DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2017.08.026

微型桩-加筋土挡墙路基结构的公路护栏抗冲击性能

张智超^{1, 2}，陈育民¹，刘汉龙^{1, 3}，王维国¹

(1. 河海大学 土木与交通学院，江苏 南京，210098；

2. 国土资源部丘陵山地地质灾害防治重点实验室，福建 福州，350002；

3. 重庆大学 山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆，400045)

摘要：为了对微型桩-加筋土挡墙路基结构的护栏抗冲击性能进行验证和评价，利用数值手段开展加固前后的护栏冲击动力响应对比分析。研究结果表明：微型桩-加筋土挡墙通过“护栏—连接构件—地基梁—微型桩—加筋土—地基”这一从上到下的加固体系，从受力机制上相当于大大增加护栏的锚固深度，将作用在护栏上的碰撞荷载自上而下地传递到加筋土及地基内部，而沿公路长度方向浇筑的地基梁则将荷载从作用点向两侧分散传递，利用整体结构来分担荷载，因而显著增强护栏的抗冲击能力，可减小约90%的护栏碰撞位移，并使得不同碰撞荷载作用下的面板最大侧向位移比加固前减小82.1% ~ 94.3%，初步验证其护栏抗冲击性能的可靠性。

关键词：加筋土挡墙；微型桩；碰撞荷载；护栏位移；加固机理

中图分类号：TU 443             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2017)08-2169-11

Impact resistance of road barrier of micropile-MSE wall for subgrade

ZHANG Zhichao^{1, 2}, CHEN Yumin¹, LIU Hanlong^{1, 3}, WANG Weiguo¹

(1. College of Civil & Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China;

2. Key Laboratory of Geohazard Prevention of Hilly Mountains,Ministry of Land and Resources of China, Fuzhou 350002, China;

3. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area,Chongqing University, Chongqing 400045, China)

Abstract: In order to validate and evaluate the impact resistance of road barrier of micropile-MSE wall, comparative studies were done on the impact response of the barrier before and after reinforcement with micropiles through numerical method. The results show that through the top-down reinforcement system of “barrier—connecting pieces—grade beam—micropiles—MSE—foundation”, the impact loading acted on the barrier is transferred to the MSE and foundation region from top to bottom of the MSE wall, and the grade beam along the length of road transfers the impact loading from center to two sides. Hence, the impact loading is actually supported by the whole retaining structure, which increases the impact resistance of road barrier significantly. As a result, the impact-induced displacement of barrier reduces by about 90% after reinforcement, and the maximum wall facing displacement decreases by 82.1% to 94.3% under different impact loadings, which preliminarily validates the reliability of impact resistance of road barrier of micropile-MSE wall.

Key words: MSE wall; micropile; impact loading; barrier displacement; reinforcement mechanism

