位移模式對(duì)重力式加筋土擋墻受力特性影響模型試驗(yàn)

杜 浩 源, 劉 杰*,,, 高 斌, 艾 鈺 皓, 楊 皓 源

(1.石河子大學(xué) 水利建筑工程學(xué)院,新疆 石河子 832003;2.新疆交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司,新疆 烏魯木齊 830006;3.新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院,新疆 烏魯木齊 830047 )

0 引 言

擋墻穩(wěn)定和變形控制問(wèn)題是巖土工程領(lǐng)域一個(gè)非常重要的課題,隨著對(duì)基礎(chǔ)設(shè)施韌性要求的提高,對(duì)擋墻穩(wěn)定性也提出了更高的要求[1-4].王賀等[5]通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)研究了反包式土工格柵擋墻在墻頂荷載下的受力與位移,得出擋墻內(nèi)部垂直土壓力、累積水平位移、累積豎向沉降及側(cè)土壓力系數(shù)均與荷載大小成正比.李麗華等[6]通過(guò)模型試驗(yàn)研究不同加筋工況擋墻在墻頂荷載下的結(jié)構(gòu)變形與受力,得出增加擋墻內(nèi)筋材層數(shù)和增加筋材長(zhǎng)度均可提升擋墻工作性能.楊廣慶等[7-9]對(duì)各種形式加筋土擋墻的受力和變形狀態(tài)展開(kāi)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn),分析基底應(yīng)力、墻背水平土壓力、基底和墻頂沉降、拉筋應(yīng)變和墻面水平位移等分布規(guī)律及形成原因.陳建峰等[10]通過(guò)數(shù)值模擬研究了加筋土擋墻內(nèi)部破壞機(jī)制.Tatsuoka等[11-12]提出了采用先構(gòu)筑加筋體再澆筑整體剛性墻面的全高剛性面加筋土擋墻及其施工工藝.鄒維列等[13]與王協(xié)群等[14]通過(guò)建立重力式加筋土擋墻數(shù)值模型,分析得到了先加筋后澆墻比先澆墻后加筋工序能使擋墻結(jié)構(gòu)具有更高的穩(wěn)定性的結(jié)論.

位移模式對(duì)擋墻受力特性影響一直是熱點(diǎn)研究問(wèn)題.重力式擋墻的位移模式主要有T(平動(dòng))、RB(繞墻底轉(zhuǎn)動(dòng))、RT(繞墻頂轉(zhuǎn)動(dòng))等,擋墻的位移模式影響著擋墻穩(wěn)定性.Terzaghi[15]通過(guò)模型試驗(yàn)與理論分析得到土壓力合力及作用點(diǎn)與擋墻位移有關(guān).Fang等[16-17]通過(guò)模型試驗(yàn)得到在RT模式擋墻后不同深度填土達(dá)到主動(dòng)狀態(tài)所需位移量相同,墻頂位移較大所以先進(jìn)入主動(dòng)狀態(tài),逐漸向墻角傳遞;土拱效應(yīng)使墻頂處土壓力隨著轉(zhuǎn)動(dòng)位移的增大不減反增,且土拱效應(yīng)與填土密度正相關(guān).岳祖潤(rùn)等[18]通過(guò)位移控制試驗(yàn)得到達(dá)到主動(dòng)狀態(tài)時(shí)的墻體位移與墻高有關(guān).廖紅建等[19]通過(guò)模型試驗(yàn)研究得到了增加筋材長(zhǎng)度與層數(shù)可以減少擋墻在達(dá)到主動(dòng)狀態(tài)時(shí)的墻頂沉降、面板傾角與面板所受土壓力.Kim等[20]分析了要求位移限制條件下,不同配筋方式下鐵路路基短筋加筋剛性墻變形特性,證明墻面和筋材共同約束墻面位移.Xiao等[21]和Liang等[22]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查發(fā)現(xiàn),筋材與墻面連接斷裂和筋材長(zhǎng)度短是造成長(zhǎng)期服役加筋土擋墻面板側(cè)位移過(guò)大的主要原因.

