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双级台阶式土工格栅加筋土铁路挡墙测试结果数据分析

澳门太阳集团2007网站:admin  发布时间:2016-08-09  点击:1247

1垂直土压力特征

填土中垂直土压力随上部填土高度增加而近似呈线性增加,不同测点增长速 率不同,各观测断面垂直土压力随填土高的变化连接曲线如图9. 3和图9. 4所示。



9_ 3主观测断面垂直土压力随填土高度变化曲线


 


填土高/m


9. 4辅助观测断面垂直土压力随填土高度变化曲线


p p3#f y6#

HrH


 

经比较,各测点垂直土压力实测值均比按填土高度计算的理论值大,如图9. 5 所示,一般大38%?91%,个别超过理论计算值151%

垂直土压力的比较分析如下:

1) 由墙顶下埋深lm处实测土压力可见:垂直土压力沿横断面方向基本上呈 直线形分布,与yh理论值分布相似,两者的差值随距墙面板的距离增加而增大,距 墙面板lm3m5m处各测点的实测值分别为yh1. 521. 812. 51倍,平均为 1. 95 倍。

2)              由埋深4.          5m处实测土压力分析:垂直土压力沿横断面方向大致呈曲线分布,与理论值分布不同,且两者差值较大,距墙面板lm3m5m7m处各测点 的实测值分别为沐的1- 38,1. 92,1. 91,1. 47倍,平均为1. 67倍。

实测值

理论值


 


实测值理论值



 


 

造成垂直土压力实测值和理论值yh之间上述差异的原因,估计有以下几个方 面的原因,有待探讨:

1) 理论计算时填料重度y值统一采用18kN/m3,实际施工中受施工压实度影 响,重度是否增大,未经核实;同时雨季测试时,路基浸水亦会引起填筑土重度的 增加。

2) 如果将加筋土体视作一整体,假设墙背摩擦角不为零,按库仑土压力理论, 加筋土体后侧向土压力将在加筋体内产生竖向作用分力,表现为土压力测试数据 的增大。

3)          从图9.        3和图9. 4分析,土压力测试从填筑施工开始即表现为与理论值不 相符合但较稳定,是否仪器测量与施工采用重型机械化碾压等因素有关,尚待深 入深究。

9.3.2墙背侧向土压力特征

对于路堤式加筋土挡墙面板水平土压力的计算,《铁路路基支挡结构设计规 范》并未涉及。本节仅以库仑法、日本法和公路法为理论计算方法对挡墙的面板水 平土压力进行了计算。

9. 5为面板实测侧向土压力与理论值对比曲线(“通车后123的测试时 间分别为通车0. 5个月、通车2个月、通车5个月”)。从图中可知,随着填料荷载 的增加,挡墙面板的侧向土压力也增大,侧向土压力沿墙高呈曲线型分布,中部3m 左右土压力很小,几乎为零,而接近底部的1. Om多范围内,侧向土压力剧增,这与 路肩式挡墙的实测值相类似。挡墙有的面板实测侧向土压力很小,甚至接近0,这 与面板之间相对自由活动有关,面板受力后产生向外位移,使侧向土压力随时释 放,这充分体现了加筋土挡墙面板属于柔性结构的特点;挡墙底部的面板侧向土压 力剧增与该处面板的变形受基础顶的限制有关(为限制面板向外位移,在基础顶部 底层面板外侧设有平台)。三种方法计算出的面板理论侧向土压力均与实测值差 异较大,在大部分的墙高范围内,均大于实测值较多。

在挡墙的上部,墙背填料中无拉筋分布,其土压力实为库仑主动土压力。

挡墙中部,实测土压力曲线沿墙背分布,正如前述由于拉筋群对土体的约束, 侧向土压力转换为填料与拉筋间的摩阻力,只有剩余部分传递到墙面板背。另外, 由于施工时无法使各分立的拉筋受力一致,结果各筋层释放的空间及产生的摩阻 力大小不同,从应力分布曲线走向的不确定,反映出采用窄条状土工合成筋材的加 筋土体存在不均勻性。

