土工袋挡墙二维模型试验研究

孔维民 王建磊，2 樊科伟 薛晨阳 俞昊捷

(1.河海大学 水利水电学院，南京 210098；2.中国电建中南院，长沙 410014)

土工袋因其制作简单、可就地取材、成本低廉等优点，已经被广泛应用于地基加固、减震隔震、膨胀土边坡处理、淤泥质土处理以及各类工程的支挡结构，并取得了极为可观的经济效益.近年来，Matsuoka与刘斯宏等[1-2]对土工袋加筋机理、工程特性进行了深入的研究，结合土工袋加固地基的工程实例，提出了土工袋挡墙设计方法，直接将土工袋应用于构筑挡土墙结构.目前，土工袋挡墙在日本已有一些工程实例，国内马石城课题组在湖南邵阳市兴建了一座五级袋装砾石重力式挡墙，并提出多级重力式挡土墙的简化设计方法[3].

土压力系数是进行挡土墙断面设计的重要依据，其大小、分布与挡土墙变位模式密切相关.国内外许多学者对传统刚性挡墙土压力系数与变位模式的关系进行了研究，取得了一定的成果.Terzaghi[4]、Fang and Ishibashi[5]、徐日庆[6]、王元战[7]等分别运用模型试验和理论推导，研究了刚性挡墙在平动、绕趾转动、绕顶转动等不同变位模式下的土压力系数分布，提出了非极限状态下土压力系数的计算方法.对以加筋土挡墙为主的柔性挡墙，土压力系数的研究也取得了一定进展.高江平等[8]提出加筋土挡墙土压力系数应分为自重压力系数和超载压力系数，并通过大型加筋土模型试验研究了自重压力系数与超载压力系数的分布.王贺等[9]通过现场试验研究了加筋土挡墙在“S”型变位模式下的土压力系数分布，给出了相应的理论分析.但土工袋挡墙在极限状态下的变位模式及墙内土压力分布尚未见系统的研究.由于铝棒比重Gs=2.69与土体颗粒的比重接近，且可以在铝棒堆积体的表面画标线，易于通过PIV(粒子图像测速)技术处理分析，刘斯宏[10]、Matsuoka[1]曾以铝棒土工袋为对象开展试验研究，均得到了较为可靠的科研成果.本文采用铝棒模拟二维土颗粒通过开展袋装铝棒土工袋挡墙二维模型试验，研究不同墙高、不同墙宽的土工袋柔性挡墙的位移、破坏形式及土压力系数沿墙体高度方向分布规律，为土工袋挡墙的工程设计提供一定的指导.

1 试验概况

1.1 试验装置及材料

试验在一个不锈钢制作而成的模型框架内进行，框架尺寸为150cm×80cm×5cm(长×宽×高)，如图1所示.

图1 模型试验照片

土工袋墙后和袋内材料为3 种直径1.6mm、2 mm 和3mm、长5cm 的铝棒，以重量比3∶2∶2的比例混合而成，包裹铝棒的“袋子”为克重150g/m2的彩色皮纹纸.铝棒堆积体初始孔隙率为0.26，干密度20.6kN/m3，自然休止角27°.

1.2 试验方案

进行了4 种试验工况下的二维模型试验，见表1.试验工况T1、T2、T3，挡墙宽度均30cm，挡墙高度分别为45cm、55cm、65cm；试验工况T4 挡墙宽度45cm，高度55cm.

表1 袋装铝棒土工袋挡墙试验方案

1.3 试验过程

试验加载前，将彩色皮纹纸裁剪成宽5cm 的纸带，用胶棒将其首尾粘贴，包裹一定质量的铝棒堆积体，制成铝棒土工袋；按照试验方案要求的墙高、墙宽，采用两种不同大小(15cm×3.5cm 和7.5cm×3.5cm)的铝棒土工袋交错排布、垂直叠放形成土工袋挡墙；在墙后布置6个自制微型土压力盒，从上到下编号依次为1～6，以分析土工袋挡墙墙后土压力系数分布.为了保证土压力盒受力水平，埋设时土压力盒受力面竖直贴合在铝棒土工袋的侧面，埋设完成后，将自制土压力盒清零，以消除埋设过程中的影响.然后逐渐将墙后铝棒堆积体填至试验设计挡土墙高度，并在铝棒堆积体靠近有机玻璃板侧每隔5cm 画上红色网格标示线，挡墙部分仅画竖向线，有机玻璃板外侧间隔5cm 固定一条白色标示线，不可移动，挡墙及铝棒堆积体侧面红色标示线可随铝棒堆积体的移动而移动，通过试验前后标示线的位置对比确定挡墙的变位模式.

试验加载时，记录土压力盒的读数，然后在墙后铝棒堆积体表面放置一个20cm×5cm(长×宽)的加载板，采用液压千斤顶在荷载板上施加荷载，加载过程中，通过布置在千斤顶上的竖向荷载传感器来记录墙顶施加荷载的大小，当荷载达到最大时，停止加载.采用高清单反相机连续拍摄加载的全过程，并利用PIV 技术对照片进行处理得到不同竖向荷载下袋装铝棒土工袋挡墙的位移场.

2 试验结果与分析

2.1 位移

通过PIVview2C软件分析了4种不同工况下铝棒土工袋挡墙在不同竖向荷载下的位移场，由于4组铝棒土工袋挡墙位移场演变规律基本相同，因此本文只对T2工况(挡墙宽30cm、高55cm)下挡墙位移场进行了分析，如图2所示.

