郭小川，劉德富，肖衡林

（湖北工業(yè)大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，湖北 武漢430068）

自20世紀(jì)60年代以來(lái)，加筋土作為一種新的提高堤壩穩(wěn)定性的工程措施，迅速被應(yīng)用在水利、公路、鐵路、港口和建筑等部門(mén)的巖土工程中。在公路加筋路堤方面，土工格柵作為一種常用的加筋材料，其作用主要是約束路堤土體的側(cè)向變形，改變加筋土體的受力狀態(tài)，從而改善加筋堤壩穩(wěn)定性。而三向土工格柵作為一種新型土工格柵，由于能承受平面各個(gè)方向的力，防止不均勻沉降效果比一般雙向和單向土工格柵要好，在我國(guó)填方路堤上研究與應(yīng)用還很少，對(duì)其效果至今沒(méi)有定量結(jié)論。

Bathurst［1］采用寬0.465m 的鋼梁作為條形加載裝置對(duì)3個(gè)高3.4m的加固和不加固大模型邊坡加壓，通過(guò)試驗(yàn)認(rèn)為單向土工格柵加固邊坡的承載能力為相同條件下未加固邊坡的1.6～2倍。羊曄，劉松玉［2］等通過(guò)室內(nèi)小比例模型試驗(yàn)，得出單向土工格柵加筋結(jié)構(gòu)可以緩解高速公路過(guò)渡段的不均勻沉降。鄒靜蓉［3］等采用大尺寸拉拔模型研究土工格柵與填料之間的相互作用，格柵受到的極限抗拔力與上覆壓力成線性關(guān)系，而初始拉拔模量與上覆壓力成冪函數(shù)關(guān)系。楊慶等［4］通過(guò)室內(nèi)小比尺模型試驗(yàn)，研究了土工格柵加筋參數(shù)對(duì)路堤邊坡結(jié)構(gòu)性能的影響，證明加筋能大幅提高邊坡的穩(wěn)定性和承載能力，并得出了土工格柵埋在土中的力學(xué)特征。楊林華［5］通過(guò)具體的模型試驗(yàn)對(duì)土工格柵加筋路堤邊坡的變形進(jìn)行了研究，證明加筋能提高土體整體性，使應(yīng)力應(yīng)變?cè)谶吰峦馏w內(nèi)分布更均勻。

多數(shù)學(xué)者認(rèn)為土工格柵能提高路堤的整體穩(wěn)定性與極限承載力，但加筋材對(duì)路堤沉降效果如何，仍需要進(jìn)一步量化研究。

本文采用自行設(shè)計(jì)的路堤模型實(shí)驗(yàn)裝置開(kāi)展了加筋路堤模型試驗(yàn)，研究不同工況下格柵的變形情況，以及格柵鋪設(shè)位置對(duì)路堤模型破壞的影響。

1 模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)使用的砂含水率為4.1%，不均勻系數(shù)Cu＝5，內(nèi)摩擦角φ＝9.22°。試驗(yàn)過(guò)程中砂土的壓實(shí)度以擊實(shí)功進(jìn)行控制，使用小型夯實(shí)錘，錘擊時(shí)落距相同并分層填筑，每填筑100mm擊實(shí)一次。模型的密實(shí)度在試驗(yàn)開(kāi)始前測(cè)量，測(cè)量方法為在模型不同位置隨機(jī)抽取3個(gè)樣本，取其平均值，最終測(cè)得的相對(duì)密實(shí)度為0.45，使用的砂顆粒級(jí)配見(jiàn)表1。由于填土的密實(shí)程度也是試驗(yàn)的控制條件，密實(shí)程度不同試驗(yàn)的破壞情況也不同［6］，本試驗(yàn)每次工況砂土的密實(shí)程度都基本控制在0.45。

表1 砂顆粒級(jí)配分析表

使用的土工格柵是TDGD80三向土工格柵，其極限抗拉強(qiáng)度為80kN／mm，極限延伸率≤10%，2%延伸率抗拉強(qiáng)度≥20kN／mm，5%延伸率抗拉強(qiáng)度≥48kN／mm。

