何江飛，姚磊華

(1.中國地質(zhì)大學(xué)(北京)工程技術(shù)學(xué)院，北京 100083； 2.陜西工程勘察研究院有限公司，西安 710068)

黃土地區(qū)開發(fā)建設(shè)中，由于不合理開挖往往導(dǎo)致高陡邊坡失穩(wěn)，為了快速搶修高邊坡災(zāi)害，而在有限空間內(nèi)進(jìn)行高填方邊坡填筑、高陡邊坡快速修復(fù)治理等施工問題，采用單一支擋結(jié)構(gòu)或常規(guī)組合結(jié)構(gòu)無法滿足工程建設(shè)的需求。為了解決黃土地區(qū)在回填土施工空間狹小、修復(fù)工期緊迫等條件限制下，高填方工程中坡體較陡、側(cè)向變形位移較大的問題，提出了“多級有限填土加筋土-框錨”新型組合體系；其中的有限填土加筋土是在邊坡滑塌區(qū)前填筑的窄加筋土擋墻，與美國規(guī)范[1]中的SMSEWall(shored mechanically stabilized earth wall)相近，也常被稱為“narrow geosynthetic reinforced soilwall”[2]。中外圍繞短加筋土擋墻已開展了一些初步研究，Yang等[3-4]認(rèn)為短加筋土與其后墻體間的接觸面存在拉應(yīng)力，因筋材長度不足，接觸邊界易產(chǎn)生裂縫。徐超等[5，7]、羅玉珊等[6]對短加筋土擋墻土壓力規(guī)律進(jìn)行了試驗(yàn)研究，探討了短加筋土擋墻破壞模式。周勇等[8-10]對框架梁錨桿進(jìn)行了理論、設(shè)計(jì)方法及工程應(yīng)用研究。

目前中外支擋結(jié)構(gòu)的研究一般局限于單一的支擋結(jié)構(gòu)形式，對多級有限填土加筋土-框錨組合結(jié)構(gòu)的研究較少?，F(xiàn)結(jié)合“高陡黃土邊坡組合支擋體系工程技術(shù)研究”項(xiàng)目，以陜西銅川某工程多級有限填土加筋土-框錨組合結(jié)構(gòu)的應(yīng)用實(shí)例為工程背景，選取有限填土加筋土+預(yù)應(yīng)力錨索框架梁這一組合式支擋結(jié)構(gòu)作為高陡邊坡的支護(hù)體系，對組合式支擋結(jié)構(gòu)的協(xié)同作用性能首次開展幾何相似比1∶10縮尺試驗(yàn)研究，以期指導(dǎo)黃土高陡邊坡組合支擋結(jié)構(gòu)的工程設(shè)計(jì)。

1 有限加筋土-框錨組合體系

目前加筋土組合結(jié)構(gòu)主要有微型樁-加筋土擋墻[11-12]，衡重式擋墻-加筋土擋墻[13]、扶壁擋墻-加筋土擋墻[14]及抗滑樁-加筋土擋墻[15]，上述組合形式均局限對加筋土改進(jìn)，對黃土高陡邊坡場地限制條件下的有限范圍加筋土以及快速修復(fù)高邊坡災(zāi)害方面，以上措施均不能達(dá)到理想效果。

因此，為了解決黃土滑塌高邊坡治理加固中的空間受限、高填方填筑、水平位移變形以及高效快速修復(fù)黃土滑塌邊坡工程技術(shù)問題，提出了有限填土加筋土-框錨組合體系[16]，并成功應(yīng)用陜西銅川某高陡邊坡工程(圖1、圖2)；該體系充分發(fā)揮錨索、框架梁及加筋土各自優(yōu)勢，形成協(xié)同工作有機(jī)整體(圖3)。

圖1 邊坡滑塌情況Fig.1 Collapse condition

圖2 邊坡加固情況Fig.2 Slope reinforcement

圖3 有限填土加筋土-框錨組合體系側(cè)視圖Fig.3 Side view map of reinforced soil with limited backfill and anchor frame beam composite system

