包裹式加筋土挡墙的离心模型试验①

姜 炯， 黄 金

(同济大学地下建筑与工程系，上海 200092)

0 引言

软土地区，加筋土挡墙的施工，会在地基中产生大量超孔隙水压力.由于地基土为软土，其渗透系数较小，需要很长的时间完成固结，导致挡墙的工后变形较大，影响其正常使用，因此有必要对地基土排水固结的影响深入研究.

离心模型试验能较好的模拟土体的自重应力场，在研究加筋土挡墙变形破坏方面已得到了广泛应用.而现有的离心试验研究多集中于筋材的加筋效果、挡墙的破坏形态等[1－3]，均未考虑挡墙下方的地基土，关于地基土排水固结对挡墙变形的影响研究甚少.

本文针对上海某高填方工程中运用的包裹式加筋土挡墙(下文中以挡墙指代)，设计了离心模型试验，旨在探讨挡墙的变形规律、地基土固结对其工后变形的影响，为今后的类似工程提供参考.

1 离心机模型试验

1.1 试验设备

使用同济大学TLJ－150复合型岩土离心试验机，如图1，其试验最大容量为150g.t.模型箱尺寸为900×700×700(长×宽×高)，一侧为有机玻璃板，并可在挂斗侧面设置摄像头，透过有机玻璃对土体的变形进行观测.根据模型箱尺寸大小，模型与原型几何相似比例确定为n=40.

图1 TLJ－150岩土离心试验机

1.2 试验材料

1.2.1 加筋材料确定

离心模型试验中，加筋材料通常可以通过控制方程或量纲分析推导得出[4，5]，其相似条件为:

式中，E为筋材的弹性模量，t为筋材厚度，下标m，p分别表示模型与原型，n为模型相似比.

本高填方工程中所用的为武汉坦萨公司生产的Tensar B型土工格栅，其抗拉强度为30kN/m，初始拉伸模量Ep=760kN/m，在6m高的挡墙中每40cm铺设一层土工格栅，共15层.

综合考虑模型相似比、材料稳定性、制样操作空间等因素，最终选定聚丙烯腈纶滤网作为替代筋材，其初始拉伸模量为Em=58kN/m.

表1 粉质粘土的物理性质指标

1.2.2 试验土料

模型地基土及回填土均取自施工现场，为②层粉质粘土，表1给出了其主要物理性质指标.

砂垫层材料采用福建平潭标准砂，其基本物理性质指标为比重Gs=2.643，最大干密度ρdmax=1.74g/cm3，最小干密度ρdmin=1.43 g/cm3，最大孔隙比emax=0.848，最小孔隙比emin=0.519，平均粒径d50=0.34mm，不均匀系数 Cu=1.542，曲率系数Cc=1.104.

1.3 试验方案

首先在模型箱侧壁涂上硅油，并在上面铺设聚四氟乙烯薄膜以减少摩擦.地基土按饱和土分层制样，并在离心机40g状态下固结，固结后测得其含水率为30.9%，与现场的地基土含水率32.5%非常接近.回填土按最优含水率分层制备，控制压实度为0.9.预填土内的砂垫层厚为2cm，并在其中通长铺设一层筋材.挡墙中筋材每隔3cm铺设一层，共5层，并预留出约为10cm长的返包段，用订书针与上一层筋材固定.

图2 模型布置示意图(单位:mm)

图3 挡墙顶部的竖向位移变化曲线

试验分两级加载，第一级为20 g，加速度稳定后运行5min，第二级为40 g并保持不变，以模拟挡墙在地基土排水固结情况下的长期变形.本试验共设置6个差动式位移计，分别测量挡墙顶部的竖向位移及返包平面的水平位移.为观测挡墙内部土体变形，在筋材靠近有机玻璃板处粘贴若干L型塑料薄片作为标识.模型的尺寸和各测量仪器布置见图2.

