南昆铁路钢管格栅膨胀土挡墙边坡加固机理模型试验研究*

2020-07-07苏丕辉陈仕阔赵晓彦姬译名

工程地质学报 2020年3期

苏丕辉陈仕阔赵晓彦姬译名田野梁瑶

(①西南交通大学地质工程系，成都 610031，中国) (②中铁十九局集团第七工程有限公司，珠海 519000，中国) (③四川省交通运输厅勘察设计研究院，成都 610041，中国)

0 引言

膨胀土具有吸水膨胀软化、失水收缩开裂且反复变形的工程特性(杨果林等，2008；蔡耀军等，2013；Cheng et al.，2014；文松松等，2017)，这种不良性质造成了巨大的工程损失和危害，铁路、公路、边坡、地基等工程问题受此影响尤为突出。四川成雅高速公路某路段因膨胀土引起路堑滑坡、路基路面沉降开裂、路堤滑坡、挡墙位移等(冉高等，2002)；海南某膨胀土边坡失稳造成抗滑桩倾倒、挡墙向外平移(袁从华等，2007)；南昆铁路某路段膨胀土胀缩致路堤及浆砌片石挡墙被挤裂垮塌(章为民等，2015)，均严重影响了线路的安全稳定运营。诸多工程实例和研究表明：膨胀土典型的工程地质特性对工程安全和稳定性的影响较大，其胀缩特性是影响膨胀土边坡浅层稳定性的最根本原因(冷挺等，2018)，目前工程中常见的针对性治理措施多为单一的刚性结构或柔性结构加固。

诸多学者对刚性结构加固膨胀土边坡的处治措施进行了大量的研究，取得了丰富的研究成果并积累了一定的工程经验。吴礼舟等(2005)、李志清等(2007)基于Winkler假设研究了框架梁对膨胀土边坡的加固效果，该结构使边坡保持了较好的整体稳定性，但施工扰动较大。王年香等(2008)通过模型试验，发现膨胀土遇水膨胀后，刚性挡墙土压力显著增大。杨和平等(2011)处治南宁外环膨胀土路基时，指出刚性结构难以保证开挖边坡稳定。向远华(2013)通过现场实测与数值模拟综合分析了锚杆框架梁-双排抗滑桩结构支护膨胀土边坡的加固机理及典型工程特性，此结构需考虑锚固角和桩排距，具有场地适用性且施工较复杂。张国强等(2014)针对膨胀土渠坡设计了一种由抗滑桩、坡面支撑梁和渠底横梁组合的刚性结构，该结构提高了结构承载力，但适用性较差。郑俊杰等(2019)研究发现刚性结构会极大约束膨胀土的膨胀变形，从而产生较大的膨胀力，导致路基变形、挡墙推移或支挡结构破坏等病害。纵观发现，刚性结构具有良好的承载能力，但由于不良地质条件及其他复杂因素影响，往往易使结构受力过大导致边坡破坏而失稳。

关于柔性结构支护膨胀土边坡，也有不少学者对其进行了针对性研究。研究发现(Ikizler et al.，2008；赵梦怡等，2018；郑俊杰等，2019)，在膨胀土刚性挡墙中设置柔性材料有效减小了膨胀土发生膨胀变形后挡土墙上的土压力。肖杰等(2014)通过对比模型试验得出土工格栅对膨胀土干缩湿胀变形具有一定的限制效果。谭波等(2006)通过数值模拟和理论分析，指出膨胀土柔性支护结构可以有效减小水平位移，具有良好的整体稳定性。吴镇清等(2017)在膨胀土路堑边坡中利用板桩墙后设置砂垫层的支护结构，削弱了侧向膨胀力。邓国华等(2007)对膨胀土加筋土挡墙进行了现场试验研究，认为降雨入渗会导致土压力急剧增大，墙体易产生较大的不均匀沉降。许岩等(2005)认为在最佳含水量填筑条件下加筋能提高土体承载力，减小累积变形，但工程实际中的理想状态难以跟踪评价。综上所述，柔性材料土工格栅一定程度上能限制膨胀土边坡的变形，但降雨入渗会加速结构面贯通和软化，仅使用土工格栅并不能为边坡提供足够的抗滑力，膨胀土边坡一定程度上仍会失稳。

