加筋土擋墻破壞形式的離心模型試驗研究

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(1.中國水利水電科學(xué)研究院 研究生部， 北京 100044；2.空軍工程設(shè)計研究局 第一設(shè)計室，北京 100071；3.北京華水江河環(huán)境工程技術(shù)有限公司 工程技術(shù)部， 北京 100053)

1 研究背景

目前，關(guān)于加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法分為2大類：一類是極限平衡法(包含了極限狀態(tài)法)；另一類是有限單元法。其中極限平衡法簡單易行，在加筋結(jié)構(gòu)設(shè)計中應(yīng)用較多。歐美規(guī)范及我國現(xiàn)行有關(guān)加筋土的設(shè)計規(guī)范均采用了極限平衡理論來設(shè)計加筋土結(jié)構(gòu)。在加筋土的極限平衡設(shè)計理論中，有2種方法在規(guī)范中被采用：一種是雙楔體法，其中典型的是DIBT法；另一種是錨固楔體法，最有代表性的是由美國聯(lián)邦高速公路學(xué)會(FHWA)提出的DEMO法。采用這2種方法設(shè)計加筋土結(jié)構(gòu)時，將被加筋土體和所使用的加筋材料分別考慮其相應(yīng)的作用，故屬于筋土分離式的設(shè)計方法[1]。

采用筋土分離式的設(shè)計方法，在實際應(yīng)用中存在以下2個方面的問題：一是要求筋材長度隨邊坡和擋墻高度增加而增長；二是要求筋材抗拉強度隨邊坡和擋墻高度增加而增加。這2方面問題將導(dǎo)致加筋土結(jié)構(gòu)的工程成本大幅上升。而要解決上述2方面的問題，關(guān)鍵在于能否合理地確定加筋土結(jié)構(gòu)的破壞形式和確定潛在破裂面在加筋擋土墻中的確切位置，進而針對潛在破壞面以外的破裂體(主要指破裂面至擋土墻臨空面之間的滑動土體)設(shè)計出相應(yīng)的加固措施。

按現(xiàn)行的設(shè)計規(guī)范要求，加筋土結(jié)構(gòu)(主要指加筋土擋墻和加筋土邊坡)設(shè)計時，不區(qū)分加筋材料的形式和加筋材料與回填土體相互作用的效果，除采用柔性土工布加筋的加筋擋土墻破裂面確定為“朗肯破裂面”外，采用其它加筋材料時，都將加筋土擋墻的潛在破裂面確定為“0.3H”破裂面，并以此作為加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計的依據(jù)。朱海龍等研究指出：條帶狀的拉筋帶和土體只發(fā)生界面摩擦作用，同時對與條帶接觸的土體的變形產(chǎn)生約束，也對附近小范圍內(nèi)土體變形產(chǎn)生約束。變形約束的結(jié)果是條帶加筋附近范圍內(nèi)的土體強度得以提高；而網(wǎng)孔狀土工格柵水平鋪設(shè)于土體中，開孔四周的縱、橫向肋條約束了孔內(nèi)土體的變形，對這部分土體強度產(chǎn)生影響；受加筋材料孔內(nèi)土體變形約束的影響，土工格柵材料作用面兩側(cè)法向一定范圍內(nèi)的土體的變形也受到了約束[2]。由于條狀式拉筋帶和網(wǎng)格式土工格柵對土體變形約束存在著明顯差異，所以應(yīng)用網(wǎng)孔式土工格柵加筋和條式拉筋帶加筋對加筋擋土墻的破裂形式應(yīng)有所不同。本文通過幾組加筋土擋墻的離心模型試驗，探討用網(wǎng)格狀加筋材料—土工格柵加筋的加筋土擋墻的應(yīng)力和變形規(guī)律，以期發(fā)現(xiàn)土工格柵加筋土擋墻潛在破裂面的可能形式和大體位置及其變化規(guī)律，并檢驗現(xiàn)行規(guī)范確定的加筋土擋墻“朗肯破裂面”和“0.3H”破裂面適用于土工格柵加筋土擋墻的合理性。

