劉 澤,史克友,黃天琪,蔣梅東,黃凱峰

(1.湖南科技大學土木工程學院，湖南 湘潭 411201；2.湖南科技大學巖土工程穩(wěn)定控制與健康監(jiān)測湖南省重點實驗室，湖南 湘潭 411201)

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車輛荷載作用下加筋土擋墻的靜動響應現(xiàn)場試驗

劉 澤1,2,史克友1,2,黃天琪1,蔣梅東1,黃凱峰1

(1.湖南科技大學土木工程學院，湖南 湘潭 411201；2.湖南科技大學巖土工程穩(wěn)定控制與健康監(jiān)測湖南省重點實驗室，湖南 湘潭 411201)

為研究車輛荷載作用下加筋土擋墻的靜動力響應規(guī)律，以330國道K139+100～K139+400路段的模塊式加筋土擋墻為原型，通過埋設動靜土壓力盒、柔性位移計以及加速度計等元器件，測試了車輛荷載作用下加筋土擋墻的筋材拉應變、面墻后側(cè)向土壓力、加筋體后側(cè)向土壓力和擋墻的側(cè)向變形等。結(jié)果表明：車輛荷載作用時，擋土墻面墻上部的響應加速度遠大于下層；當車輛荷載作用在加筋體上時，車輛行車距離對加筋體內(nèi)產(chǎn)生的動土壓力影響不大，當車輛荷載作用在加筋體后時，車輛行車距離對加筋體內(nèi)的動土壓力大小及分布模式有很大影響。無論是在車輛靜載作用下還是在車輛動載作用下，加筋體后側(cè)向土壓力遠大于面墻后的側(cè)向土壓力。

加筋土擋墻；車輛荷載；現(xiàn)場試驗；筋材拉應變；側(cè)向土壓力

在對加筋土擋墻進行設計時，一般是將車輛荷載等效成墻頂?shù)木己奢d進行計算[1～2]，隨著我國國民經(jīng)濟的快速發(fā)展，人們生活水平日益提高，頻繁的經(jīng)濟往來使道路車流量急劇增加，車輛荷載對路基支擋結(jié)構的影響日益加重，為探討車輛荷載的實際作用特點，眾多專家學者對交通荷載作用下路基的響應規(guī)律進行了研究。

湯連生等[3～4]通過建立模型，利用實測數(shù)據(jù)并結(jié)合層狀黏彈性理論分析了交通荷載作用下路基土的動力響應特征，指出路基中豎向動土壓力沿路基深度方向非線性減小，車輛荷載對路基的影響主要集中在路基土上層，當撤離外部荷載時，路基中存有一定量的殘余動應力。黃志軍等[5]對凍土防凍脹路基的交通荷載響應進行了研究，研究表明相對于普通路基，凍土防凍脹路基對交通荷載具有更好的承受能力。陳劍等[6]利用有限元軟件ABAQUS對公路路基的動力響應進行了模擬，結(jié)果表明車輛行駛速度對路基的塑性變形影響較小，動荷載的影響范圍在道路平面方向及路基深度方向均逐漸衰減。劉飛禹等[7,10]、王賀等[8]、羅烈日等[11]研究了加筋土路堤的動力響應規(guī)律，指出移動荷載作用下，路面的豎向位移隨著移動荷載移動速度的增大呈現(xiàn)先增后減得趨勢，其間出現(xiàn)峰值，與非加筋路基相比，加筋路基的豎向位移峰值較??；在一定的范圍內(nèi)，增大筋材模量可以減小路面的豎向位移。對加筋路堤上的軌道系統(tǒng)而言，增大加筋層的厚度可以有效減小鋼軌的豎向變形；動荷載作用時，各層土工格柵在水平方向上的應變分布規(guī)律大體一致，均有峰值出現(xiàn)，但各層應變的峰值位置沿筋材埋深方向逐漸接近墻角。劉少文等[12]考慮到山西省運煤車輛的荷載作用，以半正弦波循環(huán)荷載形式模擬了非對稱加筋土路基的動力響應規(guī)律，指出行車時間間隔對路面的最大沉降量具有一定的影響，這相應體現(xiàn)在車輛荷載加載頻率的影響，當對稱荷載作用時，路面最大沉降發(fā)生在路面中心，當非對稱荷載作用時，路面最大沉降發(fā)生在路面中心左側(cè)。王仕傳等[13]研究了交通荷載作用時加筋路堤的殘余變形，研究表明，動偏應力是引起加筋路基塑性變形的主要因素，因此如何減小加筋路堤的殘余變形關鍵在于如何減小交通荷載引起的動偏應力。

