条形荷载下三明治形加筋土挡墙模型试验

章苏亚，江 淮，丁光亚，颜思琪

(1.上海公路桥梁集团有限公司，上海 200433；2.上海大学力学与工程科学学院，上海 200444；3.温州大学建筑工程学院，温州 325035)

加筋土挡墙是一种新型的轻型支挡结构，具有显著的土体加固作用，且具备良好的经济与环境效益，在公路工程中作为路基和桥台得到了广泛应用。关于加筋土结构的筋-土界面相互作用特性，Triplett 等[1]、Lee等[2]和刘炜等[3]对土工膜、土工布、土工格室与土体的界面相互作用进行了研究。在筋-土界面动力特性方面，刘飞禹等[4-5]通过一系列循环直剪试验和循环后单调直剪试验进一步研究了剪切速率、颗粒粒径对砂土-土工格栅动力剪切特性的影响。

对于加筋土挡墙的性能，国内外学者已进行了大量研究。张垭等[6]研究了面板倾角对模块式加筋土挡墙筋材内力的影响；Hatami等[7]通过模型试验和FLAC数值模拟对比研究了在工作应力条件下模块式加筋土挡墙受力变形特性；Chehade等[8]采用离散化方法，对带裂缝的加筋土挡墙的内部地震稳定性进行了研究；Huang[9]通过对高度为0.6 m的加筋土挡墙进行一系列振动台试验，研究了加筋土挡墙的抗震性能。

加筋土挡墙应用于道路工程时，结构承受较大的上部载荷，这对整个结构的工作性能产生重要影响[10-11]。许多学者对这类加筋土挡墙进行了研究。陈建峰等[12]基于加筋土挡墙模型试验,建立数值模型分析了挡墙在上覆荷载作用下的性状及受力机制；Ardah等[13]通过现场监测以及PLAXIS有限元模拟对荷载作用下加筋土挡墙结构的受力与变形进行了对比分析；Xiao等[14]基于受静载作用的基础下加筋挡墙模型试验,综合对比分析了各种因素对加筋挡墙力学与变形性能的影响；王贺等[15]通过模型试验研究了返包式土工格栅加筋土挡墙在墙顶荷载作用下的受力和变形状态；Shen等[16]采用二维和三维数值分析方法，研究了各项参数对竖向荷载作用下加筋土桥墩性能的影响。

加筋土结构所使用的填料一般为砂土等粗粒土。三明治形加筋土通过在黏土中嵌入砂土薄层来强化加筋效果，提高经济效益，是一种新型的加筋方式。Abdi等[17]通过拉拔试验和数值模拟，研究了静力荷载作用下三明治形加筋土的受力性能，论证了三明治形加筋这一加筋方式的可实用性。刘飞禹等[18-20]对不同薄砂层厚度的三明治形加筋土进行单调直剪、循环剪切及循环后直剪试验，指出存在一个最优厚度使得筋-土界面剪切强度达到最大值。

通过模型试验，对比分析了条形荷载作用下三明治形加筋土挡墙与砂土加筋土挡墙应用于道路工程时的变形受力及稳定性。

1 试验模型的建立

1.1 试验设备

模型试验采用温州大学自主研制(由温州大学设计定制、美国欧美大地公司生产)的室内加载模型试验设备，由模型槽、液压动力系统、主机控制系统三个部分组成，如图1所示。试验采用模型箱来代替模型槽，试验模型箱采用钢板制成。加载系统为3个油压激振器。测量系统为通过主机上的外接口连接数据线和传感器相连接进行数据采集。试验将加载装置固定在模型槽上部，以方便对模型进行加载。

图1 模型试验设备Fig.1 Overview of model testing apparatus

1.2 试验材料

对黏土样进行烘干处理，然后加水搅拌控制其含水率为28%，再密闭静置24 h以使土样含水率保持均匀，回填黏土基本物理力学参数如表1所示，砂土的颗粒级配曲线如图2所示。

