碎石土混合料在加筋高边坡中的应用

2020-05-22何必伍徐国元黄文通

河南科技大学学报(自然科学版) 2020年4期

何必伍，徐国元，黄文通，潘冬

(1.华南理工大学土木与交通学院，广东广州 510641；2.东莞理工学院生态环境与建筑工程学院，广东东莞 523808；3.广州市市政集团有限公司，广东广州 510095)

0 引言

近年来，随着经济建设的快速发展以及城市化进程的推进，许多建设用地紧张的城市不得不在地形地貌复杂的山区，通过削山填沟的方法来增加建设用地，使得高填方边坡工程尤为常见[1-4]。其中，大多采用加筋的方法修建高陡边坡，以增加边坡的稳定性和减少对土地的占用。土工格栅是加筋中的一种常用材料，其结构能显著提高岩土体的力学性能，对于边坡填土的加固和侧向约束具有良好的效果[4-5]。目前，国内加筋边坡的高度已经达到60 m以上，这对高填方加筋边坡的设计和施工都提出了严格的要求[6]。但相关研究主要集中于加筋边坡的稳定性、加筋材料、筋-土界面特性等方面。文献[7]基于极限分析上限定理，考虑两种加筋模式，采用拟静力分析方法，推导出了一定边坡高度条件下的三维加筋边坡临界加筋强度的计算公式。文献[8]研究非线性摩尔-库仑破坏准则下，三维加筋边坡在均匀加筋和三角形加筋两种加筋模式下的稳定性，采用极限分析上限理论，构建加筋边坡破坏的三维破坏机构，推导出不同加筋模式下的筋材内能耗散方程，并根据上限定理，将三维加筋边坡的稳定性问题转化为显式优化问题，得到三维边坡稳定性指标的计算公式。文献[9]通过研究边坡的水平位移及坡体沉降量，对比分析了土工格栅加筋边坡的加筋机理及加筋材料对坡体稳定性的影响，发现无加筋边坡的破坏位置发生在坡肩处，而加筋边坡的破坏位置发生在边坡1/6～1/3高度处。文献[10]对加筋边坡进行渗流性能分析，发现土工织物可较好地提高低渗透边坡的稳定性，且铺设于边坡下半部分的加筋材料层对消散孔隙水压力具有重要作用。文献[11-13]通过相似的模型试验或数值模拟，发现筋土界面处的应力场会严重影响界面处颗粒之间的作用方式，而且边坡加筋稳定性并非是筋带数量上的叠加效应，边坡的稳定性与筋-土界面特性有着很好的关系，随筋材模量的增加而增加，但当增加到一定数值后，改变筋材模量对提高边坡稳定性并无实质性的意义。文献[14]结合新疆的实际情况，将土工合成材料加筋砾石土坡按准黏聚力原理转化为等代均质土坡，按简化毕肖普法计算加筋边坡的稳定性安全系数。综上可知，对加筋边坡填料方面的研究较少，特别是在工程建设中产生弃方材料的利用方面。近年来，随着国家对自然环境保护越来越重视，工程建设中对自然资源的充分利用及减少对自然环境的破坏显得尤为重要。因此，加强对加筋填料方面的研究是有必要的。

粗粒土或级配碎石作为常见的填方边坡回填材料，其力学参数易通过小型试验确定或直接套用保守经验值，而碎石土混合料的力学参数难以通过小尺寸土工试验或经验值进行确定。边坡稳定性分析结果的可靠性，很大程度上取决于土体抗剪强度指标的正确选择，且抗剪强度指标不同，会导致分析结果的差别远大于不同计算方法之间的差别[15]。

本文基于就地取材、就近平衡的原则，探究以挖方碎石土混合料代替级配碎石回填加筋边坡的可行性。通过利用挖方碎石土混合料进行加筋边坡试验段填筑，对试验段进行现场压板载荷试验和室内大型直剪试验，并建立有限元模型，计算加筋边坡的安全系数，确定不同土石质量比时挖方碎石土混合料是否满足设计要求，以及边坡稳定性安全状态。

1 工程背景

本文研究对象为广州某产业园区建设配套工程，园区山体地势起伏较大，平整场地将产生大量的挖方及填方边坡，挖填方边坡分布平面图如图1所示。

挖方边坡主要位于场地的西侧，高度为20～50 m，设计挖方量约为340×104m3。填方边坡主要位于场地的东侧、北侧及南侧，高度为30～60 m，设计填方量约为250×104m3。填方边坡对原状土地基要求是地基承载力特征值≥200 kPa，对复合地基要求是复合地基承载力特征值≥500 kPa。原设计方案要求填方边坡加筋区填料选用级配良好的碎石进行回填，并且填料综合内摩擦角不小于35°，最大粒径应不大于100 mm。分层回填、分层碾压，每层压实厚度不得大于250 mm，压实度≥95%。