可见，单一刚性或柔性加固措施在工程实践中均表现出加固效果不佳的现象，究其原因，主要是未能良好处理膨胀土的膨胀特性。本文提出适当释放膨胀土的变形，使加固结构最终应力降低；并限制其变形在工程允许范围内，达到工程应用的效果。

图 1 全国膨胀土分布图Fig. 1 Distribution map of expansive soil in China

基于此，本文提出钢管格栅膨胀土挡墙加固膨胀土边坡的刚柔结合结构，并依托南昆铁路南百段膨胀土边坡实际加固工程，采用缩尺模型试验，测试墙体位移、墙背土压力、钢管应变，探索钢管格栅膨胀土挡墙加固边坡的机理，为膨胀土边坡工程治理措施及其设计计算提供参考。

1 边坡概况

依托边坡位于南昆铁路南宁至百色增建二线工程NBSG-5标段，地处广西百色市境内，铁路沿线分布有大量的膨胀土(图 1)。

百色市位于广西壮族自治区西部，地形多为丘陵低山，山体连绵起伏，地势西北高东南低，地貌形态主要表现为构造剥蚀低山地貌、剥蚀堆积丘陵地貌和侵蚀堆积河谷阶地地貌，山势起伏较缓，坡角为15°～35°。该区域出露地层主要为第三系泥岩及砂质泥岩，上覆土层主要为灰白色、黄色膨胀土。该区属亚热带季风气候，光热充沛，雨热同季，年平均气温19.0～22.1i℃，年平均降雨量1113～1713imm。降雨的分配具有明显的季候特征，5～8月为雨季，地区降雨常以小雨和暴雨形式出现，也是该区域内崩塌、滑坡形成的主要诱发因素之一。

通过现场调查发现，南昆铁路百色地区某膨胀土弃渣边坡使用重力式挡墙加固处理，该重力式挡墙高4im，顶宽2im，由于膨胀土胀缩变形出现多处裂缝，加固效果并不理想，如图 2所示。且南昆铁路沿线有多处铁路路基膨胀土边坡，为保证铁路安全运营，均需进行加固治理。常规结构不能有效加固膨胀土边坡，故采用本文提出的新型结构进行边坡治理，目前现场进行了20im范围内的试验段加固措施研究，变形监测及加固效果仍在持续进行中，如图 3所示。为了明确钢管格栅膨胀土挡墙结构的加固机理，事先进行了数值模拟分析(姬译名等，2019)和大比例尺的室内相似模型试验，下面就模型试验研究方法及具体内容进行详细阐述。

图 2 重力式挡墙Fig. 2 The gravity retaining wall

图 3 钢管格栅膨胀土挡墙结构现场试验段Fig. 3 Field test section of geogrid-steel tube expansive soil retaining wall

2 试验方案

为使试验结果能够较真实反映钢管格栅膨胀土挡墙原型的变形行为，应尽可能进行大比尺模型试验。本文设计的几何相似比Cl=5。根据弹性理论，结合量纲分析法确定其他参数的相似关系，填料黏聚力相似比Cc=1、摩擦角相似比Cψ=1、密度相似比Cρ=1，弹性模量相似比CE=1，土工格栅拉伸强度相似比Cσ=5，降雨时间相似比Ct=2.2，降雨量相似比CL=5。

图 4 原型钢管与模型钢管图(单位：mm)Fig. 4 Prototype steel pipe and model steel tube(unit：mm)