表1 试验用黏土物理参数Table 1 Physical parameters of testing clay

图2 试验用砂土颗粒级配曲线Fig.2 Gradation curves of testing sand

试验加筋挡墙面板基础以及面板模块均是将原材料按水∶水泥∶砂∶石子=0.47∶1∶1.342∶3.129的比例配合，经搅拌、成型、养护而成混凝土模块。面板模块尺寸分别为15 cm×7.5 cm×3 cm和7.5 cm×7.5 cm×3 cm。采用水泥砂浆错缝砌筑挡墙面板，水泥砂浆配合比为水∶水泥∶砂= 1∶1∶3。试验筋材采用聚丙烯双向土工格栅，其各项技术指标如表2所示。

表2 试验用格栅的技术参数Table 2 Technical parameters of testing geogrid

1.3 模型制作以及仪器安装

试验挡墙长为10 m，宽度为9 m，高度为6 m，并以1∶10的几何尺寸缩小试验模型，模型尺寸为1 m×0.9 m×0.6 m(长×宽×高)，即选定几何相似常数为CL= 10。根据弹性理论确定其他参数的相似关系，填料黏聚力相似比Cc=1，摩擦角相似比Cψ=1，密度Cρ=1，弹性模量相似比CE=1，筋材拉伸模量相似比Cσ=10。数据测量设备详情如表3所示，模型几何尺寸及元器件布设如图3(a)所示。

表3 试验用测量元器件参数Table 3 Parameters of test elements

在完成试验材料的准备以及仪器的检查后，为减小边界效应，在模型箱底部铺设0.05 m高的填土，放置面板基础后继续铺设至厚度为0.15 m。首先铺设底层土工格栅，并埋设土压力计，用砂浆(层厚0.01 m)砌筑混凝土面板模块至面板高度0.17 m。挡墙由下而上分层填筑夯实。在土样填装过程中为了保证不同土层具有相同的密实度，试样分4层(每层厚0.15 m)填入模型箱，并且控制每层土样的质量相同，将其压至标定标高。对于纯砂土加筋土挡墙，每层铺设砂土高0.15 m，共4层填筑全部完成。对于三明治形加筋土挡墙，每层先铺设砂土高0.015 m；后铺设黏土高0.12 m；最后铺设砂土高0.015 m。填筑时完成土压力计以及分层沉降仪磁环的埋设，待模型制作完成后，安装加载板并将百分表固定至面板及墙顶监测点位置。图3为制作的挡墙模型。在正式试验开始前先进行预加载试验，确定设备正常工作后，将数据清零开始静力加载试验。

图3 挡墙模型Fig.3 Reinforced retaining wall model

1.4 荷载施加

试验设备及挡墙模型布置完成后，在加筋土挡墙模型的顶部施加均布条形静荷载。Xiao等[14]通过试验确定了每级加载增量的时间间隔，结果表明一旦施加每一级荷载增量，其水平变形和沉降量会明显增加，在10 min后趋于稳定。因此试验中从2 kN (11.17 kPa)开始加载，每级载荷间隔为1 kN (5.59 kPa)，且持续时间为10 min，逐级加载至5 kN (27.94 kPa)。

2 试验结果分析

2.1 挡墙面板水平位移

图4给出了三明治形加筋土挡墙和以纯砂土为填料的加筋土挡墙面板水平位移沿墙高的变化曲线，其中h/H为距墙底的测点高度(h)与挡墙模型总高度(H)的比值。两类挡墙水平位移变化规律一致，两类挡墙面板均呈外倾式变形，这与传统加筋土挡墙的面板水平位移沿挡墙高度方向呈鼓胀式的变化特点不同。究其原因，可能是因为越靠近面板顶端自重力越小，摩擦力不足导致面板上部混凝土模块更易被挤出。在27.94 kPa条形荷载作用下，砂土加筋土挡墙面板最大位移为0.96 mm，最大墙面位移与墙高的比值为0.16%；三明治形加筋土挡墙面板最大位移为1.03 mm，最大墙面位移与墙高的比值为0.17%，此时三明治形加筋土挡墙的面板最大水平位移较砂土加筋土挡墙略大7%。由此可见，两类加筋土挡墙面板水平位移相差不大，且均未达到主动极限状态，可满足工程质量要求。