为了实现公路网络的贯通，近年来我国的公路建设逐渐向地势起伏大、地质构造复杂、斜坡地段多的西部山区转移。相比于造价高昂的桥隧路基，加筋土挡墙由于具有价格低廉、施工简便、可直立砌筑、无需放坡、挖填量灵活等优点，逐渐成为了山区斜坡地带路基填筑较为可行的方案^[1]。然而，对于这类修筑于山区斜坡地带，或是在既有路基边坡侧进行土体回填以拓宽道路的公路挡土墙，回填土与原有地基或路基间的沉降差异始终是个亟待解决的难题^[2-3]，因此，以加筋土挡墙作为山区公路的路基时，需要对其回填土区域沿着天然边坡或原有路基边坡的下滑所造成的变形协调和外部稳定性破坏问题进行针对性地加固处理。此外，高等级公路的路基对变形控制的要求较高，而纯粹的加筋土挡墙作为一种柔性支挡结构，本身就会产生较大的位移^[4]，在车辆荷载的反复作用下更容易产生过大的永久变形，引起路面不均匀沉降，造成线路不平顺，严重影响车辆的运行，因而需要对加筋土的柔性变形加固控制。再者，对于一个完整的公路加筋土挡墙系统，不仅应包括构成普通加筋土挡墙所需的各个组成部件，而且应包含修筑于墙顶的公路护栏设施。因此，交通事故中的护栏损毁也就成为了公路加筋土挡墙系统研究中一个不容忽视的问题。统计资料显示，在事发于高速公路以及普通干线公路的交通事故中，分别有30%以及45%是因为车辆撞毁公路护栏，进而越出道路所导致的，由此引发的特大、重大恶性交通事故可达交通事故总量的62%以上^[5]，尤其是在西部山区，公路护栏外侧往往就是悬崖峭壁、万丈深渊，在此发生车祸、碰撞时，一旦造成护栏破坏，极易导致车辆坠落悬崖、车毁人亡的严重后果，因此，对护栏安全系数要求较高，有必要在危险路段采取特别的护栏加固手段。对护栏防撞问题的研究，主要有试验和数值模拟2个方面，鉴于试验成本太高，试验车辆和护栏大多无法重复利用，数值模拟便成为一个较为经济可行的解决方案。我国众多科研院校和单位都对护栏碰撞的仿真开展了广泛而深入的研究^[6-7]。KIM^[8]利用LS-DYNA^[9]大变形有限元程序建立车辆和公路挡土墙的有限元模型，对不同车速碰撞下的护栏位移进行数值模拟，其研究结果认为宜采用44.5 kN的等效静荷载作为该公路挡土墙中的护栏以及其下基础底板系统的设计荷载。MILLER等^[10]利用 LS-DYNA很好地模拟了重型车和轻型车对护栏的高速碰撞问题，因此，建议将这种计算机仿真技术更广泛地应用于道路安全性能的研究中。这些研究成果在一定程度上为LS-DYNA计算程序在护栏碰撞模拟方面的可靠性提供了有力的证明。需特别指出的是，目前的公路护栏防撞措施研究，一般都只是针对护栏本身及其基础底板等局部设施展开^[11-12]，属于一个相对独立的分支。因此，如果能够巧妙地借用公路加筋土挡墙的结构本身对公路护栏进行加固处理，将会给人民群众的生命财产安全带来巨大保障，同时也从经济性的角度为道路安全设施的研究和改善提供一定的指导。PIERSON等^[13-14]通过试验手段验证了在加筋回填土中设置桩基础、增强结构水平承载性能的可行性，而微型桩的桩径仅为100~300 mm，与普通桩基础相比，施工更为简便，桩身对筋材的损伤更小，因而在加筋土中设置微型桩具有更高的可操作性。因此，在综合考虑山区陡峭地段施工不便、放坡空间不足、挖填量受限、支挡结构形式复杂、受力多样化等问题，并参考锚杆抗滑桩加固机理^[15]的基础上，本文作者开发了一种“微型桩-加筋土挡墙”路基结构，而后利用LS-DYNA数值计算手段，对加固前后加筋土挡墙的护栏碰撞动力响应进行对比分析，以验证所提出的新型路基结构公路护栏抗冲击性能的可靠性，以期能够为我国西部山区的道路交通安全研究提供一个可行的方案。

