張文海， 侯森磊， 王家全*， 張俊

(1.廣西科技大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 廣西 柳州 545006； 2.廣西壯族自治區(qū)巖土災(zāi)變與生態(tài)治理工程研究中心， 廣西 柳州 545006)

加筋土技術(shù)能有效減小土體變形，提高土體承載力，已廣泛應(yīng)用于路基邊坡工程[1-2]，土工格室加筋土擋墻作為一種新型支護結(jié)構(gòu)，具有結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、承載能力強、經(jīng)濟效益高、生態(tài)保護好等優(yōu)點，因此在公路邊坡防護中具有廣闊的應(yīng)用前景[3]。

土工格室由于其獨特的三維幾何結(jié)構(gòu)，能為填土施加較大的側(cè)向約束，提高土體強度和模量，非常適用于加筋土擋墻的設(shè)計[4-5]，故國內(nèi)外學(xué)者對其做了大量研究。Chen等[6-7]通過室內(nèi)模型試驗和二維數(shù)值分析研究了墻體參數(shù)和附加荷載對土工格室加筋土擋墻變形和破壞模式的影響；屈戰(zhàn)輝等[8]運用有限元方法研究了土工格室柔性擋墻設(shè)計參數(shù)對土壓力的影響，并通過有限元方法分析了柔性擋墻的水平變位特征，提出了擋墻的極限主動土壓力計算方法；王啟龍等[9]通過現(xiàn)場監(jiān)測和模型試驗研究了土工格室柔性擋墻受力及變形特性，發(fā)現(xiàn)土工格室柔性擋墻水平變形呈鼓形分布，在擋墻中部達(dá)到最大且微分單元法計算得出的墻背土壓力與實測值較接近。

目前對靜荷載作用下加筋土結(jié)構(gòu)的研究已逐漸成熟，各國都制定了相應(yīng)的技術(shù)規(guī)范用于工程實踐[10]，動載下加筋土結(jié)構(gòu)的承載及變形規(guī)律研究也逐漸受到學(xué)者們的關(guān)注。Leshchinsky等[11]通過大型振動臺試驗，分析了地震條件下土工格室加筋土擋墻的滑動面，提出了土工格室式擋土墻抗震設(shè)計的等效擬靜力系數(shù)；徐鵬等[12]通過分塊式加筋土擋墻的振動臺模型試驗，研究動荷載作用下，慣性力與動土壓力對加筋土擋墻的穩(wěn)定性的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)擋墻在主動狀態(tài)時的慣性力與加載中實測土壓力峰值存在約180°相位差；高昂等[13]通過室內(nèi)模型試驗研究了分級循環(huán)荷載下不同加筋層數(shù)、格室高度、格室焊距等對土工格室加筋路堤變形承載特性的影響。但以上研究均未系統(tǒng)地分析荷載類型對土工格室加筋土擋墻承載與變形特性的影響，且考慮到室內(nèi)小模型試驗的邊界尺寸效應(yīng)，此次擋墻試驗采用大尺寸模型箱，并通過MTS電液伺服加載系統(tǒng)對擋墻施加靜動荷載，重點對比分析靜、動荷載作用下加筋土擋墻變形承載特性。

1 試驗概況

1.1 試驗裝置

為了盡可能模擬真實邊界條件，減少尺寸效應(yīng)，此次土工格室加筋土擋墻試驗采用大尺寸模型箱：3 m×1.6 m×2 m(長×寬×高)，內(nèi)部擋墻總高度H為1.8 m，墻面由12層0.15 m高的混凝土砌塊堆砌而成。通過MTS電液伺服加載系統(tǒng)，在擋墻頂部施加靜動荷載，加載板尺寸為0.6 m×0.2 m。在每塊砌塊的中部即距模型箱底部0.075 m、0.225 m、0.375 m，…，1.725 m位置處設(shè)置位移傳感器，位移傳感器距地面高度記為h，在距墻面0.1 m及0.7 m位置(加載板下方)處設(shè)置土壓力盒及加速度計，分別位于0.3 m、0.9 m及1.5 m高度處，所有的測量元件均布設(shè)在擋墻寬度的中間部位，土工格室及測量元件布設(shè)具體如圖1所示。

圖1 測量元件布設(shè)圖(單位：cm)

