不同筋材剛度下加筋土擋墻離心模型試驗

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(華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，武漢 430074)

1 研究背景

加筋土擋墻作為一種新型擋土結(jié)構(gòu)，與傳統(tǒng)擋土墻相比，具有力學(xué)性能優(yōu)、造價低、地形適應(yīng)性好等優(yōu)點。隨著加筋土技術(shù)發(fā)展和推廣，其逐漸廣泛應(yīng)用到公路、橋臺、堤壩等工程領(lǐng)域。世界各國也相應(yīng)地編制了各種加筋土擋墻設(shè)計規(guī)范和指南，但這些規(guī)范指南總體上偏于保守[1-2]。為了簡化設(shè)計計算，規(guī)范[3-9]都基于極限平衡法和土壓力理論，沒有考慮筋-土相互作用，更沒有說明正常服役狀態(tài)下筋材內(nèi)力如何計算，不能反映非極限狀態(tài)下加筋土擋墻結(jié)構(gòu)內(nèi)力的真實分布情況。

為了研究加筋土擋墻中筋材內(nèi)力如何分布，常常借助于大型現(xiàn)場試驗和土工離心試驗，而目前加筋土結(jié)構(gòu)離心模型試驗的難點，在于模型筋材的選取與筋材應(yīng)變的測量。常規(guī)方法是直接在筋材上貼應(yīng)變片。由于離心模型試驗根據(jù)加速度對原型要進(jìn)行縮尺，至少縮小20倍以上，但常規(guī)土工格柵單根肋寬都不超過3 cm，嚴(yán)格進(jìn)行縮尺后肋寬不足1.5 mm，格柵的整體外形幾乎跟窗紗一樣，造成了貼應(yīng)變片測量的困難，同時應(yīng)變片的膠黏劑又會造成“窗紗”局部剛度過大。對于上述難題，國內(nèi)外大量學(xué)者對格柵應(yīng)變的測量方法進(jìn)行了大量探索。

Sharma等[10-11]、俞松波等[12]針對加筋土擋墻離心模型試驗中筋材應(yīng)變難以準(zhǔn)確測量的情況，提出了在模型格柵澆筑環(huán)氧樹脂帶，通過應(yīng)變片測環(huán)氧樹脂變形來間接獲得模型格柵受力情況。

Raisinghani等[13]在加筋邊坡離心模型試驗中，通過在筋材橫肋端部連接彩色塑料標(biāo)記點，利用數(shù)字圖像技術(shù)觀測標(biāo)記點的位移來間接計算筋材的真實應(yīng)變。

基于上述測量方法，國內(nèi)外學(xué)者做了大量加筋土結(jié)構(gòu)離心模型試驗。徐超等[14]通過圬工與加筋土組合式擋墻離心模型試驗論證了間接加筋作用及密筋狀態(tài)下加筋土擋墻的工作機(jī)理。Costa等[15]采用無紡布加筋土擋墻，對比某個加速度下長期加載和該加速度下短期加載下的性能，研究加筋土擋墻性能與時間的相關(guān)性。朱海龍等[16]采用不同拉伸強(qiáng)度和不同網(wǎng)格尺寸的網(wǎng)格式材料作為加筋材料，對加筋土擋墻離心模型的破壞形式進(jìn)行了研究。Balakrishnan等[17]對反包式加筋土擋墻采用不同剛度筋材進(jìn)行離心試驗研究其工作性狀。

本文采用自制的高密度聚乙烯(HDPE)格柵，筋材應(yīng)變測量方法則在常規(guī)方法的基礎(chǔ)上做了一定的取舍和調(diào)整，對不同筋材剛度的砌塊式加筋土擋墻進(jìn)行了2組土工離心試驗，研究了試驗過程中土工格柵應(yīng)變、面板水平位移及土壓力分布情況。

2 加筋土擋墻離心模型試驗

2.1 試驗設(shè)備

本次試驗采用長江科學(xué)院CKY-200土工離心機(jī)，其有效容量200g-t；最大加速度200g；有效半徑3.7 m；模型箱內(nèi)部尺寸為100 cm(長)×40 cm(寬)×80 cm(高)。

圖1 CKY-200土工離心機(jī)Fig.1 CKY-200 geotechnical centrifuge

2.2 試驗方案概況

設(shè)計了2組不同格柵剛度的加筋土擋墻離心模擬試驗，模型縮尺比例1∶20，2組試驗對應(yīng)的離心機(jī)試驗?zāi)Ｐ蛥?shù)如表1所示。

表1 試驗?zāi)Ｐ蛥?shù)Table 1 Parameters of test model

2.2.1 試驗土樣

試驗土樣采用粉砂，其級配如圖2所示。測得的平均含水率為1.04%，最小干密度為1.09 g/cm3，最大干密度為1.58 g/cm3。對該土樣分別進(jìn)行了100，200，400 kPa圍壓下的三軸固結(jié)排水試驗，測得黏聚力cd=0，內(nèi)摩擦角φd=37.5°(見圖3)。

