青岛疏港铁路加筋土挡墙试验研究

来源: 未知 作者:paper 发布时间: 2020-04-19 21:56
论文地区:中国 论文语言:中文 论文类型:土木工程
第一章绪论 1.1前言 加筋土技术为人类服务由来已久,对息壤这种传说中的岩土材料进行了 考据,传说中的息壤古代先人们利用草、木、竹、石、土按一定的经验配比 创造出了加筋土,
第一章绪论
1.1前言
加筋土技术为人类服务由来已久,对“息壤”这种传说中的岩土材料进行了 考据,传说中的“息壤”古代先人们利用草、木、竹、石、土按一定的经验配比 创造出了加筋土,用以拦截阻挡洪水⑴。在古代筑造土墙时,也会在土中掺加茅 草,用以提高强度⑵。以上说明加筋土技术早已应用在水利工程与建筑工程中, 但由于没有成熟的理论支撑及技术总结,并且以天然植物作为筋材,其强度及耐 久性难以保证。加筋土技术本质是以筋材加固土体,提高土体抗剪强度,实现筋 ■土体结构自稳的方法。在加筋土技术发展上,一直是实践经验先于理论分析。 直到20世纪60年代Vidal发现了纤维材料渗入土体中,土体强度得到显著的提 升⑶。Vidal对加筋机理进行了分析,在1965年以锻镰钢条为筋材在比利牛斯山 建成了世界上第一座加筋土挡墙⑷。
与传统挡土墙相比其具备以下几方面的优点⑸:
(1)施工工艺简单、周期短,对施工机具设备要求较低;
(2)节约用地,可修建成很高的垂直墙体;
(3)对地基承载力要求较低,适应性良好;
(4)加筋土挡墙是柔性结构,可抵抗大变形,具备良好的抗震性能;
(5)工程造价低,一般可以节约30%以上的投资且墙高越高投资节约越高;
(6)整体土亏工量少,绿色环保。
加筋土挡墙因其优越性在世界各地推广应用。我国在七十年代中期对加筋 土技术进行了引进及研究,1979年在云南田坝贮煤场修成第一座加筋土挡墙, 并于1980年在淮南铁路枢纽建成了铁路第一座加筋土挡墙,同年在山西陵川公 路改造段建成了第一座公路工程加筋土挡墙⑹。在我国加筋挡墙技术在公路领域 应用最为广泛,经过40多年积累的实际工程经验、试验研究、理论分析,我国 已建成了很多公路加筋土挡墙。在成功应用的同时也伴随着一些病害问题,例如 加筋土挡墙局部破坏,变形过大超过规范允许值等问题。
我国铁路加筋土技术发展早,但由于铁路工程对承载能力和沉降控制要求 严格,铁路加筋土技术发展较为保守。根据墙面构造划分,加筋土挡墙可分为包 裹式、分块式(模块式或预制面板)、整体式面板加筋土挡墙,包裹式与分块式面 板加筋土挡墙具有一定柔性协调变形能力强,但由于结构水平变形要求和其墙 面自身强度小等原因,只能应用于普通的民用工程⑺。为克服这个问题,龙冈文 夫教授(F. Tatsuoka)[8_9]和本馆山胜博士提出的 RRR(Reinforced Road with Rigid Facing Construction System)工法,先用土工格栅和格宾通过返包工艺填筑至墙顶, 形成柔性墙面待加筋体变形基本稳定后,再整体浇筑刚性墙面。这种挡墙被称为 “全高刚性面加筋土挡墙”也被称为整体式面板加筋土挡墙,并已在日本新干线 中得到大量应用。
因此围绕这种刚性墙面包裹式墙面形式,以青岛疏港铁路加筋土挡墙实际 工程为依托进行现场试验,对一些影响因素进行探讨。
1.2加筋土挡墙研究现状
加筋土技术实践先于理论。为对加筋土挡墙进行研究分析,国内外专家学者 分别从室内与现场试验、理论研究、数值模拟展开研究,做了大量工作,得出了 许多成果。但对筋-土结构机理及设计理论等方面研究仍需完善。
1.2.1加筋土挡墙试验研究现状
加筋土挡墙室内试验主要有两种研究方法,第一种是对加筋结构的直剪实 验和筋材拉拔试验,第二种是通过室内足尺模型或离心模型模拟实际工程。室内 试验都是以模拟实际工况为目的,通过进行相关室内试验,使理论研究向现场试 验过渡。加筋土挡墙现场是通过现场实测值与其相对应理论允许值对比,最直接 反映加筋土挡墙是否稳定的方法。室内与现场试验研究成果可以指导施工,并根 据室内与现场的试验结果完善设计。
