趙曉玲

(中鐵一院集團(tuán)蘭州鐵道設(shè)計院有限公司,蘭州 730000)

加筋擋土墻力學(xué)特性的模型試驗研究

趙曉玲

(中鐵一院集團(tuán)蘭州鐵道設(shè)計院有限公司,蘭州 730000)

由于加筋擋土墻填土與加筋帶之間的摩擦特性和界面剪應(yīng)力復(fù)雜,通過模型試驗對其進(jìn)行研究,可以為加筋擋土墻的穩(wěn)定性計算分析提供試驗依據(jù)和參考。在不同上覆壓力和填土密度條件下,對不同長度加筋帶進(jìn)行了拉拔模型試驗,分析得到了加筋帶的受力和變形規(guī)律、加筋帶與填土之間的摩擦特性。研究表明,隨著上覆壓力的增大,筋帶破壞時的極限拉拔力增加,破壞形式由滑動破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閿嗔哑茐?填土的固結(jié)作用使填土對加筋帶的摩阻作用增強,并通過試驗合理確定了考慮握裹力影響的綜合似摩擦系數(shù)的表達(dá)形式。

加筋擋土墻；模型試驗；復(fù)合加筋材料；綜合似摩擦系數(shù)

1 概述

加筋擋土墻由填土和布置在填土中的筋帶及墻面板三部分組成，加筋土是由一層或多層水平加筋材料與填土交替鋪設(shè)而形成的一種復(fù)合體，最早采用的加筋體僅局限于天然材料，如竹片、麻桿等，后來金屬構(gòu)件和鋼筋混凝土構(gòu)件被廣泛用于加筋材料。20世紀(jì)80年代中后期，土工網(wǎng)、土工布、土工格柵等人工合成材料的相繼問世，使加筋土技術(shù)得到了飛速發(fā)展，進(jìn)一步加快了加筋擋土墻技術(shù)的發(fā)展[1-6]。

國內(nèi)外學(xué)者對加筋土力學(xué)機理和加筋擋土墻的計算理論作了大量的研究工作，但是由于加筋擋土墻填土與筋帶之間的摩擦特性是非線性增長的，界面剪應(yīng)力的發(fā)揮過程復(fù)雜，影響筋土界面摩阻特性的主要因素與材料的物理力學(xué)性質(zhì)、上覆法向應(yīng)力和剪切速度有關(guān)，確定加筋體的本構(gòu)關(guān)系和相應(yīng)的參數(shù)尚很復(fù)雜[7-8]。因此，通過模型試驗對加筋材的性質(zhì)、筋土界面的摩阻特性和復(fù)合材料的性質(zhì)進(jìn)行觀測分析和試驗研究，對完善加筋擋土墻的計算理論和設(shè)計方法有重要指導(dǎo)的作用。

2 模型試驗

2.1 基本原理

加筋擋土墻加筋帶的作用是約束墻體的滑動，楔形體滑動沿水平方向產(chǎn)生的力由筋帶來承擔(dān)，筋帶與填土體之間的摩阻力大于楔形體沿水平方向的滑動力，即可保證擋土墻穩(wěn)定。根據(jù)加筋擋土墻的受力機理，墻體分為活動區(qū)和穩(wěn)定區(qū)，活動區(qū)的受力機理復(fù)雜，通過模型試驗對穩(wěn)定區(qū)筋帶的受力特性進(jìn)行模擬，分析研究加筋帶與填土之間的摩擦特性，以及筋帶自身的抗拉拔特性，為加筋擋土墻的穩(wěn)定性計算分析提供試驗依據(jù)和參考。

青藏鐵路西格二線西寧車站局部地段位于黃土地區(qū)沖溝形成的坡地上，填方基底為第四系全新統(tǒng)沖積砂質(zhì)黃土，層厚大于8 m，允許承載力150 kPa，具中等壓縮性，地形起伏較大，地面橫坡5°～10°，由于場地高差較大、地基承載力較低，同時為減少市區(qū)占地空間，設(shè)置了加筋擋土墻收坡。加筋擋土墻最大墻高11 m，采用直立墻面，墻面由50 cm×100 cm的混凝土面板構(gòu)成，加筋帶的一端與墻面板固定，另一端埋設(shè)在壓實的砂質(zhì)黃土填土里，如圖1所示。本模型試驗針對埋設(shè)在砂質(zhì)黃土填料中的加筋帶施以拉拔力，拉拔力取不同填土深度土壓力的計算值，使加筋帶從填料中拔出或滑動，用以測定筋、土之間的摩擦特性和筋帶自身的抗拉拔特性，從而反映加筋帶在砂質(zhì)黃土填土中的實際受力狀態(tài)。

