加筋土挡墙破坏形式的离心模型试验研究

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(1.中国水利水电科学研究院 研究生部， 北京 100044；2.空军工程设计研究局 第一设计室，北京 100071；3.北京华水江河环境工程技术有限公司 工程技术部， 北京 100053)

1 研究背景

目前，关于加筋土结构的设计方法分为2大类：一类是极限平衡法(包含了极限状态法)；另一类是有限单元法。其中极限平衡法简单易行，在加筋结构设计中应用较多。欧美规范及我国现行有关加筋土的设计规范均采用了极限平衡理论来设计加筋土结构。在加筋土的极限平衡设计理论中，有2种方法在规范中被采用：一种是双楔体法，其中典型的是DIBT法；另一种是锚固楔体法，最有代表性的是由美国联邦高速公路学会(FHWA)提出的DEMO法。采用这2种方法设计加筋土结构时，将被加筋土体和所使用的加筋材料分别考虑其相应的作用，故属于筋土分离式的设计方法[1]。

采用筋土分离式的设计方法，在实际应用中存在以下2个方面的问题：一是要求筋材长度随边坡和挡墙高度增加而增长；二是要求筋材抗拉强度随边坡和挡墙高度增加而增加。这2方面问题将导致加筋土结构的工程成本大幅上升。而要解决上述2方面的问题，关键在于能否合理地确定加筋土结构的破坏形式和确定潜在破裂面在加筋挡土墙中的确切位置，进而针对潜在破坏面以外的破裂体(主要指破裂面至挡土墙临空面之间的滑动土体)设计出相应的加固措施。

按现行的设计规范要求，加筋土结构(主要指加筋土挡墙和加筋土边坡)设计时，不区分加筋材料的形式和加筋材料与回填土体相互作用的效果，除采用柔性土工布加筋的加筋挡土墙破裂面确定为“朗肯破裂面”外，采用其它加筋材料时，都将加筋土挡墙的潜在破裂面确定为“0.3H”破裂面，并以此作为加筋土结构设计的依据。朱海龙等研究指出：条带状的拉筋带和土体只发生界面摩擦作用，同时对与条带接触的土体的变形产生约束，也对附近小范围内土体变形产生约束。变形约束的结果是条带加筋附近范围内的土体强度得以提高；而网孔状土工格栅水平铺设于土体中，开孔四周的纵、横向肋条约束了孔内土体的变形，对这部分土体强度产生影响；受加筋材料孔内土体变形约束的影响，土工格栅材料作用面两侧法向一定范围内的土体的变形也受到了约束[2]。由于条状式拉筋带和网格式土工格栅对土体变形约束存在着明显差异，所以应用网孔式土工格栅加筋和条式拉筋带加筋对加筋挡土墙的破裂形式应有所不同。本文通过几组加筋土挡墙的离心模型试验，探讨用网格状加筋材料—土工格栅加筋的加筋土挡墙的应力和变形规律，以期发现土工格栅加筋土挡墙潜在破裂面的可能形式和大体位置及其变化规律，并检验现行规范确定的加筋土挡墙“朗肯破裂面”和“0.3H”破裂面适用于土工格栅加筋土挡墙的合理性。

2 加筋挡土墙破坏形式的研究成果

目前，国内已有杨广庆等[3]、雷胜友[4]及周世良等[5]、李国祥[6]等多位学者研究过用条式拉筋带加筋的加筋挡土墙内部潜在的破裂面形式，但关于采用网孔式土工格栅加筋的挡土墙和加筋土边坡破坏形式研究的情况还不多见。对于条状式拉筋带加筋的挡土墙，多数研究成果均有一定的共性，认为加筋挡土墙潜在破裂面基本接近“0.3H”破裂面。

