柔性网面土工格栅加筋土挡墙工程特性

林宇亮，杨果林，许桂林

(中南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410075)

在加筋土中加入筋材，可提高土的强度，改善土的变形特性。将筋材埋于土中，可以增大土的变形模量、传递拉力，限制土的侧向变形，筋土间的摩擦阻力还能有效地提高结构物的稳定性。关于加筋土结构分析的理论和方法较多，如极限分析法[1-2]、神经网络[3]、数值计算[4-5]等均已运用于加筋土计算中。尽管如此，加筋土结构的面墙变形、墙背侧向土压力、筋带拉力、筋土界面摩擦力等的计算尚没有理想的数学模型，加筋土结构在设计上依旧停留在以极限平衡法为基础的半经验半理论阶段，许多加筋土实体工程修建通常需要现场观测和模型试验作为指导。目前，人们对不同形式的加筋土筋材以及不同结构形式的加筋土挡墙已进行了现场观测和室内试验研究[6-17]，但不同结构形式挡墙的加筋机理往往不尽相同，加筋土挡墙的试验结果也千差万别，有的甚至出现相反的结论[13-14]，因而，既有的试验研究成果不可能为所有的加筋土工程修建提供参考依据。柔性网面土工格栅加筋土挡墙为一种新型的加筋土结构，其挡墙以钢筋网面作为面墙骨架，并通过土工格栅反包生物垫形成面墙，目前已应用于湖南省湘潭至衡阳高速公路西线(以下简称潭衡西线)实体工程。挡墙填料为泥质红砂岩，红砂岩具有强度低、遇水软化、脱水开裂等特点，是一种不良的路基填料。鉴于挡墙面墙的复杂性和填料的特殊性，对挡墙进行工程特性试验研究显得尤为重要。在此，本文作者以潭衡(湖南湘潭—衡阳)西线加筋土挡墙实体工程为背景，开展柔性网面土工格栅加筋土挡墙的室内试验。通过在墙顶施加不同荷载水平的循环加卸载，测试挡墙侧向土压力、垂直土压力、筋带变形、面墙变形等内容，并分析其工程特性和工作机理。

1 试验概况

柔性网面土工格栅加筋土挡墙将土工格栅、钢筋网骨架、生物垫(试验采用土工布代替)等有机地构成一个加筋体系，如图1和图2所示。焊接钢筋网面与水平面夹角可根据工程实际需要进行调整，本次试验的夹角为 73°。每层土工格栅均与焊接钢筋网面牢固连接，内铺设土工布。相邻土层土工格栅有30～50 cm的搭接，且用连接棒牢固相连长度。试验元器件布置情况如图1所示，土工格栅拉伸试验结果如表1所示。

试验模型箱按 1:2.5几何比例设计。模型箱长为3.00 m，宽为0.85 m，高为2.00 m。其中：1个长×宽为3.00 m×0.85 m的顶面用于施加竖向荷载；1个长×宽为0.85 m×2.00 m的前端面修筑挡墙的面墙；1个长×宽为3.00 m×2.00 m的有机玻璃观测面；其余3个面焊接了钢板。为减小模型箱内壁侧摩阻力对试验结果的影响，在模型箱内壁进行涂油。试验填料为泥质红砂岩，取自潭衡西线施工现场，其主要力学性能指标如表2所示。模型挡墙以每层0.40 m的高度分层填筑，总共5层，并参照施工现场按压实度95%进行夯实。为保证填土压实度满足要求，每填完一层均对填土的压实度进行检测。试验加载装置采用美国MTS公司生产的电液伺服加载系统。在模型挡墙顶面，分别施加 0～50，0～100，0～150，0～200，0～250，0～300和0～350 kPa共7个荷载水平的竖向荷载以模拟不同交通载重，每个荷载进行3次加卸循环，以模拟车辆的往返作用[18]。共计21个循环。

图1 加筋土挡墙模型尺寸与元器件布置图Fig. 1 Dimension of reinforced earth retaining wall and instruments layout

图2 加筋土挡墙结构示意图Fig. 2 diagram for structure of reinforced earth retaining wall

表1 土工格栅拉伸试验结果Table 1 Air tensile test results of geogrid

表2 红砂岩的主要力学性能指标Table 2 Main mechanical indexes of red sandstone

2 测试结果与分析

为描述方便，将加筋土挡墙从下到上分别记为第1～5层。

2.1 墙背侧向土压力

图3所示为挡墙填筑时侧向土压力随墙高的变化情况。从图3可见：侧向土压力随填筑高度的增大而增大，其增长速率随填筑高度的增大而有所减缓。这主要是由于挡墙在填筑时面墙发生了侧向变形，使得侧向土压力有所释放。而由于基底对面墙变形的约束作用，第1层的侧向土压力增长速率较第2、第3和第4层的增长速率要快。

