土工袋擋墻二維模型試驗(yàn)研究

孔維民 王建磊，2 樊科偉 薛晨陽 俞昊捷

(1.河海大學(xué) 水利水電學(xué)院，南京 210098；2.中國電建中南院，長(zhǎng)沙 410014)

土工袋因其制作簡(jiǎn)單、可就地取材、成本低廉等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于地基加固、減震隔震、膨脹土邊坡處理、淤泥質(zhì)土處理以及各類工程的支擋結(jié)構(gòu)，并取得了極為可觀的經(jīng)濟(jì)效益.近年來，Matsuoka與劉斯宏等[1-2]對(duì)土工袋加筋機(jī)理、工程特性進(jìn)行了深入的研究，結(jié)合土工袋加固地基的工程實(shí)例，提出了土工袋擋墻設(shè)計(jì)方法，直接將土工袋應(yīng)用于構(gòu)筑擋土墻結(jié)構(gòu).目前，土工袋擋墻在日本已有一些工程實(shí)例，國內(nèi)馬石城課題組在湖南邵陽市興建了一座五級(jí)袋裝礫石重力式擋墻，并提出多級(jí)重力式擋土墻的簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)方法[3].

土壓力系數(shù)是進(jìn)行擋土墻斷面設(shè)計(jì)的重要依據(jù)，其大小、分布與擋土墻變位模式密切相關(guān).國內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)傳統(tǒng)剛性擋墻土壓力系數(shù)與變位模式的關(guān)系進(jìn)行了研究，取得了一定的成果.Terzaghi[4]、Fang and Ishibashi[5]、徐日慶[6]、王元戰(zhàn)[7]等分別運(yùn)用模型試驗(yàn)和理論推導(dǎo)，研究了剛性擋墻在平動(dòng)、繞趾轉(zhuǎn)動(dòng)、繞頂轉(zhuǎn)動(dòng)等不同變位模式下的土壓力系數(shù)分布，提出了非極限狀態(tài)下土壓力系數(shù)的計(jì)算方法.對(duì)以加筋土擋墻為主的柔性擋墻，土壓力系數(shù)的研究也取得了一定進(jìn)展.高江平等[8]提出加筋土擋墻土壓力系數(shù)應(yīng)分為自重壓力系數(shù)和超載壓力系數(shù)，并通過大型加筋土模型試驗(yàn)研究了自重壓力系數(shù)與超載壓力系數(shù)的分布.王賀等[9]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究了加筋土擋墻在“S”型變位模式下的土壓力系數(shù)分布，給出了相應(yīng)的理論分析.但土工袋擋墻在極限狀態(tài)下的變位模式及墻內(nèi)土壓力分布尚未見系統(tǒng)的研究.由于鋁棒比重Gs=2.69與土體顆粒的比重接近，且可以在鋁棒堆積體的表面畫標(biāo)線，易于通過PIV(粒子圖像測(cè)速)技術(shù)處理分析，劉斯宏[10]、Matsuoka[1]曾以鋁棒土工袋為對(duì)象開展試驗(yàn)研究，均得到了較為可靠的科研成果.本文采用鋁棒模擬二維土顆粒通過開展袋裝鋁棒土工袋擋墻二維模型試驗(yàn)，研究不同墻高、不同墻寬的土工袋柔性擋墻的位移、破壞形式及土壓力系數(shù)沿墻體高度方向分布規(guī)律，為土工袋擋墻的工程設(shè)計(jì)提供一定的指導(dǎo).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)裝置及材料

試驗(yàn)在一個(gè)不銹鋼制作而成的模型框架內(nèi)進(jìn)行，框架尺寸為150cm×80cm×5cm(長(zhǎng)×寬×高)，如圖1所示.

圖1 模型試驗(yàn)照片

土工袋墻后和袋內(nèi)材料為3 種直徑1.6mm、2 mm 和3mm、長(zhǎng)5cm 的鋁棒，以重量比3∶2∶2的比例混合而成，包裹鋁棒的“袋子”為克重150g/m2的彩色皮紋紙.鋁棒堆積體初始孔隙率為0.26，干密度20.6kN/m3，自然休止角27°.

1.2 試驗(yàn)方案

進(jìn)行了4 種試驗(yàn)工況下的二維模型試驗(yàn)，見表1.試驗(yàn)工況T1、T2、T3，擋墻寬度均30cm，擋墻高度分別為45cm、55cm、65cm；試驗(yàn)工況T4 擋墻寬度45cm，高度55cm.