表 1 土工格栅几何尺寸和力学特性参数Table1 Parameters of the model geo-grids

网孔尺寸/mm2单肋条宽/mm厚度/mm抗拉强度/kN·m-2伸长率/%50×50913012

2.1 钢管、土工格栅特性

原型钢管与模型钢管示意图如图 4所示，原型挡墙采用直径90imm、壁厚6imm的钢管。结合实际并按相似比关系换算，试验中采用直径22imm、壁厚1.2imm的无缝热轧钢管。原型挡墙采用高强度聚乙烯整体土工格栅，其抗拉强度为150ikN·m-2。模型筋带材料依据原型，按相似比要求，由厂家定制完成，其几何尺寸和力学特性参数见表 1。由于生产制作因素的限制，无法完全满足土工格栅在厚度上的相似比要求，但对于膨胀土挡墙试验规律探索性研究仍具有一定参考价值。

2.2 填料

所取填料为南宁—百色铁路某地段的弱膨胀土，如图 5所示。浅层主要为黄色夹灰白色膨胀土，呈半干硬状态，较干燥，土颗粒分布不均，有较多团块，团块粒径5～30imm；深层主要为灰白色膨胀土，夹少量黄黏土，颗粒均匀，粒径较小，为硬塑状态、稍湿。经室内土工试验，得出填料相关物理力学参数，详见表 2。填料应具有足够的密实度，以满足强度及工后沉降要求；同时应尽量减少压实导致的筋带损伤，实践中碾压造成筋材抗拉强度降低可达到10%～77%(Sam-Deok et al.，2004)。而加筋土挡墙填筑密实度设计为95%时效果较好(徐鹏等，2018)，本文研究依托的原型加筋土挡墙填料压实度参考该设计值，试验中采用手扶式冲击夯进行压实。

图 5 取样点膨胀土Fig. 5 Expansive soil at sampling point

表 2 填料物理力学参数Table2 Physical and mechanical parameters of the filler

黏聚力c/kPa内摩擦角φ/(°)天然含水率ω/%自由膨胀率Fs/%最大干密度ρ/g·cm-318.32022.36521.90

2.3 模型箱、挡墙尺寸及测试原件布置

图 6 模型试验箱不同视图Fig. 6 Different view of model testa. 正视图；b. 侧视图

为了模拟钢管格栅膨胀土挡墙结构加固效果及位移变化情况，本文设计了3.2im×1.3im×2.2im的长方体模型箱(图 6)，挡墙构造尺寸参考规范进行设计(铁道第二勘察设计院，2018)。模型箱以角钢和槽钢为骨架，四周透明幕墙采用高强度有机玻璃板制作，并用“田”字型槽钢、角钢骨架支撑，以降低试验过程侧壁变形。在填筑填料前，模型箱内侧壁需均匀涂抹凡士林以降低边界效应的影响。挡墙沿边坡布设13层，最下层埋设于地基中，每层土体厚度0.1im，土工格栅回折长度为0.4im，顶部两层格栅回折长度为0.5im，挡墙土工格栅的尺寸为0.7im×1.0im，挡墙模型面板结构为土工布结合土工格栅返包式。

为了充分验证本文提出的钢管格栅膨胀土挡墙的加固效果，利用透明隔板将模型箱分为两部分(表面涂抹凡士林)，对两种挡土墙类型展开模型试验对比研究，模型三维图如图 7所示：(Ⅰ)钢管格栅膨胀土挡墙；(Ⅱ)格栅膨胀土挡墙。各挡墙内埋设仪器的位置采用相同的布局，以便于对比分析及验证。钢管长度为1.7im，垂直贯入挡墙基础0.4im，1.2im贯穿于墙体内部，墙顶留余0.1im便于观察钢管在试验过程中的变形或位移情况，埋设两排钢管，间距0.2im，采用梅花式布置。其中靠近墙面的钢管为第1排钢管，靠近墙背的钢管为第2排钢管，分别对第1排3根钢管和第2排4根钢管从左至右进行编号，即管1-1至管1-3和管2-1至管2-4。

