渠孟飞，谢　强，赵　文，曹新文

(1.西南交通大学地球科学与环境工程学院， 成都　610031；2.西南交通大学土木工程学院， 成都　610031)



土工格栅加固膨胀土路堤边坡稳定性的试验分析

渠孟飞1，谢强1，赵文1，曹新文2

(1.西南交通大学地球科学与环境工程学院， 成都610031；2.西南交通大学土木工程学院， 成都610031)

摘要：利用离心试验和数值模拟方法研究土工格栅加固膨胀土路堤边坡稳定性效果并给出设计参数。对不同加筋方案(竖直间距0.5、1 m)与不加筋的膨胀土路堤边坡位移的分析结果表明：(1)中心填高为10.9 m、坡率为1∶1.5的素膨胀土路堤边坡在自然状态下不稳定；(2)对于整体稳定性好，仅存在浅层破坏的膨胀土路堤，铺设长度为4 m，间距为0.6～0.8 m的土工格栅可保证路堤稳定性；(3)对于存在整体稳定性问题的路堤边坡，需加长土工格栅长度或采用通长配筋方法提高路堤边坡稳定性。土工格栅对膨胀土路堤边坡的稳定性提高有显著作用，是有效的措施。

关键词：膨胀土路堤；土工格栅;离心试验；数值模拟

膨胀土因其在遇水膨胀、失水收缩这一反复过程中土体强度会降低，使得其工程特性较差，大部分素填土膨胀土路堤边坡表层受大气降雨、地下水等影响，容易发生浅层滑动，诱发和牵引深部滑动破坏。膨胀土一般不适合作为路堤填料，然而出于经济和环保考虑，在大面积膨胀土分布区修路时不得不用它做路堤填料[1]。目前对作为路堤填料的膨胀土采取的工程处治方法主要是改性[2]。对于膨胀土的改良方法有掺石灰、水泥、粉煤灰、二灰(石灰和粉煤灰)等无机改良材料和聚丙烯酰胺等有机改良材料、微生物改良法等[3]。化学改良是以往膨胀土地区筑路研究和倡导(尤其是国外)的主要技术措施，但因工艺复杂、施工设备要求高、不经济而无法推广[4]。膨胀土加筋技术是膨胀土改性方法中应用较多的一种，铁路、公路、水利工程中均有应用[5-10]。很多研究[11-15]均表明土工格栅对控制膨胀土边坡变形有显著作用。

云南省某铁路设计标准为国铁Ⅰ级电气化铁路，全长142 km，沿线膨胀(岩)土分布长65 530 m，占线路总长约46%，考虑到换填填料运输距离较远和弃土的堆放问题，部分路堤拟采用膨胀土填筑。拟利用土工格栅对此线路的部分膨胀土路堤边坡进行加固，通过离心试验和数值模拟方法检验土工格栅的加固效果，并给出设计参数，研究结果可为此线路的膨胀土路堤边坡加固提供参考。

1试验工点膨胀土特性

试验工点里程为DK99+065～DK100+660，长度1 595 m，位于面甸盆地，属(面甸)断陷盆地低中山剥蚀地貌，地面高程1 327～1 355 m。上覆第四系全新统坡残积(Q4dl+el)黏土，下伏上第三系(N)泥灰岩、泥岩夹砂岩。盆地表层第四系全新统坡残积层与上第三系的岩土均属膨胀土或膨胀岩。膨胀土主要为第四系坡残积层及泥岩的全风化带、部分强风化带，呈棕黄、灰黄、灰褐色，硬塑状，黏性较强，一般厚0～2 m，局部厚度大于40 m。

《铁路工程特殊岩土勘察规程》(TB10038—2001)中采用自由膨胀率、蒙脱石含量、阳离子交换量作为膨胀土的评价和分级指标。DK99+065～DK100+660段膨胀土样的自由膨胀率、蒙脱石含量、阳离子交换量指标如表1所示，依据上述规范中的标准，可判定为弱～中膨胀土。

表1　DK99+065～DK100+660段膨胀土测试指标

2离心试验

2.1试验方案

以DK99+175段路堤为试验对象，中心填高10.9 m，横断面形式见图1。

图1　DK99+175横断面(单位：m)