表1 袋裝鋁棒土工袋擋墻試驗(yàn)方案

1.3 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)加載前，將彩色皮紋紙裁剪成寬5cm 的紙帶，用膠棒將其首尾粘貼，包裹一定質(zhì)量的鋁棒堆積體，制成鋁棒土工袋；按照試驗(yàn)方案要求的墻高、墻寬，采用兩種不同大小(15cm×3.5cm 和7.5cm×3.5cm)的鋁棒土工袋交錯(cuò)排布、垂直疊放形成土工袋擋墻；在墻后布置6個(gè)自制微型土壓力盒，從上到下編號(hào)依次為1～6，以分析土工袋擋墻墻后土壓力系數(shù)分布.為了保證土壓力盒受力水平，埋設(shè)時(shí)土壓力盒受力面豎直貼合在鋁棒土工袋的側(cè)面，埋設(shè)完成后，將自制土壓力盒清零，以消除埋設(shè)過程中的影響.然后逐漸將墻后鋁棒堆積體填至試驗(yàn)設(shè)計(jì)擋土墻高度，并在鋁棒堆積體靠近有機(jī)玻璃板側(cè)每隔5cm 畫上紅色網(wǎng)格標(biāo)示線，擋墻部分僅畫豎向線，有機(jī)玻璃板外側(cè)間隔5cm 固定一條白色標(biāo)示線，不可移動(dòng)，擋墻及鋁棒堆積體側(cè)面紅色標(biāo)示線可隨鋁棒堆積體的移動(dòng)而移動(dòng)，通過試驗(yàn)前后標(biāo)示線的位置對(duì)比確定擋墻的變位模式.

試驗(yàn)加載時(shí)，記錄土壓力盒的讀數(shù)，然后在墻后鋁棒堆積體表面放置一個(gè)20cm×5cm(長(zhǎng)×寬)的加載板，采用液壓千斤頂在荷載板上施加荷載，加載過程中，通過布置在千斤頂上的豎向荷載傳感器來記錄墻頂施加荷載的大小，當(dāng)荷載達(dá)到最大時(shí)，停止加載.采用高清單反相機(jī)連續(xù)拍攝加載的全過程，并利用PIV 技術(shù)對(duì)照片進(jìn)行處理得到不同豎向荷載下袋裝鋁棒土工袋擋墻的位移場(chǎng).

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 位移

通過PIVview2C軟件分析了4種不同工況下鋁棒土工袋擋墻在不同豎向荷載下的位移場(chǎng)，由于4組鋁棒土工袋擋墻位移場(chǎng)演變規(guī)律基本相同，因此本文只對(duì)T2工況(擋墻寬30cm、高55cm)下?lián)鯄ξ灰茍?chǎng)進(jìn)行了分析，如圖2所示.

圖2 不同豎向荷載下鋁棒土工袋擋墻位移場(chǎng)

由圖2可看出，在頂部荷載作用下，同一高度處擋墻水平位移量從內(nèi)到外逐漸減小.這是由于擋墻在頂部荷載作用下不僅會(huì)產(chǎn)生移動(dòng)，同時(shí)土工袋自身也會(huì)產(chǎn)生一定程度擠壓變形.由于土工袋層間存在摩擦力，墻后土壓力從墻內(nèi)向墻外逐步減小，隨著土工袋列數(shù)的增加，遠(yuǎn)離填土側(cè)墻體所受土壓力逐漸減小，擋墻內(nèi)土工袋擠壓變形也逐漸減小[10].從圖2還可看出，擋墻的最大水平位移位于墻體頂部，隨墻深增加逐漸減小.這是因?yàn)橥凉ご鼡鯄κ怯扇嵝酝凉ご询B而成，隨著擋墻深度增大，墻體上部土工袋施加給下部土工袋的壓重變大，土工袋單體強(qiáng)度逐漸增大，其柔性削弱，在受到荷載作用時(shí)不易產(chǎn)生壓縮變形，從而導(dǎo)致墻體壓縮變形量沿墻高由上至下逐漸減小.

2.2 破壞形式

試驗(yàn)過程中，當(dāng)施加的壓力基本不變或減小而擋墻產(chǎn)生較大位移時(shí)，擋墻發(fā)生破壞，此時(shí)墻頂壓力稱為破壞壓力，圖3為不同工況下土工袋擋墻的破壞壓力.

由圖可知，在擋墻安全高度范圍內(nèi)，隨著土工袋擋墻高度增加，其墻體破壞壓力增大；增加擋墻寬度能有效提高擋墻的極限承載力.4組試驗(yàn)極限狀態(tài)時(shí)土工袋擋墻和墻后鋁棒堆積體的位移場(chǎng)如圖4～7所示.

圖4 極限破壞狀態(tài)下T1擋墻試驗(yàn)照片和位移場(chǎng)

圖5 極限破壞狀態(tài)下T2擋墻試驗(yàn)照片和位移場(chǎng)

圖6 極限破壞狀態(tài)下T3擋墻試驗(yàn)照片和位移場(chǎng)

圖7 極限破壞狀態(tài)下T4擋墻試驗(yàn)照片和位移場(chǎng)