图 7 模型三维示意图Fig. 7 Three-dimensional sketch of model1. 第1排钢管；2. 第2排钢管；3. 碎石土；4. 土层交界面；5. 膨胀土；6. 模拟降雨；7. 钢管格栅挡墙；8. 格栅挡墙；9. 返包面板；10. 透明隔板

为了有效地测试钢管应变情况，采用电阻式应变片，沿钢管布置15个测点，应变测点布置如图 8所示。挡墙墙背土压力监测采用电阻式土压力盒，沿墙背布置5个测点；挡墙土体内部的位移变化采用百分表，在墙面布置8个测点。土压力及位移测点布置如图 9，测试元件参数规格如表 3。

图 8 钢管应变测点布置图(单位：m)Fig. 8 Steel pipe strain measuring point arrangement(unit：m)

图 9 模型尺寸及试验仪器布置方案图(单位：cm)Fig. 9 Model size and layout plan of test instruments(unit：cm)

表 3 主要测试原件参数Table3 Parameters of test equipment

名称型号量程精度电阻式应变片 BX120-6AA20000 με1 με电阻式土压力盒 XHZ-4050.5 MPa1%百分表 514D-08830 mm0.01 mm

2.4 模型填筑

边坡模型由碎石土和膨胀土填筑而成，下部为1.6im的碎石土，上部为0.4im的膨胀土，边坡坡率为1︰0.1，坡顶削坡后为1︰2。膨胀土地层可采用粉质黏土作为换填垫层，不宜采用砂石等透水性材料(中华人民共和国行业标准编写组，2013)。本试验采用粉质黏土混合碎石作为换填基础，碎石粒径20～50imm之间，占混合土的50%左右，基础厚度0.4im。因试验不具备墙体竖向钻孔条件，钢管需预埋换填地基中。每层地基填料的松铺厚度为0.116im，膨胀土填料的松铺厚度为0.132im，每层填料压实度均为95%，采用手扶式冲击夯进行压实。格栅平铺在压实的膨胀土上，始端采用返包的方式连接，在回折区用扎带绷紧格栅并固定。对比验证的普通格栅膨胀土挡墙除不设置钢管以外，其余工序相同。

挡墙填筑完成并静置4id后测试自重应力作用下墙体位移、墙背土压力和钢管应变。为了更好地看到膨胀土挡墙在降雨条件下的变化情况，需要进行暴雨工况的模拟。根据国家气象局规定，1ih内降雨量为16imm及以上的降雨即为暴雨。通过自制降雨装置模拟降雨，连续模拟降雨10id，降雨范围覆盖整个模型，包括坡顶和墙顶(图 9)。根据相似准则，模型的降雨量为27imin降雨3.2imm。自行研制的简易便携式降雨装置如图 10所示，主要包括降雨喷头、导管和铁丝网，将喷头和导管组合安装并沿铁丝网“蛇形”固定，可根据需要进行网格布局的调整。膨胀土在水的作用下开始产生膨胀变形，试验过程中严格实时监控两组边坡模型的墙体位移、墙背土压力、钢管应变变化情况。

图 10 降雨装置Fig. 10 Rainfall simulator

图 11 挡墙水平位移随墙高变化的关系图Fig. 11 Relation diagram of horizontal displacement of retaining wall with wall height

3 试验结果与分析

3.1 墙面水平位移

图11为挡墙水平位移随墙高H变化的关系图。钢管格栅挡墙和格栅挡墙水平位移分别随着墙高增加而增加，最大水平位移均出现在靠近墙顶处，分别为12.36imm和22.78imm。钢管格栅挡墙相较格栅挡墙的水平位移减少了45.7%。在墙角处钢管格栅挡墙水平位移为6.48imm，格栅挡墙为8.36imm，相比之下格栅挡墙水平位移大22.5%。格栅挡墙在墙高大于0.15im后水平位移迅速增加，最大位移差达到14.42imm，而格栅挡墙最大位移差为5.88imm，两者相差8.54imm。钢管格栅挡墙自墙底至墙顶整体变形协调，而格栅挡墙则突变十分显著，格栅挡墙整体上水平位移变化大，说明钢管对挡墙起到了位移锁定的作用，提高墙体的刚度，进而达到协调不同高度的膨胀位移。