模型填筑用土为工点土，将土样粉碎烘干，按天然含水率33%配置土样密度1.89 g/cm3，保证填筑的离心模型路堤密度、含水率与现场的相同。试验机器为西南交通大学离心机实验室100gt离心机。根据离心机模型箱尺寸：长80 cm、宽60 cm、高60 cm，用配置好的土样填筑路堤。取模型比为1∶50，因原断面对称性较好，只需模拟半路堤结构形式。首先在模型箱底部填筑厚6.5 cm、宽60 cm的黏性土地基(图2)，压实度0.95，最大干密度1.855 g/cm3，含水量11.7%。然后采用先填筑再削坡的填筑方法，分层填筑路堤以便控制压实度，路堤模型宽40.68 cm，高21.8 cm，断面形式与原型基本相同(模型坡面为一级边坡，而实际为二级边坡)。

图2　素填土路堤模型(单位：cm)

文献[15] 指出在总加筋力相当的前提下，铺设适量多层强度适中的格栅比铺设少层高强度格栅能更好地抑制路基沉降。本次试验模拟材料选用强度适中的玻纤网，径向强度4.46 kN/m，横向强度17.52 kN/m。试验加筋均按模拟材料的横向强度布置，每层加筋长度为8 cm，模拟实际加筋长度4.0 m。加筋路堤模型如图3所示。

图3　加土工格栅路堤模型(单位：cm)

为研究不同加筋条件下膨胀土边坡的稳定性，共进行3组离心模型试验。

(1)未加筋

(2)加筋18层

土工格栅垂向上间距为2 cm，每层铺双层土工格栅，模拟土工格栅间距0.5 m。

(3)加筋9层

土工格栅垂向上间距为2 cm，每层铺单层土工格栅，模拟土工格栅间距1.0 m。

2.2试验结果

(1)第1组试验结果

以10g、20g、30g、40g、50g、60g、70g、80g加速度每级匀速运行1 000 s。

第一阶段试验后坡脚、坡面中间的水平位移和坡顶沉降的曲线见图4。当加速度为40g，坡脚水平位移为4.5 mm，换算到原型为18 cm，说明坡脚出现了移动。从60g开始，坡脚水平位移大幅增加且不稳定。当加速度为80g时，坡脚水平位移达到30 mm，换算到原型已经达到240 cm，已经失去稳定。坡面中间水平位移和坡顶的沉降也有相应的变化规律。综上所述，当加速度为40g时，边坡已经处于临界滑动状态。

图4　第一阶段边坡的变形与时间曲线

图5　素膨胀土路堤模型破坏模式

加速度提高到100 g运行后模型出现明显的滑动面(图5)，边坡表面出现纵向裂缝(图6)，滑动面位于边坡中上部，属于边坡坍塌。

图6　第一组试验后模型俯视

(2)第2组模型试验

分两阶段，第一阶段按10g、20g、30g、40g、50g加速度，每级匀速运行1 200 s；第二阶段按加速度10g、20g、40g、60g、80g方式，每级匀速运行1 200 s。

第一阶段试验中加速度从10g到50g的加载过程中，坡顶的沉降随加载时间增加而增加(图7)，坡顶沉降在加速度为50g时只有0.38 mm，换算成原型为1.9 cm。坡面中间的水平位移在开始时有微小的向外移动，但在3 000 s后又有减少的趋势，说明这一阶段主要是土体固结引起的路堤沉降。

图7　第一阶段边坡的位移与时间曲线

试验第二阶段边坡沉降和水平位移随加速度的增加而增加，如图8所示。至80g时，坡面中间水平位移1.2 mm(换算为实际值9.6 cm)，坡顶沉降0.7 mm(换算为实际值5.6 cm)，边坡基本没有出现变形破坏，停机后边坡稳定，没有裂纹与滑坍。加速度提高到100g，模型整体产生破坏，边坡沿加筋区与非加筋区整体滑动，破坏后照片见图9。

图8　第二阶段边坡的位移与时间曲线

图9　加筋模型破坏模式

(3)第3组模型试验

第3组模型试验按20g、40g、60g、80g和100g的方式运行，每级运行1 600 s。图10、图11分别是边坡坡脚水平位移和坡顶沉降随时间的变化曲线。在80g之前边坡坡面中间的水平位移、坡顶沉降值均较小，加速度为80g时，坡面中间的水平位移为2.0 mm，坡顶沉降为1.0 mm。在100g时，坡顶沉降和坡脚水平位移急剧增加，最后破坏。

