双面加筋土高挡墙的侧向土压力分布试验研究

李碧雄，石宇翔，刘先锋，曹 进

(四川大学 建筑环境学院土木系，成都 610065)

在确定加筋土挡墙加筋体土压力系数时，《公路加筋土工程设计规范》(JTJ015—1991)［1］(以下简称《规范》)主要依据12 m以下挡墙的经验来编制，试验资料非常有限。近年来，随着加筋土挡墙在土木工程、水利工程、环境工程等领域越来越广泛的应用，特别是高大加筋土挡墙的修建越来越多［2］，高大加筋土挡墙的破坏模式、受力机理和设计方法引起广大科研工作者的兴趣［3－7］。陈群［8］、杨广庆［9］、王祥等［10－11］对加筋土挡墙进行了原型观测，杜鸿梁等［12］在包裹式挡墙的离心模型试验中，发现包裹面内的实测土压力值大于朗肯主动土压力，土压力最大值位于墙高中部。以上试验对象均属高度较小的加筋挡土墙。加筋土挡墙墙背土压力分布情况是挡墙配筋计算和面板选用的重要依据，也是了解加筋效果和加筋土挡墙工作机理的一条重要途径。本文根据离心模拟试验测得的加筋土高挡墙面板侧向土压力分布情况，结合现场测试成果，研究墙背侧向土压力分布规律。

1 离心模拟实验概况

土工离心机采用离心力来增大自重应力，使其达到原型应力水平，并采用与原型相同物理力学参数的材料制造模型。因此，能正确模拟结构及地基的重力场;能重现土与结构相互作用的特性;能在较短的时间内使模型的应力应变状态、模型破坏过程和破坏条件清晰地展现出来。

图1 压力横梁几何模型

本试验采用甘肃定西地区的黄土作为试验模型的填土。根据黄土的物理力学特性试验，控制填土干容重γd=18．00 kN/m3，含水量ω =12．5%。天然地基土干容重γd=11．8 kN/m3，含水量ω=10．56%。现场采用宽1 m的六边形混凝土面板，厚0．2 m。挡墙的截面尺寸及拟定的加筋体稳定区和活动区的分界面如图1所示。按离心运转加速度n=150g(其中，n为离心加速度倍数，g为重力加速度)进行离心相似模拟设计。拉筋的截面Ai和长度Li按《规范》规定的计算方法确定。

本次研究共作了6个模型的试验，在四川大学25－gt土工离心机上进行。模型J1上部挡墙的筋带数量采用《规范》规定的土压力分布形式确定，即其土压力分布系数Ki为:

式中，Ki为加筋体内深度为Zi处的土压力系数;Zi为第i层筋带至加筋体顶面的垂直距离(m)静止土压力系数为土的内摩擦角;Ka为主动土压力系数，Ka=tan2(45°－Ф/2)。考虑错台的影响，将上部挡墙的自重对下部的作用按一定扩散角进行扩散，即假定上下挡墙交界面上的垂直土压力沿挡墙宽度方向分布均匀，且扩散应力对墙背土应力和拉筋锚固作用均有影响。模型J2与模型J1一样，上部挡墙的自重按一定扩散角作用于下部挡墙，但假设其扩散范围仅在主动区范围内，认为扩散应力对下部挡墙的侧向土压力无影响，仅能对拉筋的拔出起到约束作用。模型J3计算扩大部分挡墙加筋数量时则没有考虑上部挡墙的作用。模型J4的配筋截面计算与模型J1相同，但拉筋的锚固长度取计算所需值的3倍。模型J5和J6的土压力分布与规范规定一致，不考虑错台的影响。

加筋材料采用有纺合成纤维布模拟现场聚丙烯塑料带。模型的几何尺寸按确定，Lp为现场原型尺寸。根据模型与原型拉筋两结点之间的面板侧向位移量的相似性，模型面板厚度tm为:

式中，tp为原型面板的厚度;Ep为原型面板的弹性模量;Em为模型面板的弹性模量。

根据相似性分析计算结果，使用tm=0．7 mm的镀锌铁皮模拟混凝土面板。模型分6层制作，每层面板内侧放置一个侧向土压力传感器。关于模型设计及测试系统的布置情况参见文献［13］。

2 实验结果及分析

2．1 离心模拟试验测定的土压力分布

逐级提高离心运转加速度至150g，即进行设计工况下的试验，模拟33 m高挡墙施工完毕运行一段时间后的挡墙性态。然后又逐级提高加速度至200g，进行现场44 m高挡墙的离心模拟试验，此时挡墙内拉筋的截面面积仅为按规范设计所需值的3/4。在此基础上继续提高加速度至250g，模拟现场55 m高挡墙的挡墙性态，拉筋的截面仅为设计值的3/5。离心加速度为150g时，即设计工况下，试验测得各模型的墙背土压力分布情况见图2。土压力分布大致都呈先增后减型，峰值土压力出现在距墙底约1/4墙高处。挡墙上部约1/2墙高范围内土压力曲线位于朗肯主动土压力和静止土压力曲线之间。在峰值点以下，实测土压力值明显低于朗肯主动土压力。由此可见，挡墙中拉筋和面板的相互作用显著改变了侧向土压力分布的规律，改变的程度与加筋土结构中拉筋的数量、分布及筋土界面特性等因素有关。