重力式加筋土擋墻通過(guò)在靠近墻面板處填土中埋設(shè)具有較高抗拉強(qiáng)度的土工格柵等土工合成材料,利用筋土間復(fù)雜的相互作用,約束靠近墻面板處土體的側(cè)向變形,減小重力式擋墻靠近墻面板處土壓力,從而降低圬工體積,在提高結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的同時(shí)更加經(jīng)濟(jì)、低碳[1-4].以往的研究側(cè)重墻頂荷載作用下加筋土擋墻結(jié)構(gòu)性能和墻面板位移影響下的重力式擋墻靠近墻面板處土壓力,而將兩者結(jié)構(gòu)結(jié)合的重力式加筋土擋墻會(huì)在服役期間受到墻荷載、墻面板位移的復(fù)合作用影響.同時(shí),對(duì)擋墻位移過(guò)程中的土工格柵應(yīng)變差異、墻頂豎向位移和墻內(nèi)豎向土壓力等與擋墻結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性相關(guān)內(nèi)容的研究尚不多見(jiàn).鑒于此,本文通過(guò)人為控制擋墻位移模式與位移量,采用6種工況進(jìn)行土工格柵加筋重力式擋墻室內(nèi)模型試驗(yàn),通過(guò)改變筋材強(qiáng)度和間距、筋材長(zhǎng)度和筋材與擋墻的連接方式等,分析在墻頂荷載與3種主動(dòng)狀態(tài)基礎(chǔ)位移模式影響下的重力式加筋土擋墻結(jié)構(gòu)行為演變規(guī)律,探究擋墻抗位移影響的合理鋪筋形式,為重力式加筋土擋墻設(shè)計(jì)應(yīng)用提供參考.

1 試驗(yàn)方案

1.1 填 料

模型填料為粗礫土,粒徑級(jí)配曲線如圖1所示.經(jīng)計(jì)算該填料均勻系數(shù)Cu=13.48.通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得土粒重度為19.6 kN/m3,內(nèi)摩擦角為43.4°,黏聚力為6.3 kPa,天然含水率為2.6%.

圖1 粗礫土粒徑級(jí)配曲線

1.2 加筋材料

加筋材料選用兩種強(qiáng)度的單向聚乙烯土工格柵,其力學(xué)特性見(jiàn)表1.

表1 土工格柵力學(xué)特性

1.3 試驗(yàn)儀器

1.3.1 模型箱與擋墻模型 試驗(yàn)?zāi)M對(duì)象為新疆某公路路基擋墻,依據(jù)《公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D30—2015)[23],該擋墻長(zhǎng)為6 m,高為6 m,由于場(chǎng)地及試驗(yàn)設(shè)備的限制,經(jīng)過(guò)計(jì)算確定最佳縮尺比為1∶5,所以本次模型試驗(yàn)擋墻的幾何尺寸為1.2 m×1.2 m(長(zhǎng)×高),如圖2所示.由于本次試驗(yàn)為縮尺試驗(yàn),可能導(dǎo)致土體的力學(xué)行為與實(shí)際工程有差別,但對(duì)于擋墻位移與墻頂荷載影響下的重力式加筋土擋墻的力學(xué)性能研究仍具有一定參考價(jià)值.

注:①土工格柵1至3為工況1、3至5的鋪筋方式,土工格柵1至5為工況2的鋪筋方式;②各層水平放置的土壓力盒和應(yīng)變片位于同一層面上,為顯示清楚,豎向錯(cuò)開(kāi)一定距離.

模型箱(圖3)尺寸為1.5 m×1.4 m×2.5 m(高×寬×長(zhǎng)).擋墻模型尺寸為1.6 m×0.1 m×1.5 m(高×寬×長(zhǎng)),在擋墻模型底部設(shè)有滑輪以減少與模型箱的摩擦,模型箱側(cè)壁涂抹潤(rùn)滑劑并鋪設(shè)聚四氟乙烯薄膜以減小邊界效應(yīng);模型箱邊壁采用剛性結(jié)構(gòu),經(jīng)驗(yàn)算模型箱變形較小,對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響可忽略不計(jì).剛性擋墻墻面板(圖4)后設(shè)有與填土中各加筋層等高、等間距的鋼釘,可以將土工格柵與鋼釘通過(guò)鋼絲捆綁以連接.

圖3 模型箱照片

圖4 墻面板模型

1.3.2 位移控制裝置 在反力鋼板上對(duì)應(yīng)擋墻上下需要控制位移的位置固定安裝2個(gè)液壓推動(dòng)器,液壓推動(dòng)器前端加裝2個(gè)鋼螺絲,以限制擋墻左右偏轉(zhuǎn)并使擋墻嚴(yán)格繞點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng).擋墻外側(cè)上下兩處(圖2)的水平兩端分別布置線性位移計(jì),平動(dòng)位移量以其平均值監(jiān)測(cè),轉(zhuǎn)動(dòng)位移量通過(guò)轉(zhuǎn)動(dòng)端讀數(shù)平均值比例換算監(jiān)測(cè).