本文以330國道K139+100～K139+400路段的L型面板模塊式加筋土擋墻為原型，通過埋設動靜土壓力盒、柔性位移計、加速度計等元器件，測試了車輛荷載作用下筋材拉應變、面墻后側(cè)向土壓力、加筋體后側(cè)向土壓力和加速度影響等，獲得了一些有意義的結(jié)果，可以為類似工程提供一些參考。

1 工程背景與實驗方案

1.1 工程背景

330國道蓮都至縉云段是麗水市境內(nèi)交通最繁忙的路段之一，但路窄、彎急、坡陡、視距不良等行車危險路段較多，而且現(xiàn)有交通量非常大，特別到夜間，超長超重車輛眾多，擁堵現(xiàn)象時有發(fā)生，急需改造擴容，K139+100～K139+400路段以加筋土擋墻為支擋結(jié)構并兼作路基進行道路拓寬，擋墻設計見圖1。擋墻采用L型斷面的鋼筋混凝土預制面板，以高密度聚乙烯單向拉伸土工格柵為加筋材料，并要求土工格柵的極限抗拉強度不小于120 kN/m，面板與筋材連接大樣圖見圖2。為了探討車輛荷載作用下加筋土擋墻的動靜響應規(guī)律，施工時在墻內(nèi)埋置了靜(動)土壓力盒、柔性位移計、加速度計(圖1)。

圖2 面板與筋材連接大樣圖Fig.2 Plate and reinforcement connection drawing

1.2 試驗方案

表1為本次試驗中元器件布置與數(shù)據(jù)采集儀器，元器件的埋設根據(jù)工程進度進行。試驗采用停車靜載、行車動載方式加載，試驗車輛為工地使用30 T自卸式載重汽車，裝載碴石后實測荷載為300 kN。試驗前先在路面以擋墻背面為基準，沿監(jiān)測斷面按1 m的間距標出若干個停車位(圖3)。靜載試驗時從最外側(cè)點開始，依次讓汽車左后輪停止在距墻背不同距離的停車點上，然后讀取元器件數(shù)據(jù)，分析車輛荷載引起附加土壓力的分布規(guī)律和車輛位置對附加土壓力的影響。動載試驗時首先打開動態(tài)信號采集儀，同樣從最外側(cè)側(cè)開始，依次讓汽車左后輪以相同速度駛過距墻背不同距離的停車點，然后保存試驗數(shù)據(jù)，分析車輛行駛荷載引起動土壓力的分布規(guī)律和車輛行駛位置對動土壓力的影響以及擋墻加速度相應情況。

表1 元器件布置與數(shù)據(jù)采集儀器表

圖3 試驗方案Fig.3 Test scheme

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 靜載下的測試結(jié)果

(1)附加側(cè)向土壓力

圖4為不同停車位置時加筋體后實測附加側(cè)向土壓力沿墻高的分布曲線。分析可知，當車輛左輪停在距擋墻面板1 m處時，右輪在2.8 m處，車輛完全位于加筋體上，在車輛荷載作用下，加筋體會產(chǎn)生較大的變形，使加筋體與其后的老路基有脫離趨勢，附加側(cè)向土壓力出現(xiàn)負值，隨著停車距離增加，車輛右輪開始位于老路路基上(車輛橫跨新老路基)，且左輪不斷靠近新老路基交界面，使得加筋體后的豎向土壓力開始增加，附加側(cè)向土壓力為正值。在墻身深度方向上，附加側(cè)向土壓力呈上部大、下部小的分布模式，與彈性力學Boussinesq理論解分布曲線(圖5)基本相同。當停車距離為5 m時，大部分車輛荷載作用于老路路基上，附加土壓力比較小。

圖4 加筋體后實測附加土壓力分布曲線Fig.4 Distribution of additional earth pressure measured after wall

圖5 加筋體后附加土壓力理論分布曲線Fig.5 Theoretical distribution curve of the additional earth pressure