图3为50g、100g、200g、250g时对应的土压力分布情况，随着运转加速度提高，挡墙侧向变形增大，侧向土压力系数有所增大。对于一般刚性挡墙，随着挡墙的侧向变形增大，即能逐渐满足有静止状态发展到主动极限平衡状态所需要的某种程度的位移，土压力系数应愈来愈小。

由于加筋土挡墙是填土、拉筋和面板相互作用的一个整体，其内部的受力情况与一般刚性挡墙有着根本的区别。1)筋条的加入起着约束土体侧向位移和固定面板的作用，筋条约束作用越强，加筋效果越好，土体侧向位移也应越小，同时说明加筋土复合体的强度越高，因而作用在面板上的土压力应越小。实验结果也表明，加筋数量越多，墙背侧向土压力越小。但随着运转加速度的提高，模型的配筋率相对降低，筋条的约束作用相对减弱，加筋复合体的强度相对降低，故出现变形增大，侧向土压力系数增大的现象。2)沿挡墙的高度方向，当各层拉筋均满足规范要求设置时，挡墙侧移越大，侧向土压力系数越小。从试验后挡墙的变形情况［13］可看出，挡墙下部剪胀挤出，上部反而有内收的趋势，测试结果表明挡墙下部的土压力系数小于上部的主动土压力系数。3)研究表明［9］，筋条的受力变形出现单峰值、双峰值和多峰值现象，筋条的最大拉力发生的位置一般离面板有一定的距离，由此可见，当加筋土挡墙发生满足主动土压力的位移条件时，面板上的侧向土压力与一般刚性挡墙墙背土压力有区别。

需要指出的是，当离心运转加速度达到250g时，挡墙模型已出现明显的滑动破坏面［13］，大部分筋条已发生断裂或被拔出。

图2 模型J2、J3、J4在150g时的侧向土压力分布

图3 模型J4在50g、100g、200g、250g的侧向土压力分布

2．2 加筋土挡墙的面板土压力分布、配筋情况及破坏模式之间的关系

李碧雄等［14］对双面加筋土高挡墙的破坏模式进行了试验研究。挡墙内的配筋情况及其相应的破坏模式在一定程度上也可反映出土压力的分布情况。观察到的加筋土挡墙模型的破坏有以下几种形式:1)模型J2扩大部分计算拉筋截面时不考虑上部挡墙自重的作用，且锚固长度仅为设计所需值的2/3，因拉筋抗拉拔能力不够，设计工况时自重作用下下部挡墙两侧完全挤出，上部挡墙在失去支撑的情况下，当离心运转速度进一步提高时发生垮塌破坏;2)模型J3在离心加速度大于250g时，因侧向位移和沉降过大而不能满足安全使用要求;3)在250g时模型J4下部剪胀挤出变形较大，出现了清晰的破裂面，上部拉筋在面板连接处拉断。模型J3扩大部分配筋计算没有考虑上部挡墙自重的影响，即墙底土压力设计所用值仅为规范建议值的3/11，但试验结果表明，在设计工况下，挡墙仍处于安全可靠状态，说明《规范》采用的侧向土压力系数在挡墙底部偏高。模型J4拉筋抗拉的相对薄弱处在挡墙上部，随着离心运转加速度的提高，上部的拉筋最先拉断，由此反映出《规范》采用的侧向土压力系数上部可能相对偏低。上述试验结果进一步表明高挡墙的土压力分布情况为:挡墙面板土压力系数随深度呈先增后减型。

3 与现场测试结果的比较分析

1987年在西兰公路693k+210～440 km处，修建了一座跨越太平沟的路堤式加筋挡土挡墙。挡墙断面最高高度为28 m，分2级建造。施工过程中，对墙面板上的水平土压力进行了观测［15］。观测结果如图4所示。墙面水平土压力随着填土厚度增加而呈增大趋势，挡墙顶部侧向土压力很小。从实测数据可以看出，加筋效应显著的减小了压实土对墙面的侧压力。此外观测结果也表明，墙面水平位移越大的部位，侧向土压力降低越显著;而在水平位移较小的部位，侧向土压力相对较大。应指出，半干旱地区的加筋土挡墙在完建后的一定时间内，随着土的含水量降低，土的表观粘聚强度增大并发生收缩变形，从而导致侧向土压力显著减小。1985年欧阳仲春［16］在重庆白沙湾码头进行了现场原型试验，挡墙高18～26 m，下部采用工业废钢片，其余采用特制聚丙烯塑料带作为拉筋，墙背水平土压力实测值见图5。

