铁路新型整体刚性面板加筋土挡墙现场试验研究

2020-10-17牛笑笛杨广庆周诗广杨国涛王智猛

中国铁道科学 2020年5期

牛笑笛，杨广庆，周诗广，杨国涛，王智猛，王贺

（1.石家庄铁道大学省部共建交通工程结构力学行为与系统安全国家重点实验室，河北石家庄 050043；2.石家庄铁道大学交通运输学院，河北石家庄 050043；3.石家庄铁道大学土木工程学院，河北石家庄 050043；4.中国铁道学会，北京 100844；5.中国国家铁路集团有限公司，北京 100844；6.中铁二院工程集团有限责任公司，四川成都 610031）

近年来，随着我国铁路、公路和机场等交通基础设施的大规模建设，加筋土挡墙以其稳定性好、造价低、占地少和施工便捷的特点得到了广泛的应用［1-2］。我国过去建造的加筋土挡墙以模块式、返包式为主，较少应用整体刚性面板加筋土挡墙。

整体刚性面板加筋土挡墙的设计理念最早由Tatsuoka 教授提出，相应施工技术体系称为RRR工法。此类挡墙通过采用较大刚度的整体墙面板，可增加挡墙整体稳定性［3］。针对整体刚性面板加筋土挡墙的研究，国内外学者已取得了一定的成果。Tatsuoka 等［4-5］从施工方法、设计原理、抗洪能力等方面进行了综合研究，并对其进行了推广应用。Kongkitkul等［6］研究了在全尺度挡墙中土工格栅拉力随时间的变化。Kuwano等［7］分析了地震中挡墙的抗震性能。Uchimura 等［8］进行了预应力作用下挡墙的加载试验，研究了挡墙在横向荷载、纵向荷载作用下的位移变化。徐鹏等［9-10］开展了相应振动台模型试验，得到了地震力作用下的位移、加速度、土压力、筋材拉力的变化规律，并利用双砌块法推导了屈服加速度系数关系式，分析了筋材抗拉强度、筋材布置方式等对屈服加速度的影响。叶观宝等［11］利用Plaxis 对整体刚性面板加筋土挡墙和其他形式加筋土挡墙进行有限元分析，研究面板形式对挡墙力学性能的影响。廖红建等［12］通过模型试验研究了配筋率、铺筋层数等对此类挡墙整体稳定性的影响。陈建峰等［13-14］进行了相同软土地基条件下此类加筋土挡墙和单一柔性墙面加筋土挡墙的离心模型试验，比较分析了2 种挡墙在墙顶均布荷载作用下的工作性状；并基于离心模型试验，采用离散元软件PFC 和有限差分软件FLAC3D分别模拟加筋土挡墙和软土地基，分析其内部、外部稳定性。针对整体刚性面板加筋土挡墙的现有研究多侧重于室内试验与数值模拟，现场试验数据相对较少，对此类挡墙的后续建设指导意义有限。

成昆铁路复线加筋土挡墙为我国在RRR 工法基础上进行改进后建造的铁路新型整体刚性面板加筋土挡墙。本文以此挡墙为工程依托，通过现场原位试验，研究其施工期及工后的基底应力、返包体背部土压力、格栅应变、墙体压缩量和墙面位移的变化规律。

1 工程概况

试验段位于成昆铁路复线（国铁Ⅰ级）DK443+764.81—DK443+894.55 段，基底2 m 换填圆砾石，左右两侧均应用新型整体刚性面板加筋土挡墙，挡墙高度为6.6 m，共铺设22层格栅。具体施工如下。

（1）首先使用C35 混凝土浇筑面板条形基础，之后进行加筋体填筑，待加筋体发生一定变形并相对稳定后，使用C35混凝土浇筑面板，面板浇筑前后如图1所示。浇筑的混凝土砂浆凝固后使面板和返包体连接成为一个整体。通过分阶段施工，减小由于面板和加筋体之间的不均匀沉降而造成的墙面局部破坏［15］。