挡墙下部,各阶段实测土压力值及分布曲线的走向非常接近,而极值大于理论 值,这一现象在加筋土路肩挡墙原型测试中并不少见。用加筋摩擦理论来分析,显
然加筋土体底部的拉筋没有充分受力。在填土碾压过程中,由于基础顶面防止面板 移动的前挡阻止了墙耻位移,墙面只能以墙趾为轴向前转动,使加筋土体的中、上部 通过变形调整了拉筋受力,削弱了土压力对墙面的作用强度。而下部因面板位移受 限,土体侧向变形受面板的约束大于拉筋,因而出现墙背土压力突然增大的现象。

相比较而言,仅在挡墙下部,各理论计算值与实测值较接近,中间大段墙背土 压力分布及趋势与理论值差异较大且远小于理论值,计算理论与实测值不能相互 验证,加筋土路堤挡墙面板侧向土压力的计算还需积累更多的实测资料。

9. 6为面板实测侧向土压力随时间变化曲线。从图中可知,随着填料荷载 的增加,各层面板的侧向土压力也增大。各层面板的侧向土压力受填料荷载的影 响较小,进入铺轨及通车后,面板侧向土压力除422#测试值有一定程度的减小外, 其他层基本不变。


 

 

 

 

 

 

 



总体而言,列车荷载对面板的侧向土压力的影响较小,这可能与路堤较高、填 土高度较大、上部荷载对面板侧向土压力的影响较小有关,各层面板的侧向土压力 处于进一步的调整中。

9.3.3    土工格栅拉筋变形特征

(1)拉筋拉应变随填土高度变化

从图9. 7和图9. 8中拉筋拉应变随填土髙度变化曲线可见,随着填土高度的


增加,拉筋拉应变逐渐增大,应变量基本上均小于1%,说明拉筋拉力小于设计拉 力,设计是安全的。

6层拉筋


 


s-,4#3#2tf_ll



填土高/m 11

9. 8辅助观测断面拉筋变形随填土高变化曲线


 

即达到了拉筋的极限应变,这可能是因为施工进行到第10层面板时由于施工土源 原因,该施工作业面作为临时存土场堆土,其土压力使得尚未完全由拉筋固定的第9层面板向墙外位移,致使第9层拉筋受力突然增大,而后随着填土高度的增加而 逐渐增长。当然,由于施工过程中采用将多根复合材料拉筋带绑扎铺设,很难保证 同束多根筋带同步受力,容易造成个别筋带的应力集中现象。

(2)拉筋应变沿拉筋长度分布

从图9. 9拉筋应变沿拉筋长度分布曲线来看,拉筋应变沿拉筋长度没有明显 的峰值点,未发现潜在破裂面,有以下几个方面的原因:

1) 如前述分析面板后侧向土压力由填料的抗剪强度及拉筋拉力承担,使得面

板后1?2m范围内拉筋拉力增大。

2) 设计中采用了较大的安全储备,在有限填土及外荷载的作用下,填料与拉

筋构成的复合体未达到极限状态,土体首先承担了大部分应力,不会出现拉筋峰值 的极限滑弧状态。

3)下部拉筋埋设后,在上部分层填筑施工时,重型机械的反复碾压也会造成 拉筋内应力的均化现象。


 

9. 9主观测断面拉筋应变形沿筋分布 (3)拉筋应变沿墙髙分布

从图9. 9还可以看出,拉筋应变值在挡墙下部偏小,表现为与土压力沿墙高相 反的变化,与设计理论不符。除与侧向土压力在坡脚向基础处面板集中外,还与挡 墙上部允许产生一定的变形,上部拉筋承担了较大侧向土压力有关。

