局部加筋式路堤的载荷试验研究

2021-08-27王宗建WaokiTatta

重庆交通大学学报(自然科学版) 2021年8期

王宗建，陈博，姚云，Waoki Tatta，王硕

(1. 重庆交通大学河海学院，重庆 400074； 2. 重庆大学土木工程学院，重庆400044；3.重庆交通大学土木工程学院，重庆400074； 4. 国立富山大学大学院理工学研究部(都市デザイン学)，日本富山五福 3190)

0 引言

地震灾害往往导致路堤错动变形，使得路面开裂、局部隆起、不均匀沉降[1]，灾后重建的任务之一即受损公路的简易快速修复。在较强的荷载作用下，路堤常发生如图1(a)的滑移破坏。在土体中嵌入加筋材料，可以有效地扩散土体应力、提高土体模量、限制土体侧向变形，并增加筋土之间的摩阻力，提高土体的强度与稳定性，抑制路堤的不均匀沉降[2-3]。目前，关于加筋路堤静力特性的研究较多。马学宁等[4]通过模型试验发现，路堤的承载力和坡面的侧向位移可以用立体加筋来优化；高昂等[5]用室内循环荷载试验研究了不同结构加筋材料对路堤极限承载力影响的变化规律；刘金龙等[6]用有限元法分析发现土工织物对路基侧向位移具有显著抑制作用；K. AQOUB等[7]研究表明，在路堤中加筋可以有效抑制路堤沉降变形；L. BRIANÇON等[8]数值模拟了非黏性加筋土路堤内部结构的荷载传递特性。上述研究中，筋材铺设均使用了全断面铺设方法。笔者研究了一种局部加筋路堤结构，将筋材铺设在路堤的中上部，拉通顶层的筋材，这种局部加筋路堤结构可使得路堤的滑移面由滑移面1缩小到滑移面2，如图1(b)，即使路堤局部发生破坏，仍能保证上部路堤的安全稳定性基本不受影响，道路能够正常通行且修复的工程量相对较小，如图1(c)；开展了无加筋路堤、全断面加筋路堤和局部加筋路堤的模型试验，分别对这3类路堤模型施加均布荷载，测量路堤沉降变形及坡面侧向变形，对比分析了均布荷载作用下全断面加筋及局部加筋路堤模型中筋材的应变变化规律，并研究了局部加筋路堤结构的静力特性。

图1 路堤滑移破坏Fig. 1 Embankment slide failure

1 试验装置及材料

根据JTG D 20—2017《公路路线设计规范》，以二级填方加筋公路为研究原型，按照25∶1缩放比来设计路堤模型，如图2。

图2 路堤模型横截面(单位：cm)Fig. 2 Cross section of embankment model

1.1 试验装置

试验装置如图3。模型箱内部尺寸的长 × 宽 × 高为110 cm × 30 cm × 90 cm，模型箱的前、后面板为高强度的有机玻璃，底板和侧板为钢板。采用额定载重4 t的千斤顶来施加荷载P，额定荷载为5 t的拉压传感器读取和控制荷载施加等级；千斤顶施加的集中荷载通过38 cm × 28 cm的荷载板转化成均布荷载。

图3 试验装置示意Fig. 3 Test device

1.2 试验材料

1.2.1 路堤填料

选用自然干砂做路堤填料，参照JTG D 30—2015《公路路基设计规范》中二级公路填料的粒径，同时考虑室内直接剪切仪剪切盒的颗粒适配性，采用相似级配法将干砂的粒径进行等比例缩放，使得缩放后粒径在0.075～2 mm范围内。

按照GB/T 50123《土工试验方法标准》对干砂进行筛分试验、直接剪切试验及轻型标准击实试验。得到干砂的最大、最小干密度ρd,max=1.83 g/cm3，ρd, min= 1.52 g/cm3，不均匀系数Cu= 5.04，曲率系数Cc=1.37，相对密实度Dr=0.88，内摩擦角φ=33.4°。干砂的级配曲线、抗剪强度曲线如图4。

图4 干砂的级配曲线及抗剪强度曲线Fig. 4 Curves of gradation and shear strength of dry sand

1.2.2 加筋筋材

笔者选择了尼龙网、玻璃丝网、渔网等3种筋材作为备选材料，依据《Geotextiles:Wide-WidthTensileTest》[9]进行拉伸试验。试验结果表明，尼龙网的抗拉强度Rm≈6 kN/m，而实际工程中使用的单向土工格栅的抗拉强度R′m≈200 kN/m，R′m∶Rm≈25∶1，满足试验所设计的相似比。所以，最终选择尼龙网作为加筋筋材，进行后续的加筋路堤静载试验研究。

2 路堤模型制备

2.1 路堤模型工况设计

按照JTJ 015—91《公路加筋土工程设计规范》，筋材铺设厚度应为40～100 cm，根据笔者设计的相似比25∶1，试验中筋材铺设厚度设置为40 mm。

根据JTG D 30—2015《公路路基设计规范》，路堤安全稳定系数FB=1.35。采用GeoStudio软件模拟确定路堤静载试验模型中筋材的尺寸，为30 cm × 18 cm。

