柔性網面土工格柵加筋土擋墻工程特性

林宇亮，楊果林，許桂林

(中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075)

在加筋土中加入筋材，可提高土的強度，改善土的變形特性。將筋材埋于土中，可以增大土的變形模量、傳遞拉力，限制土的側向變形，筋土間的摩擦阻力還能有效地提高結構物的穩定性。關于加筋土結構分析的理論和方法較多，如極限分析法[1-2]、神經網絡[3]、數值計算[4-5]等均已運用于加筋土計算中。盡管如此，加筋土結構的面墻變形、墻背側向土壓力、筋帶拉力、筋土界面摩擦力等的計算尚沒有理想的數學模型，加筋土結構在設計上依舊停留在以極限平衡法為基礎的半經驗半理論階段，許多加筋土實體工程修建通常需要現場觀測和模型試驗作為指導。目前，人們對不同形式的加筋土筋材以及不同結構形式的加筋土擋墻已進行了現場觀測和室內試驗研究[6-17]，但不同結構形式擋墻的加筋機理往往不盡相同，加筋土擋墻的試驗結果也千差萬別，有的甚至出現相反的結論[13-14]，因而，既有的試驗研究成果不可能為所有的加筋土工程修建提供參考依據。柔性網面土工格柵加筋土擋墻為一種新型的加筋土結構，其擋墻以鋼筋網面作為面墻骨架，并通過土工格柵反包生物墊形成面墻，目前已應用于湖南省湘潭至衡陽高速公路西線(以下簡稱潭衡西線)實體工程。擋墻填料為泥質紅砂巖，紅砂巖具有強度低、遇水軟化、脫水開裂等特點，是一種不良的路基填料。鑒于擋墻面墻的復雜性和填料的特殊性，對擋墻進行工程特性試驗研究顯得尤為重要。在此，本文作者以潭衡(湖南湘潭—衡陽)西線加筋土擋墻實體工程為背景，開展柔性網面土工格柵加筋土擋墻的室內試驗。通過在墻頂施加不同荷載水平的循環加卸載，測試擋墻側向土壓力、垂直土壓力、筋帶變形、面墻變形等內容，并分析其工程特性和工作機理。

1 試驗概況

柔性網面土工格柵加筋土擋墻將土工格柵、鋼筋網骨架、生物墊(試驗采用土工布代替)等有機地構成一個加筋體系，如圖1和圖2所示。焊接鋼筋網面與水平面夾角可根據工程實際需要進行調整，本次試驗的夾角為 73°。每層土工格柵均與焊接鋼筋網面牢固連接，內鋪設土工布。相鄰土層土工格柵有30～50 cm的搭接，且用連接棒牢固相連長度。試驗元器件布置情況如圖1所示，土工格柵拉伸試驗結果如表1所示。

試驗模型箱按 1:2.5幾何比例設計。模型箱長為3.00 m，寬為0.85 m，高為2.00 m。其中：1個長×寬為3.00 m×0.85 m的頂面用于施加豎向荷載；1個長×寬為0.85 m×2.00 m的前端面修筑擋墻的面墻；1個長×寬為3.00 m×2.00 m的有機玻璃觀測面；其余3個面焊接了鋼板。為減小模型箱內壁側摩阻力對試驗結果的影響，在模型箱內壁進行涂油。試驗填料為泥質紅砂巖，取自潭衡西線施工現場，其主要力學性能指標如表2所示。模型擋墻以每層0.40 m的高度分層填筑，總共5層，并參照施工現場按壓實度95%進行夯實。為保證填土壓實度滿足要求，每填完一層均對填土的壓實度進行檢測。試驗加載裝置采用美國MTS公司生產的電液伺服加載系統。在模型擋墻頂面，分別施加 0～50，0～100，0～150，0～200，0～250，0～300和0～350 kPa共7個荷載水平的豎向荷載以模擬不同交通載重，每個荷載進行3次加卸循環，以模擬車輛的往返作用[18]。共計21個循環。

圖1 加筋土擋墻模型尺寸與元器件布置圖Fig. 1 Dimension of reinforced earth retaining wall and instruments layout

圖2 加筋土擋墻結構示意圖Fig. 2 diagram for structure of reinforced earth retaining wall

表1 土工格柵拉伸試驗結果Table 1 Air tensile test results of geogrid

表2 紅砂巖的主要力學性能指標Table 2 Main mechanical indexes of red sandstone

2 測試結果與分析

為描述方便，將加筋土擋墻從下到上分別記為第1～5層。

2.1 墻背側向土壓力

圖3所示為擋墻填筑時側向土壓力隨墻高的變化情況。從圖3可見：側向土壓力隨填筑高度的增大而增大，其增長速率隨填筑高度的增大而有所減緩。這主要是由于擋墻在填筑時面墻發生了側向變形，使得側向土壓力有所釋放。而由于基底對面墻變形的約束作用，第1層的側向土壓力增長速率較第2、第3和第4層的增長速率要快。