該新型組合體系的優(yōu)勢在于，通過框架梁將預(yù)應(yīng)力錨索和有限加筋土兩種抗滑結(jié)構(gòu)結(jié)合成相互作用的復(fù)合結(jié)構(gòu)體系。有限填土加筋土-框錨組合體系變形能力強(qiáng)，整體協(xié)同性能好，工藝簡單，能夠較好、快速地解決黃土高陡邊坡滑塌病害治理，具有廣闊的應(yīng)用前景。

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

2.1 模型相似比

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康暮蜅l件，在綜合考慮各種因素基礎(chǔ)上，試驗(yàn)選取9個(gè)關(guān)鍵試驗(yàn)物理量如下：幾何尺寸l、容重γ、位移δ、應(yīng)力σ、應(yīng)變ε、黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ、泊松比μ、彈性模量E，依據(jù)相似理論，其函數(shù)關(guān)系式為

f(l,γ,δ,σ,ε,c,φ,μ,E)=0

(1)

利用相似“π定理”，式(1)變?yōu)?/p>

f1(π1,π2,π3,π4,π5,π6,π7,π8,π9)=0

(2)

根據(jù)相似比理論[17-18],推導(dǎo)試驗(yàn)原型和試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷南嗨脐P(guān)系：

(1)應(yīng)力相似比尺Cσ、容重相似比尺Cγ和幾何相似比尺CL相似關(guān)系為

Cσ=CγCL

(3)

(2)位移相似比尺Cδ、幾何相似比尺CL和應(yīng)變相似比尺Cε相似關(guān)系為

Cδ=CLCε

(4)

(3)應(yīng)力相似比尺Cσ、彈性模量相似比尺CL和應(yīng)變相似比尺Cε相似關(guān)系為

Cσ=CECε

(5)

(4)試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭袧M足相同量綱物理量的相似比尺相等、所有無量綱物理量(如內(nèi)摩擦角、應(yīng)變、泊松比等)的相似比尺等于1。

Cσ=CE=Cc

(6)

Cφ=Cε=Cμ=1

(7)

根據(jù)以上公式，試驗(yàn)確定的幾何相似比尺為CL=1∶10，推導(dǎo)本試驗(yàn)的相似比如表1所示。

表1 模型試驗(yàn)相似比

經(jīng)計(jì)算，基于容重相似，彈性模量相似比，黏聚力比尺產(chǎn)生“奇異”較大，由于試驗(yàn)條件限制，經(jīng)多次試驗(yàn)，試驗(yàn)材料不能完全滿足，考慮到本試驗(yàn)?zāi)康难芯矿w系相互作用機(jī)制，本次試驗(yàn)材料并未嚴(yán)格滿足試驗(yàn)相似比的計(jì)算要求，但對試驗(yàn)結(jié)果無主要影響，因此相似材料的次要參數(shù)影響可以忽略。

2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵糟~川某滑塌邊坡斷面為依托，其設(shè)計(jì)斷面治理后效果如圖2所示。試驗(yàn)主要研究有限填土加筋土-框錨協(xié)同作用機(jī)理、支護(hù)后體系的工作特性，試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖涑叽鐬?.1 m×0.9 m×2.0 m(長×寬×高)。如圖4所示，填土分層施工過程前，為減少試驗(yàn)箱內(nèi)壁對體系摩擦作用，在試驗(yàn)箱內(nèi)壁粘貼一層塑料薄膜。

圖4 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨DFig.4 Photograph of model test