9.3.4墙体潜在破裂面特征

通常认为加筋土挡墙的破裂面为一对数螺旋线,工程上把加筋土挡墙的破裂 面简化为上部平行于墙面,下部通过墙脚的两段折线。辅助观测断面拉筋变形沿 筋分布见图9.10

对实测拉筋变形峰值进行拟合连线,并与库仑法、日本法、公路法得出的破裂 面进行了对比,结果见图9.11


距面板的距离"m

9. 11各种方法得出的破裂面比较

从图9. 11中可知,实测拉筋变形峰值沿墙高分布值的线性回归规律较好,其 回归方程相关系数为0. 922。理论计算无论是采用日本法还是公路法,均与实测 值有一定的差异,而库仑法则与实测值相接近。

路堤式加筋土铁路挡墙有限元分析

按照主观测断面设计图及测试仪器布置,确定有限元计算模型如图9.12和 图9.13所示。根据非线性有限元对路堤式加筋土挡墙分析结果,并与现场试测结 果进行对比,研究其工作特性及作用机理。

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9.4.1垂直土压力特征

9.14和图9.15为有限元计算的铺轨前和运营后的垂直土压力分布图。 图9.16为不同施工阶段下各测试层垂直土压力分布对比图。

从图9.16可以看出:

1)测试结果明显大于有限元计算和按照yh方法得到的结果。分析其原因可 能与挡墙填筑过程中的碾压工艺相关。由于机械自重及碾压力的作用导致测试结


9.14铺轨前计算断面垂直土压力分布


 

9.15运营后计算断面垂直土压力分布


 

果明显偏大。

2)现场测试及有限元计算结果均表明:对同一高度处、垂直土压力大小并不 致,表现为中间大、两头较小的趋势。拉筋在受到包括其上加筋土体的自重和其 后非加筋土体产生的侧向土压力的作用时,侧向土压力将产生麵力矩,使其承受 的垂直土压力呈非线性分布。按此理论分析,在靠近墙面处将出现较大的垂直应 力,而在土工格栅末端垂直土压力最小。同时由于在施工过程中可能由于挡墙墙 面外移引起应力释放以及筋土相互作用等原因,可消散或抵消一部分土体压力,使 靠近墙面处垂直应力较小。

3)         垂直土压力随填土高度的增加而增大。

4)         挡土墙顶部路堤荷载及列车荷载对挡墙上部的垂直土压力值影响明显,而 由于应力的扩散作用,对墙体下部的垂直土压力的分布影响并不显著。

9.4.2 墙背侧向土压力特征

9. 17为挡土墙铺轨前和运营后的各测点侧向土压力有限元计算结果,根据 计算结果可得到如下结论:

1)         面板后侧向土压力远小于按照经典库仑、朗肯等土压力的计算值,反映了 拉筋对土体侧向变形的限制作用。

2)         在挡墙下部、侧向土压力明显增大,接近理论计算值,原因在于底部面板由 于受刚性基础的约束作用而限制其侧向位移,从而导致土压力值的增大。

3)         随填土高度增加及运营荷载的施加、各处侧向土压力呈增加趋势、但并不 明显。

原设计的各层拉筋之间的间距为0. 5m在有限元计算中改变拉筋间距为

0. Om进行了计算对比分析。图9.18为铺轨前、运营后两种不同竖向间距下面板 后侧向土压力的分布情况。对应各测点侧向土压力变化如图9. 19所示。由两图 计算结果可见:拉筋间距的增大、可减小相应工况下的侧向土压力,视为随拉筋间 距的增大及拉筋对其周围土体的约束,限制变形作用减小,从而引起侧向土压力值 的下降。


9章路堤式加筋土铁路挡墙应用技术研究


 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 




12.0


 

40

32

24


 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



填土高/m

9.17各测点侧向土压力随填土高度变化规律


 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 


 

 



0               3               6               9              12

填土高/m


 


9.18不同拉筋间距下各测点侧向土压力随填土髙度变化


至墙顶距离/H1

9. 19不同拉筋间距下面板后侧向土压力对比 9.4.3 土工格栅拉筋变形特征


 

