雙面加筋土高擋墻的側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 建筑環境學院土木系，成都 610065)

在確定加筋土擋墻加筋體土壓力系數時，《公路加筋土工程設計規范》(JTJ015—1991)［1］(以下簡稱《規范》)主要依據12 m以下擋墻的經驗來編制，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、環境工程等領域越來越廣泛的應用，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，發現包裹面內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，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。本文根據離心模擬試驗測得的加筋土高擋墻面板側向土壓力分布情況，結合現場測試成果，研究墻背側向土壓力分布規律。

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力，使其達到原型應力水平，并采用與原型相同物理力學參數的材料制造模型。因此，能正確模擬結構及地基的重力場;能重現土與結構相互作用的特性;能在較短的時間內使模型的應力應變狀態、模型破壞過程和破壞條件清晰地展現出來。

圖1 壓力橫梁幾何模型

本試驗采用甘肅定西地區的黃土作為試驗模型的填土。根據黃土的物理力學特性試驗，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%。現場采用寬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定區和活動區的分界面如圖1所示。按離心運轉加速度n=150g(其中，n為離心加速度倍數，g為重力加速度)進行離心相似模擬設計。拉筋的截面Ai和長度Li按《規范》規定的計算方法確定。

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

式中，Ki為加筋體內深度為Zi處的土壓力系數;Zi為第i層筋帶至加筋體頂面的垂直距離(m)靜止土壓力系數為土的內摩擦角;Ka為主動土壓力系數，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，即假定上下擋墻交界面上的垂直土壓力沿擋墻寬度方向分布均勻，且擴散應力對墻背土應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，但假設其擴散范圍僅在主動區范圍內，認為擴散應力對下部擋墻的側向土壓力無影響，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的土壓力分布與規范規定一致，不考慮錯臺的影響。

加筋材料采用有紡合成纖維布模擬現場聚丙烯塑料帶。模型的幾何尺寸按確定，Lp為現場原型尺寸。根據模型與原型拉筋兩結點之間的面板側向位移量的相似性，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。

根據相似性分析計算結果，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，每層面板內側放置一個側向土壓力傳感器。關于模型設計及測試系統的布置情況參見文獻［13］。

2 實驗結果及分析

2．1 離心模擬試驗測定的土壓力分布

逐級提高離心運轉加速度至150g，即進行設計工況下的試驗，模擬33 m高擋墻施工完畢運行一段時間后的擋墻性態。然后又逐級提高加速度至200g，進行現場44 m高擋墻的離心模擬試驗，此時擋墻內拉筋的截面面積僅為按規范設計所需值的3/4。在此基礎上繼續提高加速度至250g，模擬現場55 m高擋墻的擋墻性態，拉筋的截面僅為設計值的3/5。離心加速度為150g時，即設計工況下，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，峰值土壓力出現在距墻底約1/4墻高處。擋墻上部約1/2墻高范圍內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向土壓力分布的規律，改變的程度與加筋土結構中拉筋的數量、分布及筋土界面特性等因素有關。

圖3為50g、100g、200g、250g時對應的土壓力分布情況，隨著運轉加速度提高，擋墻側向變形增大，側向土壓力系數有所增大。對于一般剛性擋墻，隨著擋墻的側向變形增大，即能逐漸滿足有靜止狀態發展到主動極限平衡狀態所需要的某種程度的位移，土壓力系數應愈來愈小。

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

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

圖2 模型J2、J3、J4在150g時的側向土壓力分布

圖3 模型J4在50g、100g、200g、250g的側向土壓力分布

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。擋墻內的配筋情況及其相應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，且錨固長度僅為設計所需值的2/3，因拉筋抗拉拔能力不夠，設計工況時自重作用下下部擋墻兩側完全擠出，上部擋墻在失去支撐的情況下，當離心運轉速度進一步提高時發生垮塌破壞;2)模型J3在離心加速度大于250g時，因側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，即墻底土壓力設計所用值僅為規范建議值的3/11，但試驗結果表明，在設計工況下，擋墻仍處于安全可靠狀態，說明《規范》采用的側向土壓力系數在擋墻底部偏高。模型J4拉筋抗拉的相對薄弱處在擋墻上部，隨著離心運轉加速度的提高，上部的拉筋最先拉斷，由此反映出《規范》采用的側向土壓力系數上部可能相對偏低。上述試驗結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隨深度呈先增后減型。

3 與現場測試結果的比較分析

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，擋墻頂部側向土壓力很小。從實測數據可以看出，加筋效應顯著的減小了壓實土對墻面的側壓力。此外觀測結果也表明，墻面水平位移越大的部位，側向土壓力降低越顯著;而在水平位移較小的部位，側向土壓力相對較大。應指出，半干旱地區的加筋土擋墻在完建后的一定時間內，隨著土的含水量降低，土的表觀粘聚強度增大并發生收縮變形，從而導致側向土壓力顯著減小。1985年歐陽仲春［16］在重慶白沙灣碼頭進行了現場原型試驗，擋墻高18～26 m，下部采用工業廢鋼片，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場原型測試結果均表明，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

土壓力分布規律是擋土墻設計理論的基礎。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，目前加筋土擋墻設計就采用這種分布形式。以基坑支撐為代表的連續柔性墻，其土壓力分布呈先增后減型，按土壤性質的不同其形式各異。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，按對數螺旋線規律逐漸減小，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動情況有關，當墻的位移為繞著頂點向外轉動時，土壓力分布呈先增后減型。

本次模型試驗結果顯示，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生豎向沉降，而楔體下部發生斜向往外側的位移，即楔體繞著頂點向外向下平移和轉動。此外，研究表明，加筋土擋墻與基坑支撐結構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。

大量試驗結果表明，面板上承受的側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向變形，減小了土體對墻面的壓力;

2)三軸試驗結果表明，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，粘結強度c越大，σa則越小;

3)黃土在最優含水量附近的非飽和狀態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，墻面板與土體聯成一個整體，從而增大了墻背和土體的摩擦，導致土壓力系數會相應減小;

5)筋帶拉力沿筋帶長度分布的現場測試和試驗測試結果表明，拉筋的最大拉力發生在距面板一定距離處，對于柔性拉筋，拉筋最大拉力發生在潛在破壞面上，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。現行規范所采用的加筋土擋墻面板側向土壓力分布偏于保守，尤其對于擋墻中、下部。根據面板上的側向土壓力計算拉筋數量和拉筋錨固長度亦有不合理之處。

5 結語與建議

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

2)加筋土擋墻破壞時，楔體繞墻頂點向外向下轉動，實測土壓力分布呈先增后減型，最大值發生在距墻底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別。

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

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