2019, Vol. 42
2. 重庆交通大学 河海学院, 重庆 400074;
3. 中交二航局第二工程有限公司, 重庆 401120;
4. 中交二公局隧道工程有限公司, 西安 710075
2. College of River & Ocean Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, P. R. China;
3. China Communications 2nd Navigational Bureau 2nd Engineering Co. Ltd, Chongqing 401120, P. R. China;
4. China Communications Second Public Bureau Tunnel Engineering Co., Ltd., Xi'an 710075, P. R. China
土工袋是利用土袋装填砂土、碎石、建筑垃圾等经封口而成的袋装体，具有承载力高[1-2]、减震效果明显[3-5]、防冻胀性能良好[6]和耐腐蚀[7]等优点，被广泛应用于软土路堤加筋、地基加固、边坡治理等领域[8]。近年来，Matsuoka与刘斯宏对土工袋工作机理及工程特性进行了深入研究[9]，在此基础上直接将土工袋构筑挡土墙治理边坡工程。国内外学者通过理论推导[10-11]、试验研究[12-13]以及数值计算[4]的方法对土工袋挡墙进行了研究，内容主要集中于挡墙位移模式[14]、土压力计算及分布方面[11]。土工袋挡墙依靠土工袋体之间的摩擦力抵抗墙后土压力，但墙体由于顶部压重较轻而产生层间滑移，造成挡墙失稳破坏[12]。为解决传统土工袋挡墙袋体滑移问题，徐文杰等采用鑫三角系统构建了土工袋挡土墙[15]；郑斌采用不锈钢扎带将土工袋连接起来，提出了连接式土工袋挡土墙结构[16]。黄小元在土工袋挡土墙的基础上提出了返包土工袋式加筋土结构[17]。这些结构中土工袋体之间均采用连接扣进行机械连接，以此降低袋体层间滑移，但存在连接扣连接较为困难和需多次施加预紧力的问题，且墙体顶部袋体之间未增强摩擦力。
笔者在传统土工袋挡墙的基础上，提出了能够控制墙体变形的被动应力式挡墙[18]，为更容易在试验过程中实现挡墙控制变形的性能，提出了土工袋一体化柔性挡墙。结合室内模型试验，研究挡墙水平承载力及墙体变形规律，并对挡墙进行了稳定性分析，揭示了挡墙水平承载力机制及变形机理，为设计挡墙结构形式提供相应的参考。
1 挡墙结构形式土工袋一体化柔性挡墙结构是在传统土工袋柔性挡墙结构的基础上加以改进，通过调整挡墙自身的结构，利用墙后土压力提高挡墙的局部或整体稳定性的一种新型挡墙。如图 1和图 2所示，挡墙结构由多个土工袋组成的墙体和受拉装置构成，其中受拉装置包括受拉杆和上下受压垫板，受拉杆件之间采用焊接或套筒连接，而与受压垫板之间采用螺母连接，可根据实际情况沿柔性分割体长边方向按照一定距离设置多排受拉装置。
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图 1 土工袋一体化柔性挡墙结构模型 Fig. 1 Structure model of integrated retaining wall constructed with soilbag |
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图 2 土工袋一体化柔性挡墙结构内力图 Fig. 2 Structure internal force diagram of integrated retaining wall constructed with soilbag |
当墙体被动受力(土压力)时，挡墙中的受拉杆会相应产生拉应力，通过墙顶和墙底的受压垫板可将产生的拉应力以拉反力方式传递给墙体，提高了一体化挡墙的整体性。拉应力增加的同时土工袋之间的正应力增加，可有效阻止土工袋的滑动，提高挡墙的局部变形能力。随着土压力增加，通过上述的应力传递可进一步提高挡墙的整体性和局部抗变形能力，形成了良性循环。当墙后土体的土压力足够大，导致挡墙产生整体滑移和倾覆时，可考虑在维持挡墙躯体体积不变时，在墙后铺设加筋材料等简单措施来提高挡墙的抗变形能力和稳定性。
2 模型试验 2.1 试验模型为了研究土工袋一体化柔性挡墙的承载力机制和变形机理，进行了室内小比例模型试验。在设计模型试验时，为了使模型试验很好地对原型进行再现并将试验结果应用到所模拟的原型系统中，试验模型与原型需要保持一定的比例关系。由于试验模型的设计参数与原型参数完全满足相似关系非常困难，根据筋材的强度相似和土工袋尺寸相似设计模型试验[19]。筋材采用纱窗网模拟，其中5 cm带宽的筋材抗拉强度σ=25.3 kN/m，工程常用的土工格栅抗拉强度为50~200 kN/m，取相似比为1:10。
为了使模型结构尺寸的相似比与筋材强度的相似比保持相同，试验所用模型箱是四面封闭式的长方体装置，如图 3所示。该装置的尺寸为75 cm(长)×45 cm(宽)×50 cm(高)。模型箱侧壁采用凡士林和保鲜膜进行光滑处理，减少侧壁对墙体的影响。其中，实际采用尺寸为42 cm(长)×15 cm(宽)×10 cm(高)的尼龙袋子模拟土袋，工程常用土工袋大小为100 cm(长)×100 cm(宽)×100 cm(高)，取相似比为1:10；土工袋的填料和墙背回填土采用砂土，取相似比为1:1。