根據(jù)彈性力學Boussinesq理論求得的加筋體后附加側(cè)向土壓力峰值為9.8 kPa(圖5)，同理論解相比，加筋體后附加側(cè)向土壓力實測峰值稍小一些，約為8.5 kPa，但實測峰值發(fā)生的位置比理論值要深。在理論解中，當停車距離為1 m時，加筋體后側(cè)向土壓力達到峰值，而產(chǎn)生實測峰值時的停車距離為3 m。這主要是由于在理論解中，假設荷載作用在各向同性的半無限彈性體表面上，嚴格控制了邊界條件并忽視了加筋體各向異性的結(jié)構特點。在現(xiàn)場試驗中，由于筋材與土體的結(jié)構差異性及施工壓實等因素的影響，加筋體只在水平方向近似為各向同性，并且當停車距離為1 m時，加筋體產(chǎn)生較大變形，當停車距離為5 m時，老路路基承擔了大部分作用荷載，這些都造成了實測曲線和理論曲線的偏差。

圖6為不同停車位置時面墻后實測附加側(cè)向土壓力沿墻高的分布曲線。與加筋體后的土壓力分布曲線相比，面墻后附加土壓力的分布曲線更為復雜，由于在附加車輛荷載作用下，面墻會有一定的位移，故面墻后的附加土壓力比較小，最大增量僅2 kPa，但加筋土面墻沿墻高方向的位移不僅受車輛荷載作用位置的影響，還與不同深度填料的固結(jié)程度、沉降量大小及筋材的拉應力大小密切相關，造成附加土壓力沿墻身深度方向的分布呈波動狀。另外由于筋材與土體的耦合作用增強了加筋體結(jié)構的整體性，當車輛?？吭诩咏铙w上方時的分布曲線和?？吭谂f路基上方時有明顯差別，具體表現(xiàn)為，當停車距離L=1 m，2 m，3 m時，面墻后附加側(cè)向土壓力沿墻高的分布曲線基本一致，并且3個停車距離下曲線峰值相差不大，當停車距離L=4 m，5 m時，面墻后附加側(cè)向土壓力曲線形狀發(fā)生變化，同時曲線峰值出現(xiàn)大幅下降。

圖6 面板后實測附加土壓力分布曲線Fig.6 Distribution of the additional earth pressure measured after panel

(2)筋材附加拉應變

圖7為不同車輛停車位置時第1，3，5，7層筋材的附加拉應變分布曲線。可以看到，車輛荷載作用時，各層筋材都產(chǎn)生有明顯的附加拉應變值，但各層間的最大拉應變增量相差不大，均為0.3%左右。在沿筋材長度方向上，各層筋材拉應變增量的分布均呈非線性，不過層與層之間的分布規(guī)律卻不盡相同，第1層筋材的附加拉應變沿筋材長度方向逐漸減小，第3層筋材的附加拉應變分布曲線呈先減后增再減的波浪形，由于加筋體上部受車輛停車位置的影響較大，第5，7層的曲線分布較為復雜。

圖7 不同停車距離的筋材附加拉應變分布曲線Fig.7 Distribution of the additional tensile strain of reinforcement with different stopping distances

當改變車輛停車位置時，第1，3層筋材的附加拉應分布變化很小，其最大附加拉應變產(chǎn)生在面墻側(cè)附近，第5，7層筋材的分布曲線卻有較大波動，隨著停車距離的增加，第5，7層筋材最大附加拉應變產(chǎn)生位置沿筋材分布方向逐漸向外移動，當停車位置為5 m時，車輛荷載主要作用在老路路基上，四層筋材的附加拉應變值均較小。這主要是由于加筋體下部施工結(jié)束時間相對較長，在上覆土體自重長期作用下具有較強的結(jié)構性，且當車輛荷載作用在加筋體頂部時，車輛荷載的影響范圍沿填土深度方向向四周擴散，同下層筋材相比，上層筋材的受力范圍受隨停車位置影響較大，因此上層筋材的拉應變對車輛停車位置更為敏感。

2.2 動載下的測試結(jié)果

(1)面墻外側(cè)加速度

行駛車輛荷載作用時，路基的振動形式比較復雜， 其不僅與路基結(jié)構的類型、填料性質(zhì)、填料壓實度、路面狀況等有關，還與作用荷載的大小、加載速度及作用點位置有關。由于現(xiàn)場施工的情況及實驗場地的限制，無法進行車輛速度方面的實驗，故本次試驗著重研究車輛行駛距離對路基振動的影響。