通過模型試驗可以對加筋擋土墻加筋帶、填土之間的受力機理通過以下幾個方面進(jìn)行研究：不同筋帶長度和筋帶在不同上覆壓力下和填土密度下的摩擦特性；沿筋帶長度范圍內(nèi)的筋帶變形特征；鋼絲筋帶的握裹力對擋墻穩(wěn)定性的影響。

2.2 試驗設(shè)備

模型試驗填土為黃土，加筋帶為鋼塑復(fù)合加筋帶，與施工現(xiàn)場一致。鋼塑復(fù)合筋帶主要受力材料是聚氯乙烯塑料包裹的鋼絲，模型試驗前對鋼絲握裹力、極限抗拉強度、破斷伸長率等基本性能指標(biāo)進(jìn)行了破壞試驗。復(fù)合筋帶的性能指標(biāo)見表1，填土(黃土)的物理指標(biāo)見表2。

為了模擬加筋帶在填土中的受力狀態(tài)，研制的模型試驗裝置由填土箱、上覆荷載模擬系統(tǒng)、錨固拉拔系統(tǒng)和筋帶應(yīng)變測量系統(tǒng)4部分構(gòu)成。通過密封橡膠膜上施加氣壓來模擬加筋帶實際的不同上覆壓力，即不同的填土深度可以用不同的上覆壓力來代替。用一個機箱模擬受力單元，把筋帶埋設(shè)在機箱的填土中，通過對筋帶施加拉力及其發(fā)生變形的過程即可模擬加筋擋土墻筋帶拉拔破壞過程。

試驗用的加載系統(tǒng)是由錨具、千斤頂、量力環(huán)、2個百分表(一個用來測量量力環(huán)的讀數(shù)，一個大量程的百分表用來測量受拉過程中加筋帶的位移變化)、滑桿(用來連接錨具和千斤頂)、滾輪(保證滑桿水平)和連接機箱的豎直鋼板(由4根螺桿固定)組成。整個加載系統(tǒng)由液壓千斤頂對筋帶提供拉力。筋帶應(yīng)變測量系統(tǒng)由靜態(tài)應(yīng)變儀、應(yīng)變片、導(dǎo)線組成。當(dāng)筋帶表面發(fā)生變形時，應(yīng)變片上電阻發(fā)生變化。靜態(tài)應(yīng)變儀的電路采用惠特曼電橋原理連接，當(dāng)應(yīng)變片的電阻絲長度發(fā)生變化時，變化的電阻即顯示出應(yīng)變計的讀數(shù)。模型試驗儀見圖2，加載系統(tǒng)見圖3。

2.3 試驗方案

加筋帶是加筋擋土墻工程的關(guān)鍵受力材料，加筋土工程技術(shù)的發(fā)展與筋帶的發(fā)展緊密聯(lián)系在一起。鋼塑復(fù)合筋帶，它的主要受力材料是聚氯乙烯包裹的鋼絲，因此其受力不僅與筋帶的摩擦特性有關(guān)，還與筋帶對鋼絲的握裹力有關(guān)。

黏性填土的含水量、密度以及上覆壓力對筋土界面的剪切特性有影響，因此分別進(jìn)行不同上覆壓力、不同密度和不同長度加筋帶下的試驗研究。

試驗上覆壓力分別根據(jù)計算土壓力值取0.1、0.2、0.3、0.4 MPa；筋帶長度分別取0.5、1.5、2 m；填土干密度為1.60、1.52 g/cm3。填土干密度γd=1.60 g/cm3，不同筋帶長度時的拉拔力-位移曲線見圖4～圖6。

2.4 加筋帶拉拔力(P)-位移(S)變化分析

(1)填土干密度γd=1.60 g/cm3

由圖4可知，隨著上覆壓力的增大，筋帶破壞時的極限拉拔力也增大。上覆壓力400 kPa時筋帶的破壞屬于斷裂破壞。

由圖5可知，筋帶破壞時的極限拉拔力均在4 000 N以上。隨著上覆壓力增大，筋帶拉拔力增長，破壞時的變形均有顯著增長。上覆壓力100、200、300 kPa時筋帶屬于滑動破壞，400 kPa時屬于斷裂破壞。