王祥和徐林荣[7]研究了采用土工格栅加筋的双级加筋土挡墙的应力和变形后认为，加筋挡墙的破裂面接近Rankine理论破裂面。杨广庆等[3]研究认为，土工格栅加筋土挡墙的破裂面在挡墙下部接近Rankine理论破裂面，在上部则与传统的“0.3H”破裂面相去甚远。美国学者Khalid Farrag，Murad Abu-Farsakh及Mark Morvant[8]在研究了不同抗拉强度土工格栅加筋土挡墙后认为，加筋土挡墙的破裂面与加筋复合土体的“刚度”有关，加筋复合体的“刚度”越大，其破裂面越靠近挡墙面(临空面)，滑动体越小。破裂面的形状呈折线形，在挡墙下部接近Rankine理论破裂面，在挡墙上部为一斜面，但并不符合“0.3H”规律。高江平等[9]研究认为，网状加筋材料相对于条带式加筋材料较好地均化了加筋挡墙内部的应力，网状筋材加筋土挡墙存在2组潜在的破裂面。

3 离心模型试验研究

为了能比较真实模拟加筋土挡墙的内部应力状态，笔者采用离心模型试验的方法对网状材料加筋土挡墙进行了研究。为了反映加筋土挡墙结构“内部”的破坏，在加筋挡土墙中采取了满铺布筋的方式，以期通过逐渐加载，发现加筋体内部的破坏规律和特征。

3.1 模型设计

3.1.1 试验选用的回填料

离心模型试验研究所用的砂(土)料来自北京地铁10号线公主坟工地施工灌注桩所挖出的永定河冲积物。共进行了5组模型试验，其中第2组试验没有加筋，为对比加筋体整体破坏与内部破坏的区别，第5组试验没有采取满铺加筋的方式。

各组试验所用填料的级配曲线如下图1。

3.1.2 加筋挡土墙模型

各组试验模型设计见图2。

图1 颗粒级配曲线

图2 离心试验模型设计图

试验挡墙模型高50 cm，坡角设计为70°，填筑密度选为1.87 g/cm3,含水量4%。试验模型所用的网状加筋材料采用经加工制作后的窗纱材料，各组试验模型所用加筋材料的强度及布筋方式见表1。

表1 离心试验所采用的加筋挡墙模型

注：试验1、试验3所用材料网孔尺寸均为2 mm×2 mm。

3.1.3 加筋复合体的摩尔-库伦(M-C)剪切强度测试

在进行离心试验的同时，分别将模型3、模型4和模型5所用填料与加筋网材视为复合材料，进行了三轴试验，以测试作为复合材料的剪切强度。复合材料的测试结果如表2。

表2 复合土样的三轴剪切试验结果

3.1.4 试验箱及量测仪器

将上述试验模型放在长134 cm、宽74 cm、高68 cm的模型箱中的一个分隔区内，分隔箱尺寸为：高50 cm、宽40 cm、长度134 cm。模型制作完成后，按模型设计要求，分别在模型顶部和模型临空面(墙面)装设监测位移的激光传感器(见图2)，模型1、模型2、模型3和模型5还沿模型从底向上在不同高程位置安装了量测水平和竖直向内部土压力的土压力传感器装置。

3.2 试验过程

3.2.1 模型1试验过程

从试验开始，加速度逐渐从0增加至60g，运行了5 min，再升值达到100g，此时停留5 min后开始下降g值直至停机。试验过程及断面变形特征见图3。

从监视录像看，在离心加速度到达10g时，挡墙在观察窗处的截面墙顶即产生较大沉降变形，截面上坡肩附近开始出现破裂迹象，沉降变形值约20 mm，随离心加速度加大，该处变形继续增加，破裂线逐渐延伸、最终贯通成一个三角形滑裂面。破坏区从坡肩开始向内延伸约17 cm，17 cm以外未有明显开裂迹象。坡肩最大沉降约7 cm，三角形滑裂面滑出线距离墙顶约22 cm。

试验停机后，观察模型发现，仅靠近观察窗和试验箱中隔板的两侧截面坡肩处发生了滑落破坏(图4)，模型墙面的其它位置处发现没有明显的变形特征。

3.2.2 模型2试验过程

实验从18:10:00开始，经445 s到达10g，在10g运行了85 s；从18：18：50开始升g值，经140 s到达20g，再经130 s到达30g；18：25：10到达40g；18：26：48到达50g，经88 s到达60g。从18：30：30开始降低离心加速度直至停机。试验过程及挡墙破裂面见图5。