1  微型桩-加筋土挡墙技术简介

微型桩-加筋土挡墙系统的示意图见图1~3。该加固系统的技术特点在于：

1) 竖直和倾斜的1对微型桩贯穿加筋回填土区域，形成一个稳固的三角形加固体系，以控制柔性加筋土的变形，以满足高等级公路对变形的要求，提高加筋土的内部稳定性。

2) 微型桩锚固进地基，增加抗滑力，以减小回填土与天然地基或原有路基的沉降差异，抑制不协调变形，提高加筋土挡墙外部稳定性。

3) 针对山区公路护栏安全系数要求高的特点，通过连接构件将公路护栏与地基梁及其下的微型桩结合，增强护栏的抗冲击能力。

4) 沿公路长度方向浇筑的地基梁将公路挡土墙各个段面上的微型桩对结合，构成纵向框架组合形式，增强加固体系的整体性。

图1  微型桩-加筋土挡墙侧视图

Fig. 1  Side view of micropile-MSE wall in mountainous area

图2  微型桩-加筋土挡墙正视图

Fig. 2  Front view of micropile-MSE wall in mountainous area

图3  微型桩-加筋土挡墙三维视图

Fig. 3  3D view of micropile-MSE wall in mountainous area

2  护栏抗冲击性能研究

如前所述，本文提出的微型桩-加筋土挡墙系统不但对公路挡土墙本身的内部稳定性和外部稳定性进行了巩固，还可将护栏的加固也考虑在内。因此，鉴于LS-DYNA在护栏碰撞动力响应方面的可行性已得到广泛论证^{[8, 10]}，本文采用LS-DYNA对微型桩-加筋土挡墙的公路护栏遭受碰撞作用下的动力响应进行数值模拟分析，并与未加固的普通加筋土挡墙对比，验证其加固效果，以期能够为我国山区公路的护栏抗冲击措施研究提供一个可行方案。

2.1  有限元模型的建立

NCHRP 350报告^[16]对公路护栏碰撞问题进行了研究，对碰撞试验中所需的护栏长度提出了一般化建议，指出对于如金属波形防护栏之类的柔性护栏，总长度一般需不小于30.00 m，而对于刚性护栏(如混凝土护栏)，试验中的总长度不小于23 m即可。本文采用的是刚性混凝土护栏，保险起见，数值模型中的护栏总长度仍取为30.00 m，如图3所示。值得注意的是，NCHRP 350报告^[16]所规定的护栏总长度考虑了碰撞试验中真实车辆行车轨迹的影响，所以，需要的护栏长度比较大，而本文仅通过对模型中部的护栏施加荷载时程曲线来模拟碰撞的效果，因此，本文选取的护栏总长度更加能够满足要求。

图4所示为加筋土挡墙有限元模型侧视图。考虑到本文并未建立实际的车辆模型，护栏具体形式对车辆变向的影响不是本文的研究重点，因此，将护栏截面简化为上底0.40 m、下底0.60 m、高度为1.00 m的等腰梯形(图4(a))。采用山区公路常用的连续性护栏布置方法^[17]，护栏与护栏之间通过连接构件相连，间隙为3.00 cm，每个护栏长度为2.97 m，共10个段面，总长度为30.00 m(图3)。

网格密度和划分形式对计算结果具有重大影响，为了削弱网格尺寸和划分形式的差异给结果对比分析带来的干扰，经过精心的安排和规划，最终划分出了一套对普通加筋土挡墙和微型桩-加筋土挡墙都适用的三维模型网格(图4所示)，加固前后的挡土墙模型的区别在于：前者中的桩孔用土体材料填充，以表示不含微型桩的工况(图4(a))，而后者中的桩孔则用混凝土材料填充(图4(b))。通过这样一套基本无差别的网格划分和设计，以期在对比分析中能够消除网格差异给结果可比性带来的影响，真正做到无干扰地分析微型桩的加固作用。

模型的具体尺寸见图4(b)。加筋回填土区域高度为6.00 m，土工格栅间距0.50 m，共有12层回填土，简化建模起见，微型桩采用方形截面桩，桩径为0.27 m，大致满足一般微型桩桩径为0.10~0.30 m的要求，锚固深度为2.50 m，桩间距为3.00 m，竖直与倾斜微型桩的夹角为30°。

微型桩-加筋土挡墙的特征之一在于护栏通过连接构件与混凝土地基梁和微型桩相连，以期增强护栏的抗冲击能力。为了验证这一措施的效果，普通加筋土挡墙的护栏通过连接构件与弹塑性加筋土相连，在加筋土中锚固深度0.50 m，嵌入护栏内0.50 m(图4(a))；而微型桩-加筋土挡墙的护栏则通过连接构件与地基梁和微型桩相连(图4(b))。

2.2  单元类型

有限元模型中的土体、微型桩、护栏和地基梁均采用8节点常应力实体单元划分；面板采用壳单元划分，厚度为10.00 cm；土工格栅采用膜单元划分，厚度为2.00 mm，只有抗拉刚度而没有抗弯和抗压强度。连接构件是直径为32 mm的螺纹钢，采用梁单元划分。