由圖6可知，隨著上覆壓力的增大，筋帶破壞的極限力隨著增加。隨上覆壓力的增大，在筋帶拉拔力增長的過程中，筋帶的破壞形式由滑動破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閿嗔哑茐摹?/p>

(2)P(拉拔力)-S(位移)試驗數(shù)據(jù)表明：在相同的干密度下，相同長度的同一組加筋帶，上覆壓力越大，筋帶破壞時所需的拉拔力越大，但是增長變化范圍較小，同時筋帶變形時間也越長。

在相同的填土干密度和相同的上覆壓力下，筋帶越長，筋帶拔出破壞時需要的極限拉拔力越大，筋帶變形發(fā)展過程也越長。

不受筋帶長度和上覆壓力影響，在初始加載的較大范圍內(nèi)，筋帶的位移增長速度較慢；加載后期，在較小的荷載增量范圍內(nèi)位移增加較快。這表明初始變形是筋帶與填土之間的相對摩擦移動，后期變形直至發(fā)生破壞變形，是筋帶與填土之間的滑動或者筋帶鋼絲與聚氯乙烯包裹物之間的相對滑移變形。

(3)填土干密度γd=1.52 g/cm3時P-S曲線變化規(guī)律與填土干密度γd=1.60 g/cm3時相似，但筋帶破壞時的極限拉拔力略有減小。

2.5 沿筋帶長度范圍內(nèi)的應(yīng)變分析

不同拉拔力條件下，應(yīng)變量沿筋帶分布的試驗數(shù)據(jù)(圖7～圖9)表明：沿筋帶長度范圍內(nèi)，應(yīng)變(或變形)是非均勻變化的，應(yīng)變隨著筋帶長度的增加逐漸減小，至筋帶尾部均為負(fù)值，靠近錨具處的應(yīng)變值增長最快；筋帶的拉拔力接近破壞時的極限拉拔力時，筋帶尾部的應(yīng)變發(fā)展較快；隨著上覆壓力增大，靠近錨具處的極限應(yīng)變值增加。

加載過程表明：初始加載時，靠近錨具處筋帶受到的拉力較大，遠(yuǎn)離錨具處受到的應(yīng)力分布比較均勻，并呈現(xiàn)均勻減小的趨勢；隨著荷載增大，靠近錨具處的應(yīng)變計讀數(shù)增長最快，接近破壞時，第一個應(yīng)變計的讀數(shù)溢出，錨具處筋帶首先達(dá)到極限荷載，出現(xiàn)拉裂和滑動破壞；繼續(xù)增加荷載，遠(yuǎn)離錨具處的應(yīng)變計讀數(shù)依次溢出，表明加筋帶出現(xiàn)整體滑動破壞。

3 復(fù)合筋帶的握裹力分析

通過以上對加筋帶拉拔力(P)與位移(S)變化、沿筋帶長度范圍內(nèi)應(yīng)變變化規(guī)律的分析，可以看出，沿加筋帶表面的受力是不均勻傳遞的；在理想狀態(tài)下，鋼絲與筋皮之間應(yīng)該共同工作，但是筋帶在實際一般受力過程中，筋皮與土之間的摩擦力大于筋皮與鋼絲之間的握裹力，首先是靠錨具處的筋帶受到的拉拔力最大，荷載繼續(xù)增大時，靠近錨具處的聚氯乙烯包裹物被拉長，筋帶中的鋼絲隨著錨具發(fā)生位移，這個階段在筋帶受力接近極限狀態(tài)時出現(xiàn)。

試驗發(fā)現(xiàn)，上覆壓力對筋帶的握裹力有明顯的影響，筋帶的握裹力失效出現(xiàn)在筋帶受力接近極限狀態(tài)時出現(xiàn)，隨著上覆壓力的增大，可以明顯減緩或推遲握裹力失效。一般傳統(tǒng)經(jīng)驗認(rèn)為，隨著筋帶長度的增加，筋帶能夠提供的抗拔摩阻力越大，本文試驗發(fā)現(xiàn)，填土與筋帶之間的摩阻力不僅與筋帶長度有關(guān)，而且與筋帶對鋼絲等包裹物的握裹力有關(guān)，筋帶的握裹力是決定加筋擋土墻穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素。