1.3.3 加載裝置 選用分離式油壓液壓推動(dòng)器(量程100 kN)及尺寸為40 cm×30 cm(長(zhǎng)×寬)的加載板為擋墻結(jié)構(gòu)頂端加載.液壓推動(dòng)器下端連接壓力傳感器(量程1 000 kN),采用計(jì)算機(jī)控制液壓推動(dòng)器位移.通常高速公路擋墻路基的行車道與擋墻墻面中設(shè)有土路肩及硬路肩,墻頂承載位置與墻面板有一定距離.選埋設(shè)筋材的中心,即在擋墻頂端距墻面板縱向中線50 cm處為加載點(diǎn),以使靠近墻面板處和筋材末端處的監(jiān)測(cè)點(diǎn)至加載點(diǎn)的水平距離保持相近.為減少模型箱兩側(cè)邊界效應(yīng)的影響,試驗(yàn)所有監(jiān)測(cè)點(diǎn)及監(jiān)測(cè)斷面位于長(zhǎng)方形加載板正下方,故可以考慮施加的荷載為均布荷載.

1.3.4 數(shù)據(jù)測(cè)量與采集設(shè)備 通過(guò)土壓力盒測(cè)量靠近墻面板處土壓力及墻內(nèi)水平和豎直方向的土壓力,應(yīng)變片測(cè)量筋材應(yīng)變,線性位移計(jì)測(cè)量墻頂豎向位移,測(cè)量?jī)x器具體參數(shù)見(jiàn)表2,儀器在擋墻模型結(jié)構(gòu)中的布置如圖2所示,位移計(jì)按編號(hào)布置在靠近擋墻處、加載板左右兩端、筋材末端及靠近模型箱后壁處,加載點(diǎn)處位移量為2、3號(hào)位移計(jì)讀數(shù)平均值.

表2 測(cè)量?jī)x器參數(shù)

1.4 試驗(yàn)方案及工況

1.4.1 填筑要求 控制上下液壓推動(dòng)器位移使擋墻保持豎直后進(jìn)行人工填土夯實(shí),填土的松鋪厚度為13 cm,采用砂雨法填筑,用小型打夯機(jī)進(jìn)行填土壓實(shí),每層填土均勻壓實(shí)6遍,分層壓實(shí)厚度為10 cm,壓實(shí)度按照大于等于90%控制.填筑完成后擋墻結(jié)構(gòu)填土尺寸為1.2 m×1.4 m×1.2 m(高×寬×長(zhǎng)),高長(zhǎng)比為1,可視為半無(wú)限土體進(jìn)行計(jì)算分析[24].

1.4.2 加載與位移方案 擋墻模型制作完成后在擋墻頂部施加30 kPa的均布荷載以模擬擋墻頂部所受荷載并平衡加筋產(chǎn)生的過(guò)大拉力,各測(cè)量?jī)x器數(shù)據(jù)穩(wěn)定后記為加載完成后擋墻結(jié)構(gòu)初始狀態(tài)讀數(shù),此時(shí)靠近墻面板處土壓力視為靜止土壓力,然后控制液壓推動(dòng)器回縮來(lái)實(shí)現(xiàn)擋墻在3種基礎(chǔ)位移模式下的移動(dòng),以1 mm為一級(jí),位移后等填土變形穩(wěn)定,在2 h內(nèi)儀器讀數(shù)趨于不變后記錄數(shù)據(jù)并開(kāi)始下一次位移.擋墻平動(dòng)模式為上下液壓推動(dòng)器同時(shí)等量回縮,擋墻繞頂轉(zhuǎn)動(dòng)模式為底端不動(dòng)而上端回縮,擋墻繞底轉(zhuǎn)動(dòng)模式為上端不動(dòng)下端回縮,回縮至靠近墻面板處各壓力盒數(shù)值都已趨于不變時(shí),即已達(dá)到極限主動(dòng)平衡狀態(tài),停止回縮.

采用不同類型筋材、不同筋材間距和筋材與擋墻連接方式等進(jìn)行了6種工況試驗(yàn),其中工況6為未加筋素土,具體工況見(jiàn)表3和表4.

表3 6種工況在不同位移模式下編號(hào)

表4 模型試驗(yàn)工況

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 極限主動(dòng)狀態(tài)下墻面板位移分析

通過(guò)調(diào)節(jié)靠近墻面板處上下2個(gè)液壓推動(dòng)器的位移,實(shí)現(xiàn)擋墻的3種位移模式RB、RT、T,并實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)和記錄不同位移模式和試驗(yàn)工況下?lián)鯄Φ乃轿灰?不同位移模式下靠近墻面板處填土全部達(dá)到極限主動(dòng)狀態(tài)的擋墻水平位移見(jiàn)表5,其中H為填土高度.可以看出,加筋能夠明顯提高靠近墻面板處填土達(dá)到極限主動(dòng)狀態(tài)所需最大位移,且同一加筋工況下RB與T模式所需位移一致,RT模式略大.原因可能是RT模式靠近墻面板處填土隨位移從下往上逐漸達(dá)到主動(dòng)狀態(tài),相較于RB模式的從上往下,兩者最大位移分別取決于頂部、底部填土的抗剪強(qiáng)度,而頂部填土較底部受墻頂荷載作用更明顯,筋材拉力得以更充分發(fā)揮,此部分筋土復(fù)合體宏觀上具有更高抗剪強(qiáng)度.