在挡墙约2/3H处属于过渡带，2/3H以上降水对膨胀土挡墙的影响显著，膨胀土遇水产生膨胀力，加上墙后土压力的影响，水平位移再次变大。将试验数据根据几何相似比换算，格栅挡墙水平位移在高度大于0.8im处已大于10icm。根据工程经验，原型挡墙已产生较大裂缝，不能继续有效加固边坡；而钢管格栅挡墙各高度处均未发生较大位移，依然能够有效加固边坡。对比可知，钢管的存在增加了挡墙整体的刚性和抗剪、抗倾覆能力，其纵向贯穿墙体的特点，极大程度地调动上下层格栅填料的联动性，进行相互补偿，协调限制局部范围内的墙体位移。

3.2 墙背土压力分布

图12为土压力随墙顶距离的变化关系图，墙背土压力随墙顶距离的增大而增大。两种类型的挡墙各测点墙背土压力都呈现增加的趋势。靠近墙顶处土体自重压力最小，虽然也有膨胀力存在，但耦合后土压力依然较小。在挡墙墙踵处土压力达到最大，钢管格栅挡墙的最大土压力为139.2ikPa，格栅挡墙最大土压力为99.5ikPa，此处墙背土压力主要受土体自重影响。在距墙顶距离0.8im处，同时受到上部土压力和膨胀力的作用，相比其他高度，此处土压力变化率最快，土压力明显变大。钢管格栅挡墙各测点土压力值均大于格栅挡墙，最大差值为45.7ikPa，最小差值为8.2ikPa。这主要是因为钢管利用挡墙的锚固作用，以自身的抗剪及抗弯能力阻碍挡墙的变形，使加钢管土体应力增大，从而避免膨胀土边坡因应力增大可能产生位移变形。

图 12 土压力随墙顶距离的变化关系图Fig. 12 Diagram of earth pressure change with the distance from the top of retaining wall

3.3 钢管变形

钢管在填料内为抵抗墙背土压力和膨胀力发生轻微弯折，若电阻应变片随钢管内壁收缩，应变为负，反之应变为正。整理监测数据发现各钢管应变随墙顶距离变化的关系如图 13所示。

图 13 各钢管应变随墙顶距离的变化关系图Fig. 13 Diagram of strain variation of steel pipe with the distance from the top of wall

钢管在不同高度分别表现出受拉和受压状态，且第1排钢管应变均小于第2排钢管。两排钢管的最大拉应变均产生于距墙顶0.3im高度处。产生这一现象原因为第2排钢管承受了大部分墙后土体的土压力及遇水后产生的膨胀力。

第1排钢管最大拉应变0.965×10-3，第2排钢管最大拉应变1.345×10-3，均出现于距挡墙0.3im附近。在距挡墙顶部0.3im处，钢管受土体束缚，膨胀土遇水后产生膨胀力，膨胀力与土压力耦合使钢管向前弯折，靠近土坡一侧受拉。钢管在距墙顶0.7im以下开始逐渐转为受压段，第1排钢管最大压应变为-0.214×10-3第2排钢管最大压应变为-0.358×10-3分别约为最大拉应变的22.2%、26.6%，说明钢管的变形主要受膨胀力影响，其次是墙背土压力。与钢管受拉段不同，两排钢管最大压应变出现的高度有所区别，第1排钢管最大压应变出现在距墙顶1im处，第2排为距墙顶0.8im处。第1排3根钢管中，左右钢管距模型边界15icm，需抵抗靠近边界土体和模型中部的土压力及膨胀力，而中间的管1-2受到两侧土体影响小，主要受模型中部土体的影响而发生变形，这也是造成管1-1和管1-3的应变相比管1-2略大的主要原因。双排钢管提高了挡墙的整体刚度，比格栅挡墙更好地约束了坡体变形，保持了整体稳定性。