2.3 試驗(yàn)材料的選取

土層材料：本次試驗(yàn)采用原狀黃土土樣，經(jīng)篩分均勻，除去粒徑大于5 mm的粗顆粒；填土材料采用配合比原狀土∶細(xì)砂=0.728∶0.272配制填土材料，重度控制在16.8 kN/m3，因原型邊坡土體含水量為15.2%，為確保相似材料組成性質(zhì)與原型邊坡一致，試驗(yàn)土體含水量需在15%左右。為控制好每層填土質(zhì)量，根據(jù)壓實(shí)度計(jì)算得到每層填土質(zhì)量，然后在模型箱內(nèi)平整夯實(shí)。填筑土材料時(shí)首先在模型箱內(nèi)分臺階壓實(shí)回填黃土，控制壓實(shí)度為95%，模擬原始邊坡，再按設(shè)計(jì)填筑有限加筋土，填筑時(shí)按20 cm分層填筑，均勻夯實(shí)，并用環(huán)刀法檢測填土壓實(shí)度。經(jīng)試驗(yàn)有限加筋土內(nèi)土層內(nèi)摩擦角26.7°，黏聚力5.6 kPa，泊松比0.35，彈性模量7.8 MPa。

加筋材料：采用雙向土工格柵(圖5)，其主要特性和規(guī)格如表2所示。

錨桿：錨桿材料采用直徑8.0 mm的光圓鋼筋(圖6)，錨固段采用水泥砂漿預(yù)制，自由段采用PVC管穿過，各層錨桿總長度均為2.2 m，錨桿錨固段長0.8 m，錨固體直徑為120 mm，傾角為10°，錨頭采用螺母鎖定。

框架梁：框架梁采用混凝土澆筑，截面為40 mm×40 mm，主筋為直徑6 mm鋁線材，箍筋為2.4 mm@200 mm鐵絲。

表2 土工格柵特性

圖5 實(shí)驗(yàn)用土工格柵Fig.5 Geogrid used in tests

圖6 實(shí)驗(yàn)用錨桿Fig.6 Anchor used in tests

2.4 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)最主要的目的是測試錨桿框架梁與有限填土加筋土的協(xié)同變形。試驗(yàn)初始回填在外部有限填土回填之前填筑好，模型分兩級臺階，每級分四次回填，模型填筑完成靜置10 d(240 h)開始加載，加載之前進(jìn)行錨桿施加1.0 kN預(yù)應(yīng)力，模型頂部逐步分四次堆加荷載(5 kPa—10 kPa—15 kPa—20 kPa)，最終整體錨桿施加3.0 kN預(yù)應(yīng)力。模型試驗(yàn)監(jiān)測擋墻水平位移、筋材應(yīng)變和土壓力，試驗(yàn)測試布置如圖7所示。

Y為應(yīng)變片；B為百分表；G為土工格柵層；T為土壓力盒圖7 模型試驗(yàn)儀器布置方案Fig.7 Arrangement of monitoring instruments

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 水平位移

圖8為墻面水平位移變形曲線，“加載前”為模型填筑完成且靜置10 d(240 h)的監(jiān)測值(下同)。由圖8可知，四次加載完成后，體系墻體面產(chǎn)生明顯的變形，試驗(yàn)?zāi)Ｐ退轿灰谱畲笾颠_(dá)1.8 mm，對應(yīng)原型水平變形最大為18 mm，該變形量可滿足組合體系中的錨桿、土工格柵通過應(yīng)變表現(xiàn)出來，說明本設(shè)計(jì)模型試驗(yàn)的可行性。一次加載和二次加載引起的水平變形較顯著，分析原因主要是由于土體壓實(shí)度引起的，因此回填壓實(shí)度對體系的性能起重要作用，建議施工期間應(yīng)嚴(yán)格控制壓實(shí)度。

圖8 沿墻高水平變形分布曲線Fig.8 Horizontal deformation distribution curves along wall height

由圖8可知，Ⅱ級墻的水平變形明顯大于Ⅰ級墻，四次加載后Ⅰ級墻的最大水平變形位移僅為Ⅱ級墻的62%，其原因有兩方面，一是Ⅰ級墻與Ⅰ級墻之間設(shè)置臺階的消減應(yīng)力作用，二是有限填土加筋土區(qū)域內(nèi)應(yīng)力擴(kuò)散角較大，加載荷載產(chǎn)生的附加應(yīng)力荷載對框架梁影響范圍較小。