表5 極限主動(dòng)狀態(tài)所需的擋墻最大水平位移

將筋材與擋墻連接對(duì)提高擋墻達(dá)到極限主動(dòng)狀態(tài)所需最大位移效果顯著.原因是筋材隨著墻面板移動(dòng)使靠近墻面板處土體始終為高強(qiáng)度的加筋土體,且筋土間的變形協(xié)調(diào)強(qiáng)化了筋材與土體的摩擦.其次是采用更高抗拉強(qiáng)度的筋材,加強(qiáng)對(duì)筋土界面上土體的限制來(lái)提高該界面上復(fù)合土體抗剪強(qiáng)度.增加筋材長(zhǎng)度和埋設(shè)筋材層數(shù)對(duì)提高最大位移影響相對(duì)較弱,原因是兩者都主要作用于擴(kuò)大結(jié)構(gòu)中筋土復(fù)合體的范圍,但最大位移取決于該位移模式下轉(zhuǎn)動(dòng)軸點(diǎn)附近填土抗剪強(qiáng)度.

2.2 墻頂豎向位移結(jié)果分析

不同工況下?lián)鯄Y(jié)構(gòu)在靜止?fàn)顟B(tài)下的墻頂豎向位移曲線如圖5所示,其中Δx/L為觀測(cè)點(diǎn)距離墻面板的水平距離與筋材末端至墻面板的水平距離的比值,Δy/H為觀測(cè)點(diǎn)距離初始狀態(tài)下填土表面的豎向距離與填土高度的比值,高于初始狀態(tài)下填土表面為正值,低于為負(fù)值.在外荷載作用下填土表面加載點(diǎn)處發(fā)生沉降,墻面板處、筋材末端及靠近加載點(diǎn)外側(cè)較遠(yuǎn)處表面均隆起.墻面板處因擋墻對(duì)填土的水平約束作用而隆起最大,另外兩處填土表面隨與加載點(diǎn)處距離的增大,其變形量受外荷載作用影響逐漸衰減.

圖5 靜止?fàn)顟B(tài)下不同工況墻頂豎向位移分布

比較素土與加載點(diǎn)外側(cè)未加筋處,說(shuō)明加筋能夠減小填土表面在外荷載作用下的豎向位移,這是由于加筋提高了填土的抗剪切變形能力.采用更高強(qiáng)度筋材加筋效果最佳,其次是提高埋設(shè)筋材層數(shù).因?yàn)樵谳^低外荷載作用下只有上層筋材作用得以較充分發(fā)揮,上層筋土復(fù)合體強(qiáng)度的提升對(duì)填土表面豎向位移的影響要優(yōu)于整體加筋土體強(qiáng)度的提升,兩者效果間的比較可能會(huì)在較大荷載作用下發(fā)生轉(zhuǎn)變.筋材與擋墻連接對(duì)減小低水平荷載作用下的填土表面位移無(wú)明顯作用,改變筋材長(zhǎng)度只改變了筋材對(duì)減小表面位移的影響范圍.

將靜止?fàn)顟B(tài)的擋墻表面位移清零后進(jìn)行擋墻墻面板位移,不同工況擋墻結(jié)構(gòu)在進(jìn)入極限主動(dòng)狀態(tài)時(shí)的墻頂豎向位移與靜止?fàn)顟B(tài)位移的相對(duì)差值如圖6所示.

圖6 極限主動(dòng)狀態(tài)墻頂豎向位移相對(duì)差值分布

可以看出,擋墻在進(jìn)入極限主動(dòng)狀態(tài)時(shí),填土表面相對(duì)沉降量在靠近墻面板處較大,RB模式下沉降量最小,T模式最大,RT模式較大;加載點(diǎn)處沉降量較小,RB模式和RT模式無(wú)明顯差別,T模式較大;筋材末端以外土體幾乎無(wú)豎向位移.這是由于墻面板發(fā)生位移脫離原土體產(chǎn)生空隙,填土由產(chǎn)生的滑裂帶分為向下填補(bǔ)空隙的滑動(dòng)土體和未滑動(dòng)土體,作為半無(wú)限土體,根據(jù)滑裂面理論滑裂面如圖7所示.

