胡幼常 毛愛民 劉 杰 陳曉鳴

(武漢理工大學交通學院1) 武漢 430063)

(新疆維吾爾自治區(qū)交通規(guī)劃勘察設計研究院2) 烏魯木齊 830006)

0 引 言

在我國新疆地區(qū)廣泛分布著礫石土，這些礫石土的級配良好，最大粒徑多在60 mm以下，細粒含量在5%左右，透水性強，水穩(wěn)定性好，級配連續(xù)，易于壓實，是非常理想的路基填料，也特別適合于修建土工格柵加筋路堤[1-2].這除了土工格柵對包括礫石土在內的粗粒土有顯著的加筋效果外，新疆地區(qū)的客觀條件也決定著它非常適合于推廣加筋路堤.新疆地區(qū)山多，且山區(qū)地形陡峭，高路堤較多，以往多采用重力式混凝土擋土墻來支撐高路堤邊坡.由于新疆是地震多發(fā)區(qū)，抗震等級高，所以重力式擋土墻斷面尺寸大，建造成本高；同時，新疆山區(qū)氣候寒冷，混凝土的施工季節(jié)較短.這些因素都不利于修建混凝土擋土墻.而今，加筋土技術正迅速發(fā)展，新疆地區(qū)傳統的重力式擋土墻在大多數情況下可考慮用加筋土結構來代替，以達到充分利用當地礫石土資源，降低工程造價的目的.當受地形、路堤高度等條件的限制，必須設計成接近直立的邊坡時，可采用加筋土擋墻，這比重力式擋墻一般要節(jié)約25%～50%[3]；當條件允許適當放坡時，則可采用土工格柵加筋陡坡路堤，不考慮占地面積的因素，加筋陡坡的建造費用約為相同高度加筋土擋墻費用的50%左右，經濟性十分明顯.此外，土工格柵加筋路堤屬柔性結構，其優(yōu)越的抗震性能已被世界范圍內的許多大地震所證實[4-5].對絕大多數的新疆山區(qū)而言，公路是唯一的交通方式，一旦強震發(fā)生，山區(qū)公路是抗震救災的唯一生命線.

盡管有上述諸多有利條件，但土工格柵加筋路堤在新疆的應用幾乎是空白，亟須結合新疆的實際工程條件開展應用研究.為此，在新疆S101線沙灣段公路工程建設項目上修筑了兩段土工格柵加筋陡坡路堤試驗路.在試驗路的施工過程中埋設了土壓力、格柵應變觀測元件，建立了遠程無線自動觀測系統，對施工過程中和竣工后加筋路堤中的土壓力、格柵應變的變化情況進行了連續(xù)監(jiān)測.對這些數據進行了整理和分析，掌握了在工作狀態(tài)下，加筋路堤中土壓力分布規(guī)律和格柵的應力-應變水平，為土工格柵加筋陡坡路堤在新疆的推廣應用積累了經驗.

1 土工格柵加筋陡坡路堤試驗段

1.1 試驗段概況

土工格柵加筋陡坡試驗路堤建在S101公路沙灣段.該段公路在新疆塔城地區(qū)沙灣縣境內，路線起點位于沙灣縣石場鎮(zhèn)，終點位于鹿角灣.路線全長59.864 km，三級公路，路基寬8.5 m，路面寬度7.0 m，瀝青混凝土路面.路線經過區(qū)域海拔800～2000 m，為國家重點地震監(jiān)測區(qū)，屬新疆中部地震區(qū)、北天山地震亞區(qū)，地震十分活躍，1900年以來共發(fā)生4.7級以上的中強地震30余次，8級地震1次(1906年).地震動峰值加速度0.3g，地震設防烈度Ⅷ度.2段試驗路堤位于金溝河西岸的山坡上，起止樁號分別為：K226+100-K226+230和K226+600-K226+702，處于山嶺重丘區(qū)，沖積卵礫石地層，地質條件良好.

1.2 試驗段的填料和土工格柵

兩段土工格柵加筋試驗路堤所用填料和土工格柵完全相同，填料為級配良好的礫石土，其顆粒級配曲線見圖1，不均勻系數Cu=38.6，曲率系數Cc=1.55，平均粒徑d50=12 mm；最大干密度γd，max=2.3 g/cm3，最佳含水率wop=4.6%.填筑含水率5%左右，路堤壓實度不小于95%.在中科院武漢巖土力學研究所進行固結不排水剪大三軸試驗(試樣直徑30 cm、高60 cm)，測得路堤填土的強度指標為：黏聚力c=6.3 kPa，內摩擦角φ=43.4°.土工格柵為某公司生產的TGDG80HDPE單向土工格柵，其力學性能指標見表1.