值得注意的是，采用分离式有限元对加筋土建模，在建模时需将膜单元和壳单元的厚度也考虑其中，为面板和筋材预留出空间，否则会引起材料之间的初始穿透，造成计算错误。

2.3  接触和连接方式

混凝土材料(面板，护栏，地基梁和微型桩)与土体之间、土体与土工格栅之间采用摩擦接触，摩擦因数0.56^[18]。微型桩与地基梁之间采用黏结接触来表示混凝土的胶结作用。为了模拟回填土与天然地基土体良好融合的工况，二者之间采用黏结接触关系，使回填土与地基土体之间保持连续性^[18]。

简化起见，护栏与连接构件之间、连接构件与地基梁之间为完全固接，采用LS-DYNA中的*Constrained_Lagrange_In_Solid技术，可方便地模拟梁单元与实体单元之间的锚固关系。

图4 加筋土挡墙有限元模型侧视图

Fig. 4  Side view of MSE wall models

2.4  边界条件

模型底部采用三向位移约束，轴向两侧和左右两侧采用法向位移约束。一般情况下认为：如果模型边界取得足够远，轴向两侧可施加三向位移约束。但本文在模型轴向两侧仍使用法向位移约束，因此，在土体变形方面，本文的计算将偏于保守。

2.5  荷载的施加

在挡土墙的自重静力荷载施加完毕后，对公路护栏施加如图5所示的碰撞荷载时程曲线。

文献[19]采用质量为1 950 kg的汽车进行了护栏碰撞实验，根据高速摄像的结果，估计碰撞作用时间为0.10 s，并基于动量守恒定律FΔt=mΔv，通过汽车碰撞速度计算出大致的碰撞荷载F。文献[8]中将车辆碰撞荷载简化为三角形荷载时程曲线。根据文献[8, 19]中研究结果，本文数值模拟中也采用质量为1 950 kg的汽车碰撞所产生的荷载。在充分考虑不同碰撞速度的影响的基础上，本文所采用的碰撞速度分别为6，12，18，24和30 m/s，即分别为21.6，43.2，64.8，86.4和108 km/h，碰撞时间取为0.10 s，根据动量守恒定律计算得出的碰撞荷载峰值分别约为120，240，360，480和600 kN，碰撞荷载时程曲线如图5所示。

图5  护栏的碰撞荷载曲线

Fig. 5  Impact loading curves on barrier

在遭受车辆碰撞时，护栏之间的连接处为薄弱点，因此，将碰撞荷载作用于模型中部2个护栏的连接处，碰撞角度(速度方向与护栏长度方向的夹角)分别为90°(正面碰撞)和20°(斜碰撞)，如图6所示。由于荷载需要施加在节点上，受模型网格划分的限制，碰撞荷载的作用面积(长×宽)为0.34 m×0.60 m。

图6 施加碰撞荷载的护栏及作用角度和面积

Fig. 6  Barrier under impact and loading angle and area

2.6  材料的本构模型和参数

2.6.1  回填土和地基土体

LS-DYNA中的地质帽盖模型^[9]是1个广义的双不变量弹塑性帽盖模型，用于模拟回填土和地基土体的力学行为。通过将该模型的塑性参数γ和β简化取0，可将其简化为带帽盖的Drucker-Prager模型^[20]，只需要用2个强度参数α和θ来表达其剪切失效强度，同时强度参数α和θ可通过经典Mohr-Coulomb准则中的黏聚力c和摩擦角φ转换。

1) 剪切模量G和体积模量K。土体的弹性特征随着初始应力水平的增加而增强。为了体现这一特性，回填土的剪切模量G和体积模量K也随着填筑深度的变化而变化，取值分别为G=16~48 MPa，K=7~22 MPa，泊松比n保持为0.3。