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)裝置采用自制的路堤模型試驗(yàn)系統(tǒng)［7］，見(jiàn)圖1，主要由模型試驗(yàn)箱，加載系統(tǒng)，壓力控制系統(tǒng)等組件組成。

1.加強(qiáng)環(huán)境宣傳教育，夯實(shí)環(huán)?；A(chǔ)。環(huán)境宣教是環(huán)境保護(hù)的基礎(chǔ)性工作，近年來(lái)，各界的環(huán)境保護(hù)意識(shí)有了很大提高，但是與環(huán)保工作的要求相比較，還有很大差距。因此，應(yīng)當(dāng)運(yùn)用多種形式，不斷創(chuàng)新載體，利用各種場(chǎng)合不斷加強(qiáng)環(huán)境宣傳教育。

模型箱的尺寸為2 000mm×800mm ×760 mm，模型箱前側(cè)采用20mm厚的透明有機(jī)玻璃板，可以方便地觀察到模型的變形情況。為了使加載均勻，使用鋼板加載，加載鋼板尺寸為790mm×300 mm×40mm。模型箱的縱向兩側(cè)，正面是鋼化有機(jī)玻璃，背面是木質(zhì)板，邊角部位通過(guò)角鋼固定，以確保無(wú)縱向的變形發(fā)生。

豎向壓力采用液壓油泵和活塞缸施加，最大工作壓力是25MPa。加載方法是通過(guò)該加載系統(tǒng)持續(xù)分級(jí)的加載，每級(jí)荷載設(shè)定為0.5MPa，每級(jí)荷載加載時(shí)間視模型變形情況而定，當(dāng)模型處于變形穩(wěn)定后（通過(guò)多次試驗(yàn)觀察到，每級(jí)荷載大約加載5 min）施加下一級(jí)荷載，直到模型發(fā)生滑動(dòng)破壞視為加荷終止條件。

該設(shè)備的最大特點(diǎn)是：施加的壓力由自帶的電子壓力系統(tǒng)控制，加載過(guò)程中能自動(dòng)保壓，可以任意設(shè)定某一個(gè)荷載的數(shù)值及所需的加載持續(xù)時(shí)長(zhǎng)，提供持續(xù)穩(wěn)定的壓力。相較以往模型試驗(yàn)裝置，本裝置的優(yōu)點(diǎn)在于：加壓操作過(guò)程簡(jiǎn)易省時(shí)；能夠?qū)δＰ褪┘映掷m(xù)穩(wěn)定的壓力；易于觀察，試驗(yàn)數(shù)據(jù)精度較高；液壓缸面積較大，加壓精度得到提高。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽馊鐖D2，路堤高600mm，墊層厚度為200mm，每隔150mm鋪設(shè)一層格柵，頂層到坡頂距離為100mm。

為了研究不同加筋位置土工格柵的變形及路堤破壞模式，試驗(yàn)中分以下8種工況，格柵鋪設(shè)部位見(jiàn)圖2。

1）工況A：不鋪設(shè)格柵；

2）工況B：頂層鋪設(shè)格柵；

4）工況D：底層鋪設(shè)格柵；

5）工況E：頂層和中層鋪設(shè)格柵；

6）工況F：頂層和底層鋪設(shè)格柵；

7）工況G：中層和底層鋪設(shè)格柵；

8）工況H：底層中層和頂層鋪設(shè)格柵。

圖1 模型試驗(yàn)裝置

圖2 路堤模型示意圖

本試驗(yàn)中需要測(cè)定的參數(shù)為：試驗(yàn)過(guò)程中記錄施加荷載的大小，即坡頂豎向壓力P；不同工況下坡體的總沉降量s，連續(xù)監(jiān)攝路堤從加載到破壞時(shí)坡面變形和發(fā)展過(guò)程。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 位移沉降數(shù)據(jù)分析

