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(華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，武漢 430074)

1 研究背景

加筋土擋墻作為一種新型擋土結(jié)構(gòu)，與傳統(tǒng)擋土墻相比，具有力學(xué)性能優(yōu)、造價低、地形適應(yīng)性好等優(yōu)點(diǎn)。隨著加筋土技術(shù)發(fā)展和推廣，其逐漸廣泛應(yīng)用到公路、橋臺、堤壩等工程領(lǐng)域。世界各國也相應(yīng)地編制了各種加筋土擋墻設(shè)計規(guī)范和指南，但這些規(guī)范指南總體上偏于保守[1-2]。為了簡化設(shè)計計算，規(guī)范[3-9]都基于極限平衡法和土壓力理論，沒有考慮筋-土相互作用，更沒有說明正常服役狀態(tài)下筋材內(nèi)力如何計算，不能反映非極限狀態(tài)下加筋土擋墻結(jié)構(gòu)內(nèi)力的真實(shí)分布情況。

為了研究加筋土擋墻中筋材內(nèi)力如何分布，常常借助于大型現(xiàn)場試驗(yàn)和土工離心試驗(yàn)，而目前加筋土結(jié)構(gòu)離心模型試驗(yàn)的難點(diǎn)，在于模型筋材的選取與筋材應(yīng)變的測量。常規(guī)方法是直接在筋材上貼應(yīng)變片。由于離心模型試驗(yàn)根據(jù)加速度對原型要進(jìn)行縮尺，至少縮小20倍以上，但常規(guī)土工格柵單根肋寬都不超過3 cm，嚴(yán)格進(jìn)行縮尺后肋寬不足1.5 mm，格柵的整體外形幾乎跟窗紗一樣，造成了貼應(yīng)變片測量的困難，同時應(yīng)變片的膠黏劑又會造成“窗紗”局部剛度過大。對于上述難題，國內(nèi)外大量學(xué)者對格柵應(yīng)變的測量方法進(jìn)行了大量探索。

Sharma等[10-11]、俞松波等[12]針對加筋土擋墻離心模型試驗(yàn)中筋材應(yīng)變難以準(zhǔn)確測量的情況，提出了在模型格柵澆筑環(huán)氧樹脂帶，通過應(yīng)變片測環(huán)氧樹脂變形來間接獲得模型格柵受力情況。

Raisinghani等[13]在加筋邊坡離心模型試驗(yàn)中，通過在筋材橫肋端部連接彩色塑料標(biāo)記點(diǎn)，利用數(shù)字圖像技術(shù)觀測標(biāo)記點(diǎn)的位移來間接計算筋材的真實(shí)應(yīng)變。

基于上述測量方法，國內(nèi)外學(xué)者做了大量加筋土結(jié)構(gòu)離心模型試驗(yàn)。徐超等[14]通過圬工與加筋土組合式擋墻離心模型試驗(yàn)論證了間接加筋作用及密筋狀態(tài)下加筋土擋墻的工作機(jī)理。Costa等[15]采用無紡布加筋土擋墻，對比某個加速度下長期加載和該加速度下短期加載下的性能，研究加筋土擋墻性能與時間的相關(guān)性。朱海龍等[16]采用不同拉伸強(qiáng)度和不同網(wǎng)格尺寸的網(wǎng)格式材料作為加筋材料，對加筋土擋墻離心模型的破壞形式進(jìn)行了研究。Balakrishnan等[17]對反包式加筋土擋墻采用不同剛度筋材進(jìn)行離心試驗(yàn)研究其工作性狀。

本文采用自制的高密度聚乙烯(HDPE)格柵，筋材應(yīng)變測量方法則在常規(guī)方法的基礎(chǔ)上做了一定的取舍和調(diào)整，對不同筋材剛度的砌塊式加筋土擋墻進(jìn)行了2組土工離心試驗(yàn)，研究了試驗(yàn)過程中土工格柵應(yīng)變、面板水平位移及土壓力分布情況。

2 加筋土擋墻離心模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

本次試驗(yàn)采用長江科學(xué)院CKY-200土工離心機(jī)，其有效容量200g-t；最大加速度200g；有效半徑3.7 m；模型箱內(nèi)部尺寸為100 cm(長)×40 cm(寬)×80 cm(高)。

圖1 CKY-200土工離心機(jī)Fig.1 CKY-200 geotechnical centrifuge

2.2 試驗(yàn)方案概況

設(shè)計了2組不同格柵剛度的加筋土擋墻離心模擬試驗(yàn)，模型縮尺比例1∶20，2組試驗(yàn)對應(yīng)的離心機(jī)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)如表1所示。

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)Table 1 Parameters of test model

