渠孟飛，謝　強(qiáng)，趙　文，曹新文

(1.西南交通大學(xué)地球科學(xué)與環(huán)境工程學(xué)院， 成都　610031；2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 成都　610031)

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土工格柵加固膨脹土路堤邊坡穩(wěn)定性的試驗(yàn)分析

渠孟飛1，謝強(qiáng)1，趙文1，曹新文2

(1.西南交通大學(xué)地球科學(xué)與環(huán)境工程學(xué)院， 成都610031；2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 成都610031)

摘要：利用離心試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究土工格柵加固膨脹土路堤邊坡穩(wěn)定性效果并給出設(shè)計(jì)參數(shù)。對(duì)不同加筋方案(豎直間距0.5、1 m)與不加筋的膨脹土路堤邊坡位移的分析結(jié)果表明：(1)中心填高為10.9 m、坡率為1∶1.5的素膨脹土路堤邊坡在自然狀態(tài)下不穩(wěn)定；(2)對(duì)于整體穩(wěn)定性好，僅存在淺層破壞的膨脹土路堤，鋪設(shè)長(zhǎng)度為4 m，間距為0.6～0.8 m的土工格柵可保證路堤穩(wěn)定性；(3)對(duì)于存在整體穩(wěn)定性問(wèn)題的路堤邊坡，需加長(zhǎng)土工格柵長(zhǎng)度或采用通長(zhǎng)配筋方法提高路堤邊坡穩(wěn)定性。土工格柵對(duì)膨脹土路堤邊坡的穩(wěn)定性提高有顯著作用，是有效的措施。

關(guān)鍵詞：膨脹土路堤；土工格柵;離心試驗(yàn)；數(shù)值模擬

膨脹土因其在遇水膨脹、失水收縮這一反復(fù)過(guò)程中土體強(qiáng)度會(huì)降低，使得其工程特性較差，大部分素填土膨脹土路堤邊坡表層受大氣降雨、地下水等影響，容易發(fā)生淺層滑動(dòng)，誘發(fā)和牽引深部滑動(dòng)破壞。膨脹土一般不適合作為路堤填料，然而出于經(jīng)濟(jì)和環(huán)保考慮，在大面積膨脹土分布區(qū)修路時(shí)不得不用它做路堤填料[1]。目前對(duì)作為路堤填料的膨脹土采取的工程處治方法主要是改性[2]。對(duì)于膨脹土的改良方法有摻石灰、水泥、粉煤灰、二灰(石灰和粉煤灰)等無(wú)機(jī)改良材料和聚丙烯酰胺等有機(jī)改良材料、微生物改良法等[3]?；瘜W(xué)改良是以往膨脹土地區(qū)筑路研究和倡導(dǎo)(尤其是國(guó)外)的主要技術(shù)措施，但因工藝復(fù)雜、施工設(shè)備要求高、不經(jīng)濟(jì)而無(wú)法推廣[4]。膨脹土加筋技術(shù)是膨脹土改性方法中應(yīng)用較多的一種，鐵路、公路、水利工程中均有應(yīng)用[5-10]。很多研究[11-15]均表明土工格柵對(duì)控制膨脹土邊坡變形有顯著作用。

云南省某鐵路設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)為國(guó)鐵Ⅰ級(jí)電氣化鐵路，全長(zhǎng)142 km，沿線膨脹(巖)土分布長(zhǎng)65 530 m，占線路總長(zhǎng)約46%，考慮到換填填料運(yùn)輸距離較遠(yuǎn)和棄土的堆放問(wèn)題，部分路堤擬采用膨脹土填筑。擬利用土工格柵對(duì)此線路的部分膨脹土路堤邊坡進(jìn)行加固，通過(guò)離心試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法檢驗(yàn)土工格柵的加固效果，并給出設(shè)計(jì)參數(shù)，研究結(jié)果可為此線路的膨脹土路堤邊坡加固提供參考。