1.2 試驗材料

試驗采用砂土取自柳州本地河沙，顆粒篩分試驗結(jié)果表明其為顆粒級配良好的中砂，不均勻系數(shù)Cu=8.89，曲率系數(shù)Cc=1.33。該砂土的土粒比重2.65、干密度ρd=1.69 g/cm3，內(nèi)摩擦角φ=39°。試驗采用長2.8 m、寬1.6 m、錨距為0.4 m的土工格室作為加筋材料，其具體性能參數(shù)如表1所示。

表1 土工格室材料參數(shù)

1.3 試驗方案

為研究土工格室加筋土擋墻的靜動承載變形特性及加筋層數(shù)對土工格室加筋土擋墻性能的影響，設(shè)置了3層加筋的靜載工況S1(對應(yīng)6層加筋的第1、3、5層)和6層加筋的靜載工況S2及6層加筋的動載工況D1。

參照文獻(xiàn)[14]的加載方式，對土工格室加筋土擋墻施加靜動荷載。靜動荷載均為分級加載，靜荷載從10 kN開始加載，每級荷載增加10 kN，每級荷載加載持續(xù)時間為15 min或者加載板30 s沉降小于0.01 mm，直至加筋擋土墻破壞為止；動荷載采用正弦波，從(10±10) kN開始加載，每級荷載分為2 Hz、4 Hz、6 Hz和8 Hz共4種不同的頻率進(jìn)行加載，每種頻率加載持續(xù)時間10 min或者加載板30 s沉降小于0.01 mm，隨后增加動荷載平衡值20 kN，形成0～20 kN、20～40 kN、40～60 kN…這樣的遞進(jìn)荷載關(guān)系，直至加筋擋土墻破壞為止。

試驗時采用分層填筑的方法，15 cm為一層，填筑時嚴(yán)格控制每一層砂的質(zhì)量相同。每填筑15 cm時，先用平板振動器進(jìn)行找平夯實3遍，再人工用20 kg砝碼對其擊實，最后再采用平板振動器進(jìn)行夯實找平，然后繼續(xù)下一層的填筑，通過控制擊實次數(shù)，保證每層的壓實度達(dá)到95%。擋墻填筑時，在相應(yīng)位置處埋設(shè)好測量儀器，填筑完畢后進(jìn)行儀器的調(diào)試運行，以確保試驗正常開展。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 靜載下加筋土擋墻力學(xué)特性分析

2.1.1 豎向土壓力分析

靜載作用下不同墻體高度處豎向土壓力如圖2所示。由圖2可知：擋墻內(nèi)部不同位置處的豎向土壓力均隨上部附加靜荷載的增大而增大。同一水平高度下，加載板下方位置處的豎向土壓力要大于擋墻面板背部豎向土壓力。且相同條件下S1的曲線均位于S2曲線的上部，即隨著加筋層數(shù)的增加，相對應(yīng)位置處的豎向土壓力減小，表明土工格室加筋結(jié)構(gòu)層能較好地改善擋墻內(nèi)部土體應(yīng)力場，削弱均化土體豎向土壓力。

分析圖2可以發(fā)現(xiàn)：擋墻豎向土壓力隨土體深度的增加而減小。且在相同荷載條件下，同一位置處的土壓力隨加筋層數(shù)的增加而減少。以距墻面0.7 m，墻高1.5 m和0.9 m位置處的豎向土壓力為例，當(dāng)附加荷載為60 kPa時，S2工況下加筋土擋墻墻高0.9 m處的土壓力為S1工況下?lián)鯄ο嗤恢锰幍?.794，而S2工況下?lián)鯄Ω?.5 m處的土壓力僅為S1工況下?lián)鯄ο嗤恢锰幍?.492。這體現(xiàn)了土工格室加筋對土體豎向土壓力的削弱均化作用。與墻高1.5 m位置處的豎向土壓力相比，墻高0.9 m處S1的土壓力衰減了72.3%，S2的土壓力衰減了55.2%。雖然豎向土壓力隨著加筋層數(shù)的增加而減少，但土壓力的衰減率并沒有得到有效提高，在實際工程中如何選擇最經(jīng)濟的加筋層數(shù)還需繼續(xù)探討。

圖2 靜載下?lián)鯄ωQ向土壓力

2.1.2 豎向沉降分析

圖3為靜載作用下土工格室加筋土擋墻加載板沉降量與豎向荷載之間的關(guān)系。由圖3可知：加載板沉降量隨附加荷載的增加而增加。擋墻的極限承載力和最終沉降量受加筋層數(shù)影響嚴(yán)重，加筋層數(shù)的增多能明顯提高擋墻的極限承載力。