2.2.1 試驗(yàn)土樣

試驗(yàn)土樣采用粉砂，其級配如圖2所示。測得的平均含水率為1.04%，最小干密度為1.09 g/cm3，最大干密度為1.58 g/cm3。對該土樣分別進(jìn)行了100，200，400 kPa圍壓下的三軸固結(jié)排水試驗(yàn)，測得黏聚力cd=0，內(nèi)摩擦角φd=37.5°(見圖3)。

圖2 砂土的級配曲線Fig.2 Grain size distribution curve of sand soil

圖3 砂土的強(qiáng)度包絡(luò)線Fig.3 Strength envelope of sand soil

2.2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒畈?/p>

采用HDPE土工膜自制而成的土工格柵，其厚度為1.0 mm，平面尺寸分別如圖4所示。為了能夠在格柵縱肋上貼應(yīng)變片，縱肋寬度設(shè)計為5 mm，并沒有嚴(yán)格按照比例進(jìn)行縮尺，2種格柵進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速率為0.2%/min，其拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖5所示。T1格柵和T2格柵應(yīng)變2%的割線剛度分別為88.9，57.2 kN/m。

圖4 格柵局部尺寸Fig.4 Local dimensions of geogrid

圖5 T1和T2格柵應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of geogrids T1 and T2

2.2.3 擋土墻模型面板

采用鋁合金加工而成砌塊式面板，相鄰砌塊之間通過直徑1.8 mm鋼絲連接。砌塊彈性模量為7×104MPa，密度為2.81 g/cm3，尺寸為10 mm(寬)× 15 mm(高)。

2.2.4 模型箱

為了反映加筋土擋墻平面應(yīng)變情況，應(yīng)盡量減小模型箱兩側(cè)壁與模型之間的摩擦，為此本試驗(yàn)在側(cè)壁粘貼雙層聚四氟乙烯(Teflon)薄膜，如圖6所示，并在2層薄膜之間涂抹潤滑油。

圖6 模型箱側(cè)壁上聚四氟乙烯薄膜Fig.6 Teflon film on the lateral face of model box

2.2.5 加筋土擋墻模型裝配

模型尺寸如圖7所示，首先進(jìn)行地基的制備，地基土分3層填筑，每層5 cm高，采用人工靜力壓實(shí)，控制其密度為1.44 g/cm3，相對密度Dr=0.784；地基制備完成后，先用木板做成加筋土擋墻的水平支護(hù)，然后每安裝一層擋土墻面板，就進(jìn)行一層填土壓實(shí)，填土密度控制在1.42 g/cm3，相對密度Dr=0.749，每兩層面板后部安裝一層土工格柵，格柵長度為20.5 cm，豎向間距3 cm，依次往復(fù)直至填筑達(dá)到設(shè)計圖中高度30 cm；最后為防止模型在吊裝過程中受到擾動，必須等放入離心機(jī)吊籃后，方可拆除水平支護(hù)。

圖7 加筋土擋墻模型示意圖Fig.7 Sketch of reinforced soil retaining wall model

2.3 試驗(yàn)監(jiān)測及布置

2.3.1 試驗(yàn)監(jiān)測裝置

本次試驗(yàn)監(jiān)測項(xiàng)目為:筋材應(yīng)變、面板水平位移、加筋土擋墻頂部填土豎向沉降、擋土墻面板后方及潛在滑動面處的豎向土壓力，該潛在滑動面是根據(jù)文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[9]假定的。其監(jiān)測裝置采用離心機(jī)專用的精密傳感器：位移計分別為量程30～80 mm和40～160 mm的激光位移計，其測量精度為0.01 mm。型號SAK120-1-C11-P003M- V2M應(yīng)變片用于測量應(yīng)變，為降低離心機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中的電子信號干擾，應(yīng)變片采用了半橋連接。土壓力盒為降低尺寸及重量對被監(jiān)測模型內(nèi)部應(yīng)力場的影響，采用了中國工程物理研究院總體工程研究所生產(chǎn)的微型土壓力盒，尺寸10 mm(直徑)×2 mm(厚度)，量程分別是500，200 kPa。

圖8 傳感器布置示意圖Fig.8 Arrangement of sensors

2.3.2 試驗(yàn)監(jiān)測裝置的安裝布置

土工離心試驗(yàn)?zāi)Ｐ捅O(jiān)測點(diǎn)的布置如圖8所示。

(1)土壓力盒：在面板上布置2組土壓力盒(EV1和EV4)分別測量墻高H=45，165 mm處面板后部的豎直土壓力；在規(guī)范中的潛在破壞面處布置3組土壓力盒(EV2，EV3，EV5)分別測量H=45，105，165 mm潛在破壞面處的豎直土壓力。