1試驗(yàn)工點(diǎn)膨脹土特性

試驗(yàn)工點(diǎn)里程為DK99+065～DK100+660，長(zhǎng)度1 595 m，位于面甸盆地，屬(面甸)斷陷盆地低中山剝蝕地貌，地面高程1 327～1 355 m。上覆第四系全新統(tǒng)坡殘積(Q4dl+el)黏土，下伏上第三系(N)泥灰?guī)r、泥巖夾砂巖。盆地表層第四系全新統(tǒng)坡殘積層與上第三系的巖土均屬膨脹土或膨脹巖。膨脹土主要為第四系坡殘積層及泥巖的全風(fēng)化帶、部分強(qiáng)風(fēng)化帶，呈棕黃、灰黃、灰褐色，硬塑狀，黏性較強(qiáng)，一般厚0～2 m，局部厚度大于40 m。

《鐵路工程特殊巖土勘察規(guī)程》(TB10038—2001)中采用自由膨脹率、蒙脫石含量、陽(yáng)離子交換量作為膨脹土的評(píng)價(jià)和分級(jí)指標(biāo)。DK99+065～DK100+660段膨脹土樣的自由膨脹率、蒙脫石含量、陽(yáng)離子交換量指標(biāo)如表1所示，依據(jù)上述規(guī)范中的標(biāo)準(zhǔn)，可判定為弱～中膨脹土。

表1　DK99+065～DK100+660段膨脹土測(cè)試指標(biāo)

2離心試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)方案

以DK99+175段路堤為試驗(yàn)對(duì)象，中心填高10.9 m，橫斷面形式見(jiàn)圖1。

圖1　DK99+175橫斷面(單位：m)

模型填筑用土為工點(diǎn)土，將土樣粉碎烘干，按天然含水率33%配置土樣密度1.89 g/cm3，保證填筑的離心模型路堤密度、含水率與現(xiàn)場(chǎng)的相同。試驗(yàn)機(jī)器為西南交通大學(xué)離心機(jī)實(shí)驗(yàn)室100gt離心機(jī)。根據(jù)離心機(jī)模型箱尺寸：長(zhǎng)80 cm、寬60 cm、高60 cm，用配置好的土樣填筑路堤。取模型比為1∶50，因原斷面對(duì)稱性較好，只需模擬半路堤結(jié)構(gòu)形式。首先在模型箱底部填筑厚6.5 cm、寬60 cm的黏性土地基(圖2)，壓實(shí)度0.95，最大干密度1.855 g/cm3，含水量11.7%。然后采用先填筑再削坡的填筑方法，分層填筑路堤以便控制壓實(shí)度，路堤模型寬40.68 cm，高21.8 cm，斷面形式與原型基本相同(模型坡面為一級(jí)邊坡，而實(shí)際為二級(jí)邊坡)。

圖2　素填土路堤模型(單位：cm)

文獻(xiàn)[15] 指出在總加筋力相當(dāng)?shù)那疤嵯?，鋪設(shè)適量多層強(qiáng)度適中的格柵比鋪設(shè)少層高強(qiáng)度格柵能更好地抑制路基沉降。本次試驗(yàn)?zāi)M材料選用強(qiáng)度適中的玻纖網(wǎng)，徑向強(qiáng)度4.46 kN/m，橫向強(qiáng)度17.52 kN/m。試驗(yàn)加筋均按模擬材料的橫向強(qiáng)度布置，每層加筋長(zhǎng)度為8 cm，模擬實(shí)際加筋長(zhǎng)度4.0 m。加筋路堤模型如圖3所示。

圖3　加土工格柵路堤模型(單位：cm)