本文以具有代表性的村委加筋高边坡(高60 m)为例进行研究，该加筋高边坡具体剖面图及加筋坡面设计见图2。依据GB 50330—2013《建筑边坡工程技术规范》[16]的相关规定，该边坡安全等级为一级，边坡稳定性安全系数不小于1.35。

图2 村委加筋高边坡剖面图及加筋坡面设计

根据岩土工程勘察报告，支护结构范围内场地地层自上而下为：素填土、人工填土、粉质黏土、砂质黏性土、全风化混合花岗岩、强风化混合花岗岩、中风化混合花岗岩、微风化混合花岗岩，具体地层分布见图2。地下水主要分为松散岩土岩类孔隙水和块状基岩裂隙水两种类型。

2 碎石土混合料的参数确定

对试验段进行现场压板载荷试验和碎石土混合料的室内大型直剪试验，获取试验段的地基承载力和碎石土混合料的抗剪强度参数。

2.1 试验段填筑

为确认挖方碎石土混合料能否在常规机械组合施工下达到设计要求的压实度，以及后续现场压板载荷试验展开的需要，利用未经处理的挖方碎石土混合料进行试验段碾压填筑。

根据现场的场地条件，试验段回填面积约500 m2，回填碎石土混合料粒径不大于200 mm，分层压实厚度不超过500 mm，并通过常规碾压确保边坡压实度达到95%以上。压板载荷试验中，压板尺寸为1 m×1 m，影响深度范围一般为3d(d为压板直径或宽度)，为了更好地评估碎石土边坡填料的力学特性，本次试验段碎石土边坡填料的填筑厚度为3.5 m。

2.2 现场压板载荷试验

2.2.1 试验过程

压板载荷试验是用一定尺寸的荷载板在指定土层逐级加载，同时量测相应沉降，以得到的荷载-沉降(p-s)曲线,确定地基极限承载力p。

压板载荷试验在试验段场地内共布置3个试验点，压板尺寸为1 m×1 m，考虑到1 m2压板的宽度影响深度范围为3d，因此，相邻两个试验点距离应大于或等于6 m，压板离试验区域边界应不小于3 m。图3为试验场地试验点平面布置示意图，图4为压板载荷试验现场照片。

图3 试验点平面布置示意图

图4 压板载荷试验现场照片

所有压板载荷试验均采用自动加压、自动沉降读数装置。试验前，根据工程经验，以太沙基极限承载力计算公式[15]初步估算地基承载力：

(1)

其中：Nc、Nq、Nγ为承载力系数，是关于φ的函数，根据φ值，查表可得；c为地基土的黏聚力；q为地基两侧土的超载；γ为地基土的重度；D为压板或基础的宽度或直径，本次试验D=1 m。根据工程经验，取c=20 kPa，内摩擦角φ=35°，γ=20 kN/m3，根据式(1)初步估算得该试验段的地基承载力为1 610 kPa。为安全起见，考虑约2倍的安全系数，拟堆载300 t，分8～10级进行加载。

2.2.2 试验段填料现场筛分

为确定压板载荷试验区域碎石土混合料填筑体的级配情况，对其进行现场取样筛分。由现场筛分结果可知，该试验段填筑体碎石土混合料中的碎石大多数为中风化～微风化岩块，土体则主要为黏土和砂质黏性土。

图5为压板载荷试验碎石土混合料的现场级配曲线。试验以粒径大于5 mm作为粗颗粒(碎石)的界定，压板载荷试验的碎石土混合料中，土与碎石的质量比约为3∶7。

2.2.3 试验结果及分析

1#、2#和3#试验点的压板载荷试验p-s曲线如图6所示，满足设计要求的复合地基承载力压板载荷试验p-s曲线特征值(500 kPa)。

图5 压板载荷试验碎石土混合料的现场级配曲线

图6 压板载荷试验p-s曲线

根据魏锡克极限承载力公式[17]，对于非条形基础有：

(2)

其中：Nc、Nq、Nγ为承载力系数，根据φ值，查表可得；Sc、Sq、Sγ为基础形状系数，对于方形基础有Sc=1+Nq/Nc，Sq=1+tanφ，Sγ=0.6；q为压板两侧土的超载，本次试验q=0 kN；D为压板或基础的宽度或直径，本次试验D=1 m；γ为地基土的重度，本次试验γ=20 kN/m3。根据设计要求，假设φ=35°。承载力系数及基础形状系数取值见表1。