(2)激光位移計：H=67.5，157.5，232.5 mm布置3個激光位移計(LDS1，LDS2，LDS3)測量面板水平位移。

(3)應(yīng)變片：在10層土工格柵中選取其中5層——第1、第2、第4、第6、第8層，對應(yīng)的墻高分別為15，45，105，165，225 mm，并且在這5層格柵的中間縱肋上均勻布置4個應(yīng)變片(如圖9所示)，共計20個應(yīng)變片。

圖9 土工格柵上的應(yīng)變片F(xiàn)ig.9 Strain gauges on the geogrid

本試驗(yàn)應(yīng)變片貼法與常規(guī)方法有所區(qū)別，其步驟如下：先砂紙打磨并酒精清潔，再用百得(Pattex)PSK6C膠水將應(yīng)變片粘在格柵上，并用Teflon膜摁壓應(yīng)變片約2 min直至膠干，Teflon膜作為保護(hù)層保留在應(yīng)變片上，再用絕緣膠布覆蓋。采用Teflon做保護(hù)層，而不用硅膠，這是因?yàn)門eflon非常光滑，對應(yīng)變片變形幾乎沒有影響。

圖10 離心試驗(yàn)加載過程Fig.10 Loading process of centrifugal test

2.4 試驗(yàn)加載過程

試驗(yàn)加速度從0加載

到80g(如圖10)，每加載10g穩(wěn)定5～10 min進(jìn)行監(jiān)測記錄，然后繼續(xù)加載。本次土工離心試驗(yàn)縮尺比例1/20，故在20g時進(jìn)行較長時間約15 min的監(jiān)測。

3 試驗(yàn)結(jié)果

2組不同筋材剛度的加筋土擋墻模型在土工離心機(jī)加速度從0加載到80g過程中均沒有出現(xiàn)破壞。在離心機(jī)停止運(yùn)行后從2組模型均觀測到，在頂部加筋區(qū)與非加筋區(qū)交界處(距離面板背面約20 cm)的填土出現(xiàn)了平行于面板的微裂紋帶(圖11(a))，而且在距離面板后部約1 cm處也出現(xiàn)了平行于面板的微裂紋帶(圖11(b))。試驗(yàn)完成將逐層挖開的過程中發(fā)現(xiàn)加筋區(qū)中靠近面板區(qū)域(距離面板0～8 cm)出現(xiàn)凹陷，由于模型箱側(cè)壁的摩擦效應(yīng)，使得中部填土沉降大于模型箱側(cè)壁處填土沉降(圖12)。

圖11 頂部填土出現(xiàn)裂紋Fig.11 Cracks on the crest backfill soil

圖13 T1和T2筋材最大應(yīng)變隨墻高分布Fig.13 Distribution of peak strain for reinforcements T1 and T2 versus elevation

3.1 筋材應(yīng)變

從筋材最大應(yīng)變隨墻高分布(圖13)可以看出，應(yīng)變沿面板高度呈不均勻分布，頂部筋材應(yīng)變最小，頂部向底部逐漸增大，最大應(yīng)變出現(xiàn)在加筋土擋墻中下部，在最底部突然減小，這與文獻(xiàn)[18]和文獻(xiàn)[19]中現(xiàn)場試驗(yàn)監(jiān)測統(tǒng)計結(jié)果非常相似。同時低剛度筋材變形均大于相同加速度下相應(yīng)位置高剛度筋材的變形。其中最底部(靠近地基區(qū)域)筋材應(yīng)變突然減小，這是由于底部砌塊與地基之間的摩阻力限制了底部面板的位移，底部面板位移受限致使該區(qū)域土體側(cè)向變形受到約束，由筋土變形協(xié)調(diào)理論[20-21]可推知筋材應(yīng)變也將會減小。

T1，T2筋材應(yīng)變的水平分布分別如圖14和圖15所示。

圖14 T1筋材應(yīng)變水平分布Fig.14 Horizontal distribution of strain of reinforcement T1

圖15 T2筋材應(yīng)變水平分布Fig.15 Horizontal distribution of strain of reinforcement T2

圖14、圖15中筋材應(yīng)變的水平分布表明，在低重力場下(10g至20g)筋材應(yīng)變沿水平方向呈均勻分布，并且隨加速度增加逐漸出現(xiàn)不均勻分布；而在高重力場時(50g及以上)處于潛在破壞面(由圖8虛線標(biāo)示)附近監(jiān)測點(diǎn)筋材應(yīng)變值明顯大于同高度的其他位置，在該點(diǎn)出現(xiàn)峰值。同時對比T1，T2筋材可以看出隨加速度增大，T2筋材更早出現(xiàn)峰值點(diǎn)，而且T1筋材僅中下部的幾層筋材應(yīng)變才出現(xiàn)峰值，其他層基本呈均勻分布，說明相同重力下加筋土擋墻筋材剛度越小，越容易發(fā)揮筋材應(yīng)變，也越早形成潛在滑動面。