圖8顯示Ⅰ級墻、Ⅱ級墻墻面水平變形曲線均呈“)”形，極值位于每級墻距墻頂約1/3H(H為墻高)處。圖8可知，兩次施加錨桿預(yù)應(yīng)力均能使墻面的水平位移減少，其中二次施加預(yù)應(yīng)力使墻面水平位移變形達(dá)到原變形位移的67%，經(jīng)分析表明，組合體系在頂部荷載作用下，通過應(yīng)力傳遞作用，使得組合體系共同承擔(dān)外部荷載，由于錨桿預(yù)應(yīng)力存在，使得框架梁錨桿與有限填土加筋土變形協(xié)調(diào)，具有較好的協(xié)同效應(yīng)，錨桿預(yù)應(yīng)力的施加對控制墻面位移變形起到較為重要的約束作用。

3.2 土工格柵應(yīng)變

圖9為各級荷載作用下土工格柵應(yīng)變分布曲線。由圖9可知，各層筋材的應(yīng)變隨荷載增加而呈非線性分布，各筋材應(yīng)變均為面墻側(cè)應(yīng)變?yōu)樽钚?，且隨著荷載增加增幅較小，分析原因主要為框錨協(xié)同作用弱化了面?zhèn)韧凉じ駯诺膽?yīng)變變形。

圖9 各級荷載作用下格柵應(yīng)變的分布曲線Fig.9 Tensile strain distribution curves of reinforcement under different load levels

由于筋材所處位置不同，筋材分布形狀不盡相同，其中Ⅰ級墻內(nèi)的一、二層筋材分布較為接近，筋材應(yīng)變隨荷載變化增幅較小，對荷載變化不敏感，而三、四層應(yīng)變筋材隨荷載變化增幅較大，對荷載變化敏感，有限填土加筋土與挖方區(qū)域交界面處筋材應(yīng)變增幅較??； Ⅱ級墻內(nèi)的五～八層筋材應(yīng)變均呈峰形分布，其中八層有限填土加筋土與挖方區(qū)域交界面處筋材應(yīng)變增幅較大，尤其二次加載后筋材應(yīng)變迅速增大，說明有限填土加筋土與挖方區(qū)域交界面處可能發(fā)生破壞。

由于預(yù)應(yīng)力錨桿的拉拔作用，使其相鄰層的土工格柵所受到的水平土壓力減少，引起土工格柵應(yīng)變減少，進(jìn)而客觀上提高了土工格柵的承載能力，而在上部堆載作用下，格柵材料繼續(xù)發(fā)揮對填土約束作用，因此，在錨桿預(yù)應(yīng)力約束下，組合體系通過應(yīng)力傳遞作用，使得土工格柵與土體外部圍壓增強(qiáng)，有限填土加筋土與框錨之間存在良好協(xié)同關(guān)系。

3.3 墻背土壓力

圖10為模型框架梁后土壓力分布曲線，加載前模型框架梁后土壓力在底部較大，上部較小；加載后土壓力分布呈“)”形，中部土壓力較大，頂部土壓力較小，土壓力分布曲線與墻面位移變形基本一致，因此土壓力分布規(guī)律與墻面變形有關(guān)。

圖11為有限填土加筋土后土壓力分布曲線。加載前，有限填土加筋土后土壓力沿墻高分布具有線性規(guī)律。隨著荷載增加，上部土壓力增幅小，下部土壓力增幅大，引起這種模式的原因主要是隨著荷載加大，有限填土加筋土中上部與挖方區(qū)域交界可能產(chǎn)生分離，使得應(yīng)力得到釋放，土壓力減少。圖10、圖11均顯示，錨桿預(yù)應(yīng)力施加對后土壓力均有所增加，因此，錨桿預(yù)應(yīng)力能改變體系內(nèi)的土壓力分布形式，促使體系中的荷載進(jìn)行合理分配，應(yīng)力傳遞和應(yīng)力轉(zhuǎn)移作用下，組合體系能較好地調(diào)節(jié)有限填土加筋土和框錨協(xié)同關(guān)系。