圖3 靜載下?lián)鯄ωQ向沉降

模型S1由于布筋間距較大，格室高度較小，格室對土體和擋墻砌塊的約束力較小，格室的立體加筋作用不能充分發(fā)揮，在60 kN的附加荷載下，模型破壞，頂部最大沉降達(dá)到了60.9 mm，其極限承載力為416.7 kPa(附加荷載Pmax=50 kN)；模型S2因加筋層數(shù)提高1倍，較好地發(fā)揮了土工格室的立體加筋作用，提高擋墻的整體特性，在120 kN的附加荷載下，模型頂部沉降只有103.8 mm，其極限承載力為916.7 kPa(附加荷載Pmax=50 kN)，為S1的2.2倍。

2.1.3 擋墻面板水平位移分析

圖4為分級附加靜荷載作用下，擋墻墻面水平位移隨墻高的變化曲線。由圖4可知：擋墻墻面的水平位移發(fā)展趨勢大致分為3個階段。階段1：擋墻模型初始受力，此時墻面水平位移較小，土工格室剛開始受到拉力；階段2：擋墻模型充分受力，此時墻面已經(jīng)出現(xiàn)明顯的水平位移，土工格室加筋層已充分受力；階段3：擋墻模型破壞受力，此時墻面水平位移急劇增加，擋墻內(nèi)部土工格室破壞。

由圖4可知：擋墻模型S1水平位移發(fā)展第1階段界限荷載為40 kN，第2階段界限荷載為50 kN，第3階段破壞荷載為60 kN，此時S1墻面的水平最大位移為54.5 mm，與擋墻模型S1相比，模型S2由于加筋層數(shù)的提高，土工格室對擋墻模型內(nèi)部土體和擋墻砌塊的側(cè)限作用增強，擋墻的水平位移減少，擋墻模型S2水平位移發(fā)展第1階段界限荷載為60 kN，第2階段界限荷載為110 kN，第3階段破壞荷載為120 kN，為S1的2倍，此時S2墻面的水平最大位移為46.7 mm，僅為S1的85.7%。擋墻模型S2的水平位移在第2階段的過渡性變化增長過程明顯，是因為加筋層數(shù)的增加使模型內(nèi)部受力更加充分和均衡。且S2破壞時上部出現(xiàn)“鼓肚”現(xiàn)象，這是模型內(nèi)部中上部的土工格室層的結(jié)構(gòu)性破壞所致。

圖4 靜載下墻面水平位移沿墻高分布曲線

2.2 動載下加筋土擋墻力學(xué)特性分析

2.2.1 豎向土壓力分析

動載作用下不同墻體高度處豎向土壓力如圖5所示，其中每級荷載中各點分別表示2 Hz、4 Hz、6 Hz、8 Hz所對應(yīng)的豎向土壓力。由圖5可知：動載下土壓力的分布規(guī)律與靜載相似，即隨附加動荷載的增大土壓力增大，且加載板下方位置處的豎向土壓力要大于擋墻面板背部豎向土壓力。

對比分析圖5可發(fā)現(xiàn)：隨著頻率的增大，豎向土壓力有著輕微的增大，當(dāng)施加下級荷載時，即動載幅值增大，土壓力會出現(xiàn)瞬時突增，且加載板下方位置土壓力突增的現(xiàn)象最為明顯。與動載幅值相比，動載頻率對擋墻豎向土壓力的影響微弱，因此在進(jìn)行動載作用下加筋土擋墻土壓力計算分析時建議不將頻率作為重點影響因素考慮。

圖5 動載下?lián)鯄ωQ向土壓力

取距擋墻面板0.7 m位置的豎向土壓力進(jìn)行分析，并將同一加載階段不同頻率下豎向土壓力平均值視為加載階段的豎向土壓力。當(dāng)附加荷載為100 kPa時，與墻高1.5 m位置處的豎向土壓力相比，墻高0.9 m處D1的土壓力衰減了70.0%，相同條件下，S2的土壓力了66.7%，衰減率降低了3.3%，這是由于動載作用下，筋材在其強度范圍內(nèi)形成反復(fù)的動態(tài)“伸張效應(yīng)”，使得筋材對土中應(yīng)力的擴散更加充分[14]。