4 填土與筋帶的摩擦特性分析

試驗表明，受力初期筋帶應(yīng)變發(fā)展較小，拉拔力增長較快，變形較大階段，拉拔力的增長幅度較小，非線性變形過程說明筋帶的鋼絲與聚合物包裹層之間發(fā)生相對滑動。不同填土密度和不同筋帶長度條件下，臨近錨具處筋帶的變形發(fā)展較大，筋帶與填土的摩阻作用可以完全發(fā)揮，該段筋帶內(nèi)均出現(xiàn)了鋼絲與聚合物包裹層之間相對滑動，包裹層的延伸率較大被拉斷破壞。

填土后分別固結(jié)12 h和36 h，對1.5 m長筋帶的測試結(jié)果比較表明，固結(jié)時間越長，拉拔初期筋帶的應(yīng)變發(fā)展較小，拉拔力增長較快，固結(jié)時間能明顯提高極限拉拔力，促使填土對筋帶的摩阻作用增強，約束限制筋帶發(fā)生變形。

5 綜合似摩擦系數(shù)的確定

在加筋擋土墻抗拔穩(wěn)定計算中，f稱作似摩擦系數(shù)(式(1))，是反映筋土間摩擦力的綜合參數(shù)，與一般材料間的滑動摩擦系數(shù)有區(qū)別[12]。影響f值的因素較多，要取得符合實際的摩擦系數(shù)是比較困難的，一般情況下最好采用試驗值。由本文模型試驗可知，筋帶提供的極限抗拔力不僅與筋帶的長度有關(guān)，當(dāng)筋帶承受的拉拔力接近極限拉拔力時，筋帶的摩阻特性不再與錨固長度有關(guān)，而是與筋帶的握裹力密切相關(guān)，由此得到的f值稱為綜合似摩擦系數(shù)。

式中,f為似摩擦系數(shù)；Tf為試驗測得的加筋帶極限拉拔力，kN；b為加筋帶寬度，m；L為加筋帶在填土中的埋置長度，m；σV為加筋帶上作用的法向應(yīng)力，kPa。通過模型試驗的加筋帶拉拔試驗可以確定綜合似摩擦系數(shù)f。試驗極限拉拔力可以寫成Tf=Ti+kσV，Ti反映由穩(wěn)定區(qū)錨固長度決定的拉拔力，kσV反映由握裹力決定的拉拔力。

本文模型試驗數(shù)據(jù)表明，筋帶承受的極限拉拔力在4 000～6 000 N，加筋帶的上覆壓力變化值在0～210 kPa變化。根據(jù)極限拉拔力和上覆壓力變化的規(guī)律，通過試驗數(shù)據(jù)來確定Ti和k值，比較符合實際。極限拉拔力與上覆壓力的關(guān)系曲線如圖10所示。

由Tf-σV曲線的趨勢線可以看出，Ti的變化值在3.8～4.1 kN，取Ti=4 kN，k值在0.003 415～0.004 52變化，取k=0.004。Tf=4+0.004σV，由其可以確定試驗綜合似摩擦系數(shù)f值。

在加筋擋土墻抗拔穩(wěn)定計算中，當(dāng)加筋帶上作用的法向應(yīng)力、加筋帶寬度和長度確定時，可以采用通過試驗確定的符合實際的綜合似摩擦系數(shù)來進(jìn)行抗拔穩(wěn)定計算，對完善加筋擋土墻的計算理論和設(shè)計方法具有重要作用。

6 結(jié)語

(1)通過模型試驗對穩(wěn)定區(qū)筋帶的受力特性進(jìn)行模擬，對加筋帶與填土之間的摩擦特性、筋帶的抗拉拔特性進(jìn)行分析研究，可以為加筋擋土墻的穩(wěn)定性計算分析提供試驗依據(jù)和參考。

(2)黏性填土的含水量、密度以及上覆壓力對筋土界面的剪切特性有影響。隨著上覆壓力增大，筋帶的破壞形式發(fā)生改變，由滑動破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閿嗔哑茐模谎亟顜чL度范圍內(nèi)，應(yīng)變(或變形)呈非均勻變化的，上覆壓力增大，靠近錨具處的極限應(yīng)變值增加。填土固結(jié)作用能明顯提高極限拉拔力，使填土對筋帶的摩阻作用增強。