图1 整体刚性面板加筋土挡墙

（2）格栅竖向间距0.3 m，每1.2 m 进行1 次通铺，使两侧挡墙形成对拉的稳定结构。非通铺格栅长度相等，格栅总长度为10 m，其中每层平铺部分长度为6 m，包裹砾石袋部分长度为1 m，返包回折部分长度为3 m。格栅返包后，用连接棒将返包回折部分与本层平铺部分进行连接，并拉紧、固定。此种连接方式可有效减小填筑期返包体背部因碾压而产生的侧向位移。

（3）在加筋体内预埋直径25 mm 的HPB300镀锌钢筋，钢筋水平间距0.6 m，竖直间距0.6 m。埋入加筋体中的锚固长度为3 m，钢筋末端焊接水平向的镀锌L 型钢（50 mm×50 mm×5 mm），钢筋前端伸出加筋体外，与整体现浇面板的钢筋网连接在一起，起到连接面板与加筋体的作用。

（4）墙面坡率为1∶0.05。面板厚度为0.3 m，内置双层钢筋网，与加筋体采用镀锌钢筋连接。面板施工前，返包砾石袋作为临时面板；面板完成后，砾石袋起到排水和缓冲的作用，并保护面板与钢筋之间的连接。

加筋土挡墙主体施工历时曲线如图2所示，其中加筋体填筑历时103 d，填筑完成后静置55 d，面板浇筑历时35 d。

图2 施工历时曲线

各项工程指标要求如下。

（1）加筋体分层填筑并碾压密实，临近面板1.5 m 范围内使用轻型压实机，1.5 m 范围外使用大型振动压路机碾压，压实度≥92%。填料采用圆砾石，其黏聚力为5 kPa，内摩擦角为38.5°，最优含水率为7.5%，最大干密度为2.31 g·cm-3。

（2）砾石袋采用透水土工袋装填圆砾石，圆砾石级配良好，渗透系数不小于10-3cm·s-1。

（3）土工格栅采用高密度聚乙烯（HDPE）单向拉伸塑料土工格栅，横肋间距为30 cm，纵向抗拉强度为120 kN·m-1，峰值应变为11.5%。

面板完成后共发生2 次地震，第1 次发生在面板完成后20 d（2018年10月31日），震级为5.1级，震源（北纬27.7°，东经102.08°）深度19 km，距离现场约10 km；第2 次发生在面板完成后40 d（2018年11月20日），震级为3.3 级，震源（北纬27.69°，东经102.07°）深度14 km，距离现场约12 km。

2 现场试验测试

对DK443+860 左侧断面进行监测，在第2，6，10，14，17和20层埋设测试传感器。由于墙体的侧向土压力主要由返包体承担，在返包体背部水平和竖直方向安装钢弦式土压力盒，测试垂直土压力和侧向土压力。由于第1层格栅与基础相接，表面不平顺，所以在第2 层水平方向埋设土压力盒，测试基底垂直应力。在格栅上安装柔性位移计，测试格栅变形。在墙面处安装测斜探头，测试墙面位移。在墙顶和基底分别埋设沉降计，测试路中及路肩沉降。传感器布置具体位置如图3所示。

图3 断面及仪器布置（单位：m）

3 加筋土挡墙力学分析

为分析挡墙的内部受力状态及其变形原因，按照每层格栅层数的不同将加筋土挡墙返包体后墙体部分简化为3 个区域，分别为加筋区1（ABFE）、加筋区2（BCGF）、加筋区3（CDHG），如图4所示。图中：加筋区1为墙体内具有返包回折格栅的部分，每层有2 层格栅，宽度为3 m，靠近返包体处使用轻型机械夯实；加筋区2 为加筋区1 后格栅非通铺的部分，宽度为3 m；加筋区3 为墙体只有通铺格栅的部分，宽度为3 m，加筋区2 和加筋区3 均使用重型振动压路机压实；S1代表非通铺的格栅；S2代表通铺的格栅；S3代表返包回折的格栅。

