土工格室加筋土挡墙大模型静动载试验研究

张文海， 侯森磊， 王家全*， 张俊

(1.广西科技大学 土木建筑工程学院， 广西 柳州 545006； 2.广西壮族自治区岩土灾变与生态治理工程研究中心， 广西 柳州 545006)

加筋土技术能有效减小土体变形，提高土体承载力，已广泛应用于路基边坡工程[1-2]，土工格室加筋土挡墙作为一种新型支护结构，具有结构稳定、承载能力强、经济效益高、生态保护好等优点，因此在公路边坡防护中具有广阔的应用前景[3]。

土工格室由于其独特的三维几何结构，能为填土施加较大的侧向约束，提高土体强度和模量，非常适用于加筋土挡墙的设计[4-5]，故国内外学者对其做了大量研究。Chen等[6-7]通过室内模型试验和二维数值分析研究了墙体参数和附加荷载对土工格室加筋土挡墙变形和破坏模式的影响；屈战辉等[8]运用有限元方法研究了土工格室柔性挡墙设计参数对土压力的影响，并通过有限元方法分析了柔性挡墙的水平变位特征，提出了挡墙的极限主动土压力计算方法；王启龙等[9]通过现场监测和模型试验研究了土工格室柔性挡墙受力及变形特性，发现土工格室柔性挡墙水平变形呈鼓形分布，在挡墙中部达到最大且微分单元法计算得出的墙背土压力与实测值较接近。

目前对静荷载作用下加筋土结构的研究已逐渐成熟，各国都制定了相应的技术规范用于工程实践[10]，动载下加筋土结构的承载及变形规律研究也逐渐受到学者们的关注。Leshchinsky等[11]通过大型振动台试验，分析了地震条件下土工格室加筋土挡墙的滑动面，提出了土工格室式挡土墙抗震设计的等效拟静力系数；徐鹏等[12]通过分块式加筋土挡墙的振动台模型试验，研究动荷载作用下，惯性力与动土压力对加筋土挡墙的稳定性的影响规律，发现挡墙在主动状态时的惯性力与加载中实测土压力峰值存在约180°相位差；高昂等[13]通过室内模型试验研究了分级循环荷载下不同加筋层数、格室高度、格室焊距等对土工格室加筋路堤变形承载特性的影响。但以上研究均未系统地分析荷载类型对土工格室加筋土挡墙承载与变形特性的影响，且考虑到室内小模型试验的边界尺寸效应，此次挡墙试验采用大尺寸模型箱，并通过MTS电液伺服加载系统对挡墙施加静动荷载，重点对比分析静、动荷载作用下加筋土挡墙变形承载特性。

1 试验概况

1.1 试验装置

为了尽可能模拟真实边界条件，减少尺寸效应，此次土工格室加筋土挡墙试验采用大尺寸模型箱：3 m×1.6 m×2 m(长×宽×高)，内部挡墙总高度H为1.8 m，墙面由12层0.15 m高的混凝土砌块堆砌而成。通过MTS电液伺服加载系统，在挡墙顶部施加静动荷载，加载板尺寸为0.6 m×0.2 m。在每块砌块的中部即距模型箱底部0.075 m、0.225 m、0.375 m，…，1.725 m位置处设置位移传感器，位移传感器距地面高度记为h，在距墙面0.1 m及0.7 m位置(加载板下方)处设置土压力盒及加速度计，分别位于0.3 m、0.9 m及1.5 m高度处，所有的测量元件均布设在挡墙宽度的中间部位，土工格室及测量元件布设具体如图1所示。

图1 测量元件布设图(单位：cm)

1.2 试验材料

试验采用砂土取自柳州本地河沙，颗粒筛分试验结果表明其为颗粒级配良好的中砂，不均匀系数Cu=8.89，曲率系数Cc=1.33。该砂土的土粒比重2.65、干密度ρd=1.69 g/cm3，内摩擦角φ=39°。试验采用长2.8 m、宽1.6 m、锚距为0.4 m的土工格室作为加筋材料，其具体性能参数如表1所示。

表1 土工格室材料参数

1.3 试验方案

为研究土工格室加筋土挡墙的静动承载变形特性及加筋层数对土工格室加筋土挡墙性能的影响，设置了3层加筋的静载工况S1(对应6层加筋的第1、3、5层)和6层加筋的静载工况S2及6层加筋的动载工况D1。

参照文献[14]的加载方式，对土工格室加筋土挡墙施加静动荷载。静动荷载均为分级加载，静荷载从10 kN开始加载，每级荷载增加10 kN，每级荷载加载持续时间为15 min或者加载板30 s沉降小于0.01 mm，直至加筋挡土墙破坏为止；动荷载采用正弦波，从(10±10) kN开始加载，每级荷载分为2 Hz、4 Hz、6 Hz和8 Hz共4种不同的频率进行加载，每种频率加载持续时间10 min或者加载板30 s沉降小于0.01 mm，随后增加动荷载平衡值20 kN，形成0～20 kN、20～40 kN、40～60 kN…这样的递进荷载关系，直至加筋挡土墙破坏为止。