為研究不同加筋條件下膨脹土邊坡的穩(wěn)定性，共進(jìn)行3組離心模型試驗(yàn)。

(1)未加筋

(2)加筋18層

土工格柵垂向上間距為2 cm，每層鋪雙層土工格柵，模擬土工格柵間距0.5 m。

(3)加筋9層

土工格柵垂向上間距為2 cm，每層鋪單層土工格柵，模擬土工格柵間距1.0 m。

2.2試驗(yàn)結(jié)果

(1)第1組試驗(yàn)結(jié)果

以10g、20g、30g、40g、50g、60g、70g、80g加速度每級(jí)勻速運(yùn)行1 000 s。

第一階段試驗(yàn)后坡腳、坡面中間的水平位移和坡頂沉降的曲線見(jiàn)圖4。當(dāng)加速度為40g，坡腳水平位移為4.5 mm，換算到原型為18 cm，說(shuō)明坡腳出現(xiàn)了移動(dòng)。從60g開(kāi)始，坡腳水平位移大幅增加且不穩(wěn)定。當(dāng)加速度為80g時(shí)，坡腳水平位移達(dá)到30 mm，換算到原型已經(jīng)達(dá)到240 cm，已經(jīng)失去穩(wěn)定。坡面中間水平位移和坡頂?shù)某两狄灿邢鄳?yīng)的變化規(guī)律。綜上所述，當(dāng)加速度為40g時(shí)，邊坡已經(jīng)處于臨界滑動(dòng)狀態(tài)。

圖4　第一階段邊坡的變形與時(shí)間曲線

圖5　素膨脹土路堤模型破壞模式

加速度提高到100 g運(yùn)行后模型出現(xiàn)明顯的滑動(dòng)面(圖5)，邊坡表面出現(xiàn)縱向裂縫(圖6)，滑動(dòng)面位于邊坡中上部，屬于邊坡坍塌。

圖6　第一組試驗(yàn)后模型俯視

(2)第2組模型試驗(yàn)

分兩階段，第一階段按10g、20g、30g、40g、50g加速度，每級(jí)勻速運(yùn)行1 200 s；第二階段按加速度10g、20g、40g、60g、80g方式，每級(jí)勻速運(yùn)行1 200 s。

第一階段試驗(yàn)中加速度從10g到50g的加載過(guò)程中，坡頂?shù)某两惦S加載時(shí)間增加而增加(圖7)，坡頂沉降在加速度為50g時(shí)只有0.38 mm，換算成原型為1.9 cm。坡面中間的水平位移在開(kāi)始時(shí)有微小的向外移動(dòng)，但在3 000 s后又有減少的趨勢(shì)，說(shuō)明這一階段主要是土體固結(jié)引起的路堤沉降。

圖7　第一階段邊坡的位移與時(shí)間曲線

試驗(yàn)第二階段邊坡沉降和水平位移隨加速度的增加而增加，如圖8所示。至80g時(shí)，坡面中間水平位移1.2 mm(換算為實(shí)際值9.6 cm)，坡頂沉降0.7 mm(換算為實(shí)際值5.6 cm)，邊坡基本沒(méi)有出現(xiàn)變形破壞，停機(jī)后邊坡穩(wěn)定，沒(méi)有裂紋與滑坍。加速度提高到100g，模型整體產(chǎn)生破壞，邊坡沿加筋區(qū)與非加筋區(qū)整體滑動(dòng)，破壞后照片見(jiàn)圖9。

圖8　第二階段邊坡的位移與時(shí)間曲線

圖9　加筋模型破壞模式

(3)第3組模型試驗(yàn)

第3組模型試驗(yàn)按20g、40g、60g、80g和100g的方式運(yùn)行，每級(jí)運(yùn)行1 600 s。圖10、圖11分別是邊坡坡腳水平位移和坡頂沉降隨時(shí)間的變化曲線。在80g之前邊坡坡面中間的水平位移、坡頂沉降值均較小，加速度為80g時(shí)，坡面中間的水平位移為2.0 mm，坡頂沉降為1.0 mm。在100g時(shí)，坡頂沉降和坡腳水平位移急劇增加，最后破壞。

圖11　坡頂沉降值

2.3結(jié)果分析

(1)高填方素膨脹土路堤穩(wěn)定性

由第1組試驗(yàn)結(jié)果(圖4)可知，高填方素膨脹土路堤在邊坡坡率為1∶1.5，離心加速度大于40g時(shí)，坡腳水平位移已達(dá)到18.0 cm，說(shuō)明坡腳已產(chǎn)生移動(dòng)，自然狀態(tài)下高填方素膨脹土路堤邊坡不穩(wěn)定。加速度為100g運(yùn)行后，邊坡坡面中上部產(chǎn)生裂縫并沿裂縫形成圓弧形滑動(dòng)面，邊坡產(chǎn)生淺層破壞。