2.2.2 豎向沉降分析

圖6為動載作用下?lián)鯄虞d板沉降量與荷載值、加載頻率的關(guān)系，其中每級荷載中各點分別表示2 Hz、4 Hz、6 Hz、8 Hz所對應(yīng)的加載板沉降量。

由圖6可知：在(90±10) kN的附加荷載下，加筋土擋墻模型破壞，頂部最大沉降達(dá)到了88.3 mm，即D1工況下加筋土擋墻模型的極限承載力為666.7 kPa(附加極限荷載Pmax=80 kN)，僅為靜載S2工況下加筋土擋墻模型極限承載力1 222.2 kPa(附加極限荷載Pmax=110 kN)的0.7。這是由于相對于靜載作用，不同頻率變換下的動載作用對模型有較大的沖擊力，使得擋墻極限承載力降低。

圖6 動載下?lián)鯄ωQ向沉降

2.2.3 擋墻面板水平位移分析

圖7為分級附加動荷載作用下，擋墻墻面水平位移隨墻高和頻率的變化曲線。由圖7可知：動載下?lián)鯄λ轿灰瓢l(fā)展趨勢第1階段與第2階段界限不明顯，即動載下?lián)鯄λ轿灰埔桩a(chǎn)生突然破壞，在實際工程中應(yīng)加強對土工格室擋墻的水平位移監(jiān)測，防止擋墻突然破壞，造成危害。

圖7 動載下墻面水平位移沿墻高分布曲線

由圖7可知：擋墻模型D1水平位移發(fā)展第3階段破壞荷載為(90±10) kN，與模型S2相似，表現(xiàn)為墻高中上部“鼓肚”現(xiàn)象。且動載頻率的增加使得對應(yīng)位置的擋墻水平位移略微增長，但在達(dá)到破壞荷載后，頻率對水平位移的影響極其微弱，此時D1墻面的水平最大位移為34.6 mm，是相同荷載條件下模型S2的2倍，即動載下?lián)鯄δＰ蛪γ嫠轿灰谱兓黠@大于同樣條件下的靜載模型。分析原因為對擋墻施加具有一定頻率的動載相當(dāng)于施加持續(xù)的沖擊荷載，使得荷載作用的范圍和強度更大，墻面水平位移更大。

2.2.4 加筋土擋墻動力加速度響應(yīng)

在動載作用下，擋墻內(nèi)部的加速度所引起的慣性力是引起結(jié)構(gòu)破壞的原因之一[10]，因此土工格室加筋土擋墻的加速度也是研究重點。圖8為加載板正下方不同動載下沿墻高的加速度變化曲線。

由圖8可知：不同頻率下，擋墻加速度大致呈現(xiàn)相似的規(guī)律，即加速度隨附加荷載值的增大而減少，且沿墻頂?shù)綁χ旱膲Ω叻较?，加速度不斷減小。這是由于荷載的不斷施加，使土體受到反復(fù)的振動，擋墻內(nèi)部的土工格室加筋層增大了擋墻土體的阻尼，并在振動中不斷消耗能量，不斷衰減消散土中加速度。

圖8 加載板下方加速度沿墻高分布曲線

圖9為加載板正下方不同動載頻率下加速度峰值由加載初期到結(jié)束的衰減率。

圖9 不同頻率下?lián)鯄铀俣人p率

由圖9可知：頻率的增大有助于加速度峰值的衰減，但在6 Hz后，頻率對加速度峰值的衰減促進(jìn)作用已經(jīng)趨于穩(wěn)定。

3 結(jié)論

(1) 加筋層數(shù)的增倍，土工格室對擋墻模型內(nèi)部土體和擋墻墻面的側(cè)限作用增強，內(nèi)部受力更加充分和均衡，極限承載力提高了120%，水平最大位移降低了14.3%。

(2) 動載下?lián)鯄δＰ偷臉O限承載力僅為靜載模型極限承載力的70%，且動載下?lián)鯄δＰ推茐臅r的墻面水平位移為相同條件下靜載模型的2倍。

(3) 與動載幅值相比，動載頻率對擋墻豎向土壓力、豎向沉降及面板水平位移的影響微弱。

(4) 頻率的增大有助于模型加速度峰值的衰減，當(dāng)頻率大于6 Hz時，其對加速度峰值的衰減促進(jìn)作用則趨于穩(wěn)定。