由上述垂直土压力的实测结果可知,由于同一水平面上垂直土压力分布的不 均勻性,同一层拉筋上不同位置处的摩擦力是不同的,反映在拉筋的受力变形上, 同一层拉筋的变形是不同的。图9. 20为挡墙拉筋变形随填高荷载变化曲线(具体A层、B层、C层、D层层位见图9. 2)

1)                从图9.       20中可知,在填筑施工过程中,拉筋的受力变形随其上填筑荷载的 增大而增加,除少数测点外,各层拉筋的各个测点受力变形的分布规律大致保持不 变。但各层拉筋受力变形的分布规律并不相同,有的还差异较大。

2) 拉筋的受力变形出现单峰值、双峰值、多峰值现象,且峰值出现的位置并不 完全一致,这与日本公共工程研究所在《足尺加筋土样的试验》研究中得到的规律 相类似。在挡墙的上部,拉筋变形呈现三峰值(多峰值);在挡墙的中部,拉筋的变 形呈现双峰值;在挡墙的下部,拉筋变形呈现单峰值。A层拉筋变形的峰值出现 在距墙面板1. 5m处,为单峰值;B层受力变形的峰值出现在距墙面板1. 5m3. Om处,为双峰值;C层变形的峰值出现在距墙面板1. 5m3m4. 5m7. 5m处, 为多峰值。D层拉筋的变形有一定程度的反常现象(图中未绘出),大部分测点的 变形出现负值,造成这种现象的原因可能是由于施工土源问题造成停工,遇雨季的 雨水致使表层填土积水,后又蒸发使表层土体成硬壳,但内部水分无法排出,使土 层近似橡皮土,在上部荷载的作用下,造成实测值为负。从这也验证了要重视加筋 土挡墙的施工条件及施工方法。

3)  B层拉筋中距面板1. 5m测点的变形值达到1. 81%,比设计值1. 5%大,可 能是由于在施工第10层面板时,由于施工土源原因,该施工作业面为临时存土场 堆土,其土压力使得尚未完全由拉筋固定的第9层面板向外位移,使B层拉筋受 力变形突然增大,尔后拉筋的变形趋于正常。


铺轨后 填高6m 填高3.5m

1.5                                 2.0

距面板距离/m


 


—O—填高4.5m 填高 10m ■通车后]


填高4.75m ■填高11m


2.0                       2.5

距面棚离/m


M 填高6m ~H-铺轨后


 

X填高8m 铺轨后

2.5             3.5

4.5              5.5

距面舰离/m


 

9. 20主观测断面拉筋变形沿筋分布


4)  从图中也可得出,虽然BC两层拉筋的受力变形最大值达到1.5%左右, 但其大部分测点的变形值在1%以内,且在通车运营后,其受力变形值得到调整, 均有所减少,因此可以认为挡墙是安全稳定的。

9. 21C层拉筋距面板不同距离处变形随时间变化曲线。从中可看出, 随着填筑荷载的增大,拉筋的变形也增大。填筑完成进人运营期后,大部分测点拉 筋的变形均有不同程度的下降。总体上看,列车运营后对拉筋变形产生的影响很 小,即列车荷载对加筋土挡墙中的拉筋的受力影响较小,此时拉筋各部分受力变形 得到了新的调整。

-?■距面板 1.2m                          距面板2.4m -nk-

2.0                                                   A B巨面板4.2m U距面板5.1m O距面板6.3m

■■ H"距面板9.3m )K距面板10.3m                                    距面板11.4m

2000/10/1 2000/11/20 2001/1/9 2001/2/28 2001/4/19 2001/6/8 2001/7/28 2001/9/16 2001/U/5 时间///

9. 21 C层距面板不同距离处拉筋变形随时间变化曲线 9. 22?图9. 24为不同层位的拉筋变形沿筋长分布情况的有限元计算结果。

 

+铺轨前

至面板距离/m

双向拉伸土工格栅
双向拉伸土工格栅

 


9. 239层拉筋不同阶段的应变


 