RB模式下滑裂面為由墻踵上部至土體表面的斜線,RT模式為從墻踵至土體表面的曲直復(fù)合線,T模式為由墻踵后部至土體表面的斜線,內(nèi)摩擦角α均可采用朗肯主動(dòng)土壓力理論內(nèi)摩擦角計(jì)算公式[24],即α=45°+φ/2計(jì)算.不同位移模式滑裂面造成了同一縱切面上填土向下滑動(dòng)變形量的差異,且遠(yuǎn)離擋墻處填土幾乎不發(fā)生滑動(dòng)破壞.加筋后,筋材未與墻面板連接時(shí)在填土中的位置不會(huì)隨墻面板位移而發(fā)生明顯改變,填補(bǔ)空隙的土體為未完全加筋土體,強(qiáng)度較低,且荷載作用使上層筋材在加載點(diǎn)處拉力得以發(fā)揮,該部分筋土復(fù)合體抗變形能力強(qiáng),可能也對(duì)填土表面不同位置沉降量差異有一定影響.

對(duì)比各種工況可以看出,加筋能夠顯著減少位移對(duì)墻面板處及加載點(diǎn)處沉降量的影響.靠近墻面板處提升埋設(shè)筋材層數(shù)效果最佳,其次是提高筋材強(qiáng)度,在加載點(diǎn)處采用更高強(qiáng)度筋材效果優(yōu)于提升埋設(shè)筋材層數(shù),筋材與擋墻連接對(duì)減少靠近墻面板處土表沉降有作用,但在加載點(diǎn)處不明顯,提高筋材長(zhǎng)度影響微弱.原因是墻面板附近滑動(dòng)變形土體量最大,提高埋設(shè)筋材層數(shù)比提高筋材強(qiáng)度更能提升滑動(dòng)土體的整體強(qiáng)度從而減少變形;增鋪筋材雖能進(jìn)一步限制靠近墻面板處土體變形以減少加載點(diǎn)下填土的協(xié)同變形,但加載點(diǎn)下土體滑動(dòng)破壞范圍較小,只有最上層筋材處于該部分滑動(dòng)填土中限制變形.

2.3 土壓力分布規(guī)律分析

2.3.1 墻內(nèi)豎向土壓力分析 圖8為靜止?fàn)顟B(tài)下墻內(nèi)豎向土壓力分布曲線,可以看出其在水平方向上呈單峰值分布,最大值出現(xiàn)在加載點(diǎn)正下方,靠近墻面板處豎向土壓力大于加載點(diǎn)外側(cè)未加筋處.靠近墻面板處豎向土壓力隨埋深非線性遞增,增長(zhǎng)幅度在下半段增大;加載點(diǎn)下變化幅度不大;末端處前半段微弱增加后半段劇烈衰減.這可能是筋材在土體中發(fā)揮張力膜或網(wǎng)兜作用,對(duì)附加應(yīng)力有擴(kuò)散作用,埋深0.2 m處主要受經(jīng)筋材擴(kuò)散后重分布的附加應(yīng)力影響,末端處雖未直接加筋,但存在土體性質(zhì)過(guò)渡區(qū),對(duì)筋土接觸面外的一定范圍土體起效果略弱的間接加固作用.隨著埋深增加,附加應(yīng)力水平分布范圍擴(kuò)大,應(yīng)力衰減,填土自重應(yīng)力對(duì)豎向土壓力的作用逐漸增大,受傾覆力矩作用應(yīng)為靠近墻面板處底部自重應(yīng)力最大,向末端遞減.

對(duì)比各加筋工況,提高埋設(shè)筋材層數(shù)可減小加載點(diǎn)下埋深0.6 m處土壓力11.4%,減小埋深1.0 m處土壓力14.2%.這是由于增鋪筋材相當(dāng)于在原有筋層間增加了一個(gè)應(yīng)力擴(kuò)散層,向下傳遞的豎向應(yīng)力得以進(jìn)一步擴(kuò)散減小.提高筋材強(qiáng)度使加載點(diǎn)下埋深0.2 m處土壓力減小19.5%,埋深0.2 m靠近墻面板處和加載點(diǎn)外側(cè)未加筋處土壓力略微增大,埋深0.6 m和1.0 m處各點(diǎn)土壓力均減小.增加筋材長(zhǎng)度能降低加載點(diǎn)下豎向土壓力,對(duì)靠近墻面板處影響不明顯.說(shuō)明提高筋材強(qiáng)度可以增大各層的水平應(yīng)力擴(kuò)散程度,而增加筋材長(zhǎng)度是增大水平應(yīng)力擴(kuò)散范圍.