試驗開始前，在擋土墻外側(cè)沿豎向等間距依次安裝5個加速度計，用強力AB膠將各加速度計緊緊貼合在加筋土面墻外側(cè)，確保面墻和加速度計同步振動。各加速度計間間距為1 m，從上往下依次編號為J1，J2，J3，J4，J5(圖1)。

圖8為行車距離為1 m時加速度計J1的實測波形，由圖8可知，當試驗車輛經(jīng)過測點時，加速度計有明顯響應并達到振動幅值，隨著試驗車輛駛離測點，加速度響應迅速減小，整個響應時間約為2 s。圖9為不同行車距離時擋土墻面墻加速度峰值分布曲線。圖10為各加速度計加速度峰值隨車距變化曲線。分析數(shù)據(jù)和相應曲線圖可知，車輛荷載作用時，加筋土擋墻面墻伴隨有振動響應，最大響應發(fā)生在擋土墻頂層，然后沿墻身深度方向快速衰減，在距墻頂2 m深度處的加速度峰值約為墻頂處的50%～60%，3 m墻身處的加速度峰值約為墻頂處的10%～20%，4 m墻身處擋土墻面墻的加速度峰值已經(jīng)很小，并在5 m墻身處近乎為零。當改變車輛行駛距離時，各加速度計的加速度峰值也隨之改變，車輛行駛距離距擋土墻面墻越遠，各加速度計的加速度峰值越小，其中加速度計J1的變化最為明顯，由此可知， 車輛行駛距離對上層路基振動的影響遠大于下層路基。

圖8 加速度計J1實測波形(L=1 m)Fig.8 The measured waveform with accelerometer J1 (L=1 m)

圖9 不同行車距離時擋土墻面墻加速度峰值分布曲線Fig.9 Acceleration peak distribution of retaining wall with different driving distances

圖10 各加速度計加速度峰值隨車距變化曲線Fig.10 Variation of acceleration peak of each accelerometer with the driving distance

可見，振動波在土壤中的擴散速度是很快的，并在擴散過程中振動能被靠近振動源的土層迅速吸收，因此在上層土體中可能會產(chǎn)生超靜孔壓力，從而影響擋土墻的穩(wěn)定性，所以類似擋墻在設計施工時尤其要注意擋墻振動所帶來的負面影響，尤其對于經(jīng)常通行大重型車輛路段的設計。

(2)動土壓力

車輛交通荷載是路面上主要荷載類型，同靜載作用不同，交通荷載作用時伴隨有路基的振動，給路基支擋結(jié)構穩(wěn)定性帶來不利影響。同時，車輛交通荷載又不同于沖擊荷載，后者的作用頻率遠大于前者。為了研究這種特殊的荷載類型，如圖1所示，分別在加筋體后和面板后沿墻高方向布置了2列動土壓力盒，量測車輛在加筋體上通過時加筋體內(nèi)的動土壓力情況，探討加筋體內(nèi)動土壓力隨行車距離的變化規(guī)律。

圖11為不同行車距離時加筋體后動土壓力峰值的分布曲線，分析可知，當L=1 m時，車輛荷載全部作用在加筋體上，加筋體末端和老路路基有脫離趨勢，但由于車輛在行駛過程中產(chǎn)生振動，加筋體末端與老路路基隨著振動頻率間歇性擠壓，從而緩和了二者之間的脫離趨勢，因此同靜載作用時相比，動土壓力比靜土壓力稍大。當L=2 m，3 m時，兩種情況下的動土壓力大小及沿墻身的分布規(guī)律差別不大，均沿深度方向呈非線性減小，具體表現(xiàn)為，在深度1.25～3.25 m范圍內(nèi)動土壓力衰減最快，衰減率約為70%，在深度3.25～4.25 m范圍內(nèi)，動土壓力值變化比較平緩。當L=4 m，5 m時，車輛橫跨在新老路基上，老路路基分擔了大部分荷載，因而加筋體后產(chǎn)生的動土壓力要比L=2 m、L=3 m時小的多。