0.60

_\ 0.20 -

至面舰离/m 9. 2411层拉筋不同阶段的应变

有限元计算结果表明:拉筋变形沿筋长呈非线性分布;在靠近面板处、拉筋应 变数值较大,和测试结果相一致;随施工进度、加筋应变因受力增加而增大、对应最 大应变位置也随之向墙体内部移动,因此在设计中应保证有一定的加筋长度;不同 测层的加筋应变大小不同,加筋层6的最大应变位置在距离面板1. 6?2. 0m接近 “0. 3H”法所确定及潜在破坏面位置,随加筋层位置增高、相应最大应变位置内移、 大体分布在距离面板5. 0?6. Om

通过对铁路路堤式加筋土挡墙的现场试验研究,得出如下结论:

1)对同一高度处、加筋土体垂直土压力大小并不一致,表现为中间大、两头较 小的趋势。拉筋在受到包括其上加筋土体的自重和其后非加筋土体产生的侧向土

压力的作用时,侧向土压力将产生倾覆力矩,使其承受的垂直土压力呈非线性分 布。按此理论分析,在靠近墙面处将出现较大的垂直应力,而在土工格栅末端垂直 应力最小。同时由于在施工过程中可能由于挡墙墙面外移引起应力释放以及筋土 相互作用等原因,可消散或抵消一部分土体压力,使靠近墙面处垂直应力较小。

垂直土压力随填土高度的增加而增大;挡土墙顶部路堤荷载及列车荷载对挡 墙上部的垂直土压力值影响明显,而由于应力的扩散作用,对墙体下部的垂直土压 力的分布影响并不显著。

  1. 路堤式加筋土挡墙面板的侧向土压力分布规律与路肩式加筋土挡墙的相 似,面板侧向土压力沿墙高呈曲线型分布。日本法、库仑法、公路法计算出的理论 侧向土压力均与实测值差异较大,在大部分的墙髙范围内,均大于实测值较多。

  2. 在施工过程中各层拉筋的各个测点受力变形的分布规律大致保持不变,但 各层拉筋受力变形的分布规律并不相同,有的还差异较大,拉筋的受力变形出现单 峰值、双峰值、多峰值现象。要重视加筋土挡墙的施工条件及施工方法。

  3. 实测拉筋变形峰值沿墙高分布值的线性回归规律较好。理论计算破裂面 无论是采用日本法还是公路法,均与实测值有一定的差异,而库仑法则与实测值较 接近。

  4. 列车荷载对路堤式加筋土挡墙面板的侧向土压力、墙后土体垂直土压力、 拉筋的变形影响均较小。

  5. 加筋土路堤挡墙试验工程的建成使用,可以验证楔体平衡分析法适用于我 国铁路加筋土路堤挡墙设计。

  6. 在工程应用中,因施工原因造成的墙体侧向变形通常是加筋土挡墙墙面水 平位移的主要原因,实测的墙面水平位移与墙背土压力分布的调整过程关系密切。 因此,选择设计合理的墙体结构、均质的填料和适当的施工工艺,降低加筋土体不 均匀性对墙背土压力分布的影响,对加筋土工程来说非常重要。

  7. 基于楔体平衡的分析方法,虽然在世界上很多国家已应用的相对成熟,但 理论计算与工程实测间存在较大差异,尤其是在加筋土体的整体特性方面,当筋土 之间相互摩擦、相互约束发挥作用,加筋体已不再是各向均质的松散结构,其在自 重和上部荷载作用下产生的土压力巳因加筋效应而改变因此今后应进一步将加 筋土体的整体强度(筋材与土体相互作用的等代综合内摩擦角0纳人算法之中, 使加筋体的理论计算指标更接近实际,并可通过原型实测加以验证。

    对工程实例进行了有限元分析,有限元分析的结果与现场原位测试的结果进 行比较分析表明,各种分析指标具有相近的分布规律,但其数值存在一定的差异。 这与很多因素有关,原位测试受现场施工因素的影响很大且测试结果具有不确定 性,可以认为有限元数值模拟是一种有效的研究手段。

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