路堤模型共设计了4种工况(表1)：工况1为无加筋路堤；工况2为全断面加筋路堤，共铺设了7层筋材；工况3、工况4为局部加筋路堤，分别局部铺设了4层、3层筋材，筋材用量分别为工况2全断面加筋路堤的42.86%、57.14%。

表1 试验工况Table 1 Test conditions

2.2 监测点布置(图5)

图5 加筋路堤模型监测点布置Fig. 5 Layout of monitoring points for reinforced embankment model

2.2.1 筋材应变片粘贴及监测点布置

对于工况2全断面加筋路堤模型，在隔层的筋材上，以50 mm的间距粘贴应变片，从路堤中心向坡面方向依次编号。由于监测仪器通道的限制，监测点只选取路堤的一侧，共有4层监测点：a1～a4、b1～b4、c1～c4。

对于工况3、工况4局部加筋路堤模型，在顶层筋材上，以65 mm间距粘贴应变片；其余各层筋材，以50 mm间距粘贴应变片。

2.2.2 压力盒布置、位移监测点布置

在路堤最底层，从路堤中心开始布置土压力盒T1～T4，土压力盒间距为100 mm；在路堤填料中放入色砂，通过用尺子量测色砂的变形值来监测路堤沉降，监测点编号为A、B、C、D、E、F、G；在监测点h1～h6处插入大头针作为坡面侧向位移监测点，通过用尺子测量大头针位置的变化值来监测坡面的位移。

2.3 路堤模型制作

1)在模型箱前、后有机玻璃板上画出填料的填筑线，用以确保填料达到JTG D 30—2015《公路路基设计规范》规定的压实度K(K≥94%)。

2)在路堤模型中先垫一层红砖，然后分层填筑填料，路堤分11层填筑，顶层填筑厚度10 mm，其余每层填筑厚度40 mm；路基每层填筑厚度50 mm。

3)从路堤最底层开始分层填筑填料，将每层倒入的松散填料压实至填筑线处，下一层填筑前，在已压实的填料表面铺上1 cm宽的红色标记砂，以便观察沉降过程中填料的变形情况[10]。

4)将土压力盒和粘贴好应变片的筋材铺设到指定位置处，如图6。

图6 土压力盒与筋材布置Fig. 6 Layout of earth pressure box and reinforcement materials

5)削坡。参照实际工程中人工削坡的方法，在有机玻璃的外侧画出路堤的填筑线和坡面线，勾勒出整个路堤的轮廓，在填料填筑完成后参照坡面线进行削坡。

6)填筑完成后，由于上部填料的重力作用，下部填料将发生一定的沉降，导致色砂线发生向下的轻微变形，此时，擦去钢化玻璃外侧的填筑线，以色砂线为基准，重新画出填筑线，如图7。

图7 模型填筑Fig. 7 Model filling

7)坡顶放置荷载板，荷载板的两端与坡肩的间距为2 cm。将千斤顶、拉压传感器、反力架等设备依次组装并调整到适当位置，用螺栓固定。

3 路堤模型静载试验

3.1 加载

分级加载，每级增加20 kPa。在加载过程中，用数据采集仪不间断收集荷载P、土压力E和筋材应变ε等，直至加载结束。

3.2 量测

用尺子量测监测点A、B、C、D、E、F、G处色砂的变形量，以确定路堤内部的竖向沉降量s；同样，用尺子量测坡面侧向位移监测点h1、h2、h3、h4、h5、h6大头针位置处的位移值，以确定路堤侧向位移L。

4 试验结果分析

4.1 土压力E

在均布荷载P作用下，4种工况路堤模型的土压力E变化曲线如图8。

图8 4种工况下路堤模型土压力曲线Fig. 8 Soil pressure curves of embankment model under four working conditions

由图8可见：

1)极限承载状态下，工况2～工况4模型在监测点T1～T4处的土压力值E均基本保持增长趋势，说明加筋路堤内部未发生破坏；工况1模型在监测点T4处E=90 kPa后，无法再持续增大，表明未加筋路堤模型内部已产生变形破坏。

2)当P=180 kPa时，工况1无加筋路堤达到极限承载力，在此荷载下，工况2、工况3、工况4在监测点T1处的土压力分别比工况1的小30%、22.5%、18.7%，表明土体内部土压力消散速度随着筋材铺设的方式、层数的不同而不同。

3)在荷载P作用下，不同层筋材受到的水平张力不同，因此，加筋路堤模型内部的竖向附加应力σz随着加筋层数的增多而减少；工况3、工况4的σz虽然比工况2的大，但增大的幅度较小，表明局部加筋或全断面加筋对σz的影响差异不大。