圖1 路堤填料的顆粒級配曲線

/(kN·m-1)2%/(kN·m-1)5%/(kN·m-1)/%TGDG80HDPE86.525.850.210.9

1.3 試驗路堤結構方案

1.3.1K226+100-K226+230段試驗路堤結構方案

該段路堤全長120 m，路堤邊坡坡率1∶1.坡面處筋材反包，并采用混凝土預制構件砌筑形成的方格形骨架防護坡面，方格內填充卵石.其中K226+100斷面邊坡高度最大，為14.52 m.自坡頂以下9 m的高度范圍內，設置主加筋層(簡稱主筋)和輔助加筋層(簡稱輔筋).主筋層距60 cm；兩層主筋中間設置一層輔筋，每層輔筋總長度都為4 m(其中反包長度2m).距坡頂9 m以下的路堤內只設置主筋，層距為40 cm.主筋和輔筋均為如上所述的TGDG80HDPE單向土工格柵.具體布筋方案見表2.

表2 K226+100—K226+230段加筋路堤土工格柵布置表 m

1.3.2K226+600-K226+702段路堤結構

該段路堤全長102 m，路堤邊坡坡率為1∶0.75.坡面處筋材反包，并采用0.8 m×0.6 m×3.0 m鍍鋅合金格賓石籠防護坡面.其中K226+640斷面邊坡高度最大，為10.07 m.此段路堤只設置層距60 cm的主加筋層，不設輔筋,見表3.

2 觀測方案

2.1 觀測內容和觀測目的

1) 土工格柵的拉伸應變 選定有代表性的格柵加筋層，在選定的每一格柵層上安裝一定數量的專用柔性位移計，測量格柵的拉伸應變.其目的是為了掌握在施工過程中和竣工后，格柵拉伸應變沿格柵長度方向的分布情況.利用實測的格柵拉伸應變，可以計算格柵實際發(fā)揮的拉力大小，了解施工過程中和竣工后格柵的實際拉力水平，評價其安全性.通過今后的長期觀測，可以掌握格柵蠕變的大小，為今后在設計中合理選擇蠕變折減系數提供依據.

表3 K226+600～ K226+702段加筋路堤土工格柵布置表 m

2) 坡面防護結構受到的水平土壓力 在石籠內側和坡面格柵反包體內，埋設一定數量豎直擺放的土壓力盒，分別測量石籠與土體接觸面上和坡面反包體的水平土壓力.其目的是掌握加筋土體實際作用于坡面防護結構上的土壓力大小，為護坡方案的設計提供參考(例如，坡面防護是否需要與筋材牢固連接)，同時也可為加筋機理的分析提供參考.

3) 觀測加筋路堤內豎直土壓力和水平土壓力 在加筋路堤中適當位置埋設一定數量水平擺放和豎直擺放的土壓力盒，測量加筋土體內部的豎直和水平土壓力，其目的是了解加筋對土壓力分布的影響.

2.2 觀測斷面選擇和觀測元件布設

在上述兩段試驗路堤中各選1個觀測斷面.在K226+100-K226+230段中，選擇K226+140為觀測斷面(記為1#斷面)，此處雖然不是最高斷面(最高斷面是該試驗段的起始斷面)，但剛好避開了加筋路堤與一般路堤銜接處的錐坡，便于觀測站的設置，邊坡高度也較大(13.05m).在K226+600-K226+702段中，則選擇最高斷面K226+640作為觀測斷面(記為2#斷面)，其邊坡高度為10.07 m.兩個觀測斷面的土壓力盒和柔性位移計布設情況分別見圖2～3.

圖2 1#斷面(K226+140)觀測元件布置圖(尺寸單位：cm)

圖3 2#斷面(K226+640)觀測元件布置圖(單位：cm)

采用的JMDL-2405A智能柔性位移計(見圖4)，最大量程50 mm，精度0.001 mm；采用的JMZX-5010AT智能土壓力盒，最大量程2 MPa，精度1 kPa.利用觀測元件生產廠家開發(fā)的JMBV-1164自動化綜合測試系統，通過GPRS數據傳輸技術，實現遠程自動觀測.圖5為含數據采集和信號發(fā)射系統的現場觀測站.

圖4 固定在土工格柵上的柔性位移計 圖5 現場觀測站

3 試驗結果及分析

3.1 土工格柵應變觀測結果及分析

3.1.1填土施工階段的格柵應變

試驗段路基填土施工時間為2017年8月初—10月中旬.圖6為典型填土過程中格柵應變隨填土厚度的變化曲線(其他監(jiān)測曲線與此類似).