2 加筋擋土墻破壞形式的研究成果

目前，國內(nèi)已有楊廣慶等[3]、雷勝友[4]及周世良等[5]、李國祥[6]等多位學(xué)者研究過用條式拉筋帶加筋的加筋擋土墻內(nèi)部潛在的破裂面形式，但關(guān)于采用網(wǎng)孔式土工格柵加筋的擋土墻和加筋土邊坡破壞形式研究的情況還不多見。對于條狀式拉筋帶加筋的擋土墻，多數(shù)研究成果均有一定的共性，認(rèn)為加筋擋土墻潛在破裂面基本接近“0.3H”破裂面。

王祥和徐林榮[7]研究了采用土工格柵加筋的雙級加筋土擋墻的應(yīng)力和變形后認(rèn)為，加筋擋墻的破裂面接近Rankine理論破裂面。楊廣慶等[3]研究認(rèn)為，土工格柵加筋土擋墻的破裂面在擋墻下部接近Rankine理論破裂面，在上部則與傳統(tǒng)的“0.3H”破裂面相去甚遠(yuǎn)。美國學(xué)者Khalid Farrag，Murad Abu-Farsakh及Mark Morvant[8]在研究了不同抗拉強度土工格柵加筋土擋墻后認(rèn)為，加筋土擋墻的破裂面與加筋復(fù)合土體的“剛度”有關(guān)，加筋復(fù)合體的“剛度”越大，其破裂面越靠近擋墻面(臨空面)，滑動體越小。破裂面的形狀呈折線形，在擋墻下部接近Rankine理論破裂面，在擋墻上部為一斜面，但并不符合“0.3H”規(guī)律。高江平等[9]研究認(rèn)為，網(wǎng)狀加筋材料相對于條帶式加筋材料較好地均化了加筋擋墻內(nèi)部的應(yīng)力，網(wǎng)狀筋材加筋土擋墻存在2組潛在的破裂面。

3 離心模型試驗研究

為了能比較真實模擬加筋土擋墻的內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)，筆者采用離心模型試驗的方法對網(wǎng)狀材料加筋土擋墻進行了研究。為了反映加筋土擋墻結(jié)構(gòu)“內(nèi)部”的破壞，在加筋擋土墻中采取了滿鋪布筋的方式，以期通過逐漸加載，發(fā)現(xiàn)加筋體內(nèi)部的破壞規(guī)律和特征。

3.1 模型設(shè)計

3.1.1 試驗選用的回填料

離心模型試驗研究所用的砂(土)料來自北京地鐵10號線公主墳工地施工灌注樁所挖出的永定河沖積物。共進行了5組模型試驗，其中第2組試驗沒有加筋，為對比加筋體整體破壞與內(nèi)部破壞的區(qū)別，第5組試驗沒有采取滿鋪加筋的方式。

各組試驗所用填料的級配曲線如下圖1。

3.1.2 加筋擋土墻模型

各組試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計見圖2。

圖1 顆粒級配曲線

圖2 離心試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計圖

試驗擋墻模型高50 cm，坡角設(shè)計為70°，填筑密度選為1.87 g/cm3,含水量4%。試驗?zāi)Ｐ退玫木W(wǎng)狀加筋材料采用經(jīng)加工制作后的窗紗材料，各組試驗?zāi)Ｐ退眉咏畈牧系膹姸燃安冀罘绞揭姳?。

表1 離心試驗所采用的加筋擋墻模型

注：試驗1、試驗3所用材料網(wǎng)孔尺寸均為2 mm×2 mm。

3.1.3 加筋復(fù)合體的摩爾-庫倫(M-C)剪切強度測試

在進行離心試驗的同時，分別將模型3、模型4和模型5所用填料與加筋網(wǎng)材視為復(fù)合材料，進行了三軸試驗，以測試作為復(fù)合材料的剪切強度。復(fù)合材料的測試結(jié)果如表2。

