接近理想平面應(yīng)變條件，發(fā)生沿側(cè)壁法向的均勻變形。Tatsuoka和Haibara[19]在大面積法向應(yīng)力下，對(duì)砂在不同光滑程度表面之間進(jìn)行了一系列直剪試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)砂與玻璃的摩擦角在6°～9°之間，采用薄膠乳膠膜和硅油潤(rùn)滑層來(lái)降低砂的外摩擦角比光滑或拋光硬質(zhì)板有效得多。Ruiken[20]基于直接剪切試驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)正應(yīng)力是影響外摩擦角的重要因素。綜上所述，加筋土擋墻在使用過(guò)程中，填土與擋墻面板之間受到外摩擦角影響，但在以往的研究中未考慮其具體在加筋土擋墻中的影響作用。因此，在考慮到外摩擦角的情況下，對(duì)加筋擋墻土壓力大小和分布規(guī)律的研究需要進(jìn)一步開(kāi)展。

本文利用有限元軟件建立了加筋土擋墻數(shù)值模型，分析了不同工況下?lián)鯄ν翂毫ψ鳛閾鯄?cè)向位移函數(shù)的變化特征和分布規(guī)律。同時(shí)，考慮到擋墻面板側(cè)摩效應(yīng)影響，計(jì)算出了土壓力系數(shù)。最后，根據(jù)非極限狀態(tài)下?lián)跬翂?nèi)外摩擦角的發(fā)揮程度，對(duì)傳統(tǒng)土壓力計(jì)算公式進(jìn)行了修正。

1 有限元數(shù)值模型

本文采用Plaxis2D軟件建立加筋土擋墻有限元模型，對(duì)加筋土擋墻采用分步施工進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬，并用前人試驗(yàn)研究數(shù)據(jù)對(duì)該模型進(jìn)行了參數(shù)修訂，驗(yàn)證了模型的合理性與有效性。

1.1 模型與邊界條件

在理想平面應(yīng)變條件下，填土平行于側(cè)壁方向發(fā)生變形產(chǎn)生抗剪應(yīng)力，降低外摩擦角的有效方式是降低面板壁面粗糙度。擋土墻模型的高×寬為1 m×1 m(見(jiàn)圖1)，面板選用混凝土模塊進(jìn)行分步施工堆砌而成，方向垂直于地面。選取縱向長(zhǎng)度1 m的土工格柵作為擋墻加筋材料。

選用平面應(yīng)變模型，全局疏密度參數(shù)設(shè)置為細(xì)，并對(duì)筋材與面板連接位置進(jìn)行局部加密，共生成25 786個(gè)15應(yīng)力節(jié)點(diǎn)單元。

根據(jù)現(xiàn)有研究結(jié)論[18,21]可知正應(yīng)力大小是影響砂和玻璃外摩擦角大小的重要因素。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)[20]，設(shè)定外摩擦角為6°進(jìn)行分步施工模擬。設(shè)置固定錨桿水平支撐用來(lái)測(cè)定擋墻墻趾應(yīng)力變化，軸向剛度為4 000 kN/m。根據(jù)實(shí)際工程情況和相關(guān)模擬研究，將邊界條件設(shè)置為：墻體底部固定約束，右側(cè)水平約束，左側(cè)擋墻面板和墻頂為自由端，如圖1所示。

圖1 數(shù)值計(jì)算中模型試件示意圖

1.2 材料參數(shù)

模型由三部分組成，包括土體單元、土工格柵單元和面板單元。假定結(jié)構(gòu)單元、土體模型和界面之間能夠相互兼容，通過(guò)設(shè)置界面單元來(lái)模擬三部分之間的相互作用。填土選用Mohr-Coulomb模型，模塊選用線彈性模型，土工格柵選用彈塑性模型進(jìn)行模擬。本研究采用的土體為干性中砂，相對(duì)密度Rd為0.85，表1為具體的土壤參數(shù)。

表1 數(shù)值模型填土參數(shù)

為研究土工格柵抗拉剛度對(duì)加筋土擋墻土壓力大小和分布規(guī)律的影響，本研究選用平均抗拉剛度為700 kN/m的GL-700和1 155 kN/m的GL-1155 2種型號(hào)土工格柵。

1.3 模型驗(yàn)證試驗(yàn)設(shè)計(jì)

針對(duì)土工格柵加筋層數(shù)對(duì)擋墻土壓力的影響進(jìn)行探究。設(shè)置6種不同工況進(jìn)行有限元模擬，筋材均連接到面板承重處，加筋層數(shù)和間距如表2所示。