不同工況擋墻結(jié)構(gòu)在進(jìn)入極限主動(dòng)狀態(tài)時(shí)與靜止?fàn)顟B(tài)時(shí)的墻內(nèi)豎向土壓力相對(duì)差值Δpv如圖9所示.擋墻進(jìn)入極限主動(dòng)狀態(tài)后,靠近墻面板處豎向土壓力衰減量與埋深正相關(guān),同一加筋工況下T模式衰減量最大,靠近墻面板處埋深1.0 m處RT模式衰減量大于RB模式,埋深0.6 m和0.2 m處RB模式大于RT模式;加載點(diǎn)下豎向土壓力增大,增大量與埋深負(fù)相關(guān),RB模式下大于RT模式,T模式最小;加載點(diǎn)外側(cè)未加筋處豎向土壓力微弱增加.以上情況的原因在于:豎向土壓力由附加應(yīng)力和自重應(yīng)力組成,墻面板移動(dòng)使靠近墻面板處部分自重應(yīng)力得到釋放,滑裂區(qū)填土因墻面板位移從原本密實(shí)狀態(tài)破壞為較松散土體,筋土間相互作用減弱,筋材對(duì)應(yīng)力的擴(kuò)散作用也隨之減弱,導(dǎo)致不同位移模式下各測(cè)點(diǎn)自重應(yīng)力衰減量與該測(cè)點(diǎn)上部填土滑裂量正相關(guān),而筋土界面上部分附加應(yīng)力由滑裂區(qū)轉(zhuǎn)移至穩(wěn)定區(qū).

(a) 埋深0.2 m處

提高筋材強(qiáng)度能減少埋深0.2 m處各測(cè)點(diǎn)平均豎向土壓力變化量30%,提高埋設(shè)筋材層數(shù)減少埋深1.0 m和0.6 m處各測(cè)點(diǎn)平均豎向土壓力變化量28.6%,提高筋材長(zhǎng)度減少加載點(diǎn)下各測(cè)點(diǎn)平均豎向土壓力變化量28.8%,將筋材與擋墻連接減少靠近墻面板處各測(cè)點(diǎn)平均豎向土壓力變化量26.9%.

2.3.2 靠近墻面板處水平土壓力分析 圖10為擋墻加載穩(wěn)定后的靠近墻面板處水平土壓力沿埋深的分布曲線,可見(jiàn)素土土壓力上半段隨埋深增加呈非線性遞減且越靠上減小速率越大,下部隨埋深增加基本呈線性遞增.整體與朗肯土壓力存在較大差異,最上層差異量較小.原因是低水平附加荷載影響范圍較小,局限影響上部加載點(diǎn)附近土體,隨埋深增加水平擴(kuò)散范圍增大,附加應(yīng)力減小,與朗肯土壓力中附加荷載作用貫穿填土且不會(huì)衰減的假設(shè)不符,而下部土體主要受隨埋深遞增的自重應(yīng)力影響.

圖10 靜止?fàn)顟B(tài)下靠近墻面板處水平土壓力分布曲線

對(duì)比各種工況,筋材與填土直接接觸層面的靠近墻面板處水平土壓力比素土土壓力平均減小34.1%.埋深0.4 m處靠近墻面板處水平土壓力工況1較素土減小6.7%,工況2較工況1減小32.6%;埋深0.8 m處工況1較素土減小4.9%,工況2較工況1減小26.8%.說(shuō)明加筋能顯著降低筋土界面處的靠近墻面板處水平土壓力,也對(duì)筋土接觸面以外的土體有一定加固限制作用[25].提高筋材強(qiáng)度使埋深0.2 m處土壓力較工況1減小11.5%,0.6 m處減小8.4%,1.0 m處減小9.2%,說(shuō)明提高筋材強(qiáng)度能提高對(duì)填土側(cè)向限制作用,其發(fā)揮與作用在該層面上的豎向土壓力有關(guān).

圖11為工況1擋墻在3種主動(dòng)位移模式下靠近墻面板處水平土壓力的變化曲線.由圖可知,RT模式埋深1.0 m處水平土壓力先增大后減小,這是由于RT模式擋墻頂部限制填土移動(dòng)形成土拱效應(yīng).除此以外靠近墻面板處水平土壓力總體趨勢(shì)是由靜止土壓力伴隨擋墻初次位移產(chǎn)生劇烈衰減,隨后逐漸減小至趨于穩(wěn)定.T與RB模式埋深1.0 m處水平土壓力在快速衰減后會(huì)持續(xù)緩慢衰減,可能是外荷載的影響逐漸減小造成的.