表2 復(fù)合土樣的三軸剪切試驗結(jié)果

3.1.4 試驗箱及量測儀器

將上述試驗?zāi)Ｐ头旁陂L134 cm、寬74 cm、高68 cm的模型箱中的一個分隔區(qū)內(nèi)，分隔箱尺寸為：高50 cm、寬40 cm、長度134 cm。模型制作完成后，按模型設(shè)計要求，分別在模型頂部和模型臨空面(墻面)裝設(shè)監(jiān)測位移的激光傳感器(見圖2)，模型1、模型2、模型3和模型5還沿模型從底向上在不同高程位置安裝了量測水平和豎直向內(nèi)部土壓力的土壓力傳感器裝置。

3.2 試驗過程

3.2.1 模型1試驗過程

從試驗開始，加速度逐漸從0增加至60g，運行了5 min，再升值達(dá)到100g，此時停留5 min后開始下降g值直至停機。試驗過程及斷面變形特征見圖3。

從監(jiān)視錄像看，在離心加速度到達(dá)10g時，擋墻在觀察窗處的截面墻頂即產(chǎn)生較大沉降變形，截面上坡肩附近開始出現(xiàn)破裂跡象，沉降變形值約20 mm，隨離心加速度加大，該處變形繼續(xù)增加，破裂線逐漸延伸、最終貫通成一個三角形滑裂面。破壞區(qū)從坡肩開始向內(nèi)延伸約17 cm，17 cm以外未有明顯開裂跡象。坡肩最大沉降約7 cm，三角形滑裂面滑出線距離墻頂約22 cm。

試驗停機后，觀察模型發(fā)現(xiàn)，僅靠近觀察窗和試驗箱中隔板的兩側(cè)截面坡肩處發(fā)生了滑落破壞(圖4)，模型墻面的其它位置處發(fā)現(xiàn)沒有明顯的變形特征。

3.2.2 模型2試驗過程

實驗從18:10:00開始，經(jīng)445 s到達(dá)10g，在10g運行了85 s；從18：18：50開始升g值，經(jīng)140 s到達(dá)20g，再經(jīng)130 s到達(dá)30g；18：25：10到達(dá)40g；18：26：48到達(dá)50g，經(jīng)88 s到達(dá)60g。從18：30：30開始降低離心加速度直至停機。試驗過程及擋墻破裂面見圖5。

圖3 模型1斷面變形特征

圖4 中隔板側(cè)變形破壞

圖5 模型2“素”擋墻破裂面

隨著實驗開始，離心機離心加速度逐漸上升，“素”擋墻模型頂部開始出現(xiàn)沉降，墻肩和墻面部位開始向下溜砂，并以墻肩部位溜砂為主。到達(dá)10g時，初步形成以砂子內(nèi)摩擦角為穩(wěn)定坡腳的折線形破裂面(圖5(a))；在10g恒速運轉(zhuǎn)時，破裂面繼續(xù)增大，但仍以砂子內(nèi)摩擦角為穩(wěn)定坡腳，擋墻上部結(jié)構(gòu)繼續(xù)向下滑落。當(dāng)離心加載增加至20，30g時，擋墻破裂面與10g時破裂面具有相同特征，只是擋墻上部結(jié)構(gòu)滑塌體繼續(xù)加大(圖5(b))。離心加速度從30g向40，50g繼續(xù)增加過程中，擋墻破壞速度逐漸開始減小，至50g后破壞面基本保持穩(wěn)定，破壞體不再隨離心加速度增加而增大(圖5(c))。

3.2.3 模型3試驗過程

試驗從靜止開始，加速度由0逐級增加至120g，分別在加速度為60，100，120g時恒速運行5 min，在120g加速度下運行5 min后下降離心加速度直止停機，見圖6。

圖6 模型3斷面沉降變形

從監(jiān)視錄像看，模型在逐級加載過程中僅發(fā)生了沉降變形，基本無側(cè)向變形發(fā)生(圖6(a)、圖6(b))。模型頂部在臨近坡肩的部位約17 cm范圍內(nèi)沉降變形相對其它部位略大一些，且越靠近坡肩，沉降越大。從染色砂帶位置變化能看出，墻面附近區(qū)域加筋土料約20～25 cm高以上范圍有沉降產(chǎn)生，25 cm高以下范圍基本看不到有明顯沉降(圖6(c))。