图3 模型1断面变形特征

图4 中隔板侧变形破坏

图5 模型2“素”挡墙破裂面

随着实验开始，离心机离心加速度逐渐上升，“素”挡墙模型顶部开始出现沉降，墙肩和墙面部位开始向下溜砂，并以墙肩部位溜砂为主。到达10g时，初步形成以砂子内摩擦角为稳定坡脚的折线形破裂面(图5(a))；在10g恒速运转时，破裂面继续增大，但仍以砂子内摩擦角为稳定坡脚，挡墙上部结构继续向下滑落。当离心加载增加至20，30g时，挡墙破裂面与10g时破裂面具有相同特征，只是挡墙上部结构滑塌体继续加大(图5(b))。离心加速度从30g向40，50g继续增加过程中，挡墙破坏速度逐渐开始减小，至50g后破坏面基本保持稳定，破坏体不再随离心加速度增加而增大(图5(c))。

3.2.3 模型3试验过程

试验从静止开始，加速度由0逐级增加至120g，分别在加速度为60，100，120g时恒速运行5 min，在120g加速度下运行5 min后下降离心加速度直止停机，见图6。

图6 模型3断面沉降变形

从监视录像看，模型在逐级加载过程中仅发生了沉降变形，基本无侧向变形发生(图6(a)、图6(b))。模型顶部在临近坡肩的部位约17 cm范围内沉降变形相对其它部位略大一些，且越靠近坡肩，沉降越大。从染色砂带位置变化能看出，墙面附近区域加筋土料约20～25 cm高以上范围有沉降产生，25 cm高以下范围基本看不到有明显沉降(图6(c))。

3.2.4 模型4试验过程

试验从静止开始，加速度由0逐级增加至140g，在140g加速度下运行5 min后下降离心加速度直止停机。断面破坏式见图7。

图7 模型4破坏断面形式

从监视录像看，模型在逐级加载过程中发生了沉降变形，沉降变形从加速度为40g时开始，逐渐增大，在110g时，坡肩部位墙面土工袋开始向明显向下滑落，到140g并恒速运行5 min后土工袋脱落。停机后观察可见，从坡肩开始向加筋墙内延伸约17 cm范围墙体发生沉降，越靠近墙面，沉降越大，17 cm以外基本没有沉降变形发生，墙面处从墙顶向下约8.5 cm高范围内护面用的土工袋脱落(图7)。墙顶面17 cm范围内有多条连通的裂缝，约7 cm处有明显张裂缝，缝宽约8 mm。 挡墙破坏处加筋材料节点呈明显的拔脱，横向肋条与纵向肋条连接处脱开。模型挡墙墙面底部没有明显的突鼓变形，墙面中部约向临空面变形突出1 cm。从侧面预埋的反光标志看，墙顶以下约10 cm范围及墙面向内约15 cm范围内回填砂有向临空面移动现象，越靠近墙顶，向外移动距离越大。

3.2.5 模型5试验过程

试验从静止开始，加速度由0逐级增加至130g，分别在加速度为40g，100g时恒速运行5 min，在到达130g加速度后逐渐下降离心加速度直至停机。

观察监视录像可看出，随离心加速度上升，墙面坡肩部位开始产生向下、向外变形，并逐渐增大，在加速度值≤40g时，挡墙墙面竖直方向的中部和底部(从墙顶向下20～25 cm范围)向外变形不明显。当离心加速度上升至50g时，挡墙中部和下部墙面开始向外(临空侧)突出变形，到80g时墙顶部自边沿向内约13.5 cm范围开始产生明显整体下沉，并随挡墙底部墙面向外变形加大，顶部下沉幅度增大，且沉降部分继续向内扩展。到130g时，顶部破裂面范围达到25 cm，顶部最大下沉达9 cm。在约24 cm以下的墙体向外挤出变形为三角形，坡角大致为未加筋土土的自然休止角(图8)。