2) 帽盖参数X₀。帽盖参数X₀的实际物理意义为土体在发生塑性体积变形之前所能够承受静水压力。考虑到原位土体即使在很小的应力加载下也会发生塑性变形，回填土的帽盖参数X₀选取的原则为使得土体在自重下稳定后达到这样一种状态：土体在加载下将立即发生塑性变形，进入塑性状态，而在卸载下则会回到弹性状态。基于此，土体帽盖参数X₀取值为土体在初始自重应力作用下产生的I₁，即土体平均应力σ_mean的3倍：

X₀=3σ_mean                                 (1)

经数值模拟试算后发现，对于本文填土高度为6 m、包含12层回填土的加筋土挡墙模型，实际土体平均应力σ_mean从回填土顶部至底部为10~80 kPa，因此，回填土的参数X₀取值为随墙高从30~240 kPa呈线性变化(见表1)。值得注意的是，由于几何模型的变化(如增加了微型桩)和土工格栅约束等影响，不同位置的土体平均应力σ_mean也会有所不同，X₀=30~240 kPa可能无法精确地满足每个土体单元的应力状态，但本文旨在通过这样一种变化的帽盖参数和土体模量取值来表征土体弹性特征随初始应力水平的增大而增强。

根据NCHRP Report 556^[21]关于加筋土挡墙的土体参数研究，回填土和地基土参数取值见表1。

表1  Geologic cap Model土体材料参数

Table 1  Parameters of Geologic cap model for soil

3.6.2  土工格栅

采用LS-DYNA中的Plastic-Kinematic双线性硬化模型来模拟经编涤纶土工格栅(polyester (PET) geogrid)^[18]，土工格栅厚度为2 mm，参照LEE^[18]对PET土工格栅材料属性的研究，所采用的材料参数如表2所示。其中：σ_y为屈服强度；E为弹性模量；E_t为屈服后的切线模量。

2.6.3  混凝土材料

所有混凝土材料，如面板、护栏、地基梁和微型桩采用线弹性本构来模拟，主要参数如下：弹性模量为25 GPa, 泊松比为0.2，密度为2 500 kg/m³。

2.6.4  连接构件

护栏与护栏之间、护栏与地基梁之间的连接构件为d32 mm的螺纹钢，采用梁单元模拟，用线弹性本构模型来描述，主要参数为：弹性模量210 GPa, 泊松比0.3，密度7 800 kg/m³。

表2  土工格栅材料参数

Table 2  Parameters of geogrid

2.7  结果分析与比较

需要指出的是，在斜坡地带修筑加筋土挡墙时一般需对坡面清表，去除浮土，进行台阶开挖等，而为了简化起见，本文的计算模型采用平整的边坡，因此，是在最为不利的斜坡工况下比较微型桩加固前后的响应。

2.7.1  挡土墙护栏变形

在挡土墙在自重作用下稳定后，对公路护栏施加如图5所示的碰撞荷载时程曲线。本文仅给出了车速为108 km/h(碰撞荷载峰值为600 kN)的正面碰撞作用下，挡土墙在t=0.20 s时的包括自重作用在内的累积位移对比结果，如图7所示。

由图7(a)可以看出：普通加筋土挡墙的护栏产生了剧烈的位移，变形从碰撞作用点开始逐渐向左右两侧的护栏扩展，使得护栏发生了倾覆的趋势；而通过线弹性的微型桩和地基梁的加固作用，微型桩-加筋土挡墙中的护栏变形则要小得多(图7(b))，同时，碰撞点的位移与其他位置相比，差别相对较小，云图显示也较为均匀。

斜20°碰撞的护栏位移也存在相似的变化规律，只是幅值较正面碰撞更小，且护栏出现了不对称的变形。

图7  600 kN正面碰撞荷载下t=0.20 s时的变形

Fig. 7  Displacement contours under front impact loading of 600 kN

2.7.2  碰撞荷载导致的护栏水平位移

图8所示为不同碰撞荷载所导致的护栏峰值和残余(碰撞荷载过后、变形恢复稳定状态)侧向位移的变化，其中图例中的“桩”指的是“微型桩-加筋土挡墙”，而“无桩”指的是“普通加筋土挡墙”。

