李 波，徐麗珊，龔壁衛(wèi)，俞武華

(1.長江科學院水利部巖土力學與工程重點實驗室，武漢 430010;2.中交第二航務(wù)工程勘察設(shè)計院有限公司，武漢 430071)

1 研究背景

加筋土技術(shù)通過在土體內(nèi)鋪設(shè)或摻加土工合成材料來改善土體強度，因其具有美觀、安全性高、施工方便、抗震性能高等優(yōu)點，已成為高陡邊坡設(shè)計的主要結(jié)構(gòu)形式之一［1］。但加筋邊坡設(shè)計理論和設(shè)計方法尚未成熟，無法準確分析加筋邊坡的變形和破壞機理。離心模擬技術(shù)通過高速旋轉(zhuǎn)的離心場模擬重力場，在研究重力作用占主導作用的邊坡問題中具有獨特的優(yōu)勢。目前，國內(nèi)外諸多學者已開展了加筋邊坡離心模型試驗，并進一步與數(shù)值分析方法進行對比驗證。

離心模型試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的分析方法更利于研究高陡加筋邊坡的加筋機理。介玉新等［2］研究表明加筋能明顯提高邊坡穩(wěn)定性，改變土體受力破壞性質(zhì)，素土的破壞往往是突發(fā)性的，而加筋土的破壞是漸進的。章為民等［3］研究了加筋擋墻的破壞形式和破壞機理，表明加筋土擋墻的破壞面近似對數(shù)螺旋線，建議在計算分析中采用0.3H型破壞面。胡小明等［4］得到擋墻的高度與填土壓實度成正比關(guān)系，墻后填土的潛在滑裂面始于墻角或錯臺，自下而上一直發(fā)展到坡頂距墻頂點約0.2H處，滑裂面呈對數(shù)螺旋線。張嘎等［5］認為土工織物加筋可有效抑制土坡中出現(xiàn)的應(yīng)力集中，改變土坡破壞形式，增強土體的整體穩(wěn)定性。國外許多學者也開展了類似的離心模型試驗［6－8］。已有研究均表明加筋邊坡主要受填料強度和加筋體抗拉剛度的影響。離心模型試驗中可通過逐級增大加速度模擬分層填筑施工過程，進一步采用小尺寸數(shù)值模型，通過提高其重力加速度值完全反映離心模型試驗的結(jié)果［9］。

本文采用2組離心模型試驗，通過量測邊坡坡肩沉降、內(nèi)部分層變形、土壓力等研究加筋邊坡的破壞模式。離心模型試驗通過逐級增大離心加速度模擬邊坡的分層填筑，并基于離心模型尺寸建立數(shù)值模型。采用兩者相結(jié)合的分析方法研究無加筋邊坡與加筋邊坡的變形和破壞規(guī)律，并通過數(shù)值模擬進行參數(shù)分析，進一步探討填料強度、加筋體抗拉強度對邊坡變形和安全系數(shù)的影響。

2 離心模型試驗

2.1 試驗方案

表1為離心模型試驗方案。共進行2組離心模型試驗，T1未加筋邊坡，T2鋪設(shè)9層加筋體，對比分析有無加筋體2種條件下邊坡的變形和穩(wěn)定安全狀態(tài)。加筋邊坡斷面布置如圖1所示。

2.2 設(shè)備和量測儀器

本次離心模型試驗采用長江科學院CKY－200現(xiàn)代化多功能土工離心機，其主要參數(shù):有效容量200 g－t;最大加速度200 g，無級調(diào)速，調(diào)速精度0.1 g;有效半徑3.7 m;模型箱尺寸(長× 寬× 高)有100cm×100cm×100cm(三維模型箱)和100cm×40cm×80cm(二維模型箱)2種;同時配置了離心機運行過程中的機械手系統(tǒng)和拋填設(shè)備。

本次試驗的主要監(jiān)測項目包括:

(1)邊坡沉降和水平位移。采用激光位移傳感器對結(jié)構(gòu)物整體沉降和地基頂面進行監(jiān)測，以獲得在相應(yīng)工況條件的位移變化情況;

(2)關(guān)鍵斷面處土壓力。選取2個關(guān)鍵斷面，監(jiān)測水平方向土壓力和垂直方向土壓力。

表1 離心模型試驗方案Table 1 Scenarios of centrifugal model test

圖1 加筋邊坡斷面布置Fig.1 Arrangement of reinforced slope section

2.3 試驗結(jié)果

圖2 2組離心模型破壞情況Fig.2 Failures of centrifugal model of reinforced and unreinforced slope

