王宗建，陳 博，姚 云，Waoki Tatta，王 碩

(1. 重慶交通大學 河海學院，重慶 400074； 2. 重慶大學 土木工程學院，重慶400044；3.重慶交通大學 土木工程學院，重慶400074； 4. 國立富山大學 大學院 理工學 研究部(都市デザイン學)，日本 富山 五福 3190)

0 引 言

地震災害往往導致路堤錯動變形，使得路面開裂、局部隆起、不均勻沉降[1]，災后重建的任務之一即受損公路的簡易快速修復。在較強的荷載作用下，路堤常發(fā)生如圖1(a)的滑移破壞。在土體中嵌入加筋材料，可以有效地擴散土體應力、提高土體模量、限制土體側向變形，并增加筋土之間的摩阻力，提高土體的強度與穩(wěn)定性，抑制路堤的不均勻沉降[2-3]。目前，關于加筋路堤靜力特性的研究較多。馬學寧等[4]通過模型試驗發(fā)現(xiàn)，路堤的承載力和坡面的側向位移可以用立體加筋來優(yōu)化；高昂等[5]用室內循環(huán)荷載試驗研究了不同結構加筋材料對路堤極限承載力影響的變化規(guī)律；劉金龍等[6]用有限元法分析發(fā)現(xiàn)土工織物對路基側向位移具有顯著抑制作用；K. AQOUB等[7]研究表明，在路堤中加筋可以有效抑制路堤沉降變形；L. BRIAN?ON等[8]數(shù)值模擬了非黏性加筋土路堤內部結構的荷載傳遞特性。上述研究中，筋材鋪設均使用了全斷面鋪設方法。筆者研究了一種局部加筋路堤結構，將筋材鋪設在路堤的中上部，拉通頂層的筋材，這種局部加筋路堤結構可使得路堤的滑移面由滑移面1縮小到滑移面2，如圖1(b)，即使路堤局部發(fā)生破壞，仍能保證上部路堤的安全穩(wěn)定性基本不受影響，道路能夠正常通行且修復的工程量相對較小，如圖1(c)；開展了無加筋路堤、全斷面加筋路堤和局部加筋路堤的模型試驗，分別對這3類路堤模型施加均布荷載，測量路堤沉降變形及坡面?zhèn)认蜃冃?，對比分析了均布荷載作用下全斷面加筋及局部加筋路堤模型中筋材的應變變化規(guī)律，并研究了局部加筋路堤結構的靜力特性。

圖1 路堤滑移破壞Fig. 1 Embankment slide failure

1 試驗裝置及材料

根據(jù)JTG D 20—2017《公路路線設計規(guī)范》，以二級填方加筋公路為研究原型，按照25∶1縮放比來設計路堤模型，如圖2。

圖2 路堤模型橫截面(單位：cm)Fig. 2 Cross section of embankment model

1.1 試驗裝置

試驗裝置如圖3。模型箱內部尺寸的長 × 寬 × 高為110 cm × 30 cm × 90 cm，模型箱的前、后面板為高強度的有機玻璃，底板和側板為鋼板。采用額定載重4 t的千斤頂來施加荷載P，額定荷載為5 t的拉壓傳感器讀取和控制荷載施加等級；千斤頂施加的集中荷載通過38 cm × 28 cm的荷載板轉化成均布荷載。

圖3 試驗裝置示意Fig. 3 Test device

1.2 試驗材料

1.2.1 路堤填料

選用自然干砂做路堤填料，參照JTG D 30—2015《公路路基設計規(guī)范》中二級公路填料的粒徑，同時考慮室內直接剪切儀剪切盒的顆粒適配性，采用相似級配法將干砂的粒徑進行等比例縮放，使得縮放后粒徑在0.075～2 mm范圍內。

按照GB/T 50123《土工試驗方法標準》對干砂進行篩分試驗、直接剪切試驗及輕型標準擊實試驗。得到干砂的最大、最小干密度ρd,max=1.83 g/cm3，ρd, min= 1.52 g/cm3，不均勻系數(shù)Cu= 5.04，曲率系數(shù)Cc=1.37，相對密實度Dr=0.88，內摩擦角φ=33.4°。干砂的級配曲線、抗剪強度曲線如圖4。