3.4 錨桿應(yīng)變

圖12為錨桿沿錨桿長度方向應(yīng)變分布曲線，由圖12可知，錨桿應(yīng)變隨著荷載增加，各層錨桿應(yīng)變相應(yīng)增加，自由段應(yīng)變最大，自由段內(nèi)應(yīng)變幾乎相等，隨著荷載增加增幅較大；錨固段應(yīng)變隨著荷載增加，各層錨桿應(yīng)變也相應(yīng)增加，但增幅較小。錨桿應(yīng)變從錨固前端至錨固尾端迅速減小，這與以往研究成果基本接近[19-20]。錨桿應(yīng)變整體上擋墻上部大于擋墻下部，分布區(qū)域基本與土壓力規(guī)律分布區(qū)域一致。試驗(yàn)表明，錨桿預(yù)應(yīng)力的作用表現(xiàn)為應(yīng)力轉(zhuǎn)移，使得組合體系形成完整的協(xié)同體系。

4 組合體系協(xié)同作用分析

由試驗(yàn)結(jié)果分析，組合體系協(xié)同作用的本質(zhì)為變形協(xié)調(diào)與荷載的合理分配。圖13為加筋土復(fù)合體與框錨相互作用示意圖，模型填筑完成后，在上部荷載作用下，后部土體發(fā)生變形，有限加筋土復(fù)合體開始與后部土體接觸并發(fā)生相互作用，上部荷載繼續(xù)增加，有限加筋土復(fù)合體繼續(xù)變形，框錨提供的支護(hù)力逐漸增強(qiáng)，當(dāng)框錨預(yù)應(yīng)力施加后，對加筋土復(fù)合體和土體約束作用增強(qiáng)，框錨通過錨桿將應(yīng)力傳遞到后部穩(wěn)定土體中，有限加筋土復(fù)合體變形得到控制，最終框錨-加筋土復(fù)合體-土體達(dá)到相對平衡，框錨和加筋土復(fù)合體受力和變形也趨于穩(wěn)定。

圖10 模型框架梁后土壓力分布曲線Fig.10 Distribution curves of earth pressure behind model frame beam under different load levels

圖11 有限填土加筋土后土壓力分布曲線Fig.11 Distribution curves of earth pressure behind reinforced soil with limited backfill under different load levels

圖12 錨桿應(yīng)變分布曲線Fig.12 Tensile strain distribution curves of anchor

組合體系協(xié)同作用機(jī)制在宏觀上表現(xiàn)為應(yīng)力傳遞和應(yīng)力轉(zhuǎn)移。應(yīng)力傳遞是將上部堆載和后部土壓力荷載通過加筋土復(fù)合體與后部土體相互作用傳遞給框錨，該部分荷載主要由加筋土復(fù)合體和框錨承擔(dān)。應(yīng)力轉(zhuǎn)移是將框錨受到的應(yīng)力通過錨桿作用轉(zhuǎn)移到深部穩(wěn)定土體內(nèi)，使框錨-有限加筋土復(fù)合體-土體形成完整復(fù)合協(xié)同體系，該組合體系的協(xié)同作用使得土體在外部荷載作用時(shí)變形協(xié)調(diào)一致。

取如圖13所示加筋土與框錨相互作用單元，從微觀角度解釋協(xié)同作用機(jī)理，將有助于更好地分析協(xié)同作用本質(zhì)。在土工格柵層間取一個(gè)填土單元體，豎直方向?yàn)榇笾鲬?yīng)力方向σ1，水平方向?yàn)槠湫≈鲬?yīng)力方向σ3，格柵層間土單元莫爾圓如圖14所示，其中，應(yīng)力圓a表示其初始應(yīng)力狀態(tài)，Kf表示填土強(qiáng)度包絡(luò)線，由于初始應(yīng)力狀態(tài)為靜止?fàn)顟B(tài)，應(yīng)力圓a應(yīng)在Kf線之下。當(dāng)預(yù)應(yīng)力錨桿施加預(yù)應(yīng)力后，土體單元小主應(yīng)力σ′3=σ3+Δσ，圖14應(yīng)力圓b表示其應(yīng)力狀態(tài)，格柵層間土單元處于彈性穩(wěn)定狀態(tài)，相對于應(yīng)力圓a，應(yīng)力圓b安全系數(shù)較高。