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图 3 模型试验装置图 Fig. 3 Device diagram of model test |
由于挡墙竖向稳定性强，竖向加载使挡墙发生破坏难度较大。为使挡墙发生破坏，模型试验的加载采用水平和竖向方式。如图 4所示，采用可拆卸砂土堆载模拟活载或建筑物等的竖向荷载，堆载底面的尺寸为45 cm(长)×10 cm(宽)。
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图 4 竖向荷载加载模型图(单位：cm) Fig. 4 Model diagram of vertical load |
由于墙背施加水平荷载难度较大，试验通过千斤顶抬升模型箱后缘，运用砂土在垂直面板方向的重力分力Wx，模拟墙后填料的水平荷载，如图 5所示。
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图 5 水平荷载加载模型图(单位：cm) Fig. 5 Model diagram of horizontal load |
根据国内外学者在土工合成材料与填料特性的研究[20]，选用砂土作为填料。砂土的物性试验包括筛分试验、比重试验、击实试验和直接剪切试验，具体步骤及数据处理参照《土工试验方法标准》[21]，其中物理力学参数如表 1所示。
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表 1 砂土的物理力学性质 Table 1 Physical and mechanical properties of sand |
砂土的颗粒级配试验采用筛分法，颗粒级配曲线如图 6所示。砂土的击实试验采用轻型标准击实仪进行试验，密度试验采用环刀法测量，比重试验采用比重瓶法测定，直剪试验采用应变控制式直接剪切仪测定，抗剪强度曲线如图 7所示。
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图 6 填料颗粒级配曲线 Fig. 6 Particle size distribution curve |
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图 7 填料的抗剪强度曲线 Fig. 7 Shear strength curve of filler |
纱窗作为试验筋材，其尺寸为20 cm(长)×5 cm (宽)，在万能试验机上进行标准拉伸试验，试验结果如图 8所示。筋材的线弹性模量Et根据以下公式计算：
| $ Et = \frac{{\sigma \cdot t}}{\varepsilon } = \frac{{{F_N}}}{{b \cdot \varepsilon }}, $ | (1) |
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图 8 筋材的应力应变曲线 Fig. 8 Stress-strain curve of reinforcement |
式中：FN为施加的拉力值；b为筋材宽度；ε为筋材的应变；t为筋材厚度。
计算得到筋材的平均线弹性模量Et为26.3 kN/m，筋材厚度t为0.1 cm。
试验受拉杆采用绑扎带进行模拟，其尺寸为20 cm(长)×0.5 cm (宽)，在万能试验机上进行标准拉伸试验，试验结果如图 9所示。通过式(1)计算受拉杆的平均线弹性模量Et为750 kN/m，实际工程中常用受拉杆弹性模量的相似比为1:10，受拉杆厚度t为0.1 cm。
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图 9 受拉杆的应力应变曲线 Fig. 9 Stress-strain curves of steel bars |
为研究土工袋一体化柔性挡墙结构的性能，文中采用工况一(无受拉装置、无筋材)、工况二(有受拉装置、无筋材)、工况三(有受拉装置、有筋材)3种工况进行对比，试验方案如表 2所示。其中，工况一与工况二对比研究挡墙结构对墙面变形和墙体承载力的影响，工况二与工况三对比分析挡墙加筋对墙面变形和墙体承载力的影响。
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表 2 挡墙试验方案 Table 2 Experimental scheme of retaining wall |
试验中土工袋一体化柔性挡墙的变形情况由墙面中心轴到试验模型箱底边边缘的距离Si表示。试验挡墙填筑完成后，测量墙面中心轴位置与试验模型箱底部边缘的距离为变形初始值S1；施加荷载后，测得中心轴与边缘的距离S2与基准值S1的差值即为墙体的变形量Δdj。试验测点布置如图 10所示。
