新大洲土工格栅
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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:1432

施工过程中,随着上部填土厚度的增加,土体垂直压力逐步增大,铺轨后及运 营后,垂直压力也有所增加。竣工后各层压力实测结果的平均值见表10.1。从表 中可以看出,第一层实测土压力平均值比7h理论计算值约大35%;第二层实测值 比yh理论计算值大11%;最下层实测值比yh理论计算值大n%总的来看,如 图10.4和图10. 5所示,加筋土挡墙实测垂直压力在中上部略偏大,但接近yh理 论计算值,下部大于沐理论计算值。从第一层三个土压力盒的受力来看,在上级 挡墙基底下的压力测点的受力与同层另两个测点土压力值相比没有明显偏大现 象,这说明加筋土挡墙上级墙条形基础下的垂直压力仍可采用yh理论计算值。

10.1垂直压力实测结果

埋深/m

实测值/kPa

yh /kPa

沖值与铺轨前值比较

铺轨前

铺轨后

差值/kPa

比值/%

7. 55

193

201

143

+50

135

10. 85

228

246

206

+22

111

14. 15

459

485

269

+ 190

171

 


 

10. 5 土中垂直压力沿墙高的分布


 

由上述垂直压力测试结果分析得出以下结论:

1) 铺轨后垂直压力也有所增加,由于铺设道碴与钢轨,上部荷载增大;运营后 垂直压力出现少量增加,表明经铺轨至运营一段时间自然沉降和运营活载的作用, 运营后填土逐渐密实,使压力盒上的垂直压力有所增大。

2) 垂直压力偏大的主要原因有:

由于填料中含有粒径较大的卵石块,当卵石块处在压力盒附近时,会造成 应力集中,使压力盒压力偏大。

土压力盒都是埋设在土工格栅层面上,碾压时,压力盒随下部土工格栅的 变形而下沉,而当土工格栅受力拉伸时,处于凹处的格栅就会产生拉直向上的顶 力,当压力盒处于凹处时,其受力将有较大增大,实际受力值偏大。

10.3.2墙背侧向土压力特征

墙背土压力盒在施工过程中逐步埋入挡墙结构的不同位置,并随着上部填土 的逐步增加而承受侧向土压力,主观测断面侧向土压力沿墙高分布的测试结果如 图10. 6所示。施工过程中土压力测试结果表明,在下级挡墙底层面板背面,侧向土压 力随填土高度的增加而增大,且受力较大,界于主动土压力与静止土压力之间?’铺轨 后土压力测试结果表明,墙背侧向土压力均有所增加,在墙体下部侧向土压力增加幅 度不大,中上部侧向土压力增幅较大,但上墙侧向土压力仍小于主动土压力理论计算 值;运营后加筋土挡墙侧向土压力的测试结果表明,墙背侧向土压力变化不大,仅上 墙上部土压力有所增加,其增幅约25%,与主动土压力理论计算值接近(10. 2)



 

10. 6主观测断面侧向土压力沿墙高的分布 10. 2墙背侧向土压力设计计算结果与实测数据比较

/m

设计计算侧向土压力

实测侧向土压力

主动土

压力系

^

修正土

压力系

<7ha /kPa

abi /kPa

铺轨前

/kPa

铺轨后

/kPa

运营后

/kPa

不计

列车

荷载

考虑

列车

荷载

不计

列车

荷载

考虑

列车

荷载

1

44

13.8

0. 271

73.6

77.1

73.6

77. 1

100. 9

105.5

110. 9

2

42

13.2

0. 271

70.5

74.2

70.5

74.2

49. 4

52.3

53. 2

3

40

12.6

0. 271

67.5

71.2

67. 5

71.2

13. 1

21. 8

20. 5

4

38

12.0

0. 271

64.4

68.2

64.4

68.2

10.2

18.6

24.2

5

36

11.4

0. 271

61.3

65.2

61.3

65.2

4.2

13.4

11.3

6

34

10.8

0. 271

58.2

62.2

58.2

62.2

—6. 2

4.6

8.4

7

32

10.2

0. 271

55.1

59.2

55.1

59. 2

5.0

17. 1

19.5

8

30

9.6

0. 271

52.0

56.2

52.0

56*2

—5. 2

4.6

4,0

9

28

9.0

0. 271

48.9

53.2

48.9

53.2

2.1

7.5

4.6

10

26

8.4

0. 271

45.8

50.2

45.8

50. 2

5.7

12.3

12.1

11

24

7.8

0. 271

42.7

47.2

42.7

47.2

8.7

18.2

21.0

12

22

7.2

0. 271

39. 6

44. 2

39.6

44,2

-18.9

—21.0

-30. 4

13

20

6.1

0. 271

0. 275

33. 5

38.6

34. 5

39. 7

3.0

3.0

5. 6

14

16

4.9

0. 271

0. 306

30. 7

36. 5

31.4

37. 9

10.7

20. 5

19. 1

15

12

3.7

0. 271

0. 337

21.6

28. 3

26.9

35.3

3.8

12.3

15.0

16

8

2.5

0. 271

0. 368

15.4

23.4

21.0

31. 9

4.2

12.0

14. 2

17

4

1.3

0. 271

0. 399

9. 3

19.3

13.6

28.3

0.2

9.1

12.2

 