图3 挡墙填筑时侧向土压力与填土高度的关系Fig. 3 Relationship between lateral earth pressure and height of filling earth while construction

图4所示为填筑完成后侧向土压力实测值与理论值的比较结果。在进行墙背侧向土压力理论计算时，不考虑填土黏聚力的影响，公路部门采用变系数法，铁路部门采用0.3H法。从图4可以看到：侧向土压力试验结果是沿墙高呈非线性分布的，不同于朗肯和库仑土压力理论假设的线性分布，且实测值(曲线5)要小于理论值(曲线1～4)。这主要是由于加筋土挡墙面墙并非刚性结构，面墙的侧向变形会导致侧向土压力减小，而筋材与填土之间的界面摩擦作用也会抵消部分土压力。这也充分体现了加筋土挡墙柔性结构的特点。在靠近基底附近，侧向土压力强度剧增，这与底部面墙变形受到约束、筋带与土界面摩擦作用没有充分发挥等因素有关。

图4 侧向土压力理论值与试验值的比较Fig. 4 Comparison of theoretical lateral earth pressure with test data

侧向土压力随上部荷载的增大呈线性增大，其线性相关性显著，如图5所示。侧向土压力p与上部荷载q的线性回归方程如下。

第1层：p=0.084 5q+9.583 3，相关系数R=0.992；

第2层：p=0.061 4q+2.500 0，相关系数R=0.945；

第3层：p=0.072 1q+2.500 0，相关系数R=0.977；

第4层：p=0.158 6q+7.500 0，相关系数R=0.961。

线性回归曲线中斜率体现了侧向土压力随上部荷载增长的程度。从图5可以看出：第4层线性回归曲线斜率最大，第1层的次之，第2层的最小。这是因为在挡墙的顶层，加载装置与填土间存在的摩擦作用也会对面墙的侧向变形起约束作用。对比静止土压力系数K0=0.641 6、库仑主动土压力系数Ka=0.472 0可以看出：当上部荷载增大时，挡墙侧向土压力的增长速率比理论值要小得多。这主要是因为理论值是建立在连续、均质和各向同性的半无限弹性体的基础上，且假定挡墙呈刚性。对于加筋土挡墙而言则不同，由于筋土之间的界面摩擦作用，面墙所承受的侧向土压力可能很小，甚至完全没有侧向压力，土压力在很大程度上由筋材拉力来平衡，因此，采用传统方法来计算加筋土侧向土压力显然是不正确的，这也在诸多的加筋土挡墙测试结果中得到验证[14,19]。另一方面，随着上部荷载的增大，面墙侧向变形的增大也会使一部分侧向土压力释放。加筋土挡墙在设计中确定侧向土压力的目的不同于重力式挡墙，其主要目的是为了设计筋带[20]。

图5 侧向土压力均值随施加荷载的变化情况Fig. 5 Relationship between average lateral earth pressure and load

加卸载循环次数对侧向土压力也有影响。当上部荷载卸载至0 kPa时，残余侧向土压力会随加卸载循环次数增大而逐渐增大，如图6所示。从图6可以看出：在挡墙的第4层，这种现象更加明显。

2.2 加筋土垂直土压力

筋材表面垂直土压力直接影响着筋土界面摩擦作用的发挥。试验测试了第1层和第4层的垂直土压力，如图7所示。从图7可见：垂直土压力随施加荷载的增大而增大，第4层垂直土压力与理论公式σv=γh计算结果比较接近，而第1层垂直土压力略小于理论值。由于土工格栅埋置于土中会产生薄膜或网兜效应，形成托举力[14]，土体也可能产生“土拱”现象，从而减小加筋土体自重和上部荷载作用产生的垂直土压力，这在加筋土底层将表现得更加明显。这对于依靠筋带与土体之间摩擦阻力来稳定土体的加筋土挡墙来说是不利的，尤其是当加筋土挡墙高度较大时更加不利。因此，在进行加筋土挡墙设计时，底部筋带与土体的摩擦阻力应进行相应折减才能确定筋带的长度。

图6 加卸载循环次数对残余侧向土压力的影响Fig. 6 Relationship between residual lateral earth pressure and cycles of load

图7 不同上部荷载作用下垂直土压力沿筋长分布曲线Fig. 7 Distribution of vertical earth pressure along reinforcement under different vertical loads

第1层和第4层垂直土压力沿筋带长度方程呈均匀分布。目前，作用于筋带上的垂直土压力通常按均匀分布、梯形分布和梅耶霍夫(Meyerhof)分布来计算，其中，均匀分布的计算方法应用最广泛。我国很多规范采用的也是均匀分布法。