4.2 竖向沉降量s

当荷载P达到路堤承载极限时，路堤模型内部发生破坏，坡面侧向位移瞬时激增。笔者定义破坏前一级荷载所对应的沉降量为路堤模型试验的竖向沉降量。

4.2.1 路堤路面竖向沉降量

图9为4种工况下路面中心监测点A处竖向沉降量s。

图9 路面A处竖向沉降量Fig. 9 Vertical settlement of pavement at position A

由图9可见：

1)工况1无加筋路堤模型在路面监测点A处的竖向沉降量最大，随着荷载的增大，路面竖向沉降量快速增加，路堤也加速破坏，当达到P=200 kPa时认为无加筋路堤完全破坏。以破坏前一级荷载作为该工况路堤的极限承载力，即P=180 kPa。

2)工况2～工况4加筋路堤在路面监测点A处的竖向沉降量随着加筋层数的增多而减少。当P=180 kPa时，工况2、工况3、工况4的路面竖向沉降量分别为工况1的41.6%、48.0%、52.0%。

4.2.2 路堤内部竖向沉降量

在分级加载的过程中，4种工况下路堤内部各层监测点的竖向沉降量s与荷载P之间的关系曲线如图10。

图10 路堤内部各层测点处的竖向沉降量Fig. 10 Vertical settlement volume at measuring points ofeach layer inside embankment

由图10可见，当较小的荷载P(P≤ 50kPa)作用在路堤上时，由上传递下来的荷载可部分被土体消散，筋材的抗拉作用尚未被激发，因而路堤内部的竖向沉降量在4种种工况下差异不大，加筋作用效果并不明显。

4.3 路堤极限承载力Quk

根据GB 50007—2011《建筑地基基础设计规范》，由图10的监测数据可计算得到工况1、工况2、工况3、工况4路堤模型的极限承载力Quk，分别为180、290、270、270 kPa。这表明：①在筋材间距相同的情况下，可以通过增加加筋层数来提高加筋路堤的极限承载力；②工况3的极限承载力与工况2的相差不大，但筋材的用量却是后者的42.86%，说明局部加筋路堤在满足承载力的同时具有较高的经济效益。

4.4 路堤侧向位移L

当路堤达到极限承载力时，在监测点h1～h6处，4种工况的路堤侧向位移L，及工况2～工况4加筋路堤相对于工况1无加筋路堤的侧向位移减小率δ〔δ=(L工况1-L工况i)/L工况1×100%〕，如表2。

表2 路堤侧向位移L及侧向位移减小率δTable 2 Embankment lateral displacement L and lateral displacementreduction rate δ

由表2可见：

1)在h1～h6监测点，路堤侧向位移的大小顺序均为：L工况2

2)工况2、工况3、工况4加筋路堤模型的路堤侧向位移减小率平均值的大小顺序为：δ工况2>δ工况3>δ工况4。可见，全断面加筋路堤的抗滑性最好，局部加筋路堤的抗滑效果约为全断面加筋路堤的2/4～3/4。对于需考虑施工工期的工程，如地震、滑坡等地质灾害造成道路中断的抢修救援工程，采用只在路堤中上部铺设筋材的局部加筋方式，可实现安全快速的路堤修复。

4.5 筋材拉应变

4.5.1 加载过程筋材拉应变

加载过程中，在监测点a1～a4、b1～b4处，工况2～工况4的筋材拉应变ε如图11。由图11可见：

图11 筋材拉应变Fig. 11 Tensile strain of reinforcement

1)筋材的拉应变ε随着荷载P的增加而呈曲线增大；由于筋材的侧向限制作用，位于加载中心处的土体所受的反作用力最大并向坡面递减，筋材的拉应变ε也随之改变。

2)加筋路堤中筋材受到拉力反作用于土体内，限制了土体的侧向位移，从而提高了路堤的稳定性。

3)工况3、工况4局部加筋路堤，当均布荷载的作用力向下扩散时，由于顶层筋材的拉通作用，顶层筋材将承担一部分作用力；同时，由于局部加筋路堤中筋材两端向上反包铺设，增强了顶部筋材的抗拔能力，顶层筋材在荷载作用下的拉应变较大，减小了向下扩散的应力，使得下部筋材的拉应变减小。这说明，顶层筋材的拉通作用可消散下部土体所受到的应力。

4.5.2 极限承载力下筋材拉应变

极限承载力下，工况2 ～工况4在监测点a1～a4、b1～b4处的筋材拉应变ε如图12。可见，筋材的ε沿着加载中心向路堤边坡边缘处逐渐减小。说明路堤中心的应力较为集中，在同一监测点处a层筋材的应变普遍较b层筋材的应变大，证明了只在路堤中上部铺设筋材的合理性。

图12 a、b层4个测点处筋材拉应变Fig. 12 Tensile strain of reinforcement at four measuring pointsof a & b layers

综上，尽管局部加筋对防止路堤滑移效果不及全断面加筋，但若考虑经济因素和施工因素，在经济条件不高地区，或者是工期要求紧迫时，局部加筋路堤不失为一个较好的选择。而加筋3层与4层，防止路堤滑移滑效果相差约5.68%，若经济条件允许或较严重损伤的路堤抢修工作，推荐采用4层加筋；若经济条件不高地区或轻微损伤的路堤抢修工作，采用3层加筋也可满足防滑要求。