由图8可以发现：在不同幅值的正面碰撞荷载作用下，普通加筋土挡墙的护栏峰值位移为17.60~46.50 cm，碰撞荷载过后、变形恢复稳定状态的残余位移为12.00~36.00 cm，而微型桩-加筋土挡墙的护栏峰值位移为0.6~4.7 cm，残余位移为0.27~2.90 cm；在斜20°碰撞荷载作用下，普通加筋土挡墙护栏的峰值位移为5.10~25.10 cm，残余位移为3.50~14.60 cm，而微型桩-加筋土挡墙护栏的峰值位移为0.28~1.75 cm，残余位移为0.08~0.70 cm。大体上加固后的护栏位移可减小约90%。由数据对比和图示可以清楚地发现微型桩的加固效果，加固后的护栏在碰撞荷载作用下的位移相对变得很小。

图8  护栏峰值侧向位移和残余侧向位移对比

Fig. 8  Comparison of barrier lateral displacement induced by different impact loadings

这说明巧妙地运用挡土墙的结构设计方案，充分地发挥了微型桩的使用功能，通过“护栏—连接构件—地基梁—微型桩—加筋回填土—地基”这一自上而下的加固体系，从受力机制上相当于大大提高了护栏的锚固深度，利用微型桩将作用在护栏上的碰撞荷载传递到加筋土区域乃至地基内部，因而能够显著地增强护栏的抗冲击能力。而以往的护栏抗冲击设计和加固手段研究，一般只是针对护栏本身及其基础底板等局部设施展开^[11-12]，所利用的防护范围较为有限。因此，本文提出的微型桩-加筋土挡墙系统在护栏抗冲击设计方面值得借鉴和推广应用。

2.7.3  面板残余侧向位移

不同幅值正面碰撞荷载所导致的挡土墙面板残余侧向位移分布如图9所示。普通加筋土挡墙面板中下部的位移与微型桩加固后相比，相差并不大，但其面板位移在顶部剧烈集中(图9(a))；而对于微型桩-加筋土挡墙，面板位移表现出由上而下逐渐减小的趋势，变化较为缓慢，幅值也较小得多(图9(b))，在120~600 kN的碰撞荷载作用下，加固前的面板最大侧向位移分别为4.40，8.60，12.30，14.80和17.30 cm，而加固后则分别为0.25，0.67，1.26，2.10和3.10 cm，最大侧向位移可减小82.1%~94.3%。这说明微型桩能够有效地将护栏受到的碰撞荷载自上而下地传递到整个挡土墙结构中，通过整体结构来分担荷载，进而防止面板发生局部破坏。

由此可见：纯粹的加筋土结构具有较大的柔性，在碰撞、冲击等强烈的瞬态荷载作用下，往往无法保证对结构变形的有效控制，这对公路加筋土挡墙这类对变形要求较高的支挡结构来说尤为不利。而利用较为刚性的微型桩和地基梁，将瞬态荷载均匀地传递和分散到更大的土体区域，能够有效地避免结构因局部变形过大而破坏或失去正常使用功能。

2.7.4  筋材应变云图

图10~11所示为在自重及速度为108 km/h的正面碰撞下筋材等效应变云图，应变尺度均为0.03。由图10可以看出：在自重作用下，2种挡土墙的土工格栅应变相差并不大，最大应变ε_max分别为2.60%和2.48%，都位于最底层筋材与面板的连接处。而冲击荷载过后，普通加筋土挡墙的土工格栅最大残余应变为5.9%(图11(a))，且荷载作用点附近出现了大面积的高应变区域，逐渐向四周蔓延。这说明在冲击荷载作用下，顶层的土工格栅最有可能发生失效、断裂，从而造成挡土墙的局部破坏和失稳；而微型桩-加筋土挡墙的土工格栅应变在冲击荷载作用的整个过程中都没有明显的变化(图11(b))，说明微型桩能够有效、均匀地传递冲击荷载，避免土工格栅局部集中受荷，防止其在护栏受碰撞冲击时遭受破坏。