2.3 筋材变形

拉筋设计是加筋土挡墙设计的重要内容。对于柔性网面土工格栅加筋土挡墙，由于土工格栅一直延伸到面墙外侧，可以认为面墙外侧的筋带受力很小，这里假定在面墙处的土工格栅应变为 0。试验测试了挡墙第3层、第4层和第5层的筋带变形情况，如图8所示。

对于加筋土挡墙，面墙附近的筋材应变主要取决于加筋程度、面墙刚度、面墙侧向变形等。从图8可以看出：靠近面墙处，第3层和第4层的筋带应变比第5层的大。这也与有关面墙变形测试结果一致。当上部荷载增大时，筋带的应变也随之增大，其增大的幅度大致呈递减趋势。上部荷载对筋带应变的分布形状也有影响。以第3层筋带应变测试结果为例，当上部荷载小于200 kPa时，筋带应变呈双峰值分布；当上部荷载大于250 kPa时，筋带应变由双峰值分布逐渐转变为单峰值分布。一方面，上部荷载的增大会导致面墙变形增大，筋带变形也随之增大，尤其是靠近面墙附近的筋带变形将表现得更加明显；另一方面，上部荷载的增大会使得土体逐渐形成塑性区，筋材的应变分布也会有所变化。从试验测试结果可以看到：第5层筋材应变主要表现为单峰值分布，第4层主要表现为双峰值分布。当筋材应变出现双峰值分布时，一个峰值会在稳定区形成，另一个在滑动区，这2个峰值也能保持筋带的受力平衡，稳定区的峰值还能抵消一部分侧向土压力。在通常情况下，单峰值分布可认为是双峰值分布的特例。

不考虑土体对筋材拉伸力学性能的影响。在最大上部荷载q=350 kPa作用下，挡墙第3层发生的最大应变为2.44%，第4层为1.80%，第5层为1.52%。根据筋材的拉伸试验结果可知：土工格栅的最大负荷伸长率可达到 10.0%。将筋材应变转化为筋材拉力，经推算可知，土工格栅受到的最大拉力为断裂拉伸强度的 24.4%左右，因此，可以认为在试验荷载作用下，筋带能够满足强度要求。

图8 不同上部荷载作用下的筋材应变分布Fig. 8 Distributions of strain of reinforcement under different loads

加筋土挡墙的潜在破裂面可以根据筋材发生的最大应变位置来确定。最大施加荷载q=350 kPa作用下筋带最大应变位置与理论破裂面的情况如图9所示。从图9可见：采用0.3H法和朗肯法所得结果与实测结果不太吻合，而采用广义库仑法所得结果比较合理。因此，从试验结果可以初步推断：对于柔性网面土工格栅加筋土挡墙，在设计时宜采用广义库仑破裂面。

图9 最大筋带变形位置与理论破坏面比较Fig. 9 Comparison between position of the maximum strain of reinforcements and theoretical failure surface

2.4 面墙变形分析

面墙的主要作用是承受剩余侧向土压力、防止拉筋间填土从侧向挤出、固定筋材，并保证面墙设计形状和外观要求等。若面墙不发生任何变形，则筋带拉力将不起作用，面墙主要承受静止土压力；若面墙发生远离墙背填土的位移，则筋带拉力将逐渐发挥作用，土体逐渐接近主动平衡状态，侧向土压力逐渐减小。

图 10所示为面墙累计侧向变形在不同上部荷载作用下的发展规律。从图10可见：随着上部荷载的增加，面墙的累计侧向变形不断增大，最大侧向变形大致发生在第3层和第4层，面墙在中间位置出现一定的鼓出现象。面墙的侧向变形会使靠近面墙附近的筋带拉力增大、侧向土压力有所释放，这与筋带变形和侧向土压力的测试结果基本吻合。

图10 面墙累计侧向变形与不同上部荷载的关系Fig. 10 Relationship between accumulative deformation of wall face and vertical load

定义累计变形率为累计侧向变形与墙高的比值，经计算可知：在最大试验荷载作用下，面墙的最大累计侧向变形率为5.2%。因此，可以认为：柔性网面土工格栅加筋土挡墙在试验荷载作用下面墙可以满足变形要求。

3 结论

(1) 侧向土压力沿墙高呈线性分布。随着上部荷载增大，侧向土压力呈线性增大，其线性相关性显著，但其增大速率远小于理论值。加卸载循环次数增大也会使得残余侧向土压力增大。垂直土压力沿筋材长度方向大致呈均匀分布。在挡墙底层，垂直土压力小于理论计算值。

(2) 上部荷载会使得拉筋应变分布发生变化。筋带在试验荷载作用下可以满足强度要求。采用广义库仑法来确定挡墙潜在破裂面更加合理。

(3) 面墙累计侧向变形随施加荷载的增大而逐渐增大，最大侧向变形大致发生在面墙中部位置。

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