总的来看,满铺土工格栅拉筋的加筋土挡墙墙背侧向土压力的分布为:在墙底 局部受力较大,其值接近主动土压力与静止土压力的平均值;在墙体的中上部产生 的土压力不大,其实测土压力比主动土压力小得多,在某些情况下面板的受力甚至 很小,接近于0

由侧向土压力测试结果分析得出:

1) 两断面的侧向土压力测试结果都表明,在下级挡墙底层面板背面,侧向土 压力随填土高度的增加而增大,且受力较大。这种受力情况具有其特定的边界条 件,底层面板安顿在牢固的基础顶面上,由于基础顶与面板底面的摩擦力限制了面 板的位移,使墙背侧向土压力受力较大,这种受力现象与过去多个加筋土挡墙的试 验结果相似,表明存在普遍性。另外,挡墙底层处测试仪器在工点施工初期即已埋 设,由于当时所采用的填料颗粒较大,造成压力盒局部应力集中,也可能是测试数 据偏大的原之一。

2) 铺轨后墙背侧向土压力均有所增加,这种情况一方面是铺轨荷载的影响, 另一方面说明经过2个多月的自然下沉,填土密实度增加,受力增大。

3) 在底层以上的各层面板墙背实测土压力值很小,有些压力盒甚至出现未受压 力的特征,如6并、妒、12#压力盒,其实测频率值比初始频率值更小,这说明压力盒受 力很小,从结构特点分析造成这种墙背侧向土压力较小的受力现象可能的原因有:

加筋土挡墙墙面是逐步拼装的块体结构,板与板之间仅为企口连接,每块 板的活动相对自由,当面板与拉筋存在连接间隙时,面板受力后产生外移变形,使 墙背侧向土压力随时释放则实测土压力偏小,这种情况对个别测点是可能的。

由于土工格栅拉筋是满铺于填土面上,拉筋的层间距仅为0.      3m因此拉筋 层间的填土受上下拉筋的约束,侧向膨胀减少,导致传递给墻背的水平土压力削弱 较大。这种受力现象基本符合目前的加筋土理论,加筋土理论认为加筋的层间距 大,则侧向土压力大;反之,则侧向土压力小。土工格栅位于填土中,具有隔离作 用,对传递下来的土压力进行扩散和均化,控制和制约着墙背水平土压力。铁道部 第一勘测设计院曾先容,某线建成的加筋土挡墙,在使用几年后发现挡墙面板有许 多已脱落,但挡墙内部还完好如初,说明运营一段时间后,其受力作用已不在明显。 土工格栅等间距满铺于填土中,形成土筋复合体,提高了土体的抗剪性能ic9 值),从而降低了填土的侧向土压力。

由于靠墙背0.        5m范围内的中粗砂填土无法采用压路机压实,而采用注水 密实的方法压实,在实际施工操作过程中,注水量较小,使这部分填土压实程度较 差(未进行压实度检验),这样墙背与碾压密实的填土之间存在松散的砂层,填土的 水平土压力不能通过松散砂层传递至墙背。这种现象与过去针对这种情况的研究 结果基本吻合,国内外研究部门为证实墙背零土压力的存在,曾对加筋土挡墙墙背 与加筋土体之间加可压缩的土工材料夹层减少土压力的原理进行过理论计算和试


验研究,得出的结论为如果土工夹层厚度为25cm则土工格栅加筋土墙背水平土 压力可减少80%以上;美国在对某加筋土桥台进行现场试验的结果表明,在台背 设置土工夹层可大大减少侧向土压力,在桥台中高部以下实测土压力几乎趋向为 零;国内也曾在修建包裹式加筋土挡墙时,在墙面板与包裹式加筋土之间回填松散 粗砂,以达到减少加筋土体传递给墙面板上土压力的目的。这种受力特点仍需今 后的工程实测资料来验证。

以上三种情况造成了本次加筋土挡墙中上部墙背实测土压力较小的结果,这 个结果基本反映了实际的受力状况。

10.3.3   土工格栅拉筋变形(拉力特征

土工格栅拉筋拉力测试结果如图10. 7?图10. 9所示,总体来看,随着填土高 度的增加,拉筋受力逐步增大,铺轨后拉筋受力增加较多,运营后拉筋受力基本与 铺轨后类似,其受力值略有所增加。拉筋受力最大值出现在拉筋的中前部,6层测 试拉筋中拉力最大值出现在下墙中部的测试拉筋上。上墙拉筋拉力峰值基本在拉 筋的前部,上墙的0. 3H破裂面以内,下墙测试拉筋的拉力峰值连线,铺轨前接近 于下墙的0. 3H破裂面位置,相比较,实测值偏大20%左右,运营后最下层实测拉 筋拉力峰值点向远离墙面板方向转移,下墙拉力峰值连线超出0. 3H破裂面,上部

------ 主观测断面拉筋受力

------ 对照断面拉筋受力


 


/kN 20

文本框: 主观测断面拉筋受力 —*——对照断面拉筋受力 15 - 10 ?