图4 太平沟加筋挡土墙实测土压力分布［14］

图5 白沙湾加筋土挡墙实测土压力分布［15］

杨广庆等对一座总墙高为31 m的多级台阶式高路堤加筋土挡土墙进行了现场原型观测，从上至下分别为1～4级，第1级挡土墙竣工时的墙背实测土压力基本介于静止土压力和主动土压力之间，而第2、3级挡土墙墙背实测土压力则远小于主动土压力。王祥等对一高6．5 m的加筋土挡墙进行了现场原型测试，周世良等［17］对一台阶式加筋土挡墙进行了模型试验，试验测得的土压力均远小于主动土压力。

离心模拟实验和大量现场原型测试结果均表明，土压力实测值小于静止土压力，甚至小于朗肯主动土压力，沿挡墙高度呈先增后减型。

4 土压力分布形式的理论探讨

土压力分布规律是挡土墙设计理论的基础。对于刚性墙，以古典的库仑、朗肯理论为代表，假定土压力呈三角形分布，目前加筋土挡墙设计就采用这种分布形式。以基坑支撑为代表的连续柔性墙，其土压力分布呈先增后减型，按土壤性质的不同其形式各异。对于加筋土挡墙，赵炎华［18－20］提出了塑性区配筋理论，假定土压力上部按三角形分布，达到最大值以后，按对数螺旋线规律逐渐减小，至墙角处土压力为零。土压力实测资料［13］表明挡土墙上土压力不是三角形分布形式，土压力分布与墙体的平移和转动情况有关，当墙的位移为绕着顶点向外转动时，土压力分布呈先增后减型。

本次模型试验结果显示，挡墙的破坏通常从墙脚开始，破坏面由缓变陡，直到与地平面垂直，破裂楔体上部的填土主要发生竖向沉降，而楔体下部发生斜向往外侧的位移，即楔体绕着顶点向外向下平移和转动。此外，研究表明，加筋土挡墙与基坑支撑结构的受力存在某些相似之处，两者的土压力分布亦具一定的相似性。

大量试验结果表明，面板上承受的侧向土压力基本小于静止土压力，甚至于小于朗肯主动土压力。究其原因，有以下5个方面:

1)筋条与土壤之间的摩阻力约束了土体的侧向变形，减小了土体对墙面的压力;

2)三轴试验结果表明，加筋能提高土体的抗剪强度，比较加筋与不加筋2种情况的抗剪强度可以看出，两者的内摩擦角大致相同，但加筋后土体的粘聚强度高于未加筋的土体。若基于朗肯主动土压力进行分析，主动土压力σa的计算式为:

式中，γz为填料容重，由(4)式可知，粘结强度c越大，σa则越小;

3)黄土在最优含水量附近的非饱和状态有较高的表观粘聚强度，从而具有一定的自立高度，也是面板上侧向土压力减小的一个原因。但在渗水后表观粘聚强度可能大幅降低;

4)由于筋条的作用，墙面板与土体联成一个整体，从而增大了墙背和土体的摩擦，导致土压力系数会相应减小;

5)筋带拉力沿筋带长度分布的现场测试和试验测试结果表明，拉筋的最大拉力发生在距面板一定距离处，对于柔性拉筋，拉筋最大拉力发生在潜在破坏面上，参照库仑主动土压力理论，分析滑动楔体(包括填土、筋带和面板)的极限平衡和考虑墙背摩擦，可以得出加筋土挡墙面板上所承受的土压力之和小于朗肯主动土压力之和的结论。

从上述分析可知，筋带、填土和面板作为一个整体形成加筋土挡墙，在分析其受力机理时应从整体的角度进行分析，不宜片面地套用基于刚性挡墙的土压力理论。现行规范所采用的加筋土挡墙面板侧向土压力分布偏于保守，尤其对于挡墙中、下部。根据面板上的侧向土压力计算拉筋数量和拉筋锚固长度亦有不合理之处。

5 结语与建议

1)填土中的拉筋能约束土体的侧向变形，提高复合土体的强度，降低土体的侧向压力。

2)加筋土挡墙破坏时，楔体绕墙顶点向外向下转动，实测土压力分布呈先增后减型，最大值发生在距墙底1/4墙高处。挡墙上部土压力值介于主动土压力和静止土压力之间，下部土压力基本上小于朗肯主动土压力。

3)关于加筋土挡墙的工作机理建议基于筋带、填土和面板的共同作用进行分析，与刚性挡墙有很大的区别。

4)关于筋带拉力和面板侧向土压力之间的关系还需进一步研究。土体渗水湿化后的侧向土压力也需进一步研究。

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