(2)鋪設(shè)土工格柵的路堤穩(wěn)定性

在第2組試驗(yàn)中，邊坡鋪設(shè)18層土工格柵(模擬土工格柵間距0.50 m)。當(dāng)離心加速度小于50g時(shí)，坡面中間水平位移最終為0.15 mm，換算到原型為0.75 cm，邊坡穩(wěn)定。當(dāng)離心加速度為80g時(shí)，邊坡坡面中間水平位移0.7 mm，坡頂沉降為1.2 mm，換算到原型分別為5.6 cm和9.6 cm。當(dāng)離心加速度為100g時(shí)，路堤邊坡出現(xiàn)整體滑動(dòng)破壞。

第3組試驗(yàn)中，邊坡鋪設(shè)9層土工格柵(模擬土工格柵間距1.0m)，當(dāng)離心加速度為小于80g時(shí)，邊坡坡面中間水平位移和坡頂沉降值均較小，邊坡穩(wěn)定；等于80g時(shí)，坡面中間水平位移1.0 mm，坡頂沉降為2 mm，換算到原型為8.0 cm和16.0 cm。在加速度為80g時(shí)，比第2組相同情況下的水平位移和沉降分別增加了40%和66.7%。說(shuō)明其邊坡穩(wěn)定性比第2組低。當(dāng)離心加速度為100g時(shí)，路堤邊坡出現(xiàn)整體滑動(dòng)破壞。

基于第2組和第3組試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，對(duì)于不存在整體穩(wěn)定性問(wèn)題的膨脹土路堤邊坡，當(dāng)土工格柵長(zhǎng)度為4 m、間距為0.5～1.0 m時(shí)， 在自然狀態(tài)下(加速度為50g)時(shí)是穩(wěn)定的。

3數(shù)值模擬

3.1數(shù)值模型

以DK99+150 m處路堤斷面為原型(圖12)，利用數(shù)值模擬方法研究不同加筋長(zhǎng)度、間距工況下邊坡的穩(wěn)定性。邊坡中心填筑高度11.5 m，左側(cè)邊坡分二級(jí)填筑，第一級(jí)邊坡坡率1∶1.50，第二級(jí)邊坡坡率1∶1.75，右側(cè)邊坡坡率1∶1.5。設(shè)計(jì)采用水平鋪設(shè)土工格柵填筑弱膨脹土路堤。

數(shù)值模擬采用FLAC_SLOPE軟件，簡(jiǎn)化采用較高的左半邊路堤進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖12　DK99+150段路堤橫斷面(單位：m)

3.2工況及參數(shù)

模型的土體材料由兩部分組成，路堤頂部為級(jí)配碎石，選擇系統(tǒng)自帶的參數(shù)賦值；第二層為工點(diǎn)膨脹土，密度取為1.89 g/cm3， 抗剪強(qiáng)度在試驗(yàn)基礎(chǔ)上進(jìn)行折減，取C=25 kPa，φ=23°。土工格柵的參數(shù)為：徑向抗拉強(qiáng)度4.46 kN/m，橫向黏結(jié)強(qiáng)度17.52 kN/m。 模擬工況如表2所示。

3.3穩(wěn)定性分析結(jié)果

邊坡未加筋時(shí)，穩(wěn)定系數(shù)為1.12，不滿足穩(wěn)定性要求。邊坡坡率較《鐵路特殊路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB10035—2002)中規(guī)定的相應(yīng)放緩一級(jí)，即第一級(jí)邊坡坡率為1∶1.75，第二級(jí)邊坡坡率為1∶2時(shí)，穩(wěn)定系數(shù)為1.22，較未加筋時(shí)有所提高，滿足穩(wěn)定性要求。

