高路堤返包式加筋土擋墻的試驗研究

徐 華，夏 磊，任 鑫，陳紫云，張小波

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031； 2.四川省交通運輸廳交通勘察設計研究院，四川 成都 610017)

0 引言

在我國西部山區交通建設中，由于地形地貌起伏較大，地質條件也較為復雜，深挖高填路基日益增多，高路堤返包式加筋土結構越來越多地被采用。返包式加筋土結構[1-2],將坡面處筋材端部包裹、折回，土體側壓力通過筋帶傳遞給內部土體，達到自身錨固，較剛性面板結構具有更好的適應土體變形的能力，填方高度更高，整體穩定性也較好。

相關學者通過理論分析[3-4]、室內試驗[5-6]、現場監測[7-8]和數值模擬[9-10]研究了加筋土結構的力學特性和失穩破壞機理，其中現場監測被認為是能反映加筋土擋墻真實工作狀態的手段，楊廣慶[11-13]對多級臺階式、返包式等多種不同形式的加筋土擋墻進行了現場試驗研究，分析了加筋土擋墻受力、變形狀態，作用機理，潛在破裂面形狀等；陳建峰[14]通過對某軟土地基返包式土工格柵加筋黏性土擋墻的變形及受力進行現場測試，研究了軟土地基加筋土擋墻的工作性狀及其穩定性。此外，汪承志[15]、王祥[16-18]等學者都對加筋土擋墻開展了現場原位監測試驗。上部有路肩填土作為超載的加筋土路堤是山區公路、鐵路建設中一種獨特但應用廣泛的結構。然而，對上述結構施工期間和竣工后的性能和穩定性研究很少。

依托我國西南山區一典型的高路堤返包式加筋土擋墻，其上部為8 m高的未加筋路肩，下部為14 m 高的土工格柵加筋路堤，開展為期1 a的現場監測，深入分析加筋土擋墻的垂直土壓力、筋帶應變以及潛在破裂面形式，揭示返包式加筋土擋墻的受力狀態和筋土相互作用，以期為今后類似加筋土結構的優化設計和施工提供理論依據。

1 工程概況及試驗方案

1.1 工程概況

該高路堤返包式加筋土擋墻位于四川省甘孜州貓子坪-磨西改建公路工程K2+180-K2+299.5段，結構總高度為22 m (圖1)。下部為坡率1∶1，高14 m的加筋土路堤，上部為坡率1∶1.5，高8 m的未加筋路肩，路堤與路肩之間平臺寬2 m。填料為西南山區分布廣泛的強風化花崗巖碎石土，相關參數如表1所示。填料不均勻系數Cu=10.6>5，曲率系數1

表1 填料的物理力學指標

1.2 試驗方案

2015年6月加筋土擋墻開始施工，2016年1月竣工，測試工作于2015年6月開始，2016年7月結束(竣工后半年)，歷經1 a[19]。選用JMZX-50XXA

表2 土工格柵的主要技術指標

土壓力盒測試垂直土壓力，JMDL-2405A柔性位移計測試土工格柵的拉伸位移，將監測儀器布置在第10，14，18，22，26層拉筋上，共設置30個垂直土壓力監測點,40個土工格柵變形監測點，加筋土擋墻內的監測儀器橫斷面布置，如圖1所示。

圖1 監測儀器布置橫斷面(單位：m)Fig.1 Cross-section of layout of monitoring equipment (unit: m)

2 測試結果與分析

2.1 垂直土壓力

圖2為施工期和竣工后不同層位實測垂直土壓力變化曲線。通過數據分析，可以得出以下結論：

(1)垂直土壓力隨填土高度的增加而增加(圖2 a, c, e, g)，當填筑下部路堤時，筋材附近的填料被壓密，垂直土壓力的增長速率大致保持不變，但當填筑上部路肩時，增長速率明顯降低，甚至出現了部分點位垂直土壓力下降的現象，主要是由于柔性格柵埋置于土中后產生的網兜效應，在土工格柵中形成托舉力[1]，改善了筋土復合體內部的應力分布，導致實測垂直土壓力增長較緩甚至不增長，該現象也說明了上部路肩超載對下部加筋路堤的應力狀態影響很小；結構高度到達18 m后垂直土壓力出現減小，這可能是由于施工后期加筋土體內部應力發生重分布導致的；竣工后垂直土壓力基本不再變化(圖2b, d, f, h)，加筋土結構趨于穩定。

(2)在施工期和竣工后，加筋土體內部垂直土壓力實測值均小于σv=γh理論的值，且二者之差在施工期隨著填高增加逐漸增大，這也驗證了土工格柵能有效改善筋土復合體內部的應力分布，減小垂直土壓力的理論[1]。