表2 加筋方案設(shè)計(jì)

緩慢在模型右側(cè)施加Ux/H≤0.01的固定位移，擋墻模型頂部施加50 kPa均布荷載。Ux/H表示墻體橫向位移Ux與墻高H的比值，為歸一化位移。此次數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果可在一定程度上反映土壓力發(fā)展規(guī)律和分布情況與擋墻變形之間的聯(lián)系。

有限元試驗(yàn)?zāi)M步驟為：首先在試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，在擋墻頂部施加50 kPa外部壓力，然后對(duì)擋墻模型緩慢施加右側(cè)位移，在位移施加過(guò)程中土工格柵左端與擋墻面板無(wú)連接，設(shè)置不同的應(yīng)力點(diǎn)位采集模擬過(guò)程中墻體土壓力變化情況。

通過(guò)文獻(xiàn)[21]的擋土墻模型試驗(yàn)驗(yàn)證本文數(shù)址模型的有效性，擋土墻模型尺寸為(長(zhǎng)×高×寬)1 m×1 m×0.45 m，本文采用的是二維平面應(yīng)變模型，因此忽略擋墻寬度，擋墻長(zhǎng)度和高度則與試驗(yàn)尺寸一致，均為1 m。試驗(yàn)監(jiān)測(cè)儀器主要采用測(cè)壓元件、土壓力盒和LVTD位移傳感器，在試驗(yàn)的土壓力監(jiān)測(cè)中，擋墻面板上的土壓力，由線性滑動(dòng)軸承處的測(cè)壓元件測(cè)量，擋墻內(nèi)部土壓力通過(guò)分層埋置土壓力盒測(cè)量。

圖2為在無(wú)筋條件下?lián)鯄δＰ驮囼?yàn)[21]與數(shù)值模擬分析結(jié)果比較。由圖2可知，擋墻土壓力模型試驗(yàn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與有限元數(shù)值模擬結(jié)果數(shù)值大小和隨側(cè)向位移變化規(guī)律一致，進(jìn)而驗(yàn)證了該加筋土擋墻數(shù)值模型在邊界條件設(shè)定、網(wǎng)格使用、模型類型和參數(shù)選用等方面的合理性和有效性。

數(shù)值模擬結(jié)果相對(duì)實(shí)測(cè)值土壓力略微偏小，這是由于平面應(yīng)變模型是一個(gè)理想模型，沒(méi)有考慮縱向邊界條件。此外，在數(shù)值模擬中忽略了土體存在的不均勻性和各向異性等材料特性。

圖2 土壓力測(cè)試值與數(shù)值模擬分析結(jié)果比較

2 結(jié)果分析

2.1 土壓力

土工格柵未連接到擋墻面板時(shí)，不同工況下GL-700和GL-1155土工格柵加筋土擋墻土壓力隨墻體位移的變化如圖3所示。

圖3 土工格柵加筋土擋墻土壓力變化

由圖3可知，隨著配筋層數(shù)增加土壓力呈現(xiàn)出逐漸減小的一般趨勢(shì)，即筋材對(duì)土體的加固效應(yīng)隨配筋層數(shù)增加而增強(qiáng)，這是由于筋材與填土結(jié)合形成了一種復(fù)合土體，增強(qiáng)了整體變形能力，將自重和外部荷載產(chǎn)生的應(yīng)力通過(guò)筋材分散到各土層之間，進(jìn)而減小面板上的土壓力。

隨著側(cè)向位移增加，不同加筋層數(shù)下的擋墻土壓力有接近的趨勢(shì)。這是由于筋材選用的是彈塑性模型，隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，土工格柵逐步發(fā)揮作用的同時(shí)也在發(fā)生著塑性變形，導(dǎo)致對(duì)土體的加固效果與試驗(yàn)初期存在差異。通過(guò)圖3a)和3b)可知，后者加筋與未加筋的擋墻面板土壓力效果存在顯著差異，一層土工格柵加筋比未加筋試件土壓力值可減少35%～40%，當(dāng)采用3層土工格柵對(duì)擋墻進(jìn)行加筋時(shí)，土壓力值降低40%～60%。土工格柵剛度與擋墻土壓力大小呈負(fù)相關(guān)，這是由于土工格柵不僅能傳遞應(yīng)力，自身也可進(jìn)行應(yīng)力承擔(dān)，其剛度越大，承擔(dān)應(yīng)力的能力就越強(qiáng)，對(duì)土體的加固作用也就越顯著。

