雙面加筋土高擋墻的側(cè)向土壓力分布試驗研究

李碧雄，石宇翔，劉先鋒，曹 進

(四川大學(xué) 建筑環(huán)境學(xué)院土木系，成都 610065)

在確定加筋土擋墻加筋體土壓力系數(shù)時，《公路加筋土工程設(shè)計規(guī)范》(JTJ015—1991)［1］(以下簡稱《規(guī)范》)主要依據(jù)12 m以下?lián)鯄Φ慕?jīng)驗來編制，試驗資料非常有限。近年來，隨著加筋土擋墻在土木工程、水利工程、環(huán)境工程等領(lǐng)域越來越廣泛的應(yīng)用，特別是高大加筋土擋墻的修建越來越多［2］，高大加筋土擋墻的破壞模式、受力機理和設(shè)計方法引起廣大科研工作者的興趣［3－7］。陳群［8］、楊廣慶［9］、王祥等［10－11］對加筋土擋墻進行了原型觀測，杜鴻梁等［12］在包裹式擋墻的離心模型試驗中，發(fā)現(xiàn)包裹面內(nèi)的實測土壓力值大于朗肯主動土壓力，土壓力最大值位于墻高中部。以上試驗對象均屬高度較小的加筋擋土墻。加筋土擋墻墻背土壓力分布情況是擋墻配筋計算和面板選用的重要依據(jù)，也是了解加筋效果和加筋土擋墻工作機理的一條重要途徑。本文根據(jù)離心模擬試驗測得的加筋土高擋墻面板側(cè)向土壓力分布情況，結(jié)合現(xiàn)場測試成果，研究墻背側(cè)向土壓力分布規(guī)律。

1 離心模擬實驗概況

土工離心機采用離心力來增大自重應(yīng)力，使其達到原型應(yīng)力水平，并采用與原型相同物理力學(xué)參數(shù)的材料制造模型。因此，能正確模擬結(jié)構(gòu)及地基的重力場;能重現(xiàn)土與結(jié)構(gòu)相互作用的特性;能在較短的時間內(nèi)使模型的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)、模型破壞過程和破壞條件清晰地展現(xiàn)出來。

圖1 壓力橫梁幾何模型

本試驗采用甘肅定西地區(qū)的黃土作為試驗?zāi)Ｐ偷奶钔痢８鶕?jù)黃土的物理力學(xué)特性試驗，控制填土干容重γd=18．00 kN/m3，含水量ω =12．5%。天然地基土干容重γd=11．8 kN/m3，含水量ω=10．56%?，F(xiàn)場采用寬1 m的六邊形混凝土面板，厚0．2 m。擋墻的截面尺寸及擬定的加筋體穩(wěn)定區(qū)和活動區(qū)的分界面如圖1所示。按離心運轉(zhuǎn)加速度n=150g(其中，n為離心加速度倍數(shù)，g為重力加速度)進行離心相似模擬設(shè)計。拉筋的截面Ai和長度Li按《規(guī)范》規(guī)定的計算方法確定。

本次研究共作了6個模型的試驗，在四川大學(xué)25－gt土工離心機上進行。模型J1上部擋墻的筋帶數(shù)量采用《規(guī)范》規(guī)定的土壓力分布形式確定，即其土壓力分布系數(shù)Ki為:

式中，Ki為加筋體內(nèi)深度為Zi處的土壓力系數(shù);Zi為第i層筋帶至加筋體頂面的垂直距離(m)靜止土壓力系數(shù)為土的內(nèi)摩擦角;Ka為主動土壓力系數(shù)，Ka=tan2(45°－Ф/2)。考慮錯臺的影響，將上部擋墻的自重對下部的作用按一定擴散角進行擴散，即假定上下?lián)鯄唤缑嫔系拇怪蓖翂毫ρ負鯄挾确较蚍植季鶆?，且擴散應(yīng)力對墻背土應(yīng)力和拉筋錨固作用均有影響。模型J2與模型J1一樣，上部擋墻的自重按一定擴散角作用于下部擋墻，但假設(shè)其擴散范圍僅在主動區(qū)范圍內(nèi)，認為擴散應(yīng)力對下部擋墻的側(cè)向土壓力無影響，僅能對拉筋的拔出起到約束作用。模型J3計算擴大部分擋墻加筋數(shù)量時則沒有考慮上部擋墻的作用。模型J4的配筋截面計算與模型J1相同，但拉筋的錨固長度取計算所需值的3倍。模型J5和J6的土壓力分布與規(guī)范規(guī)定一致，不考慮錯臺的影響。