可以看出，4組試驗(yàn)鋁棒土工袋擋墻在極限狀態(tài)下?lián)鯄ο虏烤a(chǎn)生了層間滑動(dòng)破壞，且滑裂面呈“階梯狀”，定義滑裂面高度為階梯形滑裂面貫穿擋墻部分的高度.擋墻的這種破壞形式與土工袋單體抗壓強(qiáng)度、柔性變形特性及土工袋層間嵌固作用密切相關(guān).擋墻上部柔性變形能力較強(qiáng)，在墻后土壓力作用下產(chǎn)生較大的變形，但不發(fā)生層間滑動(dòng)，隨著上部土工袋堆疊層數(shù)的增加，墻體上部土工袋施加給下部土工袋的壓重增大，其單體抗壓強(qiáng)度逐漸增大，擋墻剛度也逐漸增大，導(dǎo)致?lián)鯄ο虏吭陧敳亢奢d增大的情況下，土工袋變形量較小，發(fā)生層間滑動(dòng).由于土工袋嵌固作用的存在，使得上層土工袋對(duì)下層土工袋產(chǎn)生推力，當(dāng)這個(gè)推力大于下部土工袋層間摩擦力時(shí)，下層土工袋會(huì)被上層土工袋拖動(dòng)，從而形成階梯形滑裂面.對(duì)比T1～T3可以看出，當(dāng)墻寬不變時(shí)，階梯狀滑裂面高度為一定值；對(duì)比T2、T4可以看出，擋墻寬度增加，滑動(dòng)路徑延長(zhǎng)，滑裂面高度變大.

2.3 土壓力系數(shù)分布

定義土壓力系數(shù)為K=P/(γh+q)，其中P為作用在擋墻上的側(cè)向水平土壓力值，γ為鋁棒堆積體干密度，h為測(cè)點(diǎn)距離墻頂?shù)母叨?由于底部約束的作用，底部土壓力系數(shù)與墻高和荷載關(guān)系并不具有參考意義，因此本文僅分析土壓力盒編號(hào)1～5處的側(cè)向土壓力系數(shù)K沿墻高的分布.土工袋擋墻緊鄰墻面位置處土壓力系數(shù)沿墻高的分布如圖8所示.

圖8 側(cè)向土壓力系數(shù)沿墻高分布

4組試驗(yàn)鋁棒土工袋擋墻墻體土壓力系數(shù)K沿墻高分布規(guī)律基本相同，其沿墻高的分布規(guī)律可分成兩個(gè)階段：

1)豎向加載前，土工袋擋墻上部土壓力系數(shù)小于庫倫主動(dòng)土壓力系數(shù)，擋墻下部接近庫倫主動(dòng)土壓力系數(shù).這是因?yàn)閹靷愅翂毫碚摷僭O(shè)擋土墻和滑動(dòng)土楔體為剛體，而擋墻上部土工袋是柔性堆疊體，不斷增加的墻面水平位移可以導(dǎo)致墻后土壓力的釋放，因而擋墻上部土壓力系數(shù)小于庫倫主動(dòng)土壓力系數(shù)，隨著擋墻深度的增加，土工袋逐漸接近剛性，故擋墻下部側(cè)向土壓力系數(shù)接近庫倫主動(dòng)土壓力系數(shù).

2)加載后，墻體土壓力系數(shù)隨荷載的增大而增大，這是由于隨豎向荷載的增加，擋墻中附加水平應(yīng)力增大，因此土壓力系數(shù)增大；墻體土壓力系數(shù)在不同豎向荷載作用下隨擋墻深度的增加呈現(xiàn)先增大后不變的趨勢(shì)，因?yàn)橥凉ご鼡鯄υ谒酵翂毫ψ饔孟聲?huì)產(chǎn)生變形，作用在墻背上的應(yīng)力得到一定的釋放，擋墻上部土工袋柔性比下部大，擋墻上部側(cè)向土壓力相比擋墻下部更容易得到釋放；對(duì)于下部土工袋，由于擋墻上部土工袋施加的壓重增大，其單體抗壓強(qiáng)度增大，柔性減弱逐漸接近于剛性，水平位移則相對(duì)較小，水平土壓力基本不變，因此擋墻下部土壓力系數(shù)基本不變.

3 結(jié) 論

本文進(jìn)行了鋁棒土工袋擋墻二維模型試驗(yàn)，探究了不同墻高、不同墻寬的鋁棒土工袋柔性擋墻位移、破壞形式和土壓力系數(shù)沿墻高的分布規(guī)律，主要的結(jié)論如下：

1)在墻后側(cè)向水平土壓力作用下，擋墻的最大水平位移位于墻體頂部；擋墻水平位移量從內(nèi)到外逐漸減小，隨擋墻深度增加逐漸減小.

2)土工袋擋墻在極限狀態(tài)下?lián)鯄ο虏慨a(chǎn)生層間滑動(dòng)破壞，滑裂面為“階梯狀”；墻寬不變，階梯狀滑裂面高度為一定值；擋墻寬度增加，滑裂面高度有所增加.

3)豎向加載前，土工袋擋墻上部土壓力系數(shù)小于庫倫主動(dòng)土壓力系數(shù)，擋墻下部接近庫倫主動(dòng)土壓力系數(shù)；加載后，墻體土壓力系數(shù)隨荷載的增大而增大；墻體土壓力系數(shù)在不同豎向荷載作用下隨擋墻深度的增加呈現(xiàn)先增大后不變的分布.