圖16 不同加速度下各監(jiān)測點(diǎn)的豎向土壓力分布Fig.16 Distribution of vertical earth pressure of monitoring points under different accelerations

3.2 豎向土壓力

由于文章篇幅有限，且各監(jiān)測點(diǎn)的豎向土壓力值隨加速度增大而均勻增大，規(guī)律性很強(qiáng)，這里僅列舉了重力場20g、80g的豎向土壓力分布(如圖16所示)。豎向土壓力沿墻高分布與土自重應(yīng)力分布趨勢一樣——頂部到底部逐漸增大，頂部最小、底部最大。當(dāng)加速度相同時，潛在滑動面附近的監(jiān)測點(diǎn)土壓力顯然大于相同高度面板區(qū)域的豎向土壓力，且潛在滑動面處測得土壓力接近豎向土壓力理論值，而面板處測量值遠(yuǎn)小于理論值。對于上述現(xiàn)象，筆者認(rèn)為：第一，在面板區(qū)域面板對填土產(chǎn)生豎直向上摩阻力，削弱了豎直向下的填土自重應(yīng)力的作用；第二，從圖12可以看出，面板區(qū)域填土沉降形成了凹陷區(qū)，該凹陷區(qū)使得格柵類似網(wǎng)兜一樣分擔(dān)了一部分填土豎向應(yīng)力，并間接傳遞給面板，最終使得向下傳遞的豎向土壓力變小。

圖16中不同筋材剛度情況下，位于潛在滑動面處豎向土壓力基本相同，可以看出筋材剛度的不同對豎向土壓力分布及大小幾乎沒有影響。

結(jié)合圖16各監(jiān)測點(diǎn)的土壓力分布與圖14(c)、15(c)中第4層筋材應(yīng)變水平分布可以看出，靠近面板處應(yīng)變片并非位于潛在滑動面區(qū)域，且該處土壓力遠(yuǎn)小于潛在滑動面土壓力，但筋材應(yīng)變又遠(yuǎn)大于潛在滑動面處應(yīng)變，說明靠近面板的筋材應(yīng)變不能簡單地用土壓力理論來解釋，還應(yīng)考慮不均勻沉降引起的面板與加筋土間的拉拽作用等其他因素。

3.3 面板水平位移

圖17 H=232.5 mm處面板水平位移Fig.17 Horizontaldisplacement of facing when H=232.5 mm

圖17中表示了重力場20g到80g過程中T1，T2筋材上部面板監(jiān)測點(diǎn)(墻高H=232.5 mm)的水平位移，可以看出：水平位移隨加速度均勻增大；當(dāng)采用筋材剛度不同時，加速度較小時面板頂部位移基本相同，但加速度70g以上時才開始出現(xiàn)差異。 對于上述現(xiàn)象解釋是：受到相同重力時，低剛度筋材要產(chǎn)生更大的變形才能滿足筋、土、面板受力平衡，這一點(diǎn)從圖13中TI，T2筋材應(yīng)變的對比可以看出，但圖14(e)、15(e)中頂部筋材應(yīng)變非常小，頂部筋材應(yīng)變沒有完全發(fā)揮出來，再加上面板與面板之間的約束作用、地基對面板整體的約束作用，因而頂部面板水平位移非常近。

4 結(jié) 論

(1)整體來看，當(dāng)采用低剛度筋材時，筋材的變形更加顯著，但不同筋材剛度對豎向土壓力的分布及大小基本沒有影響。

(2)對于面板豎直的加筋土擋墻，其筋材最大應(yīng)變發(fā)生在面板中下部，該分布趨勢與文獻(xiàn)[18]和文獻(xiàn)[19]現(xiàn)場試驗(yàn)及統(tǒng)計的結(jié)果非常相似。筋材沿水平方向的變形分布，在低重力場時基本均勻分布，但重力場較大時出現(xiàn)明顯的不均勻分布，而峰值點(diǎn)基本位于規(guī)范中潛在滑動面附近。

(3)潛在滑動面處豎向土壓力測量值很接近填土自重應(yīng)力理論值，面板處豎向土壓力測量值明顯小于理論值，而在中下部面板連接區(qū)域筋材應(yīng)變也出現(xiàn)了峰值，說明面板處筋材應(yīng)變不能簡單地用傳統(tǒng)的土壓力理論來解釋，還應(yīng)考慮不均勻沉降引起的面板與加筋土間的拉拽作用等其他因素。