采用平行試驗(yàn)方法（坡度、壓實(shí)度、含水率相同）對(duì)不同工況條件下路堤的變形進(jìn)行試驗(yàn)研究。得出不同工況下路堤頂面的總沉降數(shù)據(jù)見(jiàn)表2，路堤在不同工況下的荷載—沉降（P－S）曲線如圖3所示。

從表2和圖3中可以看出，對(duì)于坡體底面的總沉降來(lái)說(shuō)，隨著加筋層數(shù)的增多，坡體的總沉降相差不大，而破壞前一級(jí)荷載時(shí)的總沉降量相差較大不加筋時(shí)為30.2mm；加筋一層格柵后為23mm～26 mm，較不加筋減小了13%～23%；加兩層格柵后為20mm～26mm，比不加筋小13%～33%；加三層格柵后為27mm，加筋比不加筋沉降小了10%。

對(duì)于極限承載力而言，由表2可看出，不加筋時(shí)路堤的極限承載力為2.5MPa，格柵鋪設(shè)層數(shù)為一層時(shí)，在工況B、C、D情況下，當(dāng)格柵鋪設(shè)在頂層時(shí)路堤極限承載力為3.5MPa，而鋪設(shè)在中層和底層時(shí)荷載破壞都是3.0MPa；工況E鋪設(shè)格柵兩層時(shí)，格柵鋪在頂層和中層路堤破壞時(shí)荷載能達(dá)到5.0MPa，工況F鋪設(shè)在頂層和底層破壞荷載為4.5 MPa，工況G格柵鋪設(shè)在中層和底層時(shí)極限荷載為4.0MPa；格柵鋪設(shè)三層時(shí)極限荷載為5.5MPa，與不加筋相比，加筋層數(shù)越多承載力越大，加筋三層或承載力最大，加三層時(shí)的最大承載力比不加筋增大了2.2倍。

綜上所述加筋后路堤的極限承載力明顯提高，而最終沉降量不大，沉降的差別主要在坡體破壞前有差別。主要原因是坡體填料是砂土，破壞時(shí)為脆性破壞，瞬間沉降量很大，實(shí)驗(yàn)未能及時(shí)測(cè)量導(dǎo)致最終沉降量只能以加載停止時(shí)為準(zhǔn)，最終沉降量差別不大，通過(guò)比較破壞時(shí)前一級(jí)荷載的沉降，可以看出加筋后路堤的沉降量明顯比不加筋時(shí)要小。

表2 路堤荷載沉降表 mm

圖3 8種工況下路堤的P－S曲線

2.2 坡體破壞面分析

本次試驗(yàn)通過(guò)相機(jī)連續(xù)拍攝了路堤在荷載作用下坡面變形的情況，如圖4是工況D的坡面變形情況，可以看出隨著荷載的增大，坡體變形逐步增加，坡面上裂縫不斷開(kāi)展，當(dāng)達(dá)到土體抗剪強(qiáng)度極限時(shí)，坡體內(nèi)部出現(xiàn)圓弧滑動(dòng)面，沿著滑動(dòng)面發(fā)生滑坡，坡體失去承載力。

圖4 工況D坡面變形圖

圖5 工況1坡體滑動(dòng)面模型

圖6 工況2坡體滑動(dòng)面模型

圖7 工況3坡體滑動(dòng)面及裂縫

圖8 工況4坡體滑動(dòng)面模型

圖5 ～圖8是格柵不同布置位置時(shí)路堤坡體破壞形式，從圖片可以看出，底層鋪設(shè)格柵時(shí)滑動(dòng)面從坡頂開(kāi)始延伸到坡腳處；中層鋪設(shè)格柵時(shí)滑動(dòng)面從中層格柵下面開(kāi)始延伸到坡腳；頂層鋪設(shè)格柵時(shí)滑動(dòng)面從頂層格柵下部開(kāi)始延伸到坡腳處；不鋪設(shè)格柵時(shí)滑動(dòng)面和鋪在底層相同。