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图 10 墙面位移测点位置图(单位：cm) Fig. 10 Location of wall displacement measurement point |
考虑不同荷载作用下，墙体发生变形，使受拉装置产生应力，其应力可通过应变片测得。为消除弯矩对应变测量的影响，试验应变片采用对称贴片方式，其位置如表 2中工况二所示。根据《公路加筋土工程设计规范》[22]，筋材长度取为25 cm。结合重力式挡墙最大变形在挡墙高度H/3处，在相应位置筋材的中轴线上贴应变片，且4个测点A、B、C、D距墙面的水平距离分别为2、9、16、23 cm，如表 2中工况三所示。
2.5 试验步骤1) 为了将千斤顶安放在模型箱底部后缘中心，在模型箱底部4个顶角位置安装预制垫块至初始高度，如图 7所示。将土工袋充填砂土并依次堆叠制作挡墙墙体，并在相应位置安装受拉装置，最后装填墙后回填土。试验前采用应变片和千分尺分别测量筋材、受拉装置的初始应变εr1、εj1和墙面初始变形S1。
2) 试验开始时，在试验模型顶部施加0.5 kN的竖向荷载，施加方法如图 5所示，待挡墙稳定后测量筋材和受拉装置的应变εr2、εj2，挡墙墙面变形S2。此时，所测筋材应变变化量为εr2-εr1(即Δεr1)，受拉装置的应变为εj2-εj1(即Δεj1)，墙体变形量为S1-S2(即Δd1)。
3) 撤去竖向荷载，用千斤顶将墙体依次抬升4、8、12 cm…，以模拟不同大小的水平荷载。在每级荷载作用下，待挡墙稳定后，分别测得筋材、受拉装置应变及墙面变形。
4) 千斤顶持续抬升，水平荷载逐渐增加，直至挡墙破坏，试验结束。
3 试验结果及分析 3.1 墙面变形的分析表 3对比了不同工况下墙面变形和墙体破坏，工况一(土工袋挡墙)墙体控制变形的能力比较低，墙面的变形量随着千斤顶抬升高度增加而增加。当抬升高度达到12 cm时，挡墙发生局部破坏，墙面顶端水平变形量达到1.6 cm；工况二(一体化柔性挡墙)挡土墙控制变形的能力显著提升，当抬升高度达到12 cm时，墙面顶端的水平变形量为0.34 cm，相比工况一减少78.7%，这是由于土工袋体之间产生了一体化的效果。当抬升高度达到16 cm，挡墙才发生破坏，其破坏类型为整体破坏；工况三(加筋一体化挡墙)在工况二基础上进行了加筋强化，其控制墙面变形能力更强。当抬升高度达到12 cm时，墙面顶端的水平变形量仅为0.23 cm，相比工况一减少85.6%，这是由于筋材和墙体产生了一体化的效果，可显著提高墙体抵抗变形的能力。当抬升高度达到28 cm时，挡墙才发生破坏，其破坏类型为整体破坏。
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表 3 不同工况墙面变形及墙体破坏类型图 Table 3 Wall deformation and wall damage patterns under different working conditions |
墙体破坏时墙面变形量均为下小上大，且在墙面靠下部土工袋接触面处变形量有减小趋势，特别是工况二和工况三减小趋势较明显。这是由于土工袋依靠接触面间产生的摩擦力相互约束维持稳定，当工况二和工况三墙面变形引起受拉装置产生反力，增加接触面摩擦力，故减小趋势明显。
3.2 受拉装置的应力分析如图 11所示，随着模型箱抬升高度的增加，受拉装置应力均出现先增大后减小的现象，其中，工况二、工况三所产生的最大应力分别为560 kPa和630 kPa。这是由于随着模型箱的抬升，作用于墙背侧向土压力不断增加，墙体发生变形，使受拉装置应力增大。当模型箱倾斜到一定角度后，挡墙位移增大，侧向土压力减小，则受拉装置应力相应减小。
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图 11 受拉装置在不同荷载条件下应力变化图 Fig. 11 Stress change of tensile device under different load conditions |
如图 12所示，随着模型箱抬升高度的增加，筋材应力先增大后减小。这是因为随着模型箱的抬升，墙体变形增加，筋材应力增大。但当模型箱抬升到一定高度，填土沿滑移面产生破坏，筋材发生向墙体方向移动，故应力减小。
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图 12 不同荷载作用下筋材的应力变化图 Fig. 12 Reinforcement stress change under different load |
此外，沿筋材方向应力出现先增大后减小，筋材应力成单峰值分布，如图 13所示。这主要是由于侧向土压力对墙体附近产生的应力峰值，应力单峰值情况与文献[23]试验结果一致。
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图 13 沿筋材方向的应力变化图 Fig. 13 Stress change along direction of reinforcement |