图9  不同幅值正面碰撞荷载导致的面板残余侧向位移

Fig. 9  Lateral displacement of residual wall facing induced by different front impact loadings

2.7.5  微型桩工作机理

桩身受力直接反映了碰撞荷载作用下微型桩-加筋土挡墙中的荷载传递情况，有助于对微型桩工作状况进行研究，探明加固效果及机理。因此，选取受碰撞荷载作用的护栏其下一对竖直和倾斜微型桩进行桩身受力分析。

图12所示为微型桩-加筋土挡墙中，峰值600 kN的正面碰撞荷载所导致的竖直和倾斜微型桩的弯矩变化。碰撞荷载引起的竖直桩身弯矩峰值为111.8 kN·m，而倾斜桩身弯矩峰值为165.3 kN·m，变化幅值更大，因此，对于护栏抗冲击设计，更应着重加强倾斜微型桩的配筋。

图10  自重作用下土工格栅应变云图

Fig. 10  Strain contour of geogrid under gravity

图11  自重作用下土工格栅应变云图

Fig. 11  Strain contour of geogrid under gravity

图12  峰值600 kN碰撞荷载下的桩身弯矩增量

Fig. 12  Bending moment of piles induced by 600 kN impact loading

竖直与倾斜桩的桩身弯矩增量表现出了大致相同的变化规律。由于桩顶受到地基梁的约束，且靠近碰撞荷载作用点，弯矩变化较小，随着埋深的增加，弯矩增量迅速增大后，随即又减小，进而出现反弯点，随后弯矩增量曲线呈抛物线分布，在距离桩顶3.00 m左右达到最大值后再次减小，并在回填土与地基交界面附近出现第2个反弯点；在地基内，竖直微型桩的桩身弯矩变化较小，而倾斜微型桩则还存在一定程度的波动。碰撞荷载作用过后(也即变形恢复稳定状态后)，各桩弯矩增量都明显降低。

由此可见：在护栏受到碰撞荷载作用时(t=0.10 s)，微型桩的桩身弯矩增量最大值并不在碰撞荷载所作用的桩顶附近，而是在距离桩顶3.00 m左右的加筋回填土区域内，这在桩身设计时需引起注意。图13所示为峰值600 kN的正面碰撞荷载所引起的桩身轴力变化。其中拉为正，压为负。从图13可以看出：在碰撞荷载作用下，竖直微型桩主要受压，而倾斜微型桩则主要受拉，桩身轴力变化最大位置大约距离桩顶3 m处；碰撞荷载作用过后(也即变形恢复稳定状态后)，各桩轴力增量都明显降低，倾斜微型桩轴力增量甚至接近0 kN。

通过碰撞荷载导致的桩身受力变化可以发现，将竖直和倾斜的一对具有一定抗弯剪强度的微型桩从路面穿过柔性的加筋土区域，锚固进地基，并在桩顶浇筑地基梁，通过连接构件将公路护栏与地基梁及微型桩相连，形成“护栏—连接构件—地基梁—微型桩—加筋土—地基”这一自上而下的加固体系，能够有效地通过微型桩将护栏受到的碰撞荷载自上而下地传递到整个挡土墙体系中，利用整体结构来较为均匀地分担荷载，因而能够有效地减小护栏位移，防止挡土墙发生局部破坏。在这其中，较为刚性的微型桩在柔性的加筋土结构中发挥了荷载传递的作用，避免了局部加筋土受力集中而发生破坏。

图13  峰值600 kN碰撞荷载下的桩身轴力增量(压力为负)

Fig. 13  Axial force of piles induced by 600 kN impact loading

2.7.6  地基梁工作机理

微型桩-加筋土挡墙中的地基梁不但在桩顶将竖直和倾斜的1对微型桩相连，还将挡土墙各个段面上的微型桩结合，构成纵向框架组合形式。因而有必要分析地基梁在碰撞荷载作用下的受力情况，以便探明加固机理。