将加筋区1、加筋区2 和加筋区3 单独进行受力分析，各区域受力如图5所示。图中：h1i为各层非通铺格栅的高度；h2i为各层通铺格栅的高度；h3i为各层返包回折格栅的高度；i表示由下到上的格栅层数。

图4 加筋土挡墙分区模型图

各加筋区分别承受土体自重Wj（j=1，2，3），基底对挡墙的支撑力Zj（j=1，2，3），格栅网兜效应产生的合力Fj（j=1，2，3）及格栅产生的截面拉力TAEi，TBFi，TCGi和TDHi。此外，返包格栅对加筋区1 产生拉力Ti（沿筋长方向与返包体呈θ角）。假设墙体内等高处由于土体自重引起的侧向土压力值近似相等，计算受力时可相互抵消，此处不计土体自重引起的侧向土压力。

当发生墙体压缩时，由于格栅层数为加筋区1＞加筋区2＞加筋区3，受网兜效应的影响，墙体压缩量为△hAB＜△hBC＜△hCD。对于3 个区域有以下几种情形。

图5 各区域受力分布

（1）加筋区3 沿其中心线呈对称分布，土体沿中心向加筋区2 挤压，基底产生反向的摩擦力fGH和fHG；加筋区2 对其产生向上的摩擦力fCG和fDH及挤压力。由于由上到下挤压变形逐渐减小，将挤压力近似看做线性分布荷载，以qCG和qDH表示。

（2）加筋区2 受加筋区3 挤压产生向右的基底摩擦力fFG；由于墙体压缩，两侧产生摩擦力fCG和fBF；由于两侧区域的挤压产生线性分布的挤压力qBF和qCG。

（3）加筋区1 受加筋区2 挤压产生向右的基底摩擦力fEF，由加筋区2和返包体产生的侧向摩擦力fAE和fBF及线性分布的挤压力qAE和qBF。

4 测试结果及分析

4.1 基底垂直应力

图6给出了填筑期加筋区1 和加筋区2 基底垂直应力沿格栅铺设方向的分布曲线。

图6 不同填筑高度下基底垂直应力沿格栅铺设方向的分布曲线

由图6可知：随填筑高度的增加，土体自重W1和W2增加，导致基底垂直应力逐渐增大；基底应力沿筋长方向呈非线性分布，在加筋区1中部和加筋区2 中部分别出现峰值；每层填筑压实之后，格栅层数越多变形越小，填筑时压缩变形量加筋区3＞加筋区2＞加筋区1，从而使加筋区3 挤压加筋区2，加筋区2挤压加筋区1。挤压力qAE和qBF使加筋区1产生向下的土拱效应，使其中部出现应力峰值，并大于土体自重计算值。同理，挤压力qBF和qCG使加筋区2 产生向下的土拱效应，使其中部产生应力峰值。临近返包体的基底垂直应力相对较小，是由于返包格栅的网兜效应产生对其上覆填土的托举力和外加返包体对临近填土向上的摩擦力fAE导致的。

图7给出了从填筑开始到工后一段时期挡墙基底距返包体不同距离处垂直应力随时间的变化曲线。由图7可知：填筑期，由于上覆填土的增加，基底垂直应力随填筑时间的增加而增大；填筑完成之后，返包体后基底垂直应力随时间而下降，远离返包体区域的基底垂直应力随时间而上升；填筑完成直到面板浇筑后的一段时间，由于土体的回弹，格栅发生收缩，返包格栅被拉紧，从而对其上覆填土的托举力增强，致使返包体后基底垂直应力下降；格栅收缩，格栅网兜效应产生的合力F1和F2减小，从而基底其他部位垂直应力增大；经过2 次地震，基底垂直应力略有增长，最大增长4.9%。由于通铺格栅的对拉作用，使两侧挡墙形成稳定的整体结构，对墙内土体进行有效围箍；发生地震后，由于地震波的冲击，使墙内土体整体趋于密实，从而使基底垂直应力增长。