筋土接觸面上水平土壓力的衰減量要明顯高于筋層間土體水平土壓力.這是因?yàn)榻畈膶?duì)土的側(cè)向限制作用,在土體隨擋墻移動(dòng)的時(shí)候給土體一個(gè)反向約束力,該約束力與筋土間摩擦和嵌固作用、土顆粒對(duì)筋材的被動(dòng)阻抗及筋材強(qiáng)度發(fā)揮值正相關(guān),使筋土復(fù)合體的黏聚力增加,增大了主動(dòng)土壓力中黏聚力引起的拉力,減小了作用在擋墻上的主動(dòng)土壓力,使結(jié)構(gòu)在擋墻位移過(guò)程中更加穩(wěn)固.擋墻位移后滑裂土體中筋材應(yīng)力擴(kuò)散作用下降,導(dǎo)致靠近墻面板處的埋深較淺處附加應(yīng)力減小.而埋深1.0 m處較0.8 m處?kù)o止?fàn)顟B(tài)下受附加荷載影響、筋材對(duì)應(yīng)力擴(kuò)散作用和主動(dòng)狀態(tài)下滑裂土體量都較大.根據(jù)土單元上豎直、水平土壓力間的大小主應(yīng)力關(guān)系,埋深1.0 m處水平土壓力隨擋墻位移的變化曲線低于埋深0.8 m處.

圖12為不同工況埋深1.0 m處加筋層上靠近墻面板處水平土壓力隨擋墻RB模式轉(zhuǎn)動(dòng)的變化曲線.可以看出,加筋能減小主動(dòng)狀態(tài)下作用在墻面板上的水平土壓力,極限主動(dòng)狀態(tài)下工況1水平土壓力較素土土壓力平均減小41.3%,提高筋材強(qiáng)度的工況3水平土壓力較工況1減小13.6%.提高埋設(shè)筋材層數(shù)和筋材長(zhǎng)度對(duì)原有加筋層水平土壓力作用不顯著,但提高埋設(shè)筋材層數(shù)因能夠提升直接埋設(shè)筋材層數(shù)量并且減小筋材層間距,對(duì)減小靠近墻面板處總水平土壓力效果顯著.將筋材與擋墻連接的工況4水平土壓力較工況1減小27.9%,能夠提高各筋層達(dá)到極限主動(dòng)狀態(tài)所需的位移,原因是筋材與填土協(xié)同移動(dòng)且能較充分發(fā)揮靠近墻面板處筋材的拉力,使位移過(guò)程中靠近墻面板處加筋層填土始終保持較高強(qiáng)度.

圖12 RB模式下不同工況埋深1.0 m靠近墻面板處水平土壓力隨擋墻位移變化

2.4 筋材應(yīng)變規(guī)律分析

圖13為不同工況擋墻結(jié)構(gòu)加載穩(wěn)定后3層筋材應(yīng)變隨距墻面板距離的變化圖.可以看出,埋深1.0 m和0.6 m處的筋材拉應(yīng)變都呈單峰值凸起分布,加載點(diǎn)下筋材拉應(yīng)變最大,靠近墻面板處筋材應(yīng)變大于筋材末端應(yīng)變.可能是雖然兩處受墻頂荷載作用都較小,但墻面限制填土水平變形且側(cè)向土壓力較大,而筋材末端錨固作用小;靠近墻面板處筋材應(yīng)變先減小后增大,下層筋材應(yīng)變從靠近墻面板處到筋材末端遞減.

(a) 埋深1.0 m處筋材

填土中筋材應(yīng)變是附加荷載、側(cè)向土壓力、自重應(yīng)力及筋土間摩擦阻力、筋材網(wǎng)孔與土的嵌鎖作用共同影響的結(jié)果,作用機(jī)理復(fù)雜,但總體平均拉伸變形為0.38%,遠(yuǎn)小于筋材設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度.提高筋材強(qiáng)度可有效減小筋材整體的應(yīng)變,平均減小25.48%;增加埋設(shè)筋材層數(shù)使埋深0.6 m和0.2 m處筋材的各測(cè)點(diǎn)平均應(yīng)變減小7.79%,提高筋材長(zhǎng)度使加載點(diǎn)下筋材平均應(yīng)變減小3.13%.原因是兩者分別能增大筋材在豎向、水平向上對(duì)附加應(yīng)力的擴(kuò)散作用;靜止?fàn)顟B(tài)下筋材與擋墻連接使靠近墻面板處筋材拉應(yīng)變平均增大1.6%,可能是擋墻填筑過(guò)程中筋材發(fā)生背離墻面的微小移動(dòng)造成的.