圖2 不同層位垂直土壓力曲線Fig.2 Curves of vertical earth pressure on different layers

(3)垂直土壓力沿土工格柵長度方向呈非線性分布(圖2a, c, e, g)。對垂直土壓力沿筋長的分布規律進行分析發現，第14層距離坡面8 m以內(圖2c)、第18層距離坡面6 m以內(圖2e)，垂直土壓力呈從坡面向邊坡內部增長的趨勢，第22層距離坡面6 m內垂直土壓力大小基本一致，未出現增長(圖2g)，各層土壓力在距離坡面8～10 m處均出現了快速增大的現象。根據這些現象及各監測點位上覆填土的特征，以各層位垂直土壓力出現突增的點位為分界點，將加筋土體分為“斜坡荷載影響區”(簡稱“斜坡區”)和“垂直荷載影響區”(簡稱“垂直區”)，如圖3所示。

圖3 荷載區劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of division of load areas 注：箭頭方向為主要荷載作用方向。

“斜坡區”的上覆填土為一斜坡，按照理論公式σv=γh計算，垂直土壓力應呈從坡面向邊坡內部增長的趨勢，第14，18層“斜坡區”的垂直土壓力分布規律與此吻合，而第10層在距坡面4 m的位置處，垂直土壓力出現峰值，可能與該位置附近填料中大粒徑顆粒引起的應力集中有關。

第22，26層靠近加筋土體內部的土壓力盒位于“斜坡區”，是因為上部路肩對其產生的影響較大，而對于第10，14，18層靠近內部的土壓力盒來說，受上部路肩的影響較小，認為其受垂直荷載。

各層位垂直土壓力值在“斜坡區”和“垂直區”的分界位置附近出現了快速增大，是因為“斜坡區”和“垂直區”的上覆荷載存在差異，其分界面兩側存在沉降差(該結論從土工格柵應變曲線圖4中可證實)，導致該位置附近出現應力集中，表現為實測垂直土壓力的突然增大。對于高路堤的“斜坡荷載影響區”和“垂直荷載影響區”的劃分，為路肩式加筋土結構的筋土相互作用研究和工程設計提供重要參考。

各層位末端垂直土壓力出現減小，是因為加筋土體除了受上覆填土的垂直作用力外，在其后非加筋土體的側向土壓力作用下還將產生傾覆力矩[12]。第10層筋帶末端監測點出現小幅增加，主要是因為第10層恰好處于筋帶長度改變的分界位置(第1～10層土工格柵長度為14 m，第11～26層土工格柵長度為18 m)，且第10層末端監測點位于臺階附近，該處存在應力集中使實測垂直土壓力出現小幅度增加。

2.2 土工格柵變形

圖4是第10，14，18，26層位的土工格柵變形在施工期和竣工后的變化曲線，第22層位處監測儀器部分損壞，故未列出分析。通過對各層位土工格柵變形曲線進行分析可以發現：

(1)在不同施工階段，各層筋材受到的拉應力在筋材長度方向上均呈非線性分布，由圖2可知，垂直土壓力沿筋長方向呈非均勻分布，這就導致同一層土工格柵在不同位置處，與土體的摩擦力不同，進而造成筋材拉應力的不均勻分布[18]；不同層位土工格柵變形的分布形式大致相同，填筑下部路堤時隨填土高度的增加而增大，而填筑上部路肩時隨填高增加有所減小，表明筋帶應力狀態受上部路肩超載的影響較小。

(2)各層筋帶應變分布規律存在以下3個顯著的特征：①坡面附近應變較大，往加筋土體內部快速減小，與張發春[20]、楊廣慶[13]的結論相似。坡面附近的填土沒有用重型機械碾壓，而是采用輕型機械壓實，壓實度一般達不到要求。隨填土高度的增加，坡面附近填土在上部荷載的作用下得到進一步壓實并產生沉降，使墻面附近的筋帶也產生較大的變形；②各層筋帶應變值在中后部又逐漸增大，末端監測點出現峰值；③各層位土工格柵應變在中部附近也出現峰值，這與“斜坡區”和“垂直區” 分界位置附近的土體存在沉降差異有關。

(3)從竣工后的筋帶變形曲線(圖4b,d,f,g)可以發現，最終各層位土工格柵應變最大值出現在臨近坡面的監測點，且距坡面4 m以內的土工格柵應變值在竣工后有隨時間增大的趨向，這是由于柔性墻面發生變形，使坡面附近的筋帶應變略微增大，但最大拉伸應變僅為1.32%，不影響坡面淺表部的穩定性。此外，距離坡面6～12 m的土工格柵的應變值在竣工后隨著時間的推移逐步減小，說明加筋土結構在工后已趨于安全穩定。