圖3 無加筋邊坡沉降和水平位移Fig.3 Settlements and lateral displacements of unreinforced slope

首先，通過試驗完成后邊坡破壞形態(tài)照片，直觀反映試驗前后邊坡的變形;進一步分析離心機運行過程中沉降和水平變形以及土壓力的變化。

2.3.1 試驗后照片分析

圖2為2組離心模型試驗后照片對比。試驗結(jié)果表明，無加筋邊坡(T1)發(fā)生破壞的位置在坡肩，為自重作用下的坡肩垮塌;而加筋邊坡(T2)的破壞主要為局部加筋體被拉斷，位置大約在上部邊坡的6～12cm處，相當于邊坡高度的1/6～1/3處。

2.3.2 變形和位移分析

圖3和圖4分別為無加筋邊坡和加筋邊坡的沉降－時間曲線和水平位移－時間曲線。試驗結(jié)果表明，邊坡頂部和坡腳處沉降均隨著加速度的逐級升高而逐級增大，且坡頂沉降明顯大于坡腳沉降。當加速度升高至一定值時，坡肩比遠離坡肩處大，沉降發(fā)生突變，坡腳測點處沉降迅速減小，邊坡關(guān)鍵位置處的水平位移量測值隨著加速度逐級升高均緩慢增大，表明此時邊坡發(fā)生破壞。無加筋邊坡發(fā)生破壞時加速度值為112 g，而加筋邊坡為157 g。

2.3.3 土壓力

圖5和圖6分別為無加筋邊坡和加筋邊坡埋深13cm和37cm處的土壓力－時間曲線。其中，EPT2和EPT5量測的是水平土壓力;EPT1、EPT3、EPT4和EPT6為豎向土壓力。分析表明，隨著加速度的逐級升高，邊坡內(nèi)的豎向和水平土壓力均逐級增大，但豎向土壓力明顯大于水平土壓力;當加速度增大至一定值時，埋深37cm處的水平土壓力發(fā)生突變，而埋深13cm處的水平土壓力(EPT2)基本保持不變，表明此時埋深37cm水平方向剪應(yīng)力突然增大。

圖4 加筋邊坡沉降和水平位移Fig.4 Settlements and lateral displacements of reinforced slope

3 有限元數(shù)值模擬

基于離心模型試驗的基本參數(shù)，建立二維有限元模型。在幾何模型左右邊界約束水平位移，底部同時約束水平和垂直位移，填料采用Mohr-Coulomb模型，采用彈塑性土工格柵單元。EA為土工格柵單位寬度軸向力和軸向應(yīng)變的比值。由拉伸試驗獲得的模型土工格柵平均抗拉強度為1.10 kN/m，平均極限延伸率為2.60%。

圖5 無加筋邊坡土壓力-時間曲線Fig.5 Curves of earth pressure vs.time ofunreinforced slope

圖6 加筋邊坡土壓力-時間曲線Fig.6 Curves of earth pressure vs.time of reinforced slope

表2為數(shù)值模擬和離心試驗結(jié)果對比，對比分析了無加筋邊坡和加筋邊坡的沉降、土壓力和安全系數(shù)。結(jié)果表明，數(shù)值模擬和離心試驗結(jié)果非常吻合;無加筋邊坡和加筋邊坡的沉降基本一致，但加筋后邊坡的安全系數(shù)明顯提高。

表2 數(shù)值模擬和離心試驗結(jié)果對比Table 2 Comparison between numerical results and centrifugal test results

進一步采用數(shù)值模擬進行參數(shù)分析，主要分析填料強度、加筋體抗拉強度對邊坡變形和安全系數(shù)的影響。表3為主要影響因素及其取值范圍。表4為填料內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角的影響，表5為加筋體抗拉強度影響。分析表明，隨著內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角的逐級增大，邊坡的安全系數(shù)逐級增大，而坡肩沉降逐級減小;隨著加筋體抗拉強度的逐級增大，安全系數(shù)逐級增大，但沉降基本沒有變化。

表3 影響因素及其取值范圍Table 3 Influencing factors and value ranges

表4 填料內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角影響Table 4 Effect of cohesion and friction angle of filling material

表5 加筋體抗拉強度影響Table 5 Effect of the tensile strength of reinforcement body

4 結(jié)論

本文采用離心模型試驗和數(shù)值模擬對比分析無加筋邊坡和加筋邊坡的破壞模式，以及加筋體的加筋機理。分析表明，無加筋邊坡與加筋邊坡的破壞模式不同，無加筋邊坡坡肩垮塌，而加筋邊坡主要在1/6～1/3邊坡高度處出現(xiàn)應(yīng)力集中;采用數(shù)值模擬開展的參數(shù)分析表明，提高填料和加筋體的強度，可明顯提高邊坡的安全系數(shù)。

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