表1 承载力系数及基础形状系数取值

根据1#、2#和3#试验点压板载荷的试验结果，按式(2)取pu分别为2 200 kPa、2 400 kPa和2 400 kPa，进行c值反算。反算得到：压板载荷试验1#点的黏聚力c=24 kPa；压板载荷试验2#点的黏聚力c=26 kPa；压板载荷试验3#点的黏聚力c=26 kPa。取3个试验的平均值c=25 kPa为本次压板载荷试验所采用碎石土混合料的黏聚力。

2.3 室内大型直剪试验

2.3.1 再次取样筛分

室内大型直剪试验开展之前，对挖方区碎石土混合料再次进行现场随机取样、筛分。由筛分情况可知：本次取样碎石土混合料中碎石大多数为强风化，土体主要为黏土和砂质黏性土。由于试验所用的大型直剪仪允许最大粒径为100 mm，对取样材料粒径大于100 mm的碎石，依据SL 237—1999《土工试验规程》[18]，采用等量替代法进行超粒径颗粒缩尺处理。图7为碎石土混合料的现场级配曲线和经等量替代法处理后的试验级配曲线。按粒径大于5 mm作为粗颗粒(碎石)的界定，经等量替代法处理后的土与碎石质量比约为7∶3(第1组室内大型直剪试验用料情况)。

2.3.2 第1组试验展开及试验结果分析

本次室内大型直剪试验采用的仪器为大型叠环式剪切仪，图8为室内试验现场照片。试样顶部的荷载采用等量分级加载，剪切试验过程中，试样顶部的荷载保持不变，试样的上覆压力用来模拟60 m高边坡潜在滑动面上的法向应力，分别取15 m、30 m、45 m和60 m高度处碎石土的自重应力(碎石土容重假设为20 kN/m3)，即剪切试验试样的上覆压力σ分别为300 kPa、600 kPa、900 kPa和1 200 kPa。

图7 室内大型直剪试验碎石土混合料的级配曲线

图8 室内试验现场照片

第1组碎石土混合料的室内大型直剪试验结果见图9。图9a为第1组碎石土混合料试验的剪应力-剪切位移关系曲线。图9b为剪切强度-竖向压力关系曲线。由图9b可知：对于土与碎石质量比为7∶3 (级配曲线如图7所示)，且碎石为强风化的碎石土混合料，在压实度为95%的条件下，其固结抗剪强度参数中c=74.3 kPa，φ=18.9°，内摩擦角φ不能满足设计要求(φ≥35°)。

(a) 剪应力-剪切位移关系曲线

(b) 剪切强度-竖向压力关系曲线

图9 第1组碎石土混合料的室内大型直剪试验结果

2.3.3 第2组和第3组试验及试验结果分析

由第1组试验结果可知：当土石质量比为7∶3时，φ=18.9°偏小，不能满足设计要求(φ≥35°)。因此，考虑通过人工调配减小土石质量比和碎石风化程度，进行第2组和第3组碎石土混合料的室内大型直剪试验。

图10 第2组和第3组室内大型直剪试验碎石土混合料的试验级配情况

第2组和第3组碎石土混合料的室内大型直剪试验的土与碎石质量比都定为5∶5。其中，第2组室内大型直剪试验中主要采用强风化碎石，第3组室内大型直剪试验中则采用中风化～微风化碎石，其他试验条件同第1组。图10为第2组和第3组室内大型直剪试验碎石土混合料的试验级配情况。

图11a和图12a分别为第2组和第3组碎石土混合料的室内大型直剪试验的剪应力-剪切位移关系曲线，图11b和图12b分别为第2组和第3组碎石土混合料的室内大型直剪试验的剪切强度-竖向压力关系曲线。由图11b和图12b可知：对于土与碎石质量比为5∶5(级配曲线如图10所示)，当碎石为强风化，在压实度为95%的条件下，其固结抗剪强度参数中c=92.0 kPa，φ=20.6°；当碎石为中风化～微风化，在压实度为95%的条件下，其固结抗剪强度参数中c=105.0 kPa，φ=22.0°。

(a) 剪应力-剪切位移关系曲线

(b) 剪切强度-竖向压力关系曲线

图11 第2组碎石土混合料的室内大型直剪试验结果

(a) 剪应力-剪切位移关系曲线

(b) 剪切强度-竖向压力关系曲线

图12 第3组碎石土混合料的室内大型直剪试验结果

表2为1组现场压板载荷试验和3组室内大型直剪试验的结果汇总表。由3组室内大型直剪试验可知：随着土石质量比和碎石风化程度的减小，碎石土混合料的强度参数φ值增大。但在土石质量比达到5∶5，碎石风化程度主要为中风化～微风化时，碎石土混合料的强度参数φ值仍未能达到设计提出的要求(φ≥35°)。