3.2.4 模型4試驗過程

試驗從靜止開始，加速度由0逐級增加至140g，在140g加速度下運行5 min后下降離心加速度直止停機。斷面破壞式見圖7。

圖7 模型4破壞斷面形式

從監(jiān)視錄像看，模型在逐級加載過程中發(fā)生了沉降變形，沉降變形從加速度為40g時開始，逐漸增大，在110g時，坡肩部位墻面土工袋開始向明顯向下滑落，到140g并恒速運行5 min后土工袋脫落。停機后觀察可見，從坡肩開始向加筋墻內(nèi)延伸約17 cm范圍墻體發(fā)生沉降，越靠近墻面，沉降越大，17 cm以外基本沒有沉降變形發(fā)生，墻面處從墻頂向下約8.5 cm高范圍內(nèi)護面用的土工袋脫落(圖7)。墻頂面17 cm范圍內(nèi)有多條連通的裂縫，約7 cm處有明顯張裂縫，縫寬約8 mm。 擋墻破壞處加筋材料節(jié)點呈明顯的拔脫，橫向肋條與縱向肋條連接處脫開。模型擋墻墻面底部沒有明顯的突鼓變形，墻面中部約向臨空面變形突出1 cm。從側(cè)面預(yù)埋的反光標(biāo)志看，墻頂以下約10 cm范圍及墻面向內(nèi)約15 cm范圍內(nèi)回填砂有向臨空面移動現(xiàn)象，越靠近墻頂，向外移動距離越大。

3.2.5 模型5試驗過程

試驗從靜止開始，加速度由0逐級增加至130g，分別在加速度為40g，100g時恒速運行5 min，在到達(dá)130g加速度后逐漸下降離心加速度直至停機。

觀察監(jiān)視錄像可看出，隨離心加速度上升，墻面坡肩部位開始產(chǎn)生向下、向外變形，并逐漸增大，在加速度值≤40g時，擋墻墻面豎直方向的中部和底部(從墻頂向下20～25 cm范圍)向外變形不明顯。當(dāng)離心加速度上升至50g時，擋墻中部和下部墻面開始向外(臨空側(cè))突出變形，到80g時墻頂部自邊沿向內(nèi)約13.5 cm范圍開始產(chǎn)生明顯整體下沉，并隨擋墻底部墻面向外變形加大，頂部下沉幅度增大，且沉降部分繼續(xù)向內(nèi)擴展。到130g時，頂部破裂面范圍達(dá)到25 cm，頂部最大下沉達(dá)9 cm。在約24 cm以下的墻體向外擠出變形為三角形，坡角大致為未加筋土土的自然休止角(圖8)。

圖8 模型破裂后斷面形狀

3.3 側(cè)向變形結(jié)果

3.3.1 加筋模型觀測點位移

根據(jù)不同離心加速度，對4組加筋的離心試驗?zāi)Ｐ拖嗤^測點的位移量測結(jié)果進行了整理對比，分別見圖9。

圖9 觀測點位移隨g值變化的關(guān)系曲線

從圖9(a)可以看出，隨離心加速度增高，擋墻頂部觀測點位移逐漸增大，說明隨墻高增加，擋墻頂部沉降隨之加大。從圖9中的(b)，(c)，(d)可以看出，除網(wǎng)材C加筋土制作的模型外，加筋土擋墻墻面觀測點位移隨離心加速度上升，逐漸向臨空面發(fā)生變形，在相同離心加速度下，變形大小的順序與其加筋后復(fù)合強度大小順序一致。