随着模型箱抬升高度不断增加，墙后土体侧向土压力不断增大，造成挡墙产生滑移破坏或倾覆破坏。文中对3个工况中的挡墙在每一级荷载作用下进行抗滑移和抗倾覆稳定性计算，计算方法如下。
由图 14可知，所求滑体自重为
| $ w = 0.5\gamma {H^2}{\rm{cot}}\theta + q, $ | (2) |
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图 14 土压力计算图 Fig. 14 Calculation diagram of earth pressure |
式中：H为墙体的高度，m；γ为砂土的天然重度；θ为滑动面与水平面的夹角，(°)；q为上部荷载，kN。
滑块对墙面土压力为
| $ E = \frac{{w\;{\rm{sin}}(\theta - \varphi )}}{{\sin (\theta - \varphi + \alpha - \delta )}}, $ | (3) |
式中：φ为砂土的内摩擦角，(°)；α为墙背与墙底水平投影的夹角，(°)；δ为墙背与岩土的摩擦角，取内摩擦角的0.33倍，(°)。
由于筋材的抗拉强度较高，筋材与砂土的综合摩擦系数计算公式为
| $ f = {\rm{tan}}\varphi , $ | (4) |
筋材的拉力计算为
| $ L = {L_{i1}} + {L_{i2}}, $ | (5) |
| $ {L_{i1}} = \frac{{{h_i}}}{{{\rm{tan}}\theta }}, $ | (6) |
| $ {T_f} = 2f{\sigma _v}b{L_{i2}}, $ | (7) |
式中：f为综合摩擦系数；σv为筋材竖向正应力，kPa；b为筋材的宽度，m；L为筋材的长度，m；Li1为筋材自由段；Li2为筋材的锚固段；hi为筋材位置距墙体底端的垂直距离。
在每一级荷载作用下改变θ的大小，利用式(2)和式(3)试算砂土对挡墙的土压力E，取其最大值作为该级的土压力，通过式(7)计算每层筋材的拉力。为了确定挡墙底端袋体与砂土之间的摩擦系数，根据设计手册[24]，其摩擦系数μ为0.4。最后，根据《建筑边坡工程技术规范》[25]中求解重力式挡墙稳定性的相关公式可得出挡墙的抗滑移稳定性系数、抗倾覆稳定性系数，其计算结果如表 4所示。
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表 4 挡土墙稳定性验算 Table 4 Calculation of stability of retaining wall |
由表 4可知，随着挡墙抬升高度增加，挡墙抗滑移和抗倾覆稳定性降低，这是由于抬升高度增加，墙后侧向土压力增加，故挡墙稳定性降低；工况一抬升高度达到12 cm时，抗滑移稳定性系数、抗倾覆稳定性系数分别为1.34和1.99，此时挡墙发生局部破坏。工况二抬升高度达到16 cm时，抗滑移稳定性系数、抗倾覆稳定性系数分别为1.22和1.82，此时，挡墙发生整体破坏，且工况一和工况二在每一级荷载下稳定性相同，这说明受拉装置对墙体稳定性的影响较少，但能提高墙体的整体性；工况三抬升高度达到16 cm时，抗滑移稳定性系数为2.41，相比工况二提高97.5%；抗倾覆稳定性系数为2.92，相比工况二提高了60.4%，这表明筋材与墙体产生一体化的效果，能显著提高挡墙的稳定性和整体性。当抬升高度达到28 cm时，挡墙的抗滑移稳定性系数、抗倾覆稳定性系数分别为1.49和1.83，挡墙发生整体破坏。此时，挡墙的抗滑移稳定性系数大于1.3，抗倾覆稳定性系数大于1.6，这是由于模型箱侧面对墙体的摩擦不可能完全消除，故挡墙破坏时的稳定性系数大于重力式挡墙的安全系数；3个工况中的挡墙破坏时，挡墙的抗滑移稳定性系数和抗倾覆稳定性系数均接近重力式挡墙的安全系数，因此，用这种方法对土工袋柔性一体化挡墙进行稳定性分析是切实可行的。
4 结论1) 在传统土工袋挡墙结构的基础上，优化墙体结构形式，提出了一种土工袋一体化柔性结构挡墙。
2) 通过模型试验表明，在水平荷载作用下，新型挡墙墙面变形及水平承载力性能与土工袋挡墙结构相比分别具有明显的降低和显著的提高。墙体抵抗变形能力增强，土工袋体之间产生了一体化的效果。
3) 通过对受拉装置的应力和墙面位移分析可知，当侧向土压力作用于挡墙时，受拉装置产生变形反作用于土工袋，增加土工袋之间摩擦力，从而控制墙面变形，且墙面变形量存在下小上大的分布规律。
4) 根据不同工况挡墙的稳定性分析发现该挡墙整体性较强。在维持挡墙结构和体积不变时，还可通过加筋方式进一步提高挡墙的水平承载力和稳定性，此时墙体与筋材一体化效果更加明显。
5) 通过库伦土压力理论及加筋理论分别计算土压力和筋材的拉力，结合重力式挡墙稳定性计算理论，提出了一种土工袋一体化柔性挡墙稳定性计算方法。该方法具有简单适用的特点，能够与实测结果较好吻合。
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