(3)筋帶的握裹力是決定加筋擋土墻穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素。上覆壓力對筋帶的握裹力有明顯的影響，上覆壓力的增大，可以明顯減緩或推遲握裹力失效。

(4)筋帶提供的極限抗拔力不僅與筋帶的長度有關(guān)，而且與筋帶的握裹力密切相關(guān)，本文提出了通過模型試驗確定綜合似摩擦系數(shù)f值的方法，對合理確定符合實際的摩擦系數(shù)具有現(xiàn)實意義。

[1] 李慶海，王炳錕，蔣楚生，段忠臣.包裹式加筋土擋土墻抗震試驗分析[J].鐵道工程學(xué)報，2012 (1):26-29．

[2] 楊廣慶，蔡英，蘇謙.高路堤加筋土擋土墻的變形和受力研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2003，22(2):321-326．

[3] 周繼凱，王榮娣.土工格柵加筋土擋墻在重載鐵路路基中的應(yīng)用設(shè)計[J].鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計，2004(9):6-10．

[4] 王祥，周順華.路堤式加筋土擋墻的試驗研究[J].土木工程學(xué)報，2005，38(10):120-124．

[5] 肖成志，劉波，孫建誠，欒茂田.格柵加筋黏性土擋墻黏彈塑性有限元分析[J].鐵道工程學(xué)報，2008(9):7-10．

[6] 祝曉寅，鄧明文.淺析加筋土擋土墻穩(wěn)定性[J].重慶交通學(xué)院學(xué)報，2003(S1):10-13．

[7] 王金艷.加筋土擋土墻設(shè)計分析[J].路基工程，2010(S):119-123．

[8] 周世良，何光春，汪承志，楊成渝.臺階式加筋土擋墻模型試驗研究[J].巖土工程學(xué)報，2007，29(1):152-154．

[9] 王萬平，翁光遠(yuǎn).條帶式加筋土擋墻的拉筋原型觀測試驗研究[J].水利與建筑工程學(xué)報，2011，9(6):68-71．

[10]崔俊杰.加筋土擋土墻離心模型試驗及有關(guān)問題探討[J].鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計，2003(1):60-63．

[11]李云杰.加筋土擋土墻在鐵路路堤中的運用[J].鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計，2003(1):66-68．

[12]劉大超，馬世洪，張濤.土工加筋帶似摩擦系數(shù)試驗研究[J].路基工程，2010(2):118-122．

[13]楊廣慶，周亦濤，周喬勇.加筋土擋墻拉筋軸向應(yīng)力分布規(guī)律研究[J].巖土工程學(xué)報，2013，35(4):650-654．

ModelExperimentonMechanicalPropertyofReinforced-earthRetainingWall

ZHAO Xiao-ling

(Lanzhou Railway Design Institute Co., Ltd., China Railway First Survey and Design Institute Group, Lanzhou 73000, China)

In this research, the model experiment of reinforced-earth retaining wall was performed to research the complicated friction characteristics and interfacial shear stresses between filled soil and reinforced zone, providing experiment basis and reference for stability calculation and analysis of reinforced-earth retaining wall. Meanwhile, the pull-out model test of the reinforced zone of different lengths was carried out under different overburden pressures and different filled-soil densities. And then through research, the mechanical behavior and deformation pattern of reinforced zone, as well as the friction properties between reinforced zone and filled soil were ascertained. The research result shows that: with the increasing of the overburden pressure, the ultimate pull-out force corresponding to the failure of reinforced zone will increase; the failure mode will change from sliding failure to fracture failure; the friction effect of filled soil on reinforced zone will be enhanced because of consolidation of filled soil. In addition, the expression form of virtual comprehensive friction coefficient considering the effect of bond stress was reasonably determined through the model experiment.

reinforced-earth retaining wall; model experiment; composite reinforced material; virtual comprehensive friction coefficient

2013-11-25；

：2013-12-10

趙曉玲(1981—)，女，工程師，2007年畢業(yè)于西安理工大學(xué)巖土工程專業(yè)，工學(xué)碩士，E-mail：184053475@qq.com。

1004-2954(2014)05-0030-04

U213.1+52.3

：A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.05.008