加筋材料采用有紡合成纖維布模擬現(xiàn)場聚丙烯塑料帶。模型的幾何尺寸按確定，Lp為現(xiàn)場原型尺寸。根據(jù)模型與原型拉筋兩結(jié)點之間的面板側(cè)向位移量的相似性，模型面板厚度tm為:

式中，tp為原型面板的厚度;Ep為原型面板的彈性模量;Em為模型面板的彈性模量。

根據(jù)相似性分析計算結(jié)果，使用tm=0．7 mm的鍍鋅鐵皮模擬混凝土面板。模型分6層制作，每層面板內(nèi)側(cè)放置一個側(cè)向土壓力傳感器。關(guān)于模型設(shè)計及測試系統(tǒng)的布置情況參見文獻［13］。

2 實驗結(jié)果及分析

2．1 離心模擬試驗測定的土壓力分布

逐級提高離心運轉(zhuǎn)加速度至150g，即進行設(shè)計工況下的試驗，模擬33 m高擋墻施工完畢運行一段時間后的擋墻性態(tài)。然后又逐級提高加速度至200g，進行現(xiàn)場44 m高擋墻的離心模擬試驗，此時擋墻內(nèi)拉筋的截面面積僅為按規(guī)范設(shè)計所需值的3/4。在此基礎(chǔ)上繼續(xù)提高加速度至250g，模擬現(xiàn)場55 m高擋墻的擋墻性態(tài)，拉筋的截面僅為設(shè)計值的3/5。離心加速度為150g時，即設(shè)計工況下，試驗測得各模型的墻背土壓力分布情況見圖2。土壓力分布大致都呈先增后減型，峰值土壓力出現(xiàn)在距墻底約1/4墻高處。擋墻上部約1/2墻高范圍內(nèi)土壓力曲線位于朗肯主動土壓力和靜止土壓力曲線之間。在峰值點以下，實測土壓力值明顯低于朗肯主動土壓力。由此可見，擋墻中拉筋和面板的相互作用顯著改變了側(cè)向土壓力分布的規(guī)律，改變的程度與加筋土結(jié)構(gòu)中拉筋的數(shù)量、分布及筋土界面特性等因素有關(guān)。

圖3為50g、100g、200g、250g時對應(yīng)的土壓力分布情況，隨著運轉(zhuǎn)加速度提高，擋墻側(cè)向變形增大，側(cè)向土壓力系數(shù)有所增大。對于一般剛性擋墻，隨著擋墻的側(cè)向變形增大，即能逐漸滿足有靜止狀態(tài)發(fā)展到主動極限平衡狀態(tài)所需要的某種程度的位移，土壓力系數(shù)應(yīng)愈來愈小。

由于加筋土擋墻是填土、拉筋和面板相互作用的一個整體，其內(nèi)部的受力情況與一般剛性擋墻有著根本的區(qū)別。1)筋條的加入起著約束土體側(cè)向位移和固定面板的作用，筋條約束作用越強，加筋效果越好，土體側(cè)向位移也應(yīng)越小，同時說明加筋土復(fù)合體的強度越高，因而作用在面板上的土壓力應(yīng)越小。實驗結(jié)果也表明，加筋數(shù)量越多，墻背側(cè)向土壓力越小。但隨著運轉(zhuǎn)加速度的提高，模型的配筋率相對降低，筋條的約束作用相對減弱，加筋復(fù)合體的強度相對降低，故出現(xiàn)變形增大，側(cè)向土壓力系數(shù)增大的現(xiàn)象。2)沿擋墻的高度方向，當各層拉筋均滿足規(guī)范要求設(shè)置時，擋墻側(cè)移越大，側(cè)向土壓力系數(shù)越小。從試驗后擋墻的變形情況［13］可看出，擋墻下部剪脹擠出，上部反而有內(nèi)收的趨勢，測試結(jié)果表明擋墻下部的土壓力系數(shù)小于上部的主動土壓力系數(shù)。3)研究表明［9］，筋條的受力變形出現(xiàn)單峰值、雙峰值和多峰值現(xiàn)象，筋條的最大拉力發(fā)生的位置一般離面板有一定的距離，由此可見，當加筋土擋墻發(fā)生滿足主動土壓力的位移條件時，面板上的側(cè)向土壓力與一般剛性擋墻墻背土壓力有區(qū)別。