3.3.2 未加筋模型觀測點位移

由位移圖(圖10)可以看出，隨離心加速度升高，未加筋模型擋土墻(“素”擋墻)墻面從頂部開始產(chǎn)生滑坡。且滑坡體截面積隨離心加速度上升呈線性增大趨勢。

圖10 未加筋擋墻觀測點位移隨g值變化圖

3.4 試驗結(jié)果分析

(1) 從模型1試驗結(jié)果可以看出，模型擋墻的內(nèi)部破壞是隨離心加速度升高逐漸發(fā)生的，且破壞區(qū)主要集中在墻面靠近墻肩部位水平、堅直向各17～18 cm范圍內(nèi)，約為墻高的1/3。擋墻墻面和墻頂其它區(qū)域沒有明顯變形發(fā)生。本次試驗?zāi)Ｐ蛽鯄Τ齼蓚?cè)斷面處發(fā)生破壞外，中間部位大部分?jǐn)嗝鏇]有發(fā)生破裂跡象。分析認(rèn)為，與模型擋墻的墻面防護形式有關(guān)，模型擋墻墻面未采取特別防護，僅用筋材直接反包，筋材靠近模型擋墻中部的位置各層采用細(xì)鐵絲穿插相互連接較緊密，而兩側(cè)則沒有鐵絲穿插，連接較弱。

(2) 從模型3試驗結(jié)果可看出，模型擋墻主要發(fā)生了沉降，墻面靠近肩部的位移隨離心加速度增大，有向臨空面傾倒趨勢。因此分析認(rèn)為，該模型擋墻可能的最大破壞區(qū)域主要集中在坡肩部位，從坡肩水平向墻內(nèi)約17 cm(墻高的1/3)范圍，豎直向20～25 cm范圍以上的三角折線形區(qū)域(見圖6(c))。

(3) 從模型4試驗結(jié)果來看，模型擋墻的破壞區(qū)域主要集中在模型擋墻肩部，沿墻高度方向10 cm范圍和墻頂水平方向17 cm范圍內(nèi)。

(4) 對模型5加筋擋墻，在離心加速度≤40g時，從錄像觀察可看出，其內(nèi)部破壞趨勢和前幾組模型加筋擋墻基本一致，也是墻肩部位向外、向下變形明顯，其它范圍基本沒有發(fā)生有害變形。當(dāng)離心加速度超過40g時，墻體破壞則表現(xiàn)出了加筋擋墻整體發(fā)生失穩(wěn)情況下的破壞形式(擋墻下部整體向臨空面擠出)。

(5) 幾組試驗數(shù)據(jù)對比反映出，模型加筋擋墻的墻頂沉降隨墻高增加而增大，當(dāng)擋墻不產(chǎn)生整體破壞時，擋墻墻面上部向臨空面變形較大，墻面中部和下部變形較小，且越向下變形越小。

(6) 幾組數(shù)據(jù)對比還反映出，各組模型填料的復(fù)合強度不同，其隨離心加速度變化產(chǎn)生的變形大小也有不同，在模型擋墻未發(fā)生整體破壞前，模型4變形最大，模型1和模型3較小，模型5介于二者之中。整個加筋結(jié)構(gòu)的變形表現(xiàn)出：在相同離心加速度情況下，呈現(xiàn)隨加筋回填料復(fù)合強度增加，相同點的變形值減小的規(guī)律。

4 加筋土擋墻破壞面形式的討論

(1) 總結(jié)上述試驗結(jié)果，可以看出：由網(wǎng)孔狀材料加筋的加筋土擋土墻的破壞區(qū)域都集中在擋墻肩部，其破壞區(qū)基本在從墻頂邊沿水平方向向墻內(nèi)約1/3H(墻高)左右，從墻頂沿墻面向下1/2H左右的三角形區(qū)域內(nèi)發(fā)生(圖11)。

圖11 加筋土擋墻內(nèi)部破裂區(qū)圖

(2) 對應(yīng)幾組不同加筋條件的離心試驗及加筋材料復(fù)合強度表(表2)可看出：由網(wǎng)孔狀材料加筋的加筋土擋墻的破壞區(qū)域范圍隨加筋回填料復(fù)合強度的提高，沿加筋擋墻墻面從下向上，沿墻頂從內(nèi)向外相應(yīng)縮小，破壞區(qū)形狀大致呈三角形。

(3) 根據(jù)幾組加筋土擋墻破裂線形狀可以總結(jié)出：由網(wǎng)孔狀材料加筋的加筋土擋土墻在加筋區(qū)內(nèi)的的最大破裂線大致呈現(xiàn)拋物線形狀。破裂線以內(nèi)區(qū)域為穩(wěn)定區(qū)，破裂線以外區(qū)為滑動區(qū)。

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