2.2 土壓力分布

為研究土工格柵對(duì)擋墻土壓力沿高度分布規(guī)律的影響，在側(cè)向位移Ux/H=0.2%時(shí)，采集了不同工況下加筋土擋墻土壓力在歸一化高度上的分布，結(jié)果如圖4所示。

圖4 Ux/H=0.2%處不同土工格柵層數(shù)土壓力分布規(guī)律

歸一化高度h/H為監(jiān)測(cè)點(diǎn)的豎向高度h與墻高H的比值。從圖中可以看出，土壓力值與深度總體呈反比。同時(shí)，在靠近面板上部附近(h/H=0.8～1.0)，多數(shù)工況下?lián)鯄ν翂毫﹄S深度增加反而會(huì)增大。主要原因是伴隨監(jiān)測(cè)點(diǎn)深度的增加，面板側(cè)壁摩擦逐漸增大，造成在擋墻底部土壓力減小趨勢(shì)明顯大于擋墻上部，這也證明了面板的側(cè)壁摩擦效應(yīng)不可忽略。

加筋土擋墻與未加筋土擋墻相比，前者土壓力較小，且加筋層數(shù)在擋墻上部對(duì)土壓力降低影響幅度更為顯著，而在擋墻下部，加筋層數(shù)差異效果不明顯。而對(duì)比2種土工格柵(GL-700和GL-1155)發(fā)現(xiàn)，亦呈現(xiàn)上述規(guī)律，土工格柵剛度在擋墻上部對(duì)土壓力數(shù)值大小影響較大，而在擋墻底部剛度差異帶來(lái)的加筋效果差異不明顯。造成這種效果的原因可能是每個(gè)模型試樣的外摩擦角設(shè)置均為6°，在擋墻底部，填土與面板側(cè)摩效應(yīng)明顯對(duì)土壓力的減小效果顯著，分擔(dān)了由加筋層數(shù)和加筋剛度不同所帶來(lái)的差異。

圖5展示了2種工況下土工格柵與擋墻面板采用不同連接方式時(shí)的擋墻土壓力沿歸一化高度h/H的分布情況。圖5a)為單層加筋，圖5b)為雙層加筋。可以發(fā)現(xiàn)，土工格柵與面板連接與否對(duì)擋墻土壓力的數(shù)值大小和分布規(guī)律影響不大，但相關(guān)文獻(xiàn)表明[22]，筋材連接方式對(duì)土體的塑性變形會(huì)造成較大影響。這是由于受到豎向外部荷載作用，土體與筋材牢牢地嵌合在一起，這種嵌固作用遠(yuǎn)大于擋墻面板對(duì)筋材的限制，所以筋材與面板連接與否對(duì)擋墻土壓力不會(huì)造成顯著影響。

圖5 不同土工格柵與面板連接方式的加筋土擋墻土壓力分布(Ux/H=0.2%)

圖6展示了在非加筋工況下土壓力模擬結(jié)果與是否考慮外摩擦角理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比。在圖6中計(jì)算出土壓力系數(shù)Ka后，理論土壓力僅隨深度z變化，在圖中呈直線分布。擋墻頂部側(cè)壁摩擦較小可忽略，因此2種理論土壓力計(jì)算結(jié)果均在擋墻上端收斂。試驗(yàn)側(cè)向位移施加過(guò)程中土壓力系數(shù)測(cè)量值由K0表示，K0=0.47時(shí)，側(cè)向位移Ux/H=0.005%～0.01%，表示處于靜止土壓力狀態(tài)。q0=50 kPa的外部荷載作用下，土壓力系數(shù)明顯下降。結(jié)果表明，有限元模擬方法在試驗(yàn)中能較好反映側(cè)壁摩擦，由于未對(duì)擋墻加筋，減小的土體應(yīng)力認(rèn)為與加筋狀況無(wú)關(guān)而是由側(cè)摩效應(yīng)所導(dǎo)致的。

圖6 是否考慮邊墻摩擦情況下靜止?fàn)顟B(tài)下的實(shí)測(cè)土壓力和理論土壓力

2.3 考慮側(cè)壁摩擦效應(yīng)應(yīng)力分析

Bathurst和Benjamin[23]研究發(fā)現(xiàn)，豎向應(yīng)力隨自重逐漸減少

g′(z)=γ×z(1-2×Ksw×tanδsw)

(1)