圖3 擋墻填筑時側向土壓力與填土高度的關系Fig. 3 Relationship between lateral earth pressure and height of filling earth while construction

圖4所示為填筑完成后側向土壓力實測值與理論值的比較結果。在進行墻背側向土壓力理論計算時，不考慮填土黏聚力的影響，公路部門采用變系數法，鐵路部門采用0.3H法。從圖4可以看到：側向土壓力試驗結果是沿墻高呈非線性分布的，不同于朗肯和庫侖土壓力理論假設的線性分布，且實測值(曲線5)要小于理論值(曲線1～4)。這主要是由于加筋土擋墻面墻并非剛性結構，面墻的側向變形會導致側向土壓力減小，而筋材與填土之間的界面摩擦作用也會抵消部分土壓力。這也充分體現了加筋土擋墻柔性結構的特點。在靠近基底附近，側向土壓力強度劇增，這與底部面墻變形受到約束、筋帶與土界面摩擦作用沒有充分發揮等因素有關。

圖4 側向土壓力理論值與試驗值的比較Fig. 4 Comparison of theoretical lateral earth pressure with test data

側向土壓力隨上部荷載的增大呈線性增大，其線性相關性顯著，如圖5所示。側向土壓力p與上部荷載q的線性回歸方程如下。

第1層：p=0.084 5q+9.583 3，相關系數R=0.992；

第2層：p=0.061 4q+2.500 0，相關系數R=0.945；

第3層：p=0.072 1q+2.500 0，相關系數R=0.977；

第4層：p=0.158 6q+7.500 0，相關系數R=0.961。

線性回歸曲線中斜率體現了側向土壓力隨上部荷載增長的程度。從圖5可以看出：第4層線性回歸曲線斜率最大，第1層的次之，第2層的最小。這是因為在擋墻的頂層，加載裝置與填土間存在的摩擦作用也會對面墻的側向變形起約束作用。對比靜止土壓力系數K0=0.641 6、庫侖主動土壓力系數Ka=0.472 0可以看出：當上部荷載增大時，擋墻側向土壓力的增長速率比理論值要小得多。這主要是因為理論值是建立在連續、均質和各向同性的半無限彈性體的基礎上，且假定擋墻呈剛性。對于加筋土擋墻而言則不同，由于筋土之間的界面摩擦作用，面墻所承受的側向土壓力可能很小，甚至完全沒有側向壓力，土壓力在很大程度上由筋材拉力來平衡，因此，采用傳統方法來計算加筋土側向土壓力顯然是不正確的，這也在諸多的加筋土擋墻測試結果中得到驗證[14,19]。另一方面，隨著上部荷載的增大，面墻側向變形的增大也會使一部分側向土壓力釋放。加筋土擋墻在設計中確定側向土壓力的目的不同于重力式擋墻，其主要目的是為了設計筋帶[20]。

圖5 側向土壓力均值隨施加荷載的變化情況Fig. 5 Relationship between average lateral earth pressure and load

加卸載循環次數對側向土壓力也有影響。當上部荷載卸載至0 kPa時，殘余側向土壓力會隨加卸載循環次數增大而逐漸增大，如圖6所示。從圖6可以看出：在擋墻的第4層，這種現象更加明顯。

2.2 加筋土垂直土壓力

筋材表面垂直土壓力直接影響著筋土界面摩擦作用的發揮。試驗測試了第1層和第4層的垂直土壓力，如圖7所示。從圖7可見：垂直土壓力隨施加荷載的增大而增大，第4層垂直土壓力與理論公式σv=γh計算結果比較接近，而第1層垂直土壓力略小于理論值。由于土工格柵埋置于土中會產生薄膜或網兜效應，形成托舉力[14]，土體也可能產生“土拱”現象，從而減小加筋土體自重和上部荷載作用產生的垂直土壓力，這在加筋土底層將表現得更加明顯。這對于依靠筋帶與土體之間摩擦阻力來穩定土體的加筋土擋墻來說是不利的，尤其是當加筋土擋墻高度較大時更加不利。因此，在進行加筋土擋墻設計時，底部筋帶與土體的摩擦阻力應進行相應折減才能確定筋帶的長度。

圖6 加卸載循環次數對殘余側向土壓力的影響Fig. 6 Relationship between residual lateral earth pressure and cycles of load

圖7 不同上部荷載作用下垂直土壓力沿筋長分布曲線Fig. 7 Distribution of vertical earth pressure along reinforcement under different vertical loads

第1層和第4層垂直土壓力沿筋帶長度方程呈均勻分布。目前，作用于筋帶上的垂直土壓力通常按均勻分布、梯形分布和梅耶霍夫(Meyerhof)分布來計算，其中，均勻分布的計算方法應用最廣泛。我國很多規范采用的也是均勻分布法。