1.2.1.1加筋土挡墙室内试验研究现状
Choudhary[10]通过直剪试验和拉拔试验,研究了不同类型填料与筋材的界面 特性,土粒的粒径大小对土工合成材料界面摩擦角有重要影响。对于材料的范围, 土体的平均土壤粒径越大筋土界面阻力也越大。土工格栅比土工织物和非织造 布土工布都有更大的抗拔力,这是由于土工格栅材料网格的被动阻力引起的。
丁金华等[11]在原土■土工合成材料界面直剪试验仪的基础上,研制了新型的 土工合成材料多功能试验机,采用不同类型筋材与砂土进行直剪试验,结果表明 格栅型式和结构不同,格栅网格对土颗粒的嵌固作用大小也不同,这种嵌固作用 近似土体的黏聚力。筋土界面似摩擦角一般都低于土的内摩擦角。
徐林荣等rd]通过对格栅与膨胀土界面摩擦阻力系数进行了拉拔试验,建 立了当量拉拔位移的概念,对上覆压力、土体含水量、土工格栅尺寸和拉拔速度 这四种影响因素进行研究,研究发现当填料类型不同时,四种因素影响程度也不 同。
王贺等Ml通过室内足尺模型试验研究发现,在加载后垂直土压力最大值加 载前的筋材中部迁移到加载点下部,水平土压力在加载后沿墙高从高到低呈逐 渐减小的趋势,其值小于主动土压力。实测应力扩散角比素土为50。左右,水平压 力系数与上部荷载大小成正比,其沿墙高分布规律与水平土压力相似;墙面累积 水平位移沿墙高呈” S”形曲线分布,最大值位于中下部。
Bathurst等口习建立了模块式加筋土挡墙室内足尺试验,测试得到了墙面的竖 向应力和墙趾的水平应力,挡墙竣工后发现,墙面趾承担了 82%的墙背侧向土压 力,而筋材只承担了约18%的土体水平土压力。
陈建峰和柳军修等""I通过对两种不同面板形式加筋土挡墙离心试验研 究发现,加载后面板的水平位移,整体式面板小于分块式面板。由于分块式面 板位移较大筋土摩擦效应显著,所以其水平土压力小于整体式面板土压力。加 筋土挡墙面板底部存在应力集中现象。
1.2.1.2加筋土挡墙现场试验研究现状
Fishman K 口国在一预制混凝土面板加筋土挡墙现场原位试验中,对筋材实 际应变得出了,填土碾压会使筋材产生0.1%-0.2%的应变,并且预制混凝土面板 会承受一部分侧向土压力。
王祥等[19-21]对梅坎铁路双级土工格栅加筋土挡墙试验分析中发现,垂直土 压力在同层高度不同位置大小不同并随距墙面距离呈正相关的变化趋势。上下 墙水平土压力在呈现不同的变化趋势,上墙下部水平土压力减小不符合单级挡 墙增大的规律。筋材应变为双峰值分布,应变也填筑高度增加而增加。在对株六 复线娄底段路堤式加筋土挡墙进行了试验分析后发现,其垂直土压力与双级土 工格栅加筋土挡墙变化规律相同,实测水平土压力值大部分比各种理论计算值 小。筋材应变呈单、双、多峰值分布,不同层筋材应变分布也不同,但随填筑高 度增加分布规律不变。路堤式加筋土挡墙实测破裂面与理论计算使用的库伦法 得出的结果近似。
杨广庆等[22-23]在赣龙铁路整体式面板土工格栅加筋土高挡墙工程中进行了 现场试验研究,监测土压力、筋材应变和墙面水平变形。研究发现垂直土压力呈 非线性分布,最大峰值集中在筋材中部并向筋材两端递减。水平土压力呈非线性 分布且小于主动土压力理论值。筋材应变在墙体不同高度处呈现不同的分布形 态,在上部呈单峰值分布,在下部呈双峰值分布。加筋土挡墙潜在破裂面在上部 近似“0.3H法”,下部与朗肯主动土压力破裂面相似。施工期间墙面最大水平变 形位置在墙面下部,而竣工后墙面最大水平变形在墙顶处。