试验时采用分层填筑的方法，15 cm为一层，填筑时严格控制每一层砂的质量相同。每填筑15 cm时，先用平板振动器进行找平夯实3遍，再人工用20 kg砝码对其击实，最后再采用平板振动器进行夯实找平，然后继续下一层的填筑，通过控制击实次数，保证每层的压实度达到95%。挡墙填筑时，在相应位置处埋设好测量仪器，填筑完毕后进行仪器的调试运行，以确保试验正常开展。

2 试验结果分析

2.1 静载下加筋土挡墙力学特性分析

2.1.1 竖向土压力分析

静载作用下不同墙体高度处竖向土压力如图2所示。由图2可知：挡墙内部不同位置处的竖向土压力均随上部附加静荷载的增大而增大。同一水平高度下，加载板下方位置处的竖向土压力要大于挡墙面板背部竖向土压力。且相同条件下S1的曲线均位于S2曲线的上部，即随着加筋层数的增加，相对应位置处的竖向土压力减小，表明土工格室加筋结构层能较好地改善挡墙内部土体应力场，削弱均化土体竖向土压力。

分析图2可以发现：挡墙竖向土压力随土体深度的增加而减小。且在相同荷载条件下，同一位置处的土压力随加筋层数的增加而减少。以距墙面0.7 m，墙高1.5 m和0.9 m位置处的竖向土压力为例，当附加荷载为60 kPa时，S2工况下加筋土挡墙墙高0.9 m处的土压力为S1工况下挡墙相同位置处的0.794，而S2工况下挡墙墙高1.5 m处的土压力仅为S1工况下挡墙相同位置处的0.492。这体现了土工格室加筋对土体竖向土压力的削弱均化作用。与墙高1.5 m位置处的竖向土压力相比，墙高0.9 m处S1的土压力衰减了72.3%，S2的土压力衰减了55.2%。虽然竖向土压力随着加筋层数的增加而减少，但土压力的衰减率并没有得到有效提高，在实际工程中如何选择最经济的加筋层数还需继续探讨。

图2 静载下挡墙竖向土压力

2.1.2 竖向沉降分析

图3为静载作用下土工格室加筋土挡墙加载板沉降量与竖向荷载之间的关系。由图3可知：加载板沉降量随附加荷载的增加而增加。挡墙的极限承载力和最终沉降量受加筋层数影响严重，加筋层数的增多能明显提高挡墙的极限承载力。

图3 静载下挡墙竖向沉降

模型S1由于布筋间距较大，格室高度较小，格室对土体和挡墙砌块的约束力较小，格室的立体加筋作用不能充分发挥，在60 kN的附加荷载下，模型破坏，顶部最大沉降达到了60.9 mm，其极限承载力为416.7 kPa(附加荷载Pmax=50 kN)；模型S2因加筋层数提高1倍，较好地发挥了土工格室的立体加筋作用，提高挡墙的整体特性，在120 kN的附加荷载下，模型顶部沉降只有103.8 mm，其极限承载力为916.7 kPa(附加荷载Pmax=50 kN)，为S1的2.2倍。

2.1.3 挡墙面板水平位移分析

图4为分级附加静荷载作用下，挡墙墙面水平位移随墙高的变化曲线。由图4可知：挡墙墙面的水平位移发展趋势大致分为3个阶段。阶段1：挡墙模型初始受力，此时墙面水平位移较小，土工格室刚开始受到拉力；阶段2：挡墙模型充分受力，此时墙面已经出现明显的水平位移，土工格室加筋层已充分受力；阶段3：挡墙模型破坏受力，此时墙面水平位移急剧增加，挡墙内部土工格室破坏。

由图4可知：挡墙模型S1水平位移发展第1阶段界限荷载为40 kN，第2阶段界限荷载为50 kN，第3阶段破坏荷载为60 kN，此时S1墙面的水平最大位移为54.5 mm，与挡墙模型S1相比，模型S2由于加筋层数的提高，土工格室对挡墙模型内部土体和挡墙砌块的侧限作用增强，挡墙的水平位移减少，挡墙模型S2水平位移发展第1阶段界限荷载为60 kN，第2阶段界限荷载为110 kN，第3阶段破坏荷载为120 kN，为S1的2倍，此时S2墙面的水平最大位移为46.7 mm，仅为S1的85.7%。挡墙模型S2的水平位移在第2阶段的过渡性变化增长过程明显，是因为加筋层数的增加使模型内部受力更加充分和均衡。且S2破坏时上部出现“鼓肚”现象，这是模型内部中上部的土工格室层的结构性破坏所致。