圖2 砂土的級配曲線Fig.2 Grain size distribution curve of sand soil

圖3 砂土的強(qiáng)度包絡(luò)線Fig.3 Strength envelope of sand soil

2.2.2 試驗?zāi)Ｐ徒畈?/p>

采用HDPE土工膜自制而成的土工格柵，其厚度為1.0 mm，平面尺寸分別如圖4所示。為了能夠在格柵縱肋上貼應(yīng)變片，縱肋寬度設(shè)計為5 mm，并沒有嚴(yán)格按照比例進(jìn)行縮尺，2種格柵進(jìn)行拉伸試驗，拉伸速率為0.2%/min，其拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖5所示。T1格柵和T2格柵應(yīng)變2%的割線剛度分別為88.9，57.2 kN/m。

圖4 格柵局部尺寸Fig.4 Local dimensions of geogrid

圖5 T1和T2格柵應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of geogrids T1 and T2

2.2.3 擋土墻模型面板

采用鋁合金加工而成砌塊式面板，相鄰砌塊之間通過直徑1.8 mm鋼絲連接。砌塊彈性模量為7×104MPa，密度為2.81 g/cm3，尺寸為10 mm(寬)× 15 mm(高)。

2.2.4 模型箱

為了反映加筋土擋墻平面應(yīng)變情況，應(yīng)盡量減小模型箱兩側(cè)壁與模型之間的摩擦，為此本試驗在側(cè)壁粘貼雙層聚四氟乙烯(Teflon)薄膜，如圖6所示，并在2層薄膜之間涂抹潤滑油。

圖6 模型箱側(cè)壁上聚四氟乙烯薄膜Fig.6 Teflon film on the lateral face of model box

2.2.5 加筋土擋墻模型裝配

模型尺寸如圖7所示，首先進(jìn)行地基的制備，地基土分3層填筑，每層5 cm高，采用人工靜力壓實，控制其密度為1.44 g/cm3，相對密度Dr=0.784；地基制備完成后，先用木板做成加筋土擋墻的水平支護(hù)，然后每安裝一層擋土墻面板，就進(jìn)行一層填土壓實，填土密度控制在1.42 g/cm3，相對密度Dr=0.749，每兩層面板后部安裝一層土工格柵，格柵長度為20.5 cm，豎向間距3 cm，依次往復(fù)直至填筑達(dá)到設(shè)計圖中高度30 cm；最后為防止模型在吊裝過程中受到擾動，必須等放入離心機(jī)吊籃后，方可拆除水平支護(hù)。

圖7 加筋土擋墻模型示意圖Fig.7 Sketch of reinforced soil retaining wall model

2.3 試驗監(jiān)測及布置

2.3.1 試驗監(jiān)測裝置

本次試驗監(jiān)測項目為:筋材應(yīng)變、面板水平位移、加筋土擋墻頂部填土豎向沉降、擋土墻面板后方及潛在滑動面處的豎向土壓力，該潛在滑動面是根據(jù)文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[9]假定的。其監(jiān)測裝置采用離心機(jī)專用的精密傳感器：位移計分別為量程30～80 mm和40～160 mm的激光位移計，其測量精度為0.01 mm。型號SAK120-1-C11-P003M- V2M應(yīng)變片用于測量應(yīng)變，為降低離心機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中的電子信號干擾，應(yīng)變片采用了半橋連接。土壓力盒為降低尺寸及重量對被監(jiān)測模型內(nèi)部應(yīng)力場的影響，采用了中國工程物理研究院總體工程研究所生產(chǎn)的微型土壓力盒，尺寸10 mm(直徑)×2 mm(厚度)，量程分別是500，200 kPa。

圖8 傳感器布置示意圖Fig.8 Arrangement of sensors

2.3.2 試驗監(jiān)測裝置的安裝布置

土工離心試驗?zāi)Ｐ捅O(jiān)測點的布置如圖8所示。

(1)土壓力盒：在面板上布置2組土壓力盒(EV1和EV4)分別測量墻高H=45，165 mm處面板后部的豎直土壓力；在規(guī)范中的潛在破壞面處布置3組土壓力盒(EV2，EV3，EV5)分別測量H=45，105，165 mm潛在破壞面處的豎直土壓力。