表2 现场压板载荷试验和室内大型直剪试验得到的强度参数

3 数值计算模型

由表2可知：在以碎石土混合料土石质量比为3∶7，碎石为中风化～微风化，压实度为95%的条件下填筑时，虽然复合地基承载力满足设计要求(≥500 kPa)，但其抗剪强度参数是经内摩擦角经验假定，黏聚力反算而得。为确保加筋边坡设计的安全性，对碎石土混合料的黏聚力c和内摩擦角φ的综合效应进行分析。分别以第2节中4组不同土石质量比的碎石土混合料为边坡填筑体，建立数值计算模型，以强度折减法计算加筋边坡的稳定性安全系数。

3.1 模型的建立

以岩土与隧道结构专业的有限元分析软件MIDAS/GTS 为基础，建立有限元计算模型，并通过强度折减法分析填方边坡的变形和稳定性问题[19-21]。根据图2，计算模型可简化为二维平面应变问题。为充分考虑模型的边界效应，模型底部边界取坡高的1/3，坡顶后边界取坡高的1/5。模型两侧约束水平位移，底部约束竖向位移，坡面为自由面，建立的有限元分析模型如图13所示。

图13 加筋边坡剖面有限元分析模型

模型中岩土体采用莫尔-库仑本构关系，挡土墙、水泥粉煤灰碎石(cement fly-ash gravel，CFG)桩和土工格栅采用弹性本构关系，土层、挡土墙采用平面应变单元，土工格栅采用一维格栅单元模拟，CFG桩采用梁单元模拟。根据工程地质勘探资料及相关岩土试验，有限元分析模型材料的物理力学参数及材料特性见表3(仅列出土石质量比为3∶7时，碎石土混合料的抗剪强度参数)。

广州所在区域抗震设防烈度为7度，基本地震峰值加速度0.1g，根据JTG B02—2013《公路工程抗震规范》[21]的相关规定，该加筋边坡不需进行抗震稳定性验算，分析不考虑地震工况。

表3 有限元分析模型材料物理力学参数及材料特性

3.2 计算结果分析

通过有限元模型分析了边坡在自重作用下的安全系数及潜在滑动趋势。图14为加筋边坡以不同土石质量比的碎石土混合料填筑时，分析得到的边坡稳定性安全系数和等效塑性区变形云图。

由图14a可知：加筋边坡以土石质量比为3∶7、中风化～微风化的碎石土填筑时，边坡稳定性安全系数为2.175 8，满足规范要求的1.35；上部加筋区末端及坡脚部位塑性应变较大，存在明显的塑性区，但加筋边坡潜在滑动面明显未贯通。由图14b和图14c可知：土石质量比为5∶5、中风化～微风化和强风化的碎石土填筑时，边坡稳定性安全系数分别为1.628 1和1.497 7，虽满足规范要求，但上部加筋区末端和坡底存在明显的塑性区，且潜在滑动面基本贯通，安全风险较大。由图14d可知：加筋边坡以土石质量比为7∶3、强风化的碎石土填筑时，边坡稳定性安全系数为1.303 1，加筋区末端和坡底存在明显的塑性区，潜在滑动面完全贯通，不满足相关规范要求。文献[22]的研究结果表明：加筋土边坡临界破坏状态的判断标准为塑性区从坡脚到坡顶贯通。因此，以土石质量比为3∶7、中风化～微风化的碎石土混合料填筑时，加筋边坡是处于安全稳定状态的。以上分析结果表明：加筋边坡随着碎石土混合料的土石质量比和碎石风化程度增大，边坡塑性区增大，稳定性安全系数逐渐减小。

(a) 土石质量比3∶7(中风化～微风化)

(d) 土石质量比7∶3(强风化)

图14 自重作用下的边坡稳定性安全系数和等效塑性区变形云图

综合分析以上各项试验和数值计算结果表明：随着土石质量比及碎石风化程度减小，碎石土混合料内摩擦角和边坡稳定性安全系数均增大；在土石质量比为3∶7、中风化～微风化、压实度≥95%的条件下填筑时，尽管内摩擦角为假定值，但其地基承载力及边坡稳定性安全系数均满足相关规范和设计的要求。

因此，该工程最终确定加筋边坡填料由挖方碎石土混合料代替级配碎石，且要求混合料中碎石最大粒径≤200 mm，土石质量比不大于3∶7(即填料中粒径为5～200 mm的颗粒质量应占填料总质量的70%或以上)，填料分层回填压实，分层厚度≤500 mm，压实度≥95%。

该加筋边坡自2016年5月开始施工，填筑过程中为满足碎石土混合料的粒径和土石质量比的要求，对超粒径碎石进行二次破碎，对土石质量比大于3∶7的碎石土混合料，通过掺入级配碎石进行土石质量比调配，以满足相关要求。工程于2017年9月完成现场施工，2018年9月顺利通过验收。施工期间及工后边坡变形监测均显示边坡变形在正常范围内，边坡处于稳定安全状态。