图11　坡顶沉降值

2.3结果分析

(1)高填方素膨胀土路堤稳定性

由第1组试验结果(图4)可知，高填方素膨胀土路堤在边坡坡率为1∶1.5，离心加速度大于40g时，坡脚水平位移已达到18.0 cm，说明坡脚已产生移动，自然状态下高填方素膨胀土路堤边坡不稳定。加速度为100g运行后，边坡坡面中上部产生裂缝并沿裂缝形成圆弧形滑动面，边坡产生浅层破坏。

(2)铺设土工格栅的路堤稳定性

在第2组试验中，边坡铺设18层土工格栅(模拟土工格栅间距0.50 m)。当离心加速度小于50g时，坡面中间水平位移最终为0.15 mm，换算到原型为0.75 cm，边坡稳定。当离心加速度为80g时，边坡坡面中间水平位移0.7 mm，坡顶沉降为1.2 mm，换算到原型分别为5.6 cm和9.6 cm。当离心加速度为100g时，路堤边坡出现整体滑动破坏。

第3组试验中，边坡铺设9层土工格栅(模拟土工格栅间距1.0m)，当离心加速度为小于80g时，边坡坡面中间水平位移和坡顶沉降值均较小，边坡稳定；等于80g时，坡面中间水平位移1.0 mm，坡顶沉降为2 mm，换算到原型为8.0 cm和16.0 cm。在加速度为80g时，比第2组相同情况下的水平位移和沉降分别增加了40%和66.7%。说明其边坡稳定性比第2组低。当离心加速度为100g时，路堤边坡出现整体滑动破坏。

基于第2组和第3组试验数据可知，对于不存在整体稳定性问题的膨胀土路堤边坡，当土工格栅长度为4 m、间距为0.5～1.0 m时， 在自然状态下(加速度为50g)时是稳定的。

3数值模拟

3.1数值模型

以DK99+150 m处路堤断面为原型(图12)，利用数值模拟方法研究不同加筋长度、间距工况下边坡的稳定性。边坡中心填筑高度11.5 m，左侧边坡分二级填筑，第一级边坡坡率1∶1.50，第二级边坡坡率1∶1.75，右侧边坡坡率1∶1.5。设计采用水平铺设土工格栅填筑弱膨胀土路堤。

数值模拟采用FLAC_SLOPE软件，简化采用较高的左半边路堤进行数值模拟。

图12　DK99+150段路堤横断面(单位：m)

3.2工况及参数

模型的土体材料由两部分组成，路堤顶部为级配碎石，选择系统自带的参数赋值；第二层为工点膨胀土，密度取为1.89 g/cm3， 抗剪强度在试验基础上进行折减，取C=25 kPa，φ=23°。土工格栅的参数为：径向抗拉强度4.46 kN/m，横向黏结强度17.52 kN/m。 模拟工况如表2所示。

3.3稳定性分析结果

边坡未加筋时，稳定系数为1.12，不满足稳定性要求。边坡坡率较《铁路特殊路基设计规范》(TB10035—2002)中规定的相应放缓一级，即第一级边坡坡率为1∶1.75，第二级边坡坡率为1∶2时，稳定系数为1.22，较未加筋时有所提高，满足稳定性要求。

表2　数值模拟工况

边坡加筋后的代表性模型(加筋长度为4、12 m，间距为0.6 m)的剪切应变云图如图13所示。从图中可以看出，边坡潜在破坏模式为沿着土工格栅边缘产生整体滑动，路堤上部的土工格栅受力较大，下部尤其是底部的土工格栅受力较小；当土工格栅长度为12 m时，边坡未形成潜在滑动面，整体稳定性较好。

图13　代表性的边坡剪切应变云图

不同工况下边坡稳定性系数计算结果如表3所示。

表3　不同工况下边坡稳定性系数

从表3可以看出，当土工格栅间距小于0.6 m时，格栅间距变化对边坡整体稳定性基本没有影响。整体上看，随着土工格栅间距的增大，边坡整体稳定性系数减小；土工格栅长度为4～6 m时，随着土工格栅长度的增加，边坡整体稳定性系数稍有增大，但不明显；长度为12 m时，稳定系数明显增大。

土工格栅采用4 m和6 m相间布置的形式与全部采用4 m或6 m的土工格栅其边坡稳定性系数变化不明显。

4结论

(1)此线路的弱～中等膨胀土加筋后可作为路堤填料。

(2)采用土工格栅加固路堤边坡时，对于没有整体稳定性问题仅存在浅层破坏的路堤边坡，建议铺设层间间距为0.6～0.8 m，长度为4 m的土工格栅；对于存在整体稳定性问题的路堤边坡，采用较长的土工格栅或通长配筋，能够较大地提高边坡安全系数，加筋长度可以由计算确定。