圖4 干砂的級配曲線及抗剪強度曲線Fig. 4 Curves of gradation and shear strength of dry sand

1.2.2 加筋筋材

筆者選擇了尼龍網、玻璃絲網、漁網等3種筋材作為備選材料，依據(jù)《Geotextiles:Wide-WidthTensileTest》[9]進行拉伸試驗。試驗結果表明，尼龍網的抗拉強度Rm≈6 kN/m，而實際工程中使用的單向土工格柵的抗拉強度R′m≈200 kN/m，R′m∶Rm≈25∶1，滿足試驗所設計的相似比。所以，最終選擇尼龍網作為加筋筋材，進行后續(xù)的加筋路堤靜載試驗研究。

2 路堤模型制備

2.1 路堤模型工況設計

按照JTJ 015—91《公路加筋土工程設計規(guī)范》，筋材鋪設厚度應為40～100 cm，根據(jù)筆者設計的相似比25∶1，試驗中筋材鋪設厚度設置為40 mm。

根據(jù)JTG D 30—2015《公路路基設計規(guī)范》，路堤安全穩(wěn)定系數(shù)FB=1.35。采用GeoStudio軟件模擬確定路堤靜載試驗模型中筋材的尺寸，為30 cm × 18 cm。

路堤模型共設計了4種工況(表1)：工況1為無加筋路堤；工況2為全斷面加筋路堤，共鋪設了7層筋材；工況3、工況4為局部加筋路堤，分別局部鋪設了4層、3層筋材，筋材用量分別為工況2全斷面加筋路堤的42.86%、57.14%。

表1 試驗工況Table 1 Test conditions

2.2 監(jiān)測點布置(圖5)

圖5 加筋路堤模型監(jiān)測點布置Fig. 5 Layout of monitoring points for reinforced embankment model

2.2.1 筋材應變片粘貼及監(jiān)測點布置

對于工況2全斷面加筋路堤模型，在隔層的筋材上，以50 mm的間距粘貼應變片，從路堤中心向坡面方向依次編號。由于監(jiān)測儀器通道的限制，監(jiān)測點只選取路堤的一側，共有4層監(jiān)測點：a1～a4、b1～b4、c1～c4。

對于工況3、工況4局部加筋路堤模型，在頂層筋材上，以65 mm間距粘貼應變片；其余各層筋材，以50 mm間距粘貼應變片。

2.2.2 壓力盒布置、位移監(jiān)測點布置

在路堤最底層，從路堤中心開始布置土壓力盒T1～T4，土壓力盒間距為100 mm；在路堤填料中放入色砂，通過用尺子量測色砂的變形值來監(jiān)測路堤沉降，監(jiān)測點編號為A、B、C、D、E、F、G；在監(jiān)測點h1～h6處插入大頭針作為坡面?zhèn)认蛭灰票O(jiān)測點，通過用尺子測量大頭針位置的變化值來監(jiān)測坡面的位移。

2.3 路堤模型制作

1)在模型箱前、后有機玻璃板上畫出填料的填筑線，用以確保填料達到JTG D 30—2015《公路路基設計規(guī)范》規(guī)定的壓實度K(K≥94%)。

2)在路堤模型中先墊一層紅磚，然后分層填筑填料，路堤分11層填筑，頂層填筑厚度10 mm，其余每層填筑厚度40 mm；路基每層填筑厚度50 mm。

3)從路堤最底層開始分層填筑填料，將每層倒入的松散填料壓實至填筑線處，下一層填筑前，在已壓實的填料表面鋪上1 cm寬的紅色標記砂，以便觀察沉降過程中填料的變形情況[10]。

4)將土壓力盒和粘貼好應變片的筋材鋪設到指定位置處，如圖6。

圖6 土壓力盒與筋材布置Fig. 6 Layout of earth pressure box and reinforcement materials

5)削坡。參照實際工程中人工削坡的方法，在有機玻璃的外側畫出路堤的填筑線和坡面線，勾勒出整個路堤的輪廓，在填料填筑完成后參照坡面線進行削坡。

6)填筑完成后，由于上部填料的重力作用，下部填料將發(fā)生一定的沉降，導致色砂線發(fā)生向下的輕微變形，此時，擦去鋼化玻璃外側的填筑線，以色砂線為基準，重新畫出填筑線，如圖7。