(4)施工期間和竣工后的筋帶最大拉伸應變為1.32 %，表明其受到的最大荷載不超過40 kN/m，小于其極限拉伸強度(165 kN/m)，且土工格柵的整體變形在工后趨于穩定。筋帶在工作期間一直處于安全狀態，沒有被拉斷的趨勢。因此，該填方路堤土工格柵的加筋效果良好。

2.3 潛在破裂面分析

將各層測試筋帶的最大變形位置點擬合連線[1,5,16]，推算得到加筋路堤的潛在破裂面(圖5)，圖上11 m(1.18 %)標注中，11 m為該條筋帶最大的應變點位置距離坡面的水平距離，1.18 %為筋帶的最大應變。距路堤底部6 m范圍內的筋帶變形由于施工條件限制并未監測，該部分的潛在破裂面通過延伸得到。同時，利用GeoStudio和Geo5數值計算軟件，對原型加筋擋墻進行建模分析，填土采用莫爾-庫侖彈塑性模型，筋材采用彈性模型，相關參數如表1和表2所示，模型底部和左側均為固定邊界。結合《公路土工合成材料應用技術規范》[21](JTGT D32—2012)對于加筋土擋墻穩定性的要求，搜索最危險的潛在破裂面(滑動面)。將搜索得到的潛在破裂面與由實測筋帶應變最大位置點連線推算的潛在破裂面進行對比，如圖5所示。

由圖5可知，通過實測筋帶變形推算的潛在破裂面與采用GeoStudio和Geo5數值方法計算的潛在破裂面趨勢較為一致，但數值計算的潛在破裂面相對于實測推算更靠近加筋土體內部，由于潛在破裂面越靠近加筋土體內部越不容易破壞，路堤的整體穩定性更高，數值計算結果偏于安全。主要是因為數值計算中假定土體為均質材料，且未考慮現場施工及地下水的影響，使得回填土強度和密實程度比實際工程中要大，當要使加筋土路堤產生滑移或破壞則需要更大的下滑力，在上部路堤荷載相同時，潛在破裂面相對于實測推算更靠近加筋土體內部，加筋土路堤也就更加穩定。但由于現場試驗實測筋帶變形數據，更符合實際施工情況和填土條件，由此推算的潛在破裂面也更為合理。

3 結論

通過對典型的高路堤返包式加筋土擋墻的現場試驗，研究了路堤從施工之初到竣工后半年時間內加筋土體內部垂直土壓力、土工格柵應變以及潛在破裂面等問題，主要得出以下結論：

圖4 不同層位筋材的應變分布曲線Fig.4 Curves of strain distribution of reinforcement at different layers

圖5 實測筋帶應變推算的破裂面與數值計算破裂面的對比Fig.5 Comparison between potential rupture surface calculated from measured strain of reinforcement belt and numerically calculated one

(1)柔性格柵的網兜效應在土體中形成托舉力，導致加筋土體內部垂直土壓力實測值小于σv=γh理論的數值，且兩者之差在施工期隨著填土高度的增加逐漸增大，說明土工格柵可以有效改善土體中的應力分布，減小垂直土壓力。

(2)對于上部有路肩填土作為超載的加筋路堤擋墻結構，其加筋土體內部可劃分為：“斜坡荷載影響區”和“垂直荷載影響區”，兩區分界位置附近的沉降存在差異，導致該處垂直土壓力和土工格柵變形都較大。這一發現，為路肩式加筋土結構的筋土相互作用研究和工程設計提供重要參考。

(3)土工格柵變形沿筋帶長度方向呈非線性分布，在填筑下部路堤時隨填土高度的增加而增大，而填筑上部路肩時隨填土高度增加有所減小，表明土工格柵應力狀態受上部路肩超載的影響較小。

(4)距坡面4 m以內的土工格柵，其變形在工后有隨時間增大的趨向，但最大拉伸應變僅為1.32%，表明筋帶受到的最大荷載不超過40 kN/m，遠小于其極限拉伸強度(165 kN/m)，不影響擋墻整體穩定性。

(5)對于返包式加筋路堤擋墻，通過實測筋帶變形推算的潛在破裂面與采用GeoStudio和Geo5數值方法計算的潛在破裂面趨勢較為一致，但數值計算的潛在破裂面相對于實測推算更靠近加筋土體內部，路堤的整體穩定性更高。主要是由于數值計算中假定土體為均質材料，且未考慮現場施工及地下水的影響，使得數值計算結果偏于安全。