数值计算防渗墙体应力与变形

1）计算参数及网格划分

采用ANSYS WORKBENCH进行有限元分析。根据室内试验数据、模型内砂土及防渗墙的相关参数，见表7.3。

表7.3　模型填筑土体及防渗墙力学参数

考虑模型填土为砂土，且防渗墙的无侧限抗压强度远大于其抗拉强度，因此，选用Drucker-Prager模型对防渗墙进行有限元数值分析。

以实体模型的尺寸为基准，不考虑土体填筑过程中引起的土体应力和性状的改变，假定防渗墙与土体的变形相协调，即交界面无滑移，为考虑墙-土接触面单元特性，交界面设置接触面为摩擦接触，摩擦系数设为0.5。该模型三维有限元网格划分精细模型如图7.20所示，单元以8节点6面体等参单元为主。底部为固定约束，四周为垂直于边界的水平约束。

2）计算结果

（1）水平位移分析

该模型防渗墙总变形云图如图7.21所示，6个测斜管对应位置处的位移计算结果如图7.22所示。

图7.20　三维有限元计算分析的模型网格

图7.21　防渗墙总变形云图

图7.22　不同位移管处墙体水平位移

由此看出，防渗墙在底部固定的情况下，随着高度增加水平位移在不断增大，其最大水平位移为2.85 mm。位移增加比例与墙高呈线性比例，这是因为防渗墙上部使用砂土堆填从而使土压力分布较为均匀。3号管靠近墙体交界处，由于两面防渗墙的共同作用，导致3号管最大位移小于2号管。墙体水平位移分布从下至上逐渐集中，最大位移偏向防渗墙交点处。取1号管的水平位移与实测值做对比，水平位移变化如图7.23所示。

由图7.23可知，计算值与实测值有相近的变化趋势，产生偏差的主要原因是数值模拟计算过程中未考虑土体本身的沉降固结对墙体产生的负摩擦力，这种负摩擦力与土压力相互作用，减小了实体模型在水平方向上的位移。墙体极限应变约为0.4%，远低于聚乙烯醇改性膨润土浆材的极限应变（约为5%）。

（2）应力分析

对防渗墙体应力分析以南侧墙体为例，其墙体所受应力分布云图如图7.24所示，将南侧墙体GXR型振弦式钢筋计简化为1号测斜管位置应力，对比云图于实测值，其变化趋势如图7.25所示。

图7.23　1号管的水平位移与实测值

图7.24　南侧墙体所受应力分布云图

图7.25　1号测斜管位置应力变化趋势

从图7.25可知，防渗墙所受应力最小值为0.08 MPa，最大值为0.17 MPa。在墙高0～0.75 m处应力呈下降趋势，在墙高0.75～2 m处应力呈上升趋势，防渗墙总体应力实测值与计算值趋势吻合。改性膨润土防渗墙的弹性模量较小，与周围土体的弹性模量较为接近，因此，能够很好地与周围土体变形相协调，从而减少墙体在使用过程中出现开裂的可能。

（3）应变分析

对防渗墙体应变分析以南侧墙体为例，其墙体所受应力分布云图如图7.26所示，将南侧墙体DBS型振弦式混凝土应变计简化为1号测斜管位置应变，对比云图和实测值，其变化趋势如图7.27所示。

图7.26　南侧墙体应变云图

图7.27　1号测斜管位置应力变化趋势

由于防渗墙应变小于DBS型振弦式混凝土应变计的测量精度，因此防渗墙应变无法用计算值与实测值对比分析。从计算值变化趋势可以看出，墙体应变在墙高0.6 m处出现极值，最小值为0.2%；在防渗墙顶出现最大值，其值为0.44%，相对防渗墙厚度而言，应变极小，远小于PBFC浆材试块的极限应变值5%。由应变分析可以看出，PBFC浆材制作的防渗墙在受到土压力时产生的应变极小，即墙体裂缝发展极小。这种特性可使得防渗墙在实际应用中有效防止垃圾渗滤液透过墙体的裂缝污染周边环境。

3）水位变化对比分析

在模型防渗墙内加水，以模拟垃圾填埋场有垃圾填埋时的使用情况。分别在防渗墙区域内添加水至高度为1 m和2 m，分析墙体的水平位移。

（1）水位高度为1 m

在防渗墙内加水至高度为1 m时，防渗墙总变形情况如图7.28所示，不同测斜管位置处水平位移如图7.29所示。在防渗墙内加水至1 m高度时，防渗墙水平位移总体趋势仍呈线性变化，最大水平位移为2.85 mm。由对比可知，在防渗墙内部加入水至高度1 m后，墙体水平位移随墙高的增加而增加的趋势变缓。取1号测斜管位置的未加水水平位移计算值、1 m水位时水平位移计算值、1 m水位时水平位移实测值进行对比，具体情况如图7.30所示。(www.xing528.com)