圖7 模型填筑Fig. 7 Model filling

7)坡頂放置荷載板，荷載板的兩端與坡肩的間距為2 cm。將千斤頂、拉壓傳感器、反力架等設備依次組裝并調整到適當位置，用螺栓固定。

3 路堤模型靜載試驗

3.1 加 載

分級加載，每級增加20 kPa。在加載過程中，用數(shù)據(jù)采集儀不間斷收集荷載P、土壓力E和筋材應變ε等，直至加載結束。

3.2 量 測

用尺子量測監(jiān)測點A、B、C、D、E、F、G處色砂的變形量，以確定路堤內部的豎向沉降量s；同樣，用尺子量測坡面?zhèn)认蛭灰票O(jiān)測點h1、h2、h3、h4、h5、h6大頭針位置處的位移值，以確定路堤側向位移L。

4 試驗結果分析

4.1 土壓力E

在均布荷載P作用下，4種工況路堤模型的土壓力E變化曲線如圖8。

圖8 4種工況下路堤模型土壓力曲線Fig. 8 Soil pressure curves of embankment model under four working conditions

由圖8可見：

1)極限承載狀態(tài)下，工況2～工況4模型在監(jiān)測點T1～T4處的土壓力值E均基本保持增長趨勢，說明加筋路堤內部未發(fā)生破壞；工況1模型在監(jiān)測點T4處E=90 kPa后，無法再持續(xù)增大，表明未加筋路堤模型內部已產生變形破壞。

2)當P=180 kPa時，工況1無加筋路堤達到極限承載力，在此荷載下，工況2、工況3、工況4在監(jiān)測點T1處的土壓力分別比工況1的小30%、22.5%、18.7%，表明土體內部土壓力消散速度隨著筋材鋪設的方式、層數(shù)的不同而不同。

3)在荷載P作用下，不同層筋材受到的水平張力不同，因此，加筋路堤模型內部的豎向附加應力σz隨著加筋層數(shù)的增多而減少；工況3、工況4的σz雖然比工況2的大，但增大的幅度較小，表明局部加筋或全斷面加筋對σz的影響差異不大。

4.2 豎向沉降量s

當荷載P達到路堤承載極限時，路堤模型內部發(fā)生破壞，坡面?zhèn)认蛭灰扑矔r激增。筆者定義破壞前一級荷載所對應的沉降量為路堤模型試驗的豎向沉降量。

4.2.1 路堤路面豎向沉降量

圖9為4種工況下路面中心監(jiān)測點A處豎向沉降量s。

圖9 路面A處豎向沉降量Fig. 9 Vertical settlement of pavement at position A

由圖9可見：

1)工況1無加筋路堤模型在路面監(jiān)測點A處的豎向沉降量最大，隨著荷載的增大，路面豎向沉降量快速增加，路堤也加速破壞，當達到P=200 kPa時認為無加筋路堤完全破壞。以破壞前一級荷載作為該工況路堤的極限承載力，即P=180 kPa。

2)工況2～工況4加筋路堤在路面監(jiān)測點A處的豎向沉降量隨著加筋層數(shù)的增多而減少。當P=180 kPa時，工況2、工況3、工況4的路面豎向沉降量分別為工況1的41.6%、48.0%、52.0%。

4.2.2 路堤內部豎向沉降量

在分級加載的過程中，4種工況下路堤內部各層監(jiān)測點的豎向沉降量s與荷載P之間的關系曲線如圖10。

圖10 路堤內部各層測點處的豎向沉降量Fig. 10 Vertical settlement volume at measuring points ofeach layer inside embankment

由圖10可見，當較小的荷載P(P≤ 50kPa)作用在路堤上時，由上傳遞下來的荷載可部分被土體消散，筋材的抗拉作用尚未被激發(fā)，因而路堤內部的豎向沉降量在4種種工況下差異不大，加筋作用效果并不明顯。

4.3 路堤極限承載力Quk

根據(jù)GB 50007—2011《建筑地基基礎設計規(guī)范》，由圖10的監(jiān)測數(shù)據(jù)可計算得到工況1、工況2、工況3、工況4路堤模型的極限承載力Quk，分別為180、290、270、270 kPa。這表明：①在筋材間距相同的情況下，可以通過增加加筋層數(shù)來提高加筋路堤的極限承載力；②工況3的極限承載力與工況2的相差不大，但筋材的用量卻是后者的42.86%，說明局部加筋路堤在滿足承載力的同時具有較高的經濟效益。

4.4 路堤側向位移L

當路堤達到極限承載力時，在監(jiān)測點h1～h6處，4種工況的路堤側向位移L，及工況2～工況4加筋路堤相對于工況1無加筋路堤的側向位移減小率δ〔δ=(L工況1-L工況i)/L工況1×100%〕，如表2。

