姜 炯， 黃 金

(同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系，上海 200092)

0 引言

軟土地區(qū)，加筋土擋墻的施工，會(huì)在地基中產(chǎn)生大量超孔隙水壓力.由于地基土為軟土，其滲透系數(shù)較小，需要很長(zhǎng)的時(shí)間完成固結(jié)，導(dǎo)致?lián)鯄Φ墓ず笞冃屋^大，影響其正常使用，因此有必要對(duì)地基土排水固結(jié)的影響深入研究.

離心模型試驗(yàn)?zāi)茌^好的模擬土體的自重應(yīng)力場(chǎng)，在研究加筋土擋墻變形破壞方面已得到了廣泛應(yīng)用.而現(xiàn)有的離心試驗(yàn)研究多集中于筋材的加筋效果、擋墻的破壞形態(tài)等[1－3]，均未考慮擋墻下方的地基土，關(guān)于地基土排水固結(jié)對(duì)擋墻變形的影響研究甚少.

本文針對(duì)上海某高填方工程中運(yùn)用的包裹式加筋土擋墻(下文中以擋墻指代)，設(shè)計(jì)了離心模型試驗(yàn)，旨在探討擋墻的變形規(guī)律、地基土固結(jié)對(duì)其工后變形的影響，為今后的類似工程提供參考.

1 離心機(jī)模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

使用同濟(jì)大學(xué)TLJ－150復(fù)合型巖土離心試驗(yàn)機(jī)，如圖1，其試驗(yàn)最大容量為150g.t.模型箱尺寸為900×700×700(長(zhǎng)×寬×高)，一側(cè)為有機(jī)玻璃板，并可在掛斗側(cè)面設(shè)置攝像頭，透過有機(jī)玻璃對(duì)土體的變形進(jìn)行觀測(cè).根據(jù)模型箱尺寸大小，模型與原型幾何相似比例確定為n=40.

圖1 TLJ－150巖土離心試驗(yàn)機(jī)

1.2 試驗(yàn)材料

1.2.1 加筋材料確定

離心模型試驗(yàn)中，加筋材料通?？梢酝ㄟ^控制方程或量綱分析推導(dǎo)得出[4，5]，其相似條件為:

式中，E為筋材的彈性模量，t為筋材厚度，下標(biāo)m，p分別表示模型與原型，n為模型相似比.

本高填方工程中所用的為武漢坦薩公司生產(chǎn)的Tensar B型土工格柵，其抗拉強(qiáng)度為30kN/m，初始拉伸模量Ep=760kN/m，在6m高的擋墻中每40cm鋪設(shè)一層土工格柵，共15層.

綜合考慮模型相似比、材料穩(wěn)定性、制樣操作空間等因素，最終選定聚丙烯腈綸濾網(wǎng)作為替代筋材，其初始拉伸模量為Em=58kN/m.

表1 粉質(zhì)粘土的物理性質(zhì)指標(biāo)

1.2.2 試驗(yàn)土料

模型地基土及回填土均取自施工現(xiàn)場(chǎng)，為②層粉質(zhì)粘土，表1給出了其主要物理性質(zhì)指標(biāo).

砂墊層材料采用福建平潭標(biāo)準(zhǔn)砂，其基本物理性質(zhì)指標(biāo)為比重Gs=2.643，最大干密度ρdmax=1.74g/cm3，最小干密度ρdmin=1.43 g/cm3，最大孔隙比emax=0.848，最小孔隙比emin=0.519，平均粒徑d50=0.34mm，不均勻系數(shù) Cu=1.542，曲率系數(shù)Cc=1.104.

1.3 試驗(yàn)方案

首先在模型箱側(cè)壁涂上硅油，并在上面鋪設(shè)聚四氟乙烯薄膜以減少摩擦.地基土按飽和土分層制樣，并在離心機(jī)40g狀態(tài)下固結(jié)，固結(jié)后測(cè)得其含水率為30.9%，與現(xiàn)場(chǎng)的地基土含水率32.5%非常接近.回填土按最優(yōu)含水率分層制備，控制壓實(shí)度為0.9.預(yù)填土內(nèi)的砂墊層厚為2cm，并在其中通長(zhǎng)鋪設(shè)一層筋材.擋墻中筋材每隔3cm鋪設(shè)一層，共5層，并預(yù)留出約為10cm長(zhǎng)的返包段，用訂書針與上一層筋材固定.