5 ?

0 L

/kN

20

15

10

5

0


 

 

 

 

EVA防水卷材
EVA防水卷材

10. 9运营后拉筋拉力分布情况


0. 3H破裂面接近,墙下部超出较多。实测拉筋拉力最大值(不包括列车荷载的 影响)与设计计算值的比较见表10. 3,运营后实测平均值与设计计算平均值相比, 为77%最大值达到设计荷载的320%该最大值出现在实测拉筋的最上层,从该 拉筋的受力情况分析,该点受力可能存在应力集中现象;最小值为设计计算值 的 56%

10.3拉筋拉力实测值与设计计算值比较

 

 

设计计算值尸0/kN

设计强度 /kN

实测最大值P/kN

运营后比值

层次

埋深/m

不计列车 荷载

考虑列车 荷载

铺轨前

铺轨后

运营后

(P/Po)/% (无荷

1

1. 95

4.5

9.3

11. 57

4.4

13.2

14.4

320

2

4. 35

8. 9

11. 6

11.57

4.8

7.2

6.4

72

3

6.75

11. 4

13.1

11. 57

4.4

6.0

6.4

56

4

9.05

15. 1

16. 6

19. 68

5.6

8.0

8. 8

58

5

10. 85

18.2

19.5

19. 68

16. 0

20. 0

21. 6

119

6

12. 65

21.3

22.5

19. 68

8.0

13.6

16.8

79

 

根据拉筋受力测试结果分析得出:

1)        试验结果表明,铺轨后拉筋受力增加较多,这种现象说明,从挡墙竣工到铺 轨相隔时间两个月以上,当挡墙竣工时,施工过程中的干扰和施工残余应力存在于 结构中,随着时间的延长,残余应力逐渐消失,结构内部应力调整,各部件受力逐渐 稳定,因此铺轨后拉筋拉力实测值与竣工时的拉力实测值相比,所有测点受力变形 均增加,没有出现受力减少的情况。

2)        拉筋拉力沿拉筋长度的分布实测结果基本反映了拉筋设计的受力分布情 况,结果表明土内土工格栅产生的拉伸力的分布是不均勻的。6层测试拉筋中拉 力最大值出现在下墙中部的测试拉筋上。下墙测试拉筋的拉力峰值连线接近于下 墙的0. 3H破裂面位置,上墙拉筋拉力峰值基本在拉筋的前部上墙的0. 3H破裂 面以内,这种情况表明,就全墙而言,加筋土挡墙土体中不一定存在潜在的破裂面, 这可能主要是由于级间平台的作用,将上墙、下墙两级挡墙独立开来,互不影响,也 可能是因为加筋很密的原因。

3)        试验结果表明,元件埋设初期,拉筋受力变形实测值较大,这主要是元件上 部填土较薄,碾压操作对元件影响较大的原因。由于拉筋设计强度取值为格栅延 伸率2%时的强度,而施工过程中实测拉筋受力变形率大部分在0. 4%以下,个别 值达到()? 63%,其变形值最大为0. 96mm对于这样小的变形量的测试,施工干扰 相对就较大,特别是采用大型振动压路机碾压的施工影响。上述原因造成了随填 土高度的增加,实测传感器读数有振荡的现象出现。

4) 对于少数出现负增大的传感器,如9#32M专感器,可能是填料中含有大块 卵石局部作用在传感器上,碾压后造成传感器局部挤压变形,上部填土较少时,碾 压造成传感器变形增大,而使读数减少,当上部填土增加至一定时,格栅开始受较 大的拉力,则实测传感器读数又逐渐增大。

5) 以上结果表明,实测拉筋受力基本上在设计强度以内,说明设计是安全的, 但对于拉筋设计强度的取值来说,由于是变形控制设计取值,而控制设计的是拉筋 的峰值拉力,对于拉筋受力来说,出现峰值的拉筋长度往往只有某个点或某个小范 围,其余部分的拉筋受力要小得多,即使拉力峰值达到设计强度也不会使结构出现 大变形,因此可适当提高拉筋的设计强度。

10.4双级台阶式土工格栅加筋土铁路挡墙有限元分析

采用有限元法对双收台阶式土工格栅加筋土挡墙进行了计算机仿真分析,并 与现场试测结