為研究擋墻位移對(duì)筋材拉應(yīng)變的影響,選靠近墻面板處各測(cè)點(diǎn),根據(jù)擋墻達(dá)到極限主動(dòng)狀態(tài)時(shí)筋材應(yīng)變與靜止?fàn)顟B(tài)下筋材應(yīng)變的相對(duì)差值εr繪制圖14.可以看出,筋材未與擋墻連接時(shí)整體上應(yīng)變對(duì)擋墻位移的靈敏度較弱且變形量較小,擋墻位移不會(huì)使實(shí)際工程中筋材發(fā)生變形破壞.筋材應(yīng)變衰減量與埋深正相關(guān),工況1靠近墻面板處筋材應(yīng)變衰減值為T(mén)模式最大,上、中兩測(cè)點(diǎn)RT應(yīng)變衰減小于RB模式,下測(cè)點(diǎn)RB模式略小于RT模式.靠近墻面板處筋材應(yīng)變衰減量分布形式與豎向土壓力的變化正好一致,證明筋材應(yīng)變與豎向土壓力間的正向關(guān)系,作用在筋土交界面上的豎向土壓力減小會(huì)引起筋土間嵌鎖作用減小.提高埋設(shè)筋材層數(shù)與筋材強(qiáng)度都能減少墻面位移引起的靠近墻面板處筋材應(yīng)變衰減,提高平面配筋率效果不明顯.

(a) 工況1～3、5

將筋材與擋墻連接可以使筋材發(fā)生與墻面的協(xié)同位移,將原本衰減的筋材拉力發(fā)揮值變?yōu)檩^大拉應(yīng)變,筋材應(yīng)變自上而下先減后增.原因是,根據(jù)力的平衡關(guān)系,靠近墻面板處筋材的拉應(yīng)變與擋墻帶動(dòng)筋材位移的拉力相關(guān),而拉力與填土給筋材的摩擦阻力一致,阻力既與作用在該界面上的垂直土壓力正相關(guān),又與筋材位于非滑動(dòng)穩(wěn)定土體中的錨固長(zhǎng)度正相關(guān).

2.5 剛性加筋土擋墻筋材鋪設(shè)形式分析

根據(jù)上述試驗(yàn)結(jié)果及分析,在減少工程造價(jià)、提高經(jīng)濟(jì)效益的基礎(chǔ)上,本文提出重力式加筋土擋墻抗墻面板位移及墻頂荷載影響的鋪筋形式:

(1)埋深較淺的上層宜采用高強(qiáng)度筋材以減少填土表面在墻面板位移和墻頂荷載作用下的不均勻沉降,增強(qiáng)對(duì)墻頂荷載的應(yīng)力擴(kuò)散作用.

(2)將筋材與擋墻連接、在靠近墻面板處增加埋設(shè)筋材層數(shù)或提高筋材強(qiáng)度可以減少擋墻位移對(duì)靠近墻面板處填土穩(wěn)定性的影響,防止作用在靠近墻面板處水平土壓力過(guò)大引起墻面板滑移.

(3)墻內(nèi)填土上部宜采用較高平面配筋率,以增大筋材對(duì)附加應(yīng)力的擴(kuò)散作用并充分發(fā)揮土體中筋材的錨固作用,防承載傾覆;中下部可以適當(dāng)減少筋材長(zhǎng)度以節(jié)省筋材用量,如果擋墻較高,底部筋材宜采用較長(zhǎng)高強(qiáng)筋并與擋墻連接,利用筋材的抗拉強(qiáng)度和錨固特性防止靠近墻面板處底部自重應(yīng)力過(guò)大引起繞底轉(zhuǎn)動(dòng).

3 結(jié) 論

(1)靜止?fàn)顟B(tài)下,重力式加筋土擋墻內(nèi)豎向土壓力為加載點(diǎn)下最大,靠近墻面板處大于加載點(diǎn)外側(cè)且差值隨著埋深逐漸增大.靠近墻面板處豎向土壓力隨埋深非線性遞增,增長(zhǎng)幅度在下半段增大,加載點(diǎn)下變化不大;末端處微弱增大后劇烈衰減.加筋能顯著降低筋土界面處?kù)o止土壓力,且對(duì)未直接加筋土層有一定加固作用.

(2)重力式加筋土擋墻在進(jìn)入極限主動(dòng)狀態(tài)時(shí),靠近墻面板處填土表面相對(duì)沉降量較大,擋墻位移對(duì)筋材應(yīng)變影響很小;靠近墻面板處豎向土壓力衰減量與埋深正相關(guān),加載點(diǎn)下豎向土壓力增大量與埋深負(fù)相關(guān).加筋可以提高重力式加筋土擋墻達(dá)到極限主動(dòng)狀態(tài)所需最大位移,與轉(zhuǎn)動(dòng)軸點(diǎn)處筋材抗拉強(qiáng)度發(fā)揮值正相關(guān).

(3)重力式加筋土擋墻在擋墻上部和底部提高筋材強(qiáng)度或增加埋設(shè)筋材層數(shù),靠近墻面板處提高埋設(shè)筋材層數(shù)或筋材強(qiáng)度并將筋材與擋墻連接,結(jié)構(gòu)中下部適當(dāng)減少鋪筋長(zhǎng)度,能夠提高擋墻結(jié)構(gòu)在墻面板位移影響下的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性.