(3)对小于6 m的膨胀土路堤边坡，可按照《铁路特殊路基设计规范》(TB10035—2002)中相应规定进行设计及防护；对大于12 m的膨胀土路堤边坡加固措施，应做专项研究、单独设计。

参考文献：

[1]杨和平，赵鹏程，郑健龙.膨胀土用作路基填料的分类指标体系研究[J].岩土工程学报，2009，31(2):194-196.

[2]胡明鉴，孔令伟，郭爱国，等.基于强度分区的膨胀土路堤稳定性及土工格栅处治效果分析[J].岩土力学，2007，28(9):1861-1865.

[3]连继峰，杨有海.铁路路基膨胀土填料改良试验研究[J].铁道标准设计，2011(11):20-23.

[4]杨和平，章高峰，郑健龙，等.膨胀土填筑公路路堤的物理处治技术[J].岩土工程学报，2009，31(4):491-500.

[5]崔贵红，王显勇.土工网在膨胀土路堤中的应用[J].铁道标准设计，2000(11):36-37.

[6]张文，冷伍明.土工合成材料在新建长荆铁路膨胀土路基中的应用[J].路基工程，2004(1):63-68.

[7]吴学刚，陈炳祥.高填膨胀土路堤工程加固措施与效果[J].铁道标准设计，2000(11):21-25.

[8]陈大鹏，陈共贤.西南线南合段膨胀土路堤土工格栅加筋效果分析[J].路基工程，2003(4):26-27.

[9]罗文柯，杨果林.膨胀土处治技术在高速公路路基中的工程应用[J].湘潭大学自然科学学报，2006，28(1):121-126.

[10]龚壁卫，童军.土工合成材料在南水北调膨胀岩渠坡加固中的应用[J].长江科学院院报，2009，26(11):81-84.

[11]肖杰，杨和平，符浩，等.膨胀土边坡加筋作用的对比模型试验[J].中国公路学报，2014，27(7):24-31.

[12]王协群，郭敏，胡波.土工格栅加筋膨胀土的三轴试验研究[J].岩土力学，2011，32(6):1649-1653.

[13]汪明元，于嫣华，包承纲，等.土工格栅加筋压实膨胀土的强度与变形特性[J].武汉理工大学学报，2009，31(11):88-92.

[14]徐晗，汪明元，黄斌，等.土工格栅加筋膨胀土渠坡数值模拟研究[J].岩土力学，2007，28(S1)：599-603.

[15]李志清，胡瑞林，付伟，等.土工格栅在加固高速公路路堤中的应用研究[J].岩土力学，2008，29(3):795-799.

收稿日期：2015-11-25； 修回日期：2015-12-07

作者简介：渠孟飞(1988—)，女，博士研究生，主要从事岩土工程方面研究，E-mail：793147928@qq.com。 通讯作者：谢强(1957—)，男，教授，博士生导师，E-mail：civil1301@swjtu.cn。

文章编号：1004-2954(2016)07-0009-05

中图分类号：U213.1+1

文献标识码：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.07.003

Experimental Analysis of Embankment Slope of Expansive Soil Strengthened by Geogrid

QU Meng-fei1， XIE Qiang1， ZHAO Wen1， CAO Xin-wen2

(1.Faculty of Geosciences and Environmental Engineering of Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China;2.School of Civil Engineering， Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China)

Abstract：Centrifuge tests and numerical simulation method are used to study the stability of embankment of expansive soil strengthened by geogrid and obtain design parameters for different failure modes of the embankment slopes. The research results with different reinforcing programs (vertical interval 0.5 m and 1m) show that (1) where the center banking is 10.9 m with slope ratio 1∶1.5， the non reinforced embankment tends to be unstable under natural conditions; (2) when the slope only has shallow failure problem， the stability can be guaranteed by laying 4 meter length and 0.6～0.8 meter interval geogrid; (3) when the slope has overall stability problem， only the geogrid is extended or in full length， the stability of the embankment slope can meet the requirement. Geogrid is effective in reinforcing the road embankment and will be used in the practical engineering widely．

Key words：Expansive soil embankment; Geogrid; Centrifuge test; Numerical simulation