图4 面板沿高度的水平位移曲线Fig.4 Horizontal displacement curve of panel

2.2 墙后水平土压力

图5给出了三明治形加筋土挡墙和砂土加筋土挡墙墙后水平土压力随挡墙高度的变化曲线。从图5中可以看出，两类挡墙墙后水平土压力分布规律相似，且随荷载的增加水平土压力增大。这可能是由于三明治形加筋土与砂土加筋土的筋土界面作用机制相同，导致两类加筋土挡墙的变形以及受力规律也相近。与砂土加筋土挡墙一致，三明治形加筋土挡墙面板后水平土压力沿着高度的增加，水平土压力基本呈线性减小。在不同荷载大小作用下，两类挡墙的最大墙后水平土压力均位于面板底部；在相同荷载下，三明治形加筋土挡墙的底部土压力比砂土挡墙底部土压力大。

图5 墙后水平土压力沿墙高的分布曲线Fig.5 Distribution curve of horizontal earth pressure

2.3 筋材后水平土压力

图6给出了三明治形加筋土挡墙和以纯砂土为填料的加筋土挡墙在加筋与未加筋区域交界处的水平土压力沿高度的变化曲线。由图6可知，当荷载相同时，两类挡墙中部水平土压力大小相近。总体而言，两类挡墙的水平变形沿高度的变化规律相似，水平土压力最大值出现在挡墙中上部。加筋区域后的水平土压力整体呈 “R”形，水平土压力沿墙高的增加先减小后增大，到挡墙上部(h/H>0.7)再次减小。

图6 筋材后水平土压力沿墙高的分布曲线Fig.6 Distribution curve of horizontal earth pressure

2.4 筋材处竖向压力

2.4.1 填筑期间竖向土压力

图7为h变化时，模型试验底层筋材处竖向土压力随距面板距离的变化曲线。由图7可知，两类挡墙底层筋材处的竖向土压力的分布规律大体一致，底部竖向压力沿筋材长度方向均呈非线性分布，最小值发生在筋材中部，向两侧方向逐渐增大。当填筑高度较小时，竖向土压力沿筋材长度方向分布相对较均匀。随着填筑高度的逐级增加，竖向土压力逐渐增大且每级增幅相近。底层筋材处的竖向土压力除受到上部土体的压力外，还受到墙后填土的倾覆力矩作用。受倾覆力矩的影响，挡墙下部最大竖向土压力应出现在靠近面板位置，向筋材末端逐渐减小。然而，最大竖向土压力在筋材中后部附近，这可能是由于填筑过程中面板发生了一定的位移且筋材产生网兜效应形成的托举力改变了竖向土压力的分布。

图7 底层土工格栅处竖向压力分布Fig.7 Vertical earth pressure at the bottom geogrid

2.4.2 加载阶段竖向土压力

图8为顶部条形荷载作用下两类加筋土挡墙底层筋材处竖向土压力随距面板距离的变化曲线。由图8可知，两类挡墙竖向压力沿底层筋材的分布规律大体一致，底部竖向压力沿筋材长度方向均呈非线性分布，最大值发生在筋材中后部，向两侧方向逐渐减小。由于附加应力扩散的影响竖向土压力分布规律发生变化，与填筑期间两类挡墙竖向土压力不同的是加载期间荷载作用位置下方竖向土压力增大，而靠近面板位置竖向土压力减小。三明治形加筋土挡墙的竖向压力略大于砂土加筋土挡墙。竖向压力沿筋长呈非线性分布是墙体内水平土压力、筋材与土体之间摩擦力及墙面水平位移共同作用的结果。

图8 底层土工格栅处竖向压力分布Fig.8 Vertical earth pressure at the bottom geogrid

3 结论

(1)通过加筋土挡墙模型试验，比较三明治形加筋土挡墙与砂土加筋土挡墙面板水平位移趋势一致，均呈外倾式变形。

(2)筋材在填筑阶段与加载阶段的竖向土压力呈现不同的变化规律，填筑阶段最小竖向土压力在筋材中部附近，而加载期间荷载作用位置下方竖向土压力增大，随着距离面板的距离增大，筋材受到竖向土压力减小。

(3)三明治形加筋土挡墙与砂土加筋土挡墙的变形与受力规律相似大小相近，两者性能较为接近。由于三明治形加筋土挡墙的成本较低，在实际工程中是一种较好的替代结构。