(2)激光位移計：H=67.5，157.5，232.5 mm布置3個激光位移計(LDS1，LDS2，LDS3)測量面板水平位移。

(3)應(yīng)變片：在10層土工格柵中選取其中5層——第1、第2、第4、第6、第8層，對應(yīng)的墻高分別為15，45，105，165，225 mm，并且在這5層格柵的中間縱肋上均勻布置4個應(yīng)變片(如圖9所示)，共計20個應(yīng)變片。

圖9 土工格柵上的應(yīng)變片F(xiàn)ig.9 Strain gauges on the geogrid

本試驗應(yīng)變片貼法與常規(guī)方法有所區(qū)別，其步驟如下：先砂紙打磨并酒精清潔，再用百得(Pattex)PSK6C膠水將應(yīng)變片粘在格柵上，并用Teflon膜摁壓應(yīng)變片約2 min直至膠干，Teflon膜作為保護(hù)層保留在應(yīng)變片上，再用絕緣膠布覆蓋。采用Teflon做保護(hù)層，而不用硅膠，這是因為Teflon非常光滑，對應(yīng)變片變形幾乎沒有影響。

圖10 離心試驗加載過程Fig.10 Loading process of centrifugal test

2.4 試驗加載過程

試驗加速度從0加載

到80g(如圖10)，每加載10g穩(wěn)定5～10 min進(jìn)行監(jiān)測記錄，然后繼續(xù)加載。本次土工離心試驗縮尺比例1/20，故在20g時進(jìn)行較長時間約15 min的監(jiān)測。

3 試驗結(jié)果

2組不同筋材剛度的加筋土擋墻模型在土工離心機(jī)加速度從0加載到80g過程中均沒有出現(xiàn)破壞。在離心機(jī)停止運(yùn)行后從2組模型均觀測到，在頂部加筋區(qū)與非加筋區(qū)交界處(距離面板背面約20 cm)的填土出現(xiàn)了平行于面板的微裂紋帶(圖11(a))，而且在距離面板后部約1 cm處也出現(xiàn)了平行于面板的微裂紋帶(圖11(b))。試驗完成將逐層挖開的過程中發(fā)現(xiàn)加筋區(qū)中靠近面板區(qū)域(距離面板0～8 cm)出現(xiàn)凹陷，由于模型箱側(cè)壁的摩擦效應(yīng)，使得中部填土沉降大于模型箱側(cè)壁處填土沉降(圖12)。

圖11 頂部填土出現(xiàn)裂紋Fig.11 Cracks on the crest backfill soil

圖13 T1和T2筋材最大應(yīng)變隨墻高分布Fig.13 Distribution of peak strain for reinforcements T1 and T2 versus elevation

3.1 筋材應(yīng)變

從筋材最大應(yīng)變隨墻高分布(圖13)可以看出，應(yīng)變沿面板高度呈不均勻分布，頂部筋材應(yīng)變最小，頂部向底部逐漸增大，最大應(yīng)變出現(xiàn)在加筋土擋墻中下部，在最底部突然減小，這與文獻(xiàn)[18]和文獻(xiàn)[19]中現(xiàn)場試驗監(jiān)測統(tǒng)計結(jié)果非常相似。同時低剛度筋材變形均大于相同加速度下相應(yīng)位置高剛度筋材的變形。其中最底部(靠近地基區(qū)域)筋材應(yīng)變突然減小，這是由于底部砌塊與地基之間的摩阻力限制了底部面板的位移，底部面板位移受限致使該區(qū)域土體側(cè)向變形受到約束，由筋土變形協(xié)調(diào)理論[20-21]可推知筋材應(yīng)變也將會減小。

T1，T2筋材應(yīng)變的水平分布分別如圖14和圖15所示。

圖14 T1筋材應(yīng)變水平分布Fig.14 Horizontal distribution of strain of reinforcement T1

圖15 T2筋材應(yīng)變水平分布Fig.15 Horizontal distribution of strain of reinforcement T2

圖14、圖15中筋材應(yīng)變的水平分布表明，在低重力場下(10g至20g)筋材應(yīng)變沿水平方向呈均勻分布，并且隨加速度增加逐漸出現(xiàn)不均勻分布；而在高重力場時(50g及以上)處于潛在破壞面(由圖8虛線標(biāo)示)附近監(jiān)測點筋材應(yīng)變值明顯大于同高度的其他位置，在該點出現(xiàn)峰值。同時對比T1，T2筋材可以看出隨加速度增大，T2筋材更早出現(xiàn)峰值點，而且T1筋材僅中下部的幾層筋材應(yīng)變才出現(xiàn)峰值，其他層基本呈均勻分布，說明相同重力下加筋土擋墻筋材剛度越小，越容易發(fā)揮筋材應(yīng)變，也越早形成潛在滑動面。