圖6 填土施工階段的格柵應變

由圖6可知，在填土施工過程中，實測不同層位不同位置的格柵應變均為正值，說明土工格柵在監(jiān)測點都承受一定拉力.大多數測點的格柵應變在填土較薄(約小于1.5 m)時，隨填土厚度的增加而增長較快，應是壓路機碾壓荷載傳至格柵后使其拉伸，并且由于碾壓后的土體密實度較高，可以使格柵在土體內被夾緊，在碾壓停止后土工格柵不易回縮之故.而在填土厚度增大后，傳到格柵的碾壓荷載較小，此時格柵應變的增長主要依靠不斷增厚的上覆土層之重力作用，但由于土體壓實度較高(接近或處于超固結狀態(tài))，土體重力的增大引起的土體變形有限，格柵伸長量自然也較小，故在格柵層上的土層厚度達1.5～3 m后，格柵應變隨上覆土層厚度的增加而緩慢增長，甚至不變.

3.1.2填土完工后的格柵應變

圖7～8為1#和2#斷面在填土達到路基頂面后土工格柵應變隨時間變化的典型曲線.

圖7 1#斷面填土完工后的格柵應變

圖8 2#斷面填土完工后的格柵應變

由圖7～8可知，格柵應變絕大多數在填土完成后60～160 d達到穩(wěn)定或開始下降的狀態(tài).此后，格柵應變下降，甚至出現負值.這種現象已被許多工程實例監(jiān)測到[6]，其主要原因可能包括以下三個方面：①加筋土結構在自重的長期作用下，內部應力應變發(fā)生了調整，施工過程中由格柵分擔的部分拉力轉移給了周圍的土體；②格柵鋪設時的張緊度在其長度方向不均勻，安裝柔性位移計的部位張得較緊，隨著時間的推移，格柵的張緊度逐漸趨向均勻；③格柵在拉力作用下產生松馳.監(jiān)測結果表明，格柵應變除2#斷面的R-3-4和R-4-4測點接近1.5%、R-4-3測點為1.1%以外，其他各測點均小于1%.根據所用格柵的拉伸試驗數據，可得拉伸應變0%～2%階段的格柵拉伸模量為E=1 291 kN/m，由此計算出格柵應變?yōu)?%和1.5%時對應的格柵拉力分別為12.9 kN/m和19.4 kN/m，分別相當于TGDG80HDPE單向格柵標稱抗拉強度80 kN/m的16.1%和24.3%，亦相當于本試驗路單向格柵實際極限抗拉強度86.5 kN/m的14.9%和22.4%.所以在工作狀態(tài)下，格柵的應力水平相對較低.Aschauer等[7-10]的現場試驗也得到了相似的結果.這說明一般土工格柵加筋土結構在工作荷載下的格柵實際應變很小，應力水平較低.由此，一方面可以推測格柵的長期蠕變將不大；另一方面也說明加筋路堤的安全性較高，因為格柵拉力的安全儲備大.

圖9～10為1#和2#斷面幾個不同層位的格柵在不同上覆土層厚度時的拉伸應變沿格柵長度方向(路基橫向)的分布.

圖9 不同填土厚度下1#斷面格柵應變沿格柵長度方向的分布

圖10 不同填土厚度下2#斷面格柵應變沿格柵長度方向的分布

各層格柵的拉伸應變沿格柵長度方向一般為波浪形不均勻分布[11-14].在格柵層上填土厚度增加的初始階段，這種不均勻性隨填土厚度的增加而明顯增大，而當填土厚度達到一定值(1.5～3 m)后，格柵應變分布曲線的形狀大致相似.波浪形的格柵應變分布曲線，是格柵鋪設張緊度、U形釘對格柵固定程度、坡面反包格柵張緊度和固定方式及反包體內土的密實程度(1#斷面)或與石籠連接方式和松緊度(2#斷面)、壓路機碾壓順序等多種因素的綜合反映，因此，沒有固定的規(guī)律.如果格柵末端較牢靠地固定在下面的壓實土層上，則末端格柵應變就大；如果坡面反包體包裹飽滿、密實，則坡面處格柵應變就大.雖然格柵應變沿其長度呈明顯的不均勻分布，但從應變的絕對量值上看，相差并不大，因為絕大多數測點的格柵應變都在0.5%以下，所以沿格柵長度方向最大應變與最小應變的差值一般也都在0.5%以下.