图2 不同竖向荷载下铝棒土工袋挡墙位移场

由图2可看出，在顶部荷载作用下，同一高度处挡墙水平位移量从内到外逐渐减小.这是由于挡墙在顶部荷载作用下不仅会产生移动，同时土工袋自身也会产生一定程度挤压变形.由于土工袋层间存在摩擦力，墙后土压力从墙内向墙外逐步减小，随着土工袋列数的增加，远离填土侧墙体所受土压力逐渐减小，挡墙内土工袋挤压变形也逐渐减小[10].从图2还可看出，挡墙的最大水平位移位于墙体顶部，随墙深增加逐渐减小.这是因为土工袋挡墙是由柔性土工袋堆叠而成，随着挡墙深度增大，墙体上部土工袋施加给下部土工袋的压重变大，土工袋单体强度逐渐增大，其柔性削弱，在受到荷载作用时不易产生压缩变形，从而导致墙体压缩变形量沿墙高由上至下逐渐减小.

2.2 破坏形式

试验过程中，当施加的压力基本不变或减小而挡墙产生较大位移时，挡墙发生破坏，此时墙顶压力称为破坏压力，图3为不同工况下土工袋挡墙的破坏压力.

由图可知，在挡墙安全高度范围内，随着土工袋挡墙高度增加，其墙体破坏压力增大；增加挡墙宽度能有效提高挡墙的极限承载力.4组试验极限状态时土工袋挡墙和墙后铝棒堆积体的位移场如图4～7所示.

图4 极限破坏状态下T1挡墙试验照片和位移场

图5 极限破坏状态下T2挡墙试验照片和位移场

图6 极限破坏状态下T3挡墙试验照片和位移场

图7 极限破坏状态下T4挡墙试验照片和位移场

可以看出，4组试验铝棒土工袋挡墙在极限状态下挡墙下部均产生了层间滑动破坏，且滑裂面呈“阶梯状”，定义滑裂面高度为阶梯形滑裂面贯穿挡墙部分的高度.挡墙的这种破坏形式与土工袋单体抗压强度、柔性变形特性及土工袋层间嵌固作用密切相关.挡墙上部柔性变形能力较强，在墙后土压力作用下产生较大的变形，但不发生层间滑动，随着上部土工袋堆叠层数的增加，墙体上部土工袋施加给下部土工袋的压重增大，其单体抗压强度逐渐增大，挡墙刚度也逐渐增大，导致挡墙下部在顶部荷载增大的情况下，土工袋变形量较小，发生层间滑动.由于土工袋嵌固作用的存在，使得上层土工袋对下层土工袋产生推力，当这个推力大于下部土工袋层间摩擦力时，下层土工袋会被上层土工袋拖动，从而形成阶梯形滑裂面.对比T1～T3可以看出，当墙宽不变时，阶梯状滑裂面高度为一定值；对比T2、T4可以看出，挡墙宽度增加，滑动路径延长，滑裂面高度变大.

2.3 土压力系数分布

定义土压力系数为K=P/(γh+q)，其中P为作用在挡墙上的侧向水平土压力值，γ为铝棒堆积体干密度，h为测点距离墙顶的高度.由于底部约束的作用，底部土压力系数与墙高和荷载关系并不具有参考意义，因此本文仅分析土压力盒编号1～5处的侧向土压力系数K沿墙高的分布.土工袋挡墙紧邻墙面位置处土压力系数沿墙高的分布如图8所示.

图8 侧向土压力系数沿墙高分布

4组试验铝棒土工袋挡墙墙体土压力系数K沿墙高分布规律基本相同，其沿墙高的分布规律可分成两个阶段：

1)竖向加载前，土工袋挡墙上部土压力系数小于库伦主动土压力系数，挡墙下部接近库伦主动土压力系数.这是因为库伦土压力理论假设挡土墙和滑动土楔体为刚体，而挡墙上部土工袋是柔性堆叠体，不断增加的墙面水平位移可以导致墙后土压力的释放，因而挡墙上部土压力系数小于库伦主动土压力系数，随着挡墙深度的增加，土工袋逐渐接近刚性，故挡墙下部侧向土压力系数接近库伦主动土压力系数.

2)加载后，墙体土压力系数随荷载的增大而增大，这是由于随竖向荷载的增加，挡墙中附加水平应力增大，因此土压力系数增大；墙体土压力系数在不同竖向荷载作用下随挡墙深度的增加呈现先增大后不变的趋势，因为土工袋挡墙在水平土压力作用下会产生变形，作用在墙背上的应力得到一定的释放，挡墙上部土工袋柔性比下部大，挡墙上部侧向土压力相比挡墙下部更容易得到释放；对于下部土工袋，由于挡墙上部土工袋施加的压重增大，其单体抗压强度增大，柔性减弱逐渐接近于刚性，水平位移则相对较小，水平土压力基本不变，因此挡墙下部土压力系数基本不变.

3 结 论

本文进行了铝棒土工袋挡墙二维模型试验，探究了不同墙高、不同墙宽的铝棒土工袋柔性挡墙位移、破坏形式和土压力系数沿墙高的分布规律，主要的结论如下：

1)在墙后侧向水平土压力作用下，挡墙的最大水平位移位于墙体顶部；挡墙水平位移量从内到外逐渐减小，随挡墙深度增加逐渐减小.

2)土工袋挡墙在极限状态下挡墙下部产生层间滑动破坏，滑裂面为“阶梯状”；墙宽不变，阶梯状滑裂面高度为一定值；挡墙宽度增加，滑裂面高度有所增加.

3)竖向加载前，土工袋挡墙上部土压力系数小于库伦主动土压力系数，挡墙下部接近库伦主动土压力系数；加载后，墙体土压力系数随荷载的增大而增大；墙体土压力系数在不同竖向荷载作用下随挡墙深度的增加呈现先增大后不变的分布.