2 模型试验结果及分析

本节所列的试验数据均为通过相似比换算到原型后的结果.

2.1 挡墙的变形

图3，图4分别给出了模型试验中挡墙顶部的竖向位移及返包平面的水平位移变化随时间的变化曲线.

图4 挡墙返包平面的水平位移变化曲线

图5 挡墙返包段试验前后照片对比

当离心机运转780s时，加速度达到40 g，模拟挡墙施工完毕，此时挡墙产生较大变形，距离返包平面越近，顶部竖向沉降越大.而挡墙返包平面的累计水平位移随挡墙高度的增加而增大，其变形规律与文献[6]结论相类似.

780s之后，离心机在40 g状态下继续运转，地基土开始排水固结，挡墙变形进一步加大.此阶段发生的工后变形以沉降为主，仍然是靠近返包平面处的沉降更大，而返包平面处的水平位移变化较小.

随着固结时间的增加，地基土中超孔隙水孔压逐渐消散，挡墙顶部的竖向位移及返包平面的水平位移增加速率放缓，挡墙的变形也趋于稳定.

通过图5可发现，固结过程中不断有孔隙水从地表排出，而挡墙呈整体变形，产生了一个穿越筋材加固区的准圆弧滑动面，滑动面后缘位于筋材加固区外侧，并逐渐形成一条较深裂缝.

试验结束后发现，挡墙返包平面的二、三层筋材交界处，土体有明显的侧向鼓出，原因可能是由于筋土界面处，土体所提供的摩擦力不足，导致第三层筋材被拔出.

2.2 土压力

图6的结果显示，TY1，TY3测量值与无加筋时的理论值非常接近，而与之同一水平位置的TY2，TY4测量值较小.这是因为包裹式的筋材给挡墙提供侧向约束的同时，在挡墙内部的加筋区域产生了网兜效应[7]，改变了挡墙中垂直应力分布，减少了由于土体自重作用而产生的垂直土压力.竖向土压力的分布规律与现场实测数据基本一致.

图6 土压力变化曲线

3 结论

本文通过离心模型试验，研究了包裹式加筋土挡墙在考虑地基土排水固结情况下的长期变形.试验中得出的结论如下:

(1)在软土地区设计建造包裹式加筋土挡墙时，需考虑由软土地基固结导致的挡墙长期变形.施工完毕后，挡墙的侧向位移基本完成，工后变形以沉降为主，约占总沉降量的25%;而随着地基土的固结，工后沉降不断增加，但增加速率逐渐放缓，挡墙变形趋于稳定.

(2)包裹式加筋土挡墙中，筋材不仅能为挡墙提供侧向约束，还能调整土体中应力分布，使挡墙土体变形更加均匀.

(3)筋材有从回填体中被拔出破坏的可能性，设计加筋土挡墙时，需要验算筋材拔出破坏的安全性.

[1]章为民，赖忠中，徐光明.加筋挡土墙离心模型试验研究[J].土木工程学报，2000，33(3):84 －91.

[2]张嘎，王爱霞，张建民等.土工织物加筋土坡变形和破坏过程的离心模型试验[J].清华大学学报(自然科学版)，2008，48(12):2057－2060.

[3]王岚，邢永明，崔亚楠.粉煤灰加筋土挡墙工作机理的离心模型试验研究[J].2006，23(1):44 －47.

[4]向科，罗风.土工离心模型实验中的加筋材料[J].地下空间与工程学报，2007，3(5):789 －892.

[5]匡希龙，李振.土工离心模型试验中结构物替代技术探讨[J].公路交通技术，2008:1，5 －8.

[6]雷胜友.双面加筋土高挡墙的离心模型试验[J].岩石力学与工程学报，2005，24(3):417 －423.

[7]杨广庆，吕鹏，庞巍等.返包式土工格栅加筋土高挡墙现场试验研究[J].岩土力学，2008，29(2):517 －522.