表2　數(shù)值模擬工況

邊坡加筋后的代表性模型(加筋長(zhǎng)度為4、12 m，間距為0.6 m)的剪切應(yīng)變?cè)茍D如圖13所示。從圖中可以看出，邊坡潛在破壞模式為沿著土工格柵邊緣產(chǎn)生整體滑動(dòng)，路堤上部的土工格柵受力較大，下部尤其是底部的土工格柵受力較小；當(dāng)土工格柵長(zhǎng)度為12 m時(shí)，邊坡未形成潛在滑動(dòng)面，整體穩(wěn)定性較好。

圖13　代表性的邊坡剪切應(yīng)變?cè)茍D

不同工況下邊坡穩(wěn)定性系數(shù)計(jì)算結(jié)果如表3所示。

表3　不同工況下邊坡穩(wěn)定性系數(shù)

從表3可以看出，當(dāng)土工格柵間距小于0.6 m時(shí)，格柵間距變化對(duì)邊坡整體穩(wěn)定性基本沒(méi)有影響。整體上看，隨著土工格柵間距的增大，邊坡整體穩(wěn)定性系數(shù)減?。煌凉じ駯砰L(zhǎng)度為4～6 m時(shí)，隨著土工格柵長(zhǎng)度的增加，邊坡整體穩(wěn)定性系數(shù)稍有增大，但不明顯；長(zhǎng)度為12 m時(shí)，穩(wěn)定系數(shù)明顯增大。

土工格柵采用4 m和6 m相間布置的形式與全部采用4 m或6 m的土工格柵其邊坡穩(wěn)定性系數(shù)變化不明顯。

4結(jié)論

(1)此線路的弱～中等膨脹土加筋后可作為路堤填料。

(2)采用土工格柵加固路堤邊坡時(shí)，對(duì)于沒(méi)有整體穩(wěn)定性問(wèn)題僅存在淺層破壞的路堤邊坡，建議鋪設(shè)層間間距為0.6～0.8 m，長(zhǎng)度為4 m的土工格柵；對(duì)于存在整體穩(wěn)定性問(wèn)題的路堤邊坡，采用較長(zhǎng)的土工格柵或通長(zhǎng)配筋，能夠較大地提高邊坡安全系數(shù)，加筋長(zhǎng)度可以由計(jì)算確定。

(3)對(duì)小于6 m的膨脹土路堤邊坡，可按照《鐵路特殊路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB10035—2002)中相應(yīng)規(guī)定進(jìn)行設(shè)計(jì)及防護(hù)；對(duì)大于12 m的膨脹土路堤邊坡加固措施，應(yīng)做專項(xiàng)研究、單獨(dú)設(shè)計(jì)。

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收稿日期：2015-11-25； 修回日期：2015-12-07

作者簡(jiǎn)介：渠孟飛(1988—)，女，博士研究生，主要從事巖土工程方面研究，E-mail：793147928@qq.com。 通訊作者：謝強(qiáng)(1957—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，E-mail：civil1301@swjtu.cn。

文章編號(hào)：1004-2954(2016)07-0009-05

中圖分類號(hào)：U213.1+1

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.07.003

Experimental Analysis of Embankment Slope of Expansive Soil Strengthened by Geogrid

QU Meng-fei1， XIE Qiang1， ZHAO Wen1， CAO Xin-wen2

(1.Faculty of Geosciences and Environmental Engineering of Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China;2.School of Civil Engineering， Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China)

Abstract：Centrifuge tests and numerical simulation method are used to study the stability of embankment of expansive soil strengthened by geogrid and obtain design parameters for different failure modes of the embankment slopes. The research results with different reinforcing programs (vertical interval 0.5 m and 1m) show that (1) where the center banking is 10.9 m with slope ratio 1∶1.5， the non reinforced embankment tends to be unstable under natural conditions; (2) when the slope only has shallow failure problem， the stability can be guaranteed by laying 4 meter length and 0.6～0.8 meter interval geogrid; (3) when the slope has overall stability problem， only the geogrid is extended or in full length， the stability of the embankment slope can meet the requirement. Geogrid is effective in reinforcing the road embankment and will be used in the practical engineering widely．

Key words：Expansive soil embankment; Geogrid; Centrifuge test; Numerical simulation