杨广庆等在对某高速公路加筋土挡墙现场试验研究中发现,施工期间挡 墙水平土压力随填筑高度的增加而增大,但增加速率逐渐降低直至为零。沿墙高 水平土压力实测值与理论计算结果有较大差距。土工格栅在施工期间的变形较 大,特别是第一次碾压所造成的筋材变形增量很大。随填土增高靠近面板处筋材 有较大应变增量,需严格控制该区域压实度。挡墙下部土工格栅端部应变(靠近 墙面处)随填土高度变化较大,在格栅锚固区末端(远离墙面处)存在过渡区。
Bathurst RJ和Walters D L[25 26],通过短期和长期性对近20座加筋土挡墙的 现场监测,得到加筋土挡墙竖向沉降与水平变形两方面变化规律,分析了相关影 响因素如加筋类型、墙面倾角、面板刚度等。
1.2.2加筋土挡墙理论研究现状
加筋土挡墙的理论研究围绕在极限平衡法、极限状态法和有限单元法这三 种基本理论提出的一些理论研究成果。极限平衡法是静力平衡原理分析各种破 坏模式下的受力状态的方法;极限状态法结构的极限状态分成承载力极限状态 和正常使用极限状态,相较极限平衡法其更贴近实际工程;有限单元法是工作 应力状态下和极限破坏时用于分析加筋土体结构中应力分布、筋材拉力、墙体 变形分布情况的一种方法。
1.2.2.1极限平衡法
极限平衡法是目前加筋土挡墙设计理论方面应用最多的理论方法。其理论 基础为:加筋土结构为理想刚塑体并沿可能潜在破裂面产生相对滑移。并且在挡 墙面板为刚性面板时,破裂面通过挡墙墙踵。基于极限平衡法的计算方法有两种: 锚固楔体法和双楔体法。

锚固楔体法中,认为只有一种失稳形式,因此用简单的计算就可以分析其破 裂面,但是路堤边坡的坡率是不同的,失稳形式难以确定,因此这种方法只应用 于挡土墙的验算,如图1・1所示。
双楔体法【27]考虑了可能存在较多的滑动面,计算量大,同时对筋提供抗拉力 和结构内部稳定进行分析。锚固楔体法其实是双楔体法的一种特例,所以通过双 楔体法进行计算比较符合实际,如图1・2所示。
以上基于极限平衡方法的计算方法,G.P.Gourc等凶考虑到土体变形,提出 了位移法,Ph.Delmas[29]在位移法的基础上引入变分法,提出了变分位移法的理 论。极限平衡法相对保守,在实际工程中偏安全考虑应用较为广泛。
第二章加筋土挡墙构造设计与结构稳定性计算
2. 1加筋土挡墙构造设计
加筋土挡墙的主要组成结构为加筋材料、墙体填土、面板、墙面基础与帽石 等,如图2-1所示。此外还有帽石、沉降缝、防排水设施对加筋土挡墙进行防护。
加筋土挡墙墙面多种形式,其对应的构造形式不同,结构力学特性也有一定 差异。

第三章刚性面板包裹式加筋土挡墙现场试验分析
3. 1工程概况
本试验段工程位于青岛港所属董家口港疏港铁路站场牵出线路基工程。据 现有地质勘探资料显示,该区域地质情况依次为粉质粘土■中粗砂■花岗岩。地下 水水位在2.0mo复合地基处理:地基采用水泥搅拌桩加固,桩径0.5 m,分为两 个区域。在挡墙条形基础下进行加密布置,桩间距1.0m,呈正三角形布置,条 形基础以外地基,桩间距1.5m,呈正方形布置。在桩顶铺设0.5m的碎石垫层, 在垫层中间垂直于路基走向铺设一层极限抗拉强度大于100kN/m的单向土工格 栅。
加筋土挡墙墙面为C30现浇钢筋混凝土墙面,墙面坡率为1:0.3,现浇钢筋 混凝土墙面后为加筋结构返包体,钢筋混凝土墙面内的钢筋网与预埋加筋体的 钢筋连接,挡墙自基础顶面以上铺设16层格栅,格栅型号为TGDGEG130R型 HDPE单向土工格栅,为限制地基不均匀沉降第1至3层采用通铺土工格栅,第 4至16层土工格栅铺设5.4 m,每层填土 0.3 mo 土工格栅技术指标见表3・1。
第四章 基于PLAXIS的刚性墙面包裹式加筋土挡墙数值模拟
4.1概述
与有限差分法、有限体积法、边界单元法、离散单元法以及无网格法等数值 仿真技术相比,有限元法在岩土工程中应用最为广泛,PLAXIS2D作为岩土工程 计算中的一种软件其内部有独立用于模拟土工格栅的模型可准确模拟出筋材受 力,因此采用PLAXIS2D模拟加筋土挡墙。