图7 距返包体不同距离处基底垂直应力随时间变化曲线

4.2 返包体背部土压力

图8—图11分别给出了返包体背部水平土压力、垂直土压力随填筑高度的变化曲线及填筑完成后沿墙高的分布曲线（图9、图11中时间以面板施工完成开始计算）。

由图8—图11可知如下结果。

图8 填筑时返包体背部水平土压力随填筑高度变化曲线

图9 填筑完成后返包体背部水平土压力沿墙高分布曲线

图10 填筑时返包体背部垂直土压力随填筑高度变化曲线

图11 填筑完成后返包体背部垂直土压力沿墙高分布曲线

（1）施工期，返包体背部水平土压力和垂直土压力随填筑高度的增加而逐渐增大，增加速率逐渐降低，最后土压力有减小的趋势。土压力增长速率降低直至减小，主要由于在填筑过程中3个区域产生一定的压缩量，对返包体产生挤压作用。在土体挤压作用下，返包体产生水平位移，使土压力得到释放。

（2）施工完成后，返包体背部水平土压力和垂直土压力沿墙高呈非线性分布。挡墙上部水平土压力实测值接近郎肯主动土压力计算值，下部小于计算值，面板浇筑完6 个月后实测值为计算值的37.6%～90.6%。垂直土压力实测值接近或大于土体自重计算值，面板浇筑完6个月后实测值为计算值的71.1%～163.0%。在面板浇筑前，主要靠返包体作为临时面板，填筑体并非整体结构，每层加筋土作为独立结构存在，由于每层结构的独立性，返包体产生不同的水平位移，不同高度处返包体背部土压力得到不同程度释放，再加上返包格栅拉力Ti和侧向摩擦力fAE的作用，使土压力分布呈非线性。挡墙上部填筑时间短，返包体产生位移相对较小，使其实测值接近或大于计算值，挡墙下部填筑时间长，返包体产生位移相对较大，使其实测值小于计算值。返包体背部土压力较大，可增强背部填土的刚度和强度，有效减小墙体的水平变形，增加挡墙整体稳定性。

（3）发生2 次地震后，挡墙整体沉降增加，墙面板外移，水平土压力减小3.6%～20.0%，竖直土压力减小2.0%～7.9%。随后，返包体背部土压力有所增长，主要因为此段时间墙面板有所内倾，并且挡墙为双侧对拉的稳定结构，在墙后土体固结沉降过程中，土压力增大。

4.3 土工格栅应变

图12—图17分别给出了第2，6，10，14，17和20层土工格栅应变分布曲线。

图12 第2层土工格栅应变分布曲线

图13 第6层土工格栅应变分布曲线

由图12—图17可知如下结果。

图14 第10层土工格栅应变分布曲线

图15 第14层土工格栅应变分布曲线

（1）每层土工格栅沿格栅铺设方向呈非线性分布。第2 和第6 层土工格栅应变呈现双峰，峰值出现在距返包体0 和3.6 m 处。第10，14，17 和20层土工格栅呈单峰，峰值出现在距返包体3.6 m处。0 m 处出现峰值主要是因为返包体基底与加筋区1 基底存在差异沉降，使格栅拉力TAEi和Ti增加，从而应变增加。3.6 m 处出现峰值主要是因为加筋区2 和加筋区1 存在差异沉降，且加筋区2 内部由于两侧的挤压产生向下的土拱效应，增加了加筋区2 格栅拉力TBFi，从而应变增加。加筋区1 时双层格栅承受拉力，加筋区2 是单层格栅承受拉力，所以应变峰值主要出现在加筋区2。

图16 第17层土工格栅应变分布曲线

图17 第20层土工格栅应变分布曲线

（2）每层格栅应变随着上覆填土高度的增加而增大，而后应变增长速率逐渐减小，格栅应变增长速率由20%逐渐降至3.6%。填土所产生的垂直应力通过每层格栅时由于格栅的网兜效应而产生应力重分布并有所减小。格栅层数越多，上覆填土产生的垂直应力到达相应格栅层时削弱也就越强，格栅应变的增长速率也就越小。