式中:土體重度γ=17.1 kN/m3;z表示距擋墻頂部距離;δsw表示豎向應(yīng)力下砂土與面板之間的外摩擦角。

面板與填土之間的土壓力系數(shù)為Ksw=K2/2(1+Ka),應(yīng)力σ2在平面應(yīng)變中土壓力系數(shù)K2=0.7[24],在土壓力系數(shù)基礎(chǔ)上進(jìn)行迭代,可選取主動(dòng)土壓力系數(shù)Ka=0.47。

側(cè)摩效應(yīng)可降低由外部荷載引起的垂直應(yīng)力。在理想條件下,用Bathurst和Benjamin[23]的公式描述

q(z)=q0×e-C1×z

(2)

式中，q0為外部豎向荷載。

C1=2×Ksw/W×tanδsw

(3)

式中:擋墻寬度W=0.45 m,同等應(yīng)力水平下土體與側(cè)壁之間的摩擦角δsw=15°。

根據(jù)側(cè)摩效應(yīng)所調(diào)整后的總有效應(yīng)力為

(4)

2.4 土壓力系數(shù)

通常根據(jù)土壓力理論來(lái)設(shè)計(jì)加筋土擋墻面層,土壓力系數(shù)須考慮到筋材對(duì)土體的加固作用?？紤]面板側(cè)摩效應(yīng)時(shí),土壓力系數(shù)可由總土壓力與豎向的平均有效應(yīng)力比值計(jì)算

(5)

式中:Eah為水平土壓力;H為擋墻高度;σv為根據(jù)面板側(cè)摩效應(yīng)獲得的總有效應(yīng)力。

圖7 不同剛度土工格柵加筋土擋墻土壓力系數(shù)隨側(cè)向位移變化關(guān)系

圖7展示了不同工況下筋材與面板無(wú)連接時(shí)土壓力系數(shù)隨側(cè)向位移的變化曲線。圖7a)～7b)分別展示了2種不同筋材(GL-700和GL-1155)的情況。

從圖7中可以看出,在經(jīng)歷試驗(yàn)的初期階段(Ux/H=0.02%),主動(dòng)土壓力系數(shù)數(shù)值較低。而若不考慮擋墻面板的側(cè)摩效應(yīng),該值會(huì)更高[25]。另外,擋墻土壓力降低主要在Ux/H=0.1%處發(fā)生。

3 土壓力計(jì)算公式改進(jìn)

由于在土壓力產(chǎn)生過(guò)程中,側(cè)摩效應(yīng)會(huì)產(chǎn)生較大影響,而現(xiàn)在常用的朗肯土壓力方法雖然較為簡(jiǎn)單,但假定忽略了側(cè)壁摩擦效應(yīng),而在土體到達(dá)極限狀態(tài)之前的土壓力變化比較復(fù)雜,庫(kù)倫土壓力計(jì)算過(guò)程相對(duì)又過(guò)于繁瑣,因此提出一種在非極限狀態(tài)下能考慮側(cè)壁摩擦效應(yīng)的土壓力計(jì)算方法是非常有必要的。

3.1 公式推導(dǎo)

當(dāng)前,計(jì)算擋墻土壓力方法一般采用假設(shè)土體處于極限狀態(tài)下的經(jīng)典土壓力理論?，F(xiàn)有研究[26]發(fā)現(xiàn),擋墻工作時(shí),墻后土體多數(shù)為非極限狀態(tài),尤其是擋墻處于主動(dòng)狀態(tài)下時(shí),極限狀態(tài)下土壓力通常小于非極限狀態(tài)下土壓力。

在經(jīng)典土壓力理論中,土體內(nèi)摩擦角為常數(shù),而在工程實(shí)際中,土體內(nèi)部摩擦和土-墻之間的側(cè)壁摩擦通常是隨著變形而逐步形成,大量現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)和試驗(yàn)研究表明[27],土壓力呈非線性分布。

隨著土壓力逐漸增大,墻后填土逐漸由靜止?fàn)顟B(tài)向極限狀態(tài)過(guò)渡,內(nèi)摩擦角漸漸發(fā)揮作用。因此,將內(nèi)摩擦角作為一個(gè)常數(shù)處理并不符合實(shí)際情況。土體內(nèi)摩擦角發(fā)揮值φm通過(guò)(6)式計(jì)算

(6)

式中:Kd表示影響系數(shù),反映了φm受到位移量S的影響程度;Sa是土體塑性破壞時(shí)的水平位移量,可對(duì)應(yīng)表3情形進(jìn)行取值。φ0根據(jù)(7)式可求解

K0=1-sinφ

(7)