需要指出的是，當離心運轉(zhuǎn)加速度達到250g時，擋墻模型已出現(xiàn)明顯的滑動破壞面［13］，大部分筋條已發(fā)生斷裂或被拔出。

圖2 模型J2、J3、J4在150g時的側(cè)向土壓力分布

圖3 模型J4在50g、100g、200g、250g的側(cè)向土壓力分布

2．2 加筋土擋墻的面板土壓力分布、配筋情況及破壞模式之間的關(guān)系

李碧雄等［14］對雙面加筋土高擋墻的破壞模式進行了試驗研究。擋墻內(nèi)的配筋情況及其相應(yīng)的破壞模式在一定程度上也可反映出土壓力的分布情況。觀察到的加筋土擋墻模型的破壞有以下幾種形式:1)模型J2擴大部分計算拉筋截面時不考慮上部擋墻自重的作用，且錨固長度僅為設(shè)計所需值的2/3，因拉筋抗拉拔能力不夠，設(shè)計工況時自重作用下下部擋墻兩側(cè)完全擠出，上部擋墻在失去支撐的情況下，當離心運轉(zhuǎn)速度進一步提高時發(fā)生垮塌破壞;2)模型J3在離心加速度大于250g時，因側(cè)向位移和沉降過大而不能滿足安全使用要求;3)在250g時模型J4下部剪脹擠出變形較大，出現(xiàn)了清晰的破裂面，上部拉筋在面板連接處拉斷。模型J3擴大部分配筋計算沒有考慮上部擋墻自重的影響，即墻底土壓力設(shè)計所用值僅為規(guī)范建議值的3/11，但試驗結(jié)果表明，在設(shè)計工況下，擋墻仍處于安全可靠狀態(tài)，說明《規(guī)范》采用的側(cè)向土壓力系數(shù)在擋墻底部偏高。模型J4拉筋抗拉的相對薄弱處在擋墻上部，隨著離心運轉(zhuǎn)加速度的提高，上部的拉筋最先拉斷，由此反映出《規(guī)范》采用的側(cè)向土壓力系數(shù)上部可能相對偏低。上述試驗結(jié)果進一步表明高擋墻的土壓力分布情況為:擋墻面板土壓力系數(shù)隨深度呈先增后減型。

3 與現(xiàn)場測試結(jié)果的比較分析

1987年在西蘭公路693k+210～440 km處，修建了一座跨越太平溝的路堤式加筋擋土擋墻。擋墻斷面最高高度為28 m，分2級建造。施工過程中，對墻面板上的水平土壓力進行了觀測［15］。觀測結(jié)果如圖4所示。墻面水平土壓力隨著填土厚度增加而呈增大趨勢，擋墻頂部側(cè)向土壓力很小。從實測數(shù)據(jù)可以看出，加筋效應(yīng)顯著的減小了壓實土對墻面的側(cè)壓力。此外觀測結(jié)果也表明，墻面水平位移越大的部位，側(cè)向土壓力降低越顯著;而在水平位移較小的部位，側(cè)向土壓力相對較大。應(yīng)指出，半干旱地區(qū)的加筋土擋墻在完建后的一定時間內(nèi)，隨著土的含水量降低，土的表觀粘聚強度增大并發(fā)生收縮變形，從而導(dǎo)致側(cè)向土壓力顯著減小。1985年歐陽仲春［16］在重慶白沙灣碼頭進行了現(xiàn)場原型試驗，擋墻高18～26 m，下部采用工業(yè)廢鋼片，其余采用特制聚丙烯塑料帶作為拉筋，墻背水平土壓力實測值見圖5。

圖4 太平溝加筋擋土墻實測土壓力分布［14］

圖5 白沙灣加筋土擋墻實測土壓力分布［15］

楊廣慶等對一座總墻高為31 m的多級臺階式高路堤加筋土擋土墻進行了現(xiàn)場原型觀測，從上至下分別為1～4級，第1級擋土墻竣工時的墻背實測土壓力基本介于靜止土壓力和主動土壓力之間，而第2、3級擋土墻墻背實測土壓力則遠小于主動土壓力。王祥等對一高6．5 m的加筋土擋墻進行了現(xiàn)場原型測試，周世良等［17］對一臺階式加筋土擋墻進行了模型試驗，試驗測得的土壓力均遠小于主動土壓力。