3.2 土壓力觀測結果及分析

圖11為1#斷面實測土壓力隨上覆土層厚度變化的典型曲線，其中編號末字母“H”為水平放置的土壓力盒，測得的土壓力為豎直土壓力；編號末字母“V”為豎直放置的土壓力盒，測得的土壓力為水平向土壓力，而Y-V1～Y-V5則為豎直埋于坡面反包體內的土壓力盒，以測定坡面反包體所受側向土壓力的大小.由圖11可知，一般情況下，實測豎直土壓力比按σz=γh(γ=23.4 kN/m3，實測值)計算的理論值要小，特別是當填土高度超過約4 m以后.這主要是格柵加筋層的“張力膜作用”分擔了部分上部土重的緣故，也證明了沈珠江關于加筋改變了土體應力場的觀點.

圖11 1#斷面實測土壓力

圖12是根據1#斷面中的Y-3-1測點和Y-3-3測點實測水平和豎向土壓力計算出的靜止側壓力系數K0，可見實測K0值起初隨上覆土層厚度的增加而下降，至上覆土層厚度達約5 m后趨于穩(wěn)定值.其中Y-3-1測點K0的穩(wěn)定值約為0.2，Y-3-3測點K0的穩(wěn)定值約為0.1.由于Y-3-3點更接近路堤的坡面，所以K0比Y-3-1點的小.如果按Jaky經驗公式計算，則有K0=1-sinφ′=1-sin 43.4°=0.31.實測的K0一般都小于Jaky公式計算值.

圖12 靜止側壓力系數

在上覆土層較薄時，實測K0值較大的原因可能是壓路機碾壓和格柵限制了土體側脹共同作用的結果.碾壓時，被碾壓的土體在產生豎向壓縮的同時，還會產生側向膨脹，但由于格柵的側限作用使土體的側脹比沒有格柵加筋的情況要小，所以水平向的擠壓力較后者大.隨著填土厚度增大，壓路機在土層表面的碾壓對測點的影響逐漸減小，上述作用也隨之減弱，所以K0值也逐漸下降，直到穩(wěn)定.

圖13為位于反包體內豎直放置的土壓力盒實測的側向土壓力曲線，由圖13可知，反包體受到的土壓力非常小，一般不超過15 kPa.

圖13 1#斷面坡面反包體內側向土壓力

圖14為2#斷面實測土壓力隨上覆土層厚度變化的典型曲線.

圖14 2#斷面實測土壓力

相同上覆土層厚度時，2#斷面測得的土壓力比1#斷面的更小.這可能是由于2#斷面中格柵在坡面處與石籠做了綁扎，連接較牢固，鋪設的格柵在拉直后繃得更緊，所以“張力膜作用”更加明顯的緣故.圖14b)中的Y-V1和圖14d)中的Y-V4是緊貼坡面石籠豎直埋置的土壓力盒測得的側向土壓力曲線，代表了坡面石籠所受側向土壓力的大小，其值不超過4 kPa.另兩個同樣方式埋置的土壓力盒Y-V2和Y-V3測得的側向土壓力基本為0.由此可知，坡面石籠受到的側向土壓力是可以忽略不計的.

坡面反包體或石籠受到的側向土壓力之所以很小，是由于反包體和石籠均為柔性結構，在路堤填筑過程中，當受到壓路機的擠壓或上部土重的作用后能較容易地產生側向移動，使側向土壓力隨時釋放.這種自由的側向移動體現了加筋陡坡路堤在變形的適應性方面比帶剛性面板的加筋土擋墻優(yōu)越.其次，格柵與土之間的相互作用和土拱效應，使得相鄰兩層格柵之間的土體受到側向約束，部分側向土壓力轉化為格柵與土之間的摩阻力，進而由格柵分擔，只有一小部分側向土壓力由反包體或石籠來承擔.這也是加筋對土體側限作用的另一種表現.格柵層距越小，側限作用越大，坡面防護結構受到的土壓力就越小.

4 結 論

1) 土工格柵加筋礫石土陡坡路堤中實測的格柵應變水平較低，一般在1%以下，大多數不超過0.5%，個別測點接近1.5%，據此計算的格柵實際拉力一般僅為其抗拉強度的15%，極值也僅為22%左右.這說明在工作荷載下，土工格柵的應力應變遠小于設計值，安全性完全有保障，格柵的長期蠕變也不會很大.

2) 試驗路堤中實測的坡面防護結構所受到的水平土壓力很小，大多數接近為0，所以不需要厚重的坡面防護結構，也不需要將其與加筋格柵做牢固連接.

3) 加筋路堤內的實測豎向土壓力一般小于理論值，測點越深，實測水平土壓力一般都小于Jakay經驗公式計算值；且測點越深，實測豎直或水平土壓力與理論值或經驗公式計算值相差越大.這說明格柵加筋層存在張力膜作用，它分擔了部分上部土體的重力，也說明加筋改變了土體的應力應變狀態(tài).