图7.28　水位1 m时防渗墙总变形

图7.29　1 m水位时不同测斜管位置的水平位移

在防渗墙内加水至1 m高度后，在高度1 m以下防渗墙水平计算值小于未加水时的计算值，但减小幅度不明显。这是因为防渗墙内部预留空间较小，所加水量不大，且水的比重远小于防渗墙外侧所堆填砂土的比重。在墙高1～2 m处水平位移随墙高增加而增大的增速变大，最终加水后最大水平位移与未加水时相近。

（2）水位高度2 m

在防渗墙内加水至高度为2 m时，防渗墙总变形情况如图7.31所示，不同测斜管位置处水平位移如图7.32所示。

图7.30　不同情况下1号测斜管位置的水平位移

图7.31　水位2 m时防渗墙总变形

图7.32　2 m水位时不同测斜管位置水平位移

当防渗墙内水位增至2 m时，防渗墙最大水平位移为2.48 mm，小于未加水状态下的墙体最大水平位移。取1号测斜管位置的未加水水平位移计算值、2 m水位时水平位移计算值、2 m水位时水平位移实测值进行对比，具体情况如图7.33所示。当防渗墙内水位高度和墙高相等时，加水后的防渗墙水平位移变化趋势与未加水时变化趋势相近，呈线性比例。这是因为静水压力对防渗墙的作用方式与土压力类似，在一定程度上抵消了防渗墙外侧土压力对防渗墙的作用力，从而导致了防渗墙总体水平位移变小。

图7.33　不同情况下1号测斜管水平位移

通过对比试验发现，在防渗墙内部加水以模拟垃圾填埋状态时，填埋会对防渗墙的受力状态产生一定的影响，但影响较小。防渗墙在加水过程中并未出现明显的应力集中或应力突变现象，说明PBFC浆材制作的防渗墙具有良好的协调变形能力。

4）砂土堆填对比分析

为分析不同土压力下防渗墙水平位移变化，分别将防渗墙墙体南侧堆填土高度降至1 m和墙体东侧堆填土高度降至1 m，分析其对墙体水平位移的影响。具体分析如下：

（1）南侧堆土下降1 m

将防渗墙南侧堆填砂土高度调整为1 m，其他情况与原始状态相同，防渗墙总变形情况如图7.34所示，不同测斜管位置处水平位移如图7.35所示。

图7.34　南侧堆土1 m时墙体变形云图

图7.35　南侧堆土1 m时不同测斜管位置的水平位移

当将防渗墙墙体南侧堆填砂土的高度调整为1 m时，墙体最大变形为0.41 mm。取1号测斜管位置的原始状态水平位移计算值、南侧堆土1 m时水平位移计算值、南侧堆土1 m时水平位移实测值进行对比，具体情况如图7.36所示。

图7.36　不同情况下1号测斜管位置的水平位移

由分析可知，1号位移管的位移数据在填土高度降低后有了明显下降，在防渗墙南侧填土为1 m后，1号位移管位置处墙体水平位移计算值接近0，这是因为计算模型中墙体底部为固定约束，在堆填土体高度下降后，土压力对墙体的作用力降到非常低的水平，导致墙体水平位移很小。

（2）东侧堆土下降1 m

将防渗墙东侧堆填砂土高度调整为1 m，其他情况与原始状态相同，防渗墙总变形情况如图7.37所示，不同测斜管位置处水平位移如图7.38所示。

当把防渗墙墙体东侧堆填砂土高度调整为1 m时，墙体最大变形为1.18 mm。取1号测斜管位置的原始状态水平位移计算值、东侧堆土1 m时水平位移计算值、东侧堆土1 m时水平位移实测值进行对比，具体情况如图7.39所示。

图7.37　东侧堆土1 m时墙体变形云图

图7.38　东侧堆土1 m时不同测斜管位置的水平位移

图7.39　不同情况下1号测斜管位置的水平位移

由以上图示可知，1号位移管的位移数据随着东侧填土高度降低而减小，但下降幅度不明显，主要因为1号位移管所在位置受力单元为南侧填土，东侧填土高度的下降对其影响较小。实测数据与分析数据有一定吻合性，说明计算结果具有合理性。