圖2 模型布置示意圖(單位:mm)

圖3 擋墻頂部的豎向位移變化曲線

試驗(yàn)分兩級(jí)加載，第一級(jí)為20 g，加速度穩(wěn)定后運(yùn)行5min，第二級(jí)為40 g并保持不變，以模擬擋墻在地基土排水固結(jié)情況下的長(zhǎng)期變形.本試驗(yàn)共設(shè)置6個(gè)差動(dòng)式位移計(jì)，分別測(cè)量擋墻頂部的豎向位移及返包平面的水平位移.為觀測(cè)擋墻內(nèi)部土體變形，在筋材靠近有機(jī)玻璃板處粘貼若干L型塑料薄片作為標(biāo)識(shí).模型的尺寸和各測(cè)量?jī)x器布置見圖2.

2 模型試驗(yàn)結(jié)果及分析

本節(jié)所列的試驗(yàn)數(shù)據(jù)均為通過相似比換算到原型后的結(jié)果.

2.1 擋墻的變形

圖3，圖4分別給出了模型試驗(yàn)中擋墻頂部的豎向位移及返包平面的水平位移變化隨時(shí)間的變化曲線.

圖4 擋墻返包平面的水平位移變化曲線

圖5 擋墻返包段試驗(yàn)前后照片對(duì)比

當(dāng)離心機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)780s時(shí)，加速度達(dá)到40 g，模擬擋墻施工完畢，此時(shí)擋墻產(chǎn)生較大變形，距離返包平面越近，頂部豎向沉降越大.而擋墻返包平面的累計(jì)水平位移隨擋墻高度的增加而增大，其變形規(guī)律與文獻(xiàn)[6]結(jié)論相類似.

780s之后，離心機(jī)在40 g狀態(tài)下繼續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)，地基土開始排水固結(jié)，擋墻變形進(jìn)一步加大.此階段發(fā)生的工后變形以沉降為主，仍然是靠近返包平面處的沉降更大，而返包平面處的水平位移變化較小.

隨著固結(jié)時(shí)間的增加，地基土中超孔隙水孔壓逐漸消散，擋墻頂部的豎向位移及返包平面的水平位移增加速率放緩，擋墻的變形也趨于穩(wěn)定.

通過圖5可發(fā)現(xiàn)，固結(jié)過程中不斷有孔隙水從地表排出，而擋墻呈整體變形，產(chǎn)生了一個(gè)穿越筋材加固區(qū)的準(zhǔn)圓弧滑動(dòng)面，滑動(dòng)面后緣位于筋材加固區(qū)外側(cè)，并逐漸形成一條較深裂縫.

試驗(yàn)結(jié)束后發(fā)現(xiàn)，擋墻返包平面的二、三層筋材交界處，土體有明顯的側(cè)向鼓出，原因可能是由于筋土界面處，土體所提供的摩擦力不足，導(dǎo)致第三層筋材被拔出.

2.2 土壓力

圖6的結(jié)果顯示，TY1，TY3測(cè)量值與無(wú)加筋時(shí)的理論值非常接近，而與之同一水平位置的TY2，TY4測(cè)量值較小.這是因?yàn)榘降慕畈慕o擋墻提供側(cè)向約束的同時(shí)，在擋墻內(nèi)部的加筋區(qū)域產(chǎn)生了網(wǎng)兜效應(yīng)[7]，改變了擋墻中垂直應(yīng)力分布，減少了由于土體自重作用而產(chǎn)生的垂直土壓力.豎向土壓力的分布規(guī)律與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)基本一致.

圖6 土壓力變化曲線

3 結(jié)論

本文通過離心模型試驗(yàn)，研究了包裹式加筋土擋墻在考慮地基土排水固結(jié)情況下的長(zhǎng)期變形.試驗(yàn)中得出的結(jié)論如下:

(1)在軟土地區(qū)設(shè)計(jì)建造包裹式加筋土擋墻時(shí)，需考慮由軟土地基固結(jié)導(dǎo)致的擋墻長(zhǎng)期變形.施工完畢后，擋墻的側(cè)向位移基本完成，工后變形以沉降為主，約占總沉降量的25%;而隨著地基土的固結(jié)，工后沉降不斷增加，但增加速率逐漸放緩，擋墻變形趨于穩(wěn)定.

(2)包裹式加筋土擋墻中，筋材不僅能為擋墻提供側(cè)向約束，還能調(diào)整土體中應(yīng)力分布，使擋墻土體變形更加均勻.

(3)筋材有從回填體中被拔出破壞的可能性，設(shè)計(jì)加筋土擋墻時(shí)，需要驗(yàn)算筋材拔出破壞的安全性.

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