（3）从墙体底层到顶层，格栅应变随时间变化的速率逐渐增大，从第2 层至第20 层，应变变化率最大值从0.02% d-1升至0.35% d-1。主要是因为挡墙下部土体随着上覆填土的增多及时间的增加，逐渐压密固结，使处于下部的格栅应变变化速率小。而挡墙高度越高，土体压密程度越低，格栅的应变变化速率越大。

（4）格栅应变随时间呈双峰变化，墙体内格栅最大应变值为0.66%，远小于格栅峰值应变，亦小于文献［16—18］中所研究的其他类型挡墙的格栅应变。土体填筑瞬间，土工格栅产生瞬间弹性变形。填筑完成到面板浇筑完成，土体内部发生回弹，格栅产生微量收缩，格栅应变相对填筑完成时减小了14%～26%。面板浇筑完成后，由于2次地震产生的瞬时地震波增加了土体的密实度，使格栅应变增长了2.6%～32%；达到峰值后格栅应变降低可能是因为地震荷载产生的土体压密作用使格栅应变到达一定值后，格栅产生了应力松弛，或者因为此段时间墙体内部温度降低，从而导致格栅收缩。

4.4 基底及墙顶沉降

图18给出了填筑期基底沉降随填筑高度变化。由图18可知：

（1）随着填筑高度的增加，基底沉降逐渐增加，且增加速率逐渐减小。填筑期结束，路肩基底沉降达到10.4 mm，路中基底沉降达到7.6 mm。沉降速率减小主要由2 方面原因造成：一方面，随着时间的增长，基底及以下土层逐渐发生固结；另一方面，随填筑高度的增加，格栅网兜效应产生的合力F1，F2和F3的增长速率分别大于土体自重W1，W2和W3的增长速率。每填筑新的1层，土体自重应力都需要多经过1 层格栅才能传递到基底，因此逐渐降低了填土自重应力在基底产生的影响，使其沉降速率降低。

（2）路肩基底沉降大于路中基底沉降。加筋区2 中部由于两侧挤压力qAE和qBF的作用，产生向下的土拱效应，此处基底应力大于土体自重且大于路中基底应力，致使沉降大于路中。

图18 基底沉降随填筑高度的变化

图19给出了基底及墙顶的工后变形和墙体压缩量。由图19可知如下结果。

（1）挡墙施工完成后，基底沉降在5 mm 以内，远小于墙顶沉降。这是由于基底的沉降主要发生在挡墙填筑期，填筑完成时已发生一定程度固结，工后主要为挡墙自身的固结沉降。

（2）路中墙体压缩量大于路肩墙体压缩量。面板浇筑完成时，路中墙体压缩量达到7.1 mm，路肩墙体压缩量达到4.6 mm，随后墙体压缩量逐渐趋于稳定。路中属于加筋区3，只有通铺的格栅，格栅网兜效应产生的合力F3较小，土体易发生沉降；而路肩属于加筋区1，每层均有双层土工格栅，格栅网兜效应产生的合力F1较大，土体不易发生沉降。

（3）面板完成前，返包体作为临时面板，产生的水平位移较大，致使墙体压缩量较大；面板完成后，对墙体产生了围箍的作用，使墙体压缩量逐渐趋于稳定。发生2 次地震后，使路中墙体压缩量增加0.2 mm，路肩墙体压缩量增加0.8 mm。墙体压缩量略有增大主要是由于地震波的震荡作用使土体密实，并使孔隙水压力消散，而后产生固结沉降所致。

4.5 墙面水平位移

图20给出了挡墙面板浇筑完成后，不同时期的墙面水平位移。由图20可知：在面板浇筑完成后，墙面位移极小，总体在1 mm 范围之内。发生2 次地震后，面板发生外移，位移最大值为0.26 mm。达到3 个月时，面板发生了内倾，主要由于面板和返包体组合和加筋区1的基底差异沉降所造成。随后，当S3与S1和S2三角夹层区域中的土体压实度趋于稳定后，由于墙体压缩，面板再次发生外移。