圖11 加筋體后實測動土壓力分布曲線Fig.11 The measured earth pressure distribution after the wall

圖12為不同行車距離時面墻動土壓力峰值的分布曲線，同加筋體后的動土壓力相比，相同行車距離下，面墻后的動土壓力值要小得多。這主要是因為上覆荷載作用時，加筋土擋墻面墻會有輕微位移，從而極大地減小了面墻后的水平土壓力，這也再次證明了加筋體結(jié)構具有良好的抗震性能。當L=1 m，2 m，3 m時，面墻后的動土壓力并沒有發(fā)生太大變化，在深度方向上最大動土壓力發(fā)生在擋墻中上部，當L=4 m，5 m時，行駛車輛橫跨在就老路基上，面墻后的動土壓力值很小，同時，在深度方向上最大動土壓力產(chǎn)生位置向下發(fā)生移動?？梢?，加筋體結(jié)構具有很強的整體性，當車輛荷載作用在加筋體上時，車輛行車距離對加筋體內(nèi)產(chǎn)生的動土壓力影響不大，當車輛荷載作用在加筋體后時，車輛行車距離對加筋體內(nèi)的動土壓力大小及分布模式有很大影響。

圖12 面墻后實測動土壓力分布曲線Fig.12 The measured earth pressure distribution after the panel

3 結(jié)論

(1)車輛靜載作用時，在墻身深度方向上，附加側(cè)向土壓力呈上部大、下部小的分布模式，與彈性力學Boussinesq理論解分布曲線基本相同。

(2)根據(jù)彈性力學Boussinesq理論求得的加筋體后附加側(cè)向土壓力峰值為9.8 kPa，同理論解相比，車輛靜載作用時，加筋體后附加側(cè)向土壓力實測峰值稍小一些，約為8.5 kPa，但實測峰值發(fā)生的位置比理論值要深。相比加筋體后的附加土壓力，面墻后附加土壓力的分布曲線更為復雜，其沿墻身深度方向上的分布呈波動狀。

(3)車輛動載作用時，擋土墻面墻上部的響應加速度遠大于下層，當改變車輛行駛距離時，面墻各處的加速度峰值也隨之改變，車輛行駛距離距擋土墻面墻越遠，面墻各處的加速度峰值越小。

(4)加筋體結(jié)構具有很強的整體性，當車輛荷載作用在加筋體上時，車輛行車距離對加筋體內(nèi)產(chǎn)生的動土壓力影響不大，當車輛荷載作用在加筋體后時，車輛行車距離對加筋體內(nèi)的動土壓力大小及分布模式有很大影響。

(5)無論是在車輛靜載作用還是在車輛動載作用下，加筋體后側(cè)向土壓力遠大于面墻后的側(cè)向土壓力。

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責任編輯：張明霞

Field test of static and dynamic response of reinforced earth retaining wall under vehicle load

LIU Ze1,2，SHI Keyou1,2，HUANG Tianqi1，JIANG Meidong1，HUANG Kaifeng1

(1.Schoolofcivilengineer,HunanUniversityofScienceandTechnology，Xiangtan，Hunan411201,China； 2.HunanProvinceKeyLaboratoryofGeotechnicalEngineeringStabilityControlandHealthMonitoring，HunanUniversityofScienceandTechnology,Xiangtan，Hunan411201,China)

In order to examine the static and dynamic response of reinforced earth retaining wall under vehicle load, this paper takes the modular reinforced earth retaining wall in the K139+100～K139+400 section of the 330 national highway as the prototype. By burying the soil pressure box, flexible displacement meter, accelerometer and other components, the reinforcement tensile strain, wall lateral earth pressure, stiffened body lateral earth pressure for retaining wall and lateral deformation are tested. The test results show that when the vehicle dynamic load is applied, the response acceleration on the upper part of the retaining wall is much larger than that of the lower layer; when the vehicle load is applied on the reinforced body, the vehicle driving distance has little effect on the earth pressure in the reinforced body; when the vehicle load is applied behind the reinforced body, the vehicle driving distance has great effect on the earth pressure in the reinforced body. Whether under the vehicle static load or under the vehicle dynamic load, the lateral earth pressure of the reinforced body is much larger than the lateral earth pressure behind the face wall.

reinforced soil retaining wall; vehicle load; field test; tensile strain; lateral earth pressure

10.16030/j.cnki.issn.1000- 3665.2017.04.14

2017- 01- 15;

2017- 02- 20

浙江省交通科技項目資助(2013H27-4；2016041)

劉澤(1975- )，博士，碩士生導師，講師，主要從事支擋結(jié)構與地基處理的研究與教學工作。 E- mail：csuzeliu@163.com

TU413.6+2

A

1000- 3665(2017)04- 0091- 07