表2 路堤側向位移L及側向位移減小率δTable 2 Embankment lateral displacement L and lateral displacementreduction rate δ

由表2可見：

1)在h1～h6監(jiān)測點，路堤側向位移的大小順序均為：L工況2

2)工況2、工況3、工況4加筋路堤模型的路堤側向位移減小率平均值的大小順序為：δ工況2>δ工況3>δ工況4?？梢姡珨嗝婕咏盥返痰目够宰詈?，局部加筋路堤的抗滑效果約為全斷面加筋路堤的2/4～3/4。對于需考慮施工工期的工程，如地震、滑坡等地質災害造成道路中斷的搶修救援工程，采用只在路堤中上部鋪設筋材的局部加筋方式，可實現(xiàn)安全快速的路堤修復。

4.5 筋材拉應變

4.5.1 加載過程筋材拉應變

加載過程中，在監(jiān)測點a1～a4、b1～b4處，工況2～工況4的筋材拉應變ε如圖11。由圖11可見：

圖11 筋材拉應變Fig. 11 Tensile strain of reinforcement

1)筋材的拉應變ε隨著荷載P的增加而呈曲線增大；由于筋材的側向限制作用，位于加載中心處的土體所受的反作用力最大并向坡面遞減，筋材的拉應變ε也隨之改變。

2)加筋路堤中筋材受到拉力反作用于土體內，限制了土體的側向位移，從而提高了路堤的穩(wěn)定性。

3)工況3、工況4局部加筋路堤，當均布荷載的作用力向下擴散時，由于頂層筋材的拉通作用，頂層筋材將承擔一部分作用力；同時，由于局部加筋路堤中筋材兩端向上反包鋪設，增強了頂部筋材的抗拔能力，頂層筋材在荷載作用下的拉應變較大，減小了向下擴散的應力，使得下部筋材的拉應變減小。這說明，頂層筋材的拉通作用可消散下部土體所受到的應力。

4.5.2 極限承載力下筋材拉應變

極限承載力下，工況2 ～ 工況4在監(jiān)測點a1～a4、b1～b4處的筋材拉應變ε如圖12?？梢?，筋材的ε沿著加載中心向路堤邊坡邊緣處逐漸減小。說明路堤中心的應力較為集中，在同一監(jiān)測點處a層筋材的應變普遍較b層筋材的應變大，證明了只在路堤中上部鋪設筋材的合理性。

圖12 a、b層4個測點處筋材拉應變Fig. 12 Tensile strain of reinforcement at four measuring pointsof a & b layers

綜上，盡管局部加筋對防止路堤滑移效果不及全斷面加筋，但若考慮經濟因素和施工因素，在經濟條件不高地區(qū)，或者是工期要求緊迫時，局部加筋路堤不失為一個較好的選擇。而加筋3層與4層，防止路堤滑移滑效果相差約5.68%，若經濟條件允許或較嚴重損傷的路堤搶修工作，推薦采用4層加筋；若經濟條件不高地區(qū)或輕微損傷的路堤搶修工作，采用3層加筋也可滿足防滑要求。

5 結 論

通過室內路堤模型試驗，對比分析了無加筋路堤、全斷面加筋路堤和局部加筋路堤內部土體的土壓力、位移、筋材應變，探究了加筋路堤承載力和變形特性，得出主要結論如下：

1)路堤內部土壓力E的大小排序為：全斷面加筋路堤 < 4層局部加筋路堤 < 3層局部加筋路堤 < 無加筋路堤。表明：加筋能夠降低路堤內部土壓力；全斷面加筋的效果最好，局部3層、4層加筋路堤的內部土壓力值僅分別比全斷面加筋路堤的大6.15%、2.17%，均滿足路堤的使用性能。

2)限制路堤的側向位移能力的大小排序為：全斷面加筋路堤 > 局部4層加筋路堤 > 局部3層加筋路堤 > 無加筋路堤。表明：加筋能夠提高路堤的抗側滑性能；全斷面加筋的增強效果最好，局部3層、4層加筋的限制側向位移能力分別約為全斷面加筋路堤的2/4、3/4。

3)局部3層、4層加筋路堤的豎向沉降量較全斷面加筋路堤分別大約20%、10%，而筋材用量卻分別為后者的57.14%、42.86%。

綜上，局部加筋改善路堤抗滑性能效果雖然不及全斷面加筋，但局部加筋路堤修筑工期短、材料費低，可為搶修工程設計提供參考。