图4 静载下墙面水平位移沿墙高分布曲线

2.2 动载下加筋土挡墙力学特性分析

2.2.1 竖向土压力分析

动载作用下不同墙体高度处竖向土压力如图5所示，其中每级荷载中各点分别表示2 Hz、4 Hz、6 Hz、8 Hz所对应的竖向土压力。由图5可知：动载下土压力的分布规律与静载相似，即随附加动荷载的增大土压力增大，且加载板下方位置处的竖向土压力要大于挡墙面板背部竖向土压力。

对比分析图5可发现：随着频率的增大，竖向土压力有着轻微的增大，当施加下级荷载时，即动载幅值增大，土压力会出现瞬时突增，且加载板下方位置土压力突增的现象最为明显。与动载幅值相比，动载频率对挡墙竖向土压力的影响微弱，因此在进行动载作用下加筋土挡墙土压力计算分析时建议不将频率作为重点影响因素考虑。

图5 动载下挡墙竖向土压力

取距挡墙面板0.7 m位置的竖向土压力进行分析，并将同一加载阶段不同频率下竖向土压力平均值视为加载阶段的竖向土压力。当附加荷载为100 kPa时，与墙高1.5 m位置处的竖向土压力相比，墙高0.9 m处D1的土压力衰减了70.0%，相同条件下，S2的土压力了66.7%，衰减率降低了3.3%，这是由于动载作用下，筋材在其强度范围内形成反复的动态“伸张效应”，使得筋材对土中应力的扩散更加充分[14]。

2.2.2 竖向沉降分析

图6为动载作用下挡墙加载板沉降量与荷载值、加载频率的关系，其中每级荷载中各点分别表示2 Hz、4 Hz、6 Hz、8 Hz所对应的加载板沉降量。

由图6可知：在(90±10) kN的附加荷载下，加筋土挡墙模型破坏，顶部最大沉降达到了88.3 mm，即D1工况下加筋土挡墙模型的极限承载力为666.7 kPa(附加极限荷载Pmax=80 kN)，仅为静载S2工况下加筋土挡墙模型极限承载力1 222.2 kPa(附加极限荷载Pmax=110 kN)的0.7。这是由于相对于静载作用，不同频率变换下的动载作用对模型有较大的冲击力，使得挡墙极限承载力降低。

图6 动载下挡墙竖向沉降

2.2.3 挡墙面板水平位移分析

图7为分级附加动荷载作用下，挡墙墙面水平位移随墙高和频率的变化曲线。由图7可知：动载下挡墙水平位移发展趋势第1阶段与第2阶段界限不明显，即动载下挡墙水平位移易产生突然破坏，在实际工程中应加强对土工格室挡墙的水平位移监测，防止挡墙突然破坏，造成危害。

图7 动载下墙面水平位移沿墙高分布曲线

由图7可知：挡墙模型D1水平位移发展第3阶段破坏荷载为(90±10) kN，与模型S2相似，表现为墙高中上部“鼓肚”现象。且动载频率的增加使得对应位置的挡墙水平位移略微增长，但在达到破坏荷载后，频率对水平位移的影响极其微弱，此时D1墙面的水平最大位移为34.6 mm，是相同荷载条件下模型S2的2倍，即动载下挡墙模型墙面水平位移变化明显大于同样条件下的静载模型。分析原因为对挡墙施加具有一定频率的动载相当于施加持续的冲击荷载，使得荷载作用的范围和强度更大，墙面水平位移更大。

2.2.4 加筋土挡墙动力加速度响应

在动载作用下，挡墙内部的加速度所引起的惯性力是引起结构破坏的原因之一[10]，因此土工格室加筋土挡墙的加速度也是研究重点。图8为加载板正下方不同动载下沿墙高的加速度变化曲线。

由图8可知：不同频率下，挡墙加速度大致呈现相似的规律，即加速度随附加荷载值的增大而减少，且沿墙顶到墙趾的墙高方向，加速度不断减小。这是由于荷载的不断施加，使土体受到反复的振动，挡墙内部的土工格室加筋层增大了挡墙土体的阻尼，并在振动中不断消耗能量，不断衰减消散土中加速度。

图8 加载板下方加速度沿墙高分布曲线

图9为加载板正下方不同动载频率下加速度峰值由加载初期到结束的衰减率。

图9 不同频率下挡墙加速度衰减率

由图9可知：频率的增大有助于加速度峰值的衰减，但在6 Hz后，频率对加速度峰值的衰减促进作用已经趋于稳定。

3 结论

(1) 加筋层数的增倍，土工格室对挡墙模型内部土体和挡墙墙面的侧限作用增强，内部受力更加充分和均衡，极限承载力提高了120%，水平最大位移降低了14.3%。

(2) 动载下挡墙模型的极限承载力仅为静载模型极限承载力的70%，且动载下挡墙模型破坏时的墙面水平位移为相同条件下静载模型的2倍。

(3) 与动载幅值相比，动载频率对挡墙竖向土压力、竖向沉降及面板水平位移的影响微弱。

(4) 频率的增大有助于模型加速度峰值的衰减，当频率大于6 Hz时，其对加速度峰值的衰减促进作用则趋于稳定。