在实际工程中发现墙面构造对加筋土挡墙结构性能有一定影响,因此首先 通过PLAXIS2D建立了现场试验中的刚性墙面包裹式加筋土挡墙模型(以下简称 刚性墙面模型),在原有的工程条件下,建立了模块式加筋土挡墙模型。分析路 线如下:
(1)通过刚性墙面模型分析相关影响因素与实测值和理论值进行对比,分析 实测值、模拟值、理论值的异同点。
(2)分析两种不同墙面加筋土挡墙模型相关影响因素,对比不同墙面构造下 加筋土挡墙结构稳定性的区别。
(3)通过数值模拟对两种形式加筋土挡墙竣工后5 a、10 a、20 a结构各项指 标进行预测分析。
通过以上三种路线,验证了模拟刚性墙面加筋土挡墙与实际工程相吻合并 且与模块式墙面模型在结构稳定性上更具优势,更加符合铁路工程。
第五章施工关键技术与控制方法
5. 1现场施工要点
5. 1.1 土工格栅铺设张拉与固定
在对地基进行处理结束后,铺设表面应与条形基础上表面处于同一高度,清 除表面的杂物,铺设第一层土工格栅,土工格栅应绷紧铺平,铺设底面应平整密 实,先用U形钉将格栅前端固定并预留出反包和与下一层格栅连接所需的长度 (23m),末端通过张拉器拉紧土工格栅,张拉器由紧绳器、拉力器和三角形箝 子组成,如图5・1所示。
为保证土工格栅紧贴地面并沿垂直于墙面方向受力,在土工格栅末端进行 张拉,将三角箝子钩住末端格栅横肋,通过后方可靠反力使用张拉器具拉紧格栅, 此时观察拉力器读数,当拉力达到100 kN用U型钉将格栅末端固定。


第六章结论与展望
6. 1主要结论
本加筋土挡墙以青岛疏港铁路加筋土挡墙为依托,分别从现场监测数据进 行分析,结合plaxis有限元软件对刚性墙面包裹式加筋土挡墙与模块式加筋土挡 墙进行各项指标对比及运营期预测分析,总结出了现场施工要点与检测方法得 到了以下结论:
(1)加筋土挡墙垂直土压力,实测值曲线呈“双峰值”和“单峰值”分布,近 墙处与筋材末端垂直土压力较小,填筑高度越高格栅对垂直土压力的分散作用 越强。填筑高度达到2.4 m后呈现增长速率放缓的趋势,每填筑0.3 m,垂直土 压力值增长3 kPa,为1/2理论土压力值。竣工后垂直土压力沿筋材两端减小中 部增大。从数值模拟中发现刚性墙面模型比模块式墙面模型垂直土压力小,运营 期垂直土压力变化浮动小更加稳定。
(2)加筋土挡墙侧向土压力,实测值自墙顶向下1.2 m与库伦值相同,1.2 m 范围外实测值与铁标值趋势相近,实测值整体小于铁标值与库伦值。竣工后侧向 土压力值随时间推移减小,墙体底部减小明显。模拟中发现在墙体底部侧向土压 力刚性墙面模型比模块式墙面模型更小,在运营预测中发现随时间推移刚性墙 面模型侧向土压力变化更小。
(3)加筋土挡墙格栅应变,应变分布曲线与对应垂直土压力值耦合,实测值 峰值应变都在0.57%以内,推算轴力为10.4 kN安全可靠o竣工后应变变化稳定, 受填土及地基沉降影响,应变减小。模拟刚性墙面模型筋材轴力大于模块式墙面 模型,说明刚性墙面模型内的筋材使用效率更高。
(4)加筋土挡墙潜在破裂面实测确定应以考虑不计第一次碾压后的格栅最大 应变值连线更加准确,竣工后,由于格栅应变峰值位置没有变化,破裂面保持不 表。模拟中发现模拟值与理论值接近,与实测值两种破裂面相差较大,这是由于 挡墙并不处于极限状态导致的。模拟运营预测分析刚性墙面模型在墙体部分不 易滑裂,模块式墙面模型更倾向于在墙踵处滑动破坏,刚性墙面包裹式加筋土挡 墙不易发生局部破裂,稳定性更强。
(5)加筋土挡墙地基沉降受压实度与格栅数量的影响,近墙处比路基中心沉 降量小,竣工后,近墙处沉降速率大但45 d后沉降稳定,路基中心沉降速率慢 但沉降一直增长。在模拟中发现刚性墙面模型与实际沉降基本符合可反映实际 沉降情况。模型对比分析中发现,刚性墙面模型比模块式墙面模型沉降量大,但 在运营预测中发现,模块式墙面模型随时间推移地基沉降变化更大,刚性墙面包 裹式加筋土挡墙地基沉降更小更稳定。