當(dāng)墻體發(fā)生位移變形時(shí),有可能導(dǎo)致填土發(fā)生相對(duì)墻體的偏移,水平應(yīng)力會(huì)相應(yīng)改變,直到與墻體產(chǎn)生塑性平衡,轉(zhuǎn)變成主動(dòng)極限狀態(tài)。因而,水平方向的主動(dòng)土壓力σam可表示在特定位移下靜止土壓力σ0與松弛土壓力σr的關(guān)系

σam=σ0-σr

(8)

當(dāng)擋墻發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng),墻后填土進(jìn)入主動(dòng)極限狀態(tài)時(shí),水平土壓力σam與庫(kù)倫土壓力σa的關(guān)系為

σam=σacosδ

(9)

松弛應(yīng)力σr到達(dá)最大值,引入位移函數(shù)Fa,使σr=Faσrmax,即

σam=σ0-Fa(σ0-σacosδ)

(10)

Fa如(11)式所示

(11)

將σ0=K0γh,σa=Kaγh和Ka代入(11)式,即可得出非極限狀態(tài)下的土壓力系數(shù)Kam

(12)

3.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證該公式的合理性，圖8展示了傳統(tǒng)Coulomb理論、有限元模擬和3.1節(jié)改進(jìn)公式對(duì)土壓力系數(shù)計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果[21]對(duì)比。

從圖中可以看出，在3種不同的內(nèi)摩擦角下，Coulomb理論解對(duì)土壓力計(jì)算偏保守，與實(shí)測(cè)值偏差較大，尤其在側(cè)向位移剛施加階段，Coulomb理論計(jì)算出的土壓力系數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于實(shí)測(cè)值。與其相比，改進(jìn)公式土壓力系數(shù)隨著位移的施加在數(shù)值和變化趨勢(shì)上都更接近實(shí)際情況。

當(dāng)內(nèi)摩擦角φ為50°和62°時(shí)，改進(jìn)公式計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)值均出現(xiàn)極大值點(diǎn)，隨著位移的施加，由之前的上升趨勢(shì)轉(zhuǎn)變?yōu)橄陆第厔?shì)。這可能是由于在較大內(nèi)摩擦角作用下，隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，內(nèi)摩擦角發(fā)揮作用的空間較大，導(dǎo)致試驗(yàn)初期出現(xiàn)土壓力系數(shù)上升的情況。而這種現(xiàn)象在另外2種計(jì)算結(jié)果中均未體現(xiàn)。這說(shuō)明本文基于土體在非極限狀態(tài)下所提出的土壓力計(jì)算方法，由于考慮土體處于非極限狀態(tài)和墻壁側(cè)摩效應(yīng)，對(duì)主動(dòng)土壓力大小和分布的計(jì)算較為準(zhǔn)確、合理。

圖8 改進(jìn)公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4 結(jié) 論

本文利用有限元軟件建立加筋土擋墻模型，研究了在不同工況下?lián)鯄ν翂毫Υ笮『头植家?guī)律?；诖耍鶕?jù)非極限狀態(tài)下?lián)跬翂?nèi)外摩擦角的發(fā)揮程度，對(duì)傳統(tǒng)土壓力計(jì)算公式進(jìn)行了修正。主要研究結(jié)論如下：

1) 擋墻土壓力數(shù)值大小受到土工格柵剛度和層數(shù)影響，呈現(xiàn)出隨著配筋層數(shù)和剛度增加，土壓力逐漸減小的一般趨勢(shì)。未進(jìn)行預(yù)張拉的土工格柵在試驗(yàn)初期即可對(duì)土壓力進(jìn)行明顯改善。

2) 擋墻土壓力大小與深度呈負(fù)相關(guān)，不同工況下加筋土擋墻土壓力隨深度變化趨勢(shì)差異不大。在擋墻上部，加筋層數(shù)和筋材剛度對(duì)土體作用相對(duì)擋墻底部效果明顯。筋材與面板連接方式對(duì)土壓力數(shù)值大小和分布規(guī)律影響較小。

3) 考慮到側(cè)壁摩擦效應(yīng)，對(duì)傳統(tǒng)土壓力計(jì)算公式進(jìn)行改進(jìn)，提出了非極限狀態(tài)下土壓力計(jì)算方法。與Coulomb土壓力公式解和有限元數(shù)值解相比，該方法可較準(zhǔn)確地反映主動(dòng)土壓力的大小和非線性分布，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值更為接近，證明該公式較為準(zhǔn)確合理。