圖16 不同加速度下各監(jiān)測點的豎向土壓力分布Fig.16 Distribution of vertical earth pressure of monitoring points under different accelerations

3.2 豎向土壓力

由于文章篇幅有限，且各監(jiān)測點的豎向土壓力值隨加速度增大而均勻增大，規(guī)律性很強(qiáng)，這里僅列舉了重力場20g、80g的豎向土壓力分布(如圖16所示)。豎向土壓力沿墻高分布與土自重應(yīng)力分布趨勢一樣——頂部到底部逐漸增大，頂部最小、底部最大。當(dāng)加速度相同時，潛在滑動面附近的監(jiān)測點土壓力顯然大于相同高度面板區(qū)域的豎向土壓力，且潛在滑動面處測得土壓力接近豎向土壓力理論值，而面板處測量值遠(yuǎn)小于理論值。對于上述現(xiàn)象，筆者認(rèn)為：第一，在面板區(qū)域面板對填土產(chǎn)生豎直向上摩阻力，削弱了豎直向下的填土自重應(yīng)力的作用；第二，從圖12可以看出，面板區(qū)域填土沉降形成了凹陷區(qū)，該凹陷區(qū)使得格柵類似網(wǎng)兜一樣分擔(dān)了一部分填土豎向應(yīng)力，并間接傳遞給面板，最終使得向下傳遞的豎向土壓力變小。

圖16中不同筋材剛度情況下，位于潛在滑動面處豎向土壓力基本相同，可以看出筋材剛度的不同對豎向土壓力分布及大小幾乎沒有影響。

結(jié)合圖16各監(jiān)測點的土壓力分布與圖14(c)、15(c)中第4層筋材應(yīng)變水平分布可以看出，靠近面板處應(yīng)變片并非位于潛在滑動面區(qū)域，且該處土壓力遠(yuǎn)小于潛在滑動面土壓力，但筋材應(yīng)變又遠(yuǎn)大于潛在滑動面處應(yīng)變，說明靠近面板的筋材應(yīng)變不能簡單地用土壓力理論來解釋，還應(yīng)考慮不均勻沉降引起的面板與加筋土間的拉拽作用等其他因素。

3.3 面板水平位移

圖17 H=232.5 mm處面板水平位移Fig.17 Horizontaldisplacement of facing when H=232.5 mm

圖17中表示了重力場20g到80g過程中T1，T2筋材上部面板監(jiān)測點(墻高H=232.5 mm)的水平位移，可以看出：水平位移隨加速度均勻增大；當(dāng)采用筋材剛度不同時，加速度較小時面板頂部位移基本相同，但加速度70g以上時才開始出現(xiàn)差異。 對于上述現(xiàn)象解釋是：受到相同重力時，低剛度筋材要產(chǎn)生更大的變形才能滿足筋、土、面板受力平衡，這一點從圖13中TI，T2筋材應(yīng)變的對比可以看出，但圖14(e)、15(e)中頂部筋材應(yīng)變非常小，頂部筋材應(yīng)變沒有完全發(fā)揮出來，再加上面板與面板之間的約束作用、地基對面板整體的約束作用，因而頂部面板水平位移非常近。

4 結(jié) 論

(1)整體來看，當(dāng)采用低剛度筋材時，筋材的變形更加顯著，但不同筋材剛度對豎向土壓力的分布及大小基本沒有影響。

(2)對于面板豎直的加筋土擋墻，其筋材最大應(yīng)變發(fā)生在面板中下部，該分布趨勢與文獻(xiàn)[18]和文獻(xiàn)[19]現(xiàn)場試驗及統(tǒng)計的結(jié)果非常相似。筋材沿水平方向的變形分布，在低重力場時基本均勻分布，但重力場較大時出現(xiàn)明顯的不均勻分布，而峰值點基本位于規(guī)范中潛在滑動面附近。

(3)潛在滑動面處豎向土壓力測量值很接近填土自重應(yīng)力理論值，面板處豎向土壓力測量值明顯小于理論值，而在中下部面板連接區(qū)域筋材應(yīng)變也出現(xiàn)了峰值，說明面板處筋材應(yīng)變不能簡單地用傳統(tǒng)的土壓力理論來解釋，還應(yīng)考慮不均勻沉降引起的面板與加筋土間的拉拽作用等其他因素。