圖13 加筋土復(fù)合體與框錨相互作用示意圖Fig.13 Sketch of interaction between reinforced soil and frame anchor

圖14 格柵層間土單元莫爾圓與應(yīng)力包絡(luò)圖Fig.14 Moire circle and stress envelope diagram of geogrid layer interstitial soil element

圖15 加筋土單元莫爾圓與應(yīng)力包絡(luò)圖Fig.15 Moire circle and stress envelope diagram for reinforced soil element

同樣在土工格柵處取單元體，格柵加筋土單元莫爾圓如圖15所示，其中，應(yīng)力圓a表示其加筋土前初始應(yīng)力狀態(tài)，Kf表示填土強(qiáng)度包絡(luò)線。當(dāng)加筋后，土工格柵提供側(cè)向應(yīng)力σT，此時(shí)加筋土單元小主應(yīng)力為σ3+σT，當(dāng)預(yù)應(yīng)力錨桿施加預(yù)應(yīng)力后，土體單元小主應(yīng)力σ′3=σ3+Δσ+σT。應(yīng)力圓c表示其應(yīng)力狀態(tài)，格柵層間土單元處于彈性穩(wěn)定狀態(tài)，相對于應(yīng)力圓a、b，應(yīng)力圓c安全系數(shù)更高。因此，該組合體系中框錨主動約束機(jī)制增加了加筋土復(fù)合體的圍壓，框錨預(yù)應(yīng)力拉拔作用使體系荷載進(jìn)行合理分配，從而使該組合體系具有更高安全系數(shù)，發(fā)揮“1+1>2”協(xié)同效應(yīng)，所以該組合體系能夠較好地控制結(jié)構(gòu)整體變形。

5 結(jié)論

(1)試驗(yàn)表明，Ⅰ級和Ⅱ級墻水平位移變形曲線均呈“)”形分布，位移最大值位于每級墻距墻頂約(1/3)H(H為墻高)處，錨桿預(yù)應(yīng)力施加使墻面水平位移變形達(dá)到原變形位移的67%。試驗(yàn)表明，錨桿預(yù)應(yīng)力對有限填土變形的影響敏感程度較高，框架梁錨桿與有限填土加筋土具有較好的協(xié)同效應(yīng)，錨桿預(yù)應(yīng)力的施加對控制墻面位移變形起到較為重要的約束作用。

(2)隨著試驗(yàn)荷載的增加，土工格柵筋材應(yīng)變分布形狀不盡相同，其中Ⅰ級墻內(nèi)底部筋材應(yīng)變隨荷載變化增幅較小，對荷載變化不敏感，中上部應(yīng)變筋材隨荷載變化增幅較大，對荷載變化敏感，有限填土加筋土與挖方區(qū)域交界面處筋材應(yīng)變增幅較?。虎蚣墘?nèi)的筋材應(yīng)變均呈峰形分布，其中有限填土加筋土與挖方區(qū)域交界面處筋材應(yīng)變增幅較大，有限填土加筋土與挖方區(qū)域交界面處最先發(fā)生破壞。錨桿預(yù)應(yīng)力施加可減少各層筋材應(yīng)變，說明框錨與有限填土加筋土之間具有良好的協(xié)同作用關(guān)系。

(3)錨桿預(yù)應(yīng)力施加對模型框架梁后土壓力和有限填土加筋土后土壓力有所增加，錨桿預(yù)應(yīng)力能改變體系內(nèi)的土壓力分布形式，錨桿預(yù)應(yīng)力能較好調(diào)節(jié)有限填土加筋土和框錨協(xié)同工作性能。

(4)組合體系協(xié)同作用機(jī)制在宏觀上表現(xiàn)為應(yīng)力傳遞和應(yīng)力轉(zhuǎn)移，微觀上表現(xiàn)為土體單元圍壓增大，加筋土承載力更高，從而使框錨-有限加筋土-土體形成完整的復(fù)合協(xié)同體系。