图8 模型破裂后断面形状

3.3 侧向变形结果

3.3.1 加筋模型观测点位移

根据不同离心加速度，对4组加筋的离心试验模型相同观测点的位移量测结果进行了整理对比，分别见图9。

图9 观测点位移随g值变化的关系曲线

从图9(a)可以看出，随离心加速度增高，挡墙顶部观测点位移逐渐增大，说明随墙高增加，挡墙顶部沉降随之加大。从图9中的(b)，(c)，(d)可以看出，除网材C加筋土制作的模型外，加筋土挡墙墙面观测点位移随离心加速度上升，逐渐向临空面发生变形，在相同离心加速度下，变形大小的顺序与其加筋后复合强度大小顺序一致。

3.3.2 未加筋模型观测点位移

由位移图(图10)可以看出，随离心加速度升高，未加筋模型挡土墙(“素”挡墙)墙面从顶部开始产生滑坡。且滑坡体截面积随离心加速度上升呈线性增大趋势。

图10 未加筋挡墙观测点位移随g值变化图

3.4 试验结果分析

(1) 从模型1试验结果可以看出，模型挡墙的内部破坏是随离心加速度升高逐渐发生的，且破坏区主要集中在墙面靠近墙肩部位水平、坚直向各17～18 cm范围内，约为墙高的1/3。挡墙墙面和墙顶其它区域没有明显变形发生。本次试验模型挡墙除两侧断面处发生破坏外，中间部位大部分断面没有发生破裂迹象。分析认为，与模型挡墙的墙面防护形式有关，模型挡墙墙面未采取特别防护，仅用筋材直接反包，筋材靠近模型挡墙中部的位置各层采用细铁丝穿插相互连接较紧密，而两侧则没有铁丝穿插，连接较弱。

(2) 从模型3试验结果可看出，模型挡墙主要发生了沉降，墙面靠近肩部的位移随离心加速度增大，有向临空面倾倒趋势。因此分析认为，该模型挡墙可能的最大破坏区域主要集中在坡肩部位，从坡肩水平向墙内约17 cm(墙高的1/3)范围，竖直向20～25 cm范围以上的三角折线形区域(见图6(c))。

(3) 从模型4试验结果来看，模型挡墙的破坏区域主要集中在模型挡墙肩部，沿墙高度方向10 cm范围和墙顶水平方向17 cm范围内。

(4) 对模型5加筋挡墙，在离心加速度≤40g时，从录像观察可看出，其内部破坏趋势和前几组模型加筋挡墙基本一致，也是墙肩部位向外、向下变形明显，其它范围基本没有发生有害变形。当离心加速度超过40g时，墙体破坏则表现出了加筋挡墙整体发生失稳情况下的破坏形式(挡墙下部整体向临空面挤出)。

(5) 几组试验数据对比反映出，模型加筋挡墙的墙顶沉降随墙高增加而增大，当挡墙不产生整体破坏时，挡墙墙面上部向临空面变形较大，墙面中部和下部变形较小，且越向下变形越小。

(6) 几组数据对比还反映出，各组模型填料的复合强度不同，其随离心加速度变化产生的变形大小也有不同，在模型挡墙未发生整体破坏前，模型4变形最大，模型1和模型3较小，模型5介于二者之中。整个加筋结构的变形表现出：在相同离心加速度情况下，呈现随加筋回填料复合强度增加，相同点的变形值减小的规律。

4 加筋土挡墙破坏面形式的讨论

(1) 总结上述试验结果，可以看出：由网孔状材料加筋的加筋土挡土墙的破坏区域都集中在挡墙肩部，其破坏区基本在从墙顶边沿水平方向向墙内约1/3H(墙高)左右，从墙顶沿墙面向下1/2H左右的三角形区域内发生(图11)。

图11 加筋土挡墙内部破裂区图

(2) 对应几组不同加筋条件的离心试验及加筋材料复合强度表(表2)可看出：由网孔状材料加筋的加筋土挡墙的破坏区域范围随加筋回填料复合强度的提高，沿加筋挡墙墙面从下向上，沿墙顶从内向外相应缩小，破坏区形状大致呈三角形。

(3) 根据几组加筋土挡墙破裂线形状可以总结出：由网孔状材料加筋的加筋土挡土墙在加筋区内的的最大破裂线大致呈现抛物线形状。破裂线以内区域为稳定区，破裂线以外区为滑动区。

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