離心模擬實驗和大量現(xiàn)場原型測試結(jié)果均表明，土壓力實測值小于靜止土壓力，甚至小于朗肯主動土壓力，沿擋墻高度呈先增后減型。

4 土壓力分布形式的理論探討

土壓力分布規(guī)律是擋土墻設(shè)計理論的基礎(chǔ)。對于剛性墻，以古典的庫侖、朗肯理論為代表，假定土壓力呈三角形分布，目前加筋土擋墻設(shè)計就采用這種分布形式。以基坑支撐為代表的連續(xù)柔性墻，其土壓力分布呈先增后減型，按土壤性質(zhì)的不同其形式各異。對于加筋土擋墻，趙炎華［18－20］提出了塑性區(qū)配筋理論，假定土壓力上部按三角形分布，達到最大值以后，按對數(shù)螺旋線規(guī)律逐漸減小，至墻角處土壓力為零。土壓力實測資料［13］表明擋土墻上土壓力不是三角形分布形式，土壓力分布與墻體的平移和轉(zhuǎn)動情況有關(guān)，當墻的位移為繞著頂點向外轉(zhuǎn)動時，土壓力分布呈先增后減型。

本次模型試驗結(jié)果顯示，擋墻的破壞通常從墻腳開始，破壞面由緩變陡，直到與地平面垂直，破裂楔體上部的填土主要發(fā)生豎向沉降，而楔體下部發(fā)生斜向往外側(cè)的位移，即楔體繞著頂點向外向下平移和轉(zhuǎn)動。此外，研究表明，加筋土擋墻與基坑支撐結(jié)構(gòu)的受力存在某些相似之處，兩者的土壓力分布亦具一定的相似性。

大量試驗結(jié)果表明，面板上承受的側(cè)向土壓力基本小于靜止土壓力，甚至于小于朗肯主動土壓力。究其原因，有以下5個方面:

1)筋條與土壤之間的摩阻力約束了土體的側(cè)向變形，減小了土體對墻面的壓力;

2)三軸試驗結(jié)果表明，加筋能提高土體的抗剪強度，比較加筋與不加筋2種情況的抗剪強度可以看出，兩者的內(nèi)摩擦角大致相同，但加筋后土體的粘聚強度高于未加筋的土體。若基于朗肯主動土壓力進行分析，主動土壓力σa的計算式為:

式中，γz為填料容重，由(4)式可知，粘結(jié)強度c越大，σa則越小;

3)黃土在最優(yōu)含水量附近的非飽和狀態(tài)有較高的表觀粘聚強度，從而具有一定的自立高度，也是面板上側(cè)向土壓力減小的一個原因。但在滲水后表觀粘聚強度可能大幅降低;

4)由于筋條的作用，墻面板與土體聯(lián)成一個整體，從而增大了墻背和土體的摩擦，導(dǎo)致土壓力系數(shù)會相應(yīng)減小;

5)筋帶拉力沿筋帶長度分布的現(xiàn)場測試和試驗測試結(jié)果表明，拉筋的最大拉力發(fā)生在距面板一定距離處，對于柔性拉筋，拉筋最大拉力發(fā)生在潛在破壞面上，參照庫侖主動土壓力理論，分析滑動楔體(包括填土、筋帶和面板)的極限平衡和考慮墻背摩擦，可以得出加筋土擋墻面板上所承受的土壓力之和小于朗肯主動土壓力之和的結(jié)論。

從上述分析可知，筋帶、填土和面板作為一個整體形成加筋土擋墻，在分析其受力機理時應(yīng)從整體的角度進行分析，不宜片面地套用基于剛性擋墻的土壓力理論。現(xiàn)行規(guī)范所采用的加筋土擋墻面板側(cè)向土壓力分布偏于保守，尤其對于擋墻中、下部。根據(jù)面板上的側(cè)向土壓力計算拉筋數(shù)量和拉筋錨固長度亦有不合理之處。

5 結(jié)語與建議

1)填土中的拉筋能約束土體的側(cè)向變形，提高復(fù)合土體的強度，降低土體的側(cè)向壓力。

2)加筋土擋墻破壞時，楔體繞墻頂點向外向下轉(zhuǎn)動，實測土壓力分布呈先增后減型，最大值發(fā)生在距墻底1/4墻高處。擋墻上部土壓力值介于主動土壓力和靜止土壓力之間，下部土壓力基本上小于朗肯主動土壓力。

3)關(guān)于加筋土擋墻的工作機理建議基于筋帶、填土和面板的共同作用進行分析，與剛性擋墻有很大的區(qū)別。

4)關(guān)于筋帶拉力和面板側(cè)向土壓力之間的關(guān)系還需進一步研究。土體滲水濕化后的側(cè)向土壓力也需進一步研究。

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