2.3 筋材變形

拉筋設計是加筋土擋墻設計的重要內容。對于柔性網面土工格柵加筋土擋墻，由于土工格柵一直延伸到面墻外側，可以認為面墻外側的筋帶受力很小，這里假定在面墻處的土工格柵應變為 0。試驗測試了擋墻第3層、第4層和第5層的筋帶變形情況，如圖8所示。

對于加筋土擋墻，面墻附近的筋材應變主要取決于加筋程度、面墻剛度、面墻側向變形等。從圖8可以看出：靠近面墻處，第3層和第4層的筋帶應變比第5層的大。這也與有關面墻變形測試結果一致。當上部荷載增大時，筋帶的應變也隨之增大，其增大的幅度大致呈遞減趨勢。上部荷載對筋帶應變的分布形狀也有影響。以第3層筋帶應變測試結果為例，當上部荷載小于200 kPa時，筋帶應變呈雙峰值分布；當上部荷載大于250 kPa時，筋帶應變由雙峰值分布逐漸轉變為單峰值分布。一方面，上部荷載的增大會導致面墻變形增大，筋帶變形也隨之增大，尤其是靠近面墻附近的筋帶變形將表現得更加明顯；另一方面，上部荷載的增大會使得土體逐漸形成塑性區，筋材的應變分布也會有所變化。從試驗測試結果可以看到：第5層筋材應變主要表現為單峰值分布，第4層主要表現為雙峰值分布。當筋材應變出現雙峰值分布時，一個峰值會在穩定區形成，另一個在滑動區，這2個峰值也能保持筋帶的受力平衡，穩定區的峰值還能抵消一部分側向土壓力。在通常情況下，單峰值分布可認為是雙峰值分布的特例。

不考慮土體對筋材拉伸力學性能的影響。在最大上部荷載q=350 kPa作用下，擋墻第3層發生的最大應變為2.44%，第4層為1.80%，第5層為1.52%。根據筋材的拉伸試驗結果可知：土工格柵的最大負荷伸長率可達到 10.0%。將筋材應變轉化為筋材拉力，經推算可知，土工格柵受到的最大拉力為斷裂拉伸強度的 24.4%左右，因此，可以認為在試驗荷載作用下，筋帶能夠滿足強度要求。

圖8 不同上部荷載作用下的筋材應變分布Fig. 8 Distributions of strain of reinforcement under different loads

加筋土擋墻的潛在破裂面可以根據筋材發生的最大應變位置來確定。最大施加荷載q=350 kPa作用下筋帶最大應變位置與理論破裂面的情況如圖9所示。從圖9可見：采用0.3H法和朗肯法所得結果與實測結果不太吻合，而采用廣義庫侖法所得結果比較合理。因此，從試驗結果可以初步推斷：對于柔性網面土工格柵加筋土擋墻，在設計時宜采用廣義庫侖破裂面。

圖9 最大筋帶變形位置與理論破壞面比較Fig. 9 Comparison between position of the maximum strain of reinforcements and theoretical failure surface

2.4 面墻變形分析

面墻的主要作用是承受剩余側向土壓力、防止拉筋間填土從側向擠出、固定筋材，并保證面墻設計形狀和外觀要求等。若面墻不發生任何變形，則筋帶拉力將不起作用，面墻主要承受靜止土壓力；若面墻發生遠離墻背填土的位移，則筋帶拉力將逐漸發揮作用，土體逐漸接近主動平衡狀態，側向土壓力逐漸減小。

圖 10所示為面墻累計側向變形在不同上部荷載作用下的發展規律。從圖10可見：隨著上部荷載的增加，面墻的累計側向變形不斷增大，最大側向變形大致發生在第3層和第4層，面墻在中間位置出現一定的鼓出現象。面墻的側向變形會使靠近面墻附近的筋帶拉力增大、側向土壓力有所釋放，這與筋帶變形和側向土壓力的測試結果基本吻合。

圖10 面墻累計側向變形與不同上部荷載的關系Fig. 10 Relationship between accumulative deformation of wall face and vertical load

定義累計變形率為累計側向變形與墻高的比值，經計算可知：在最大試驗荷載作用下，面墻的最大累計側向變形率為5.2%。因此，可以認為：柔性網面土工格柵加筋土擋墻在試驗荷載作用下面墻可以滿足變形要求。

3 結論

(1) 側向土壓力沿墻高呈線性分布。隨著上部荷載增大，側向土壓力呈線性增大，其線性相關性顯著，但其增大速率遠小于理論值。加卸載循環次數增大也會使得殘余側向土壓力增大。垂直土壓力沿筋材長度方向大致呈均勻分布。在擋墻底層，垂直土壓力小于理論計算值。

(2) 上部荷載會使得拉筋應變分布發生變化。筋帶在試驗荷載作用下可以滿足強度要求。采用廣義庫侖法來確定擋墻潛在破裂面更加合理。

(3) 面墻累計側向變形隨施加荷載的增大而逐漸增大，最大側向變形大致發生在面墻中部位置。

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