图14所示为峰值600 kN正面碰撞荷载作用下微型桩-加筋土挡墙中地基梁的弯矩变化。由图14可以发现：在碰撞荷载作用时(t=0.10 s)，地基梁的弯矩在荷载作用点处达到最大值(230.7 kN·m)，地基梁的弯曲方向与荷载作用方向相同，随着与荷载作用点的距离不断增加，弯矩逐渐下降，并出现一定反弯矩，而后逐渐趋于0 kN·m。碰撞荷载作用过后的弯矩曲线也大致相同，只是幅值小得多。

图15所示为正面碰撞荷载作用前后地基梁的变形图。由图15可见：地基梁的变形在荷载作用点达到最大，而后沿着作用点两侧逐步减小，变化较缓和，主要影响范围为作用点附近的4个护栏，因而可以避免护栏单独受力而产生剧烈位移。

因此，通过沿公路长度方向浇筑地基梁，不但将竖直与倾斜微型桩在桩顶相连，使得竖直与倾斜微型桩能够协同工作，将碰撞荷载自上而下地传递到加筋土及地基更深处，而且能够将各个微型桩段面构成纵向框架组合形式，使得地基梁沿着公路长度方向，将碰撞荷载从作用点向两侧分散传递，因而能够有效地减小护栏位移。

图14  峰值600 kN正面碰撞荷载下的地基梁弯矩增量

Fig. 14  Bending moment of grade beam induced by 600 kN front impact loading

图15  正面碰撞荷载作用前后地基梁的变形图

Fig. 15  Deformation of grade beam before and after front impact

3  结论

1) 微型桩-加筋土挡墙系统通过“护栏—连接构件—地基梁—微型桩—加筋土—地基”这一从上到下的加固体系，从受力机制上相当于大大增加了护栏的锚固深度，将作用在护栏上的碰撞荷载自上而下地传递到加筋土及地基内部，而沿公路长度方向浇筑的地基梁则将荷载从作用点向两侧分散传递，利用整体结构来分担荷载，因而显著地增强了护栏的抗冲击能力，可减小约90%的护栏碰撞位移。

2) 对于本文的算例，在碰撞荷载作用下，微型桩-加筋土挡墙中桩身弯矩和轴力增量最大的位置大约都在距桩顶3.00 m处，且倾斜微型桩的受力变化比竖直微型桩更显著。因此，对于微型桩-加筋土挡墙系统中的护栏抗冲击设计，应着重加强这些桩身受力关键位置以及倾斜微型桩的配筋。

3) 微型桩的加固令不同碰撞荷载作用下的面板最大侧向位移减小82.1%~94.3%，并使得面板变形从顶部剧烈集中，转变为自上而下逐渐减小，说明微型桩能够有效地将护栏受到的碰撞荷载自上而下地传递到整个挡土墙结构中，通过整体结构较为均匀地分担荷载，防止加筋土挡墙面板发生破坏。

4) 以往的公路护栏抗冲击加固措施研究，一般都只是针对护栏本身及其基础底板等局部设施展开，属于一个相对独立的分支，而本文提出的微型桩-加筋土挡墙系统，巧妙地借用挡土墙结构本身的加固措施，将公路护栏的抗冲击性能也考虑其中，一举多得，能够更有效地保障道路交通安全，适合在路况复杂、车祸频发的我国西部山区推广应用，也为道路安全设施的研究和改善提供了新的思路。

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(编辑  陈爱华)

收稿日期：2016-10-19；修回日期：2016-12-28

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51609040，51379067，51679072)；福建省自然科学基金资助项目(2016J05112)；国家自然科学基金重点国际(地区)合作研究项目(51420105013)(Projects (51609040, 51379067, 51679072) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (2016J05112) supported by the Natural Science Foundation of Fujian Province; Project (51420105013) supported by the Funds for International Cooperation and Exchange of the National Natural Science Foundation of China)

通信作者：张智超，博士，工程师，从事边坡和挡土墙研究；E-mail：zhangzhichao0704@126.com