這說(shuō)明土工格柵的存在影響了模型破壞滑動(dòng)面位置的分布情況，底層鋪設(shè)格柵和不鋪設(shè)格柵滑動(dòng)面都從坡頂開(kāi)始延伸到坡腳處，而中層鋪設(shè)格柵滑動(dòng)面從坡頂部開(kāi)始延伸到中層格柵之上，頂層鋪設(shè)格柵滑動(dòng)面從格柵下延伸到坡腳處，說(shuō)明破壞主要位于底部和中部，格柵的存在阻隔了圓弧滑動(dòng)面的延伸，特別是頂層和中層的格柵使滑動(dòng)面起始點(diǎn)移動(dòng)到了格柵下面而不是從坡頂開(kāi)始。

試驗(yàn)過(guò)程中一直拍攝整個(gè)路堤破壞情況。從裂縫開(kāi)展的情況來(lái)看，工況D直到坡體發(fā)生滑移裂縫都較少，而其他各種工況裂縫從開(kāi)始加載到破壞發(fā)展情況為：開(kāi)始時(shí)裂縫較少，寬度較小，隨著荷載的增大裂縫慢慢向下延伸并逐漸增多，到達(dá)破壞時(shí)裂縫貫通到路堤底部。證明了格柵可以在一定程度上控制路堤模型的側(cè)向變形［8－10］。究其內(nèi)部原因，由摩爾—庫(kù)倫理論，土體的抗剪強(qiáng)度主要由土體的內(nèi)摩擦角φ和粘聚力c決定的，本試驗(yàn)使用的是砂土，其粘聚力很小，當(dāng)豎向荷載作用于其上時(shí)，坡體內(nèi)部很快出現(xiàn)剪切破壞，坡體表面也會(huì)出現(xiàn)很多豎向的裂縫，當(dāng)荷載足夠大時(shí)內(nèi)部出現(xiàn)圓弧形滑動(dòng)面，坡體發(fā)生滑坡破壞。

圖9 工況A坡面破壞圖

圖10 工況B坡面破壞圖

而當(dāng)土工格柵存在時(shí)，在橫向上，格柵的橫條帶與縱條帶交界處能與土體產(chǎn)生一定的嵌固作用，再加上格柵與土體的摩擦作用，土體的橫向變形減小，在一定程度上控制了裂縫的開(kāi)展。本次試驗(yàn)格柵鋪設(shè)在頂層時(shí)，直到發(fā)生滑移破壞，坡體裂縫相比其他工況都較少，如圖9、10、11所示，證實(shí)了此結(jié)論的正確性。文獻(xiàn)11中結(jié)論為格柵鋪設(shè)在路堤底部時(shí)對(duì)地基的加筋效果較好，而本文研究的主要是格柵對(duì)路堤坡體本身變形的控制，固而結(jié)論和文獻(xiàn)11不同。

在豎向上，隨著荷載的增大圓弧面產(chǎn)生時(shí)，由于格柵的存在，格柵相對(duì)土體的強(qiáng)度大很多的特點(diǎn)使得圓弧面不能通過(guò)格柵層，阻斷了圓弧面的發(fā)展，如圖5所示，由于鋪設(shè)格柵使圓弧面的位置發(fā)生了變化，只能延伸到格柵之上，而不能到達(dá)坡腳處。

3 結(jié)論

通過(guò)8種不同工況的模型試驗(yàn)，對(duì)不同的加筋位置路堤的變形情況和破壞情況分析得到以下結(jié)論：

1）加筋能降低路堤坡體的總沉降量，加筋一層格柵后減小了13%～23%，加兩層格柵后比不加筋小13%～33%，加三層格柵后比不加筋沉降小了10%。

2）加筋大大提高了坡體的極限承載力，與不加筋相比，加筋層數(shù)越多承載力越大，加筋三層或承載力最大，比不加筋增大了2.2倍。

3）路堤開(kāi)始加載到破壞，坡體的破壞滑動(dòng)面從坡頂延伸到坡腳處，但格柵的存在影響破壞面的位置，由于格柵的剛度較大，破壞面不能通過(guò)格柵向下延伸；

4）格柵在一定程度上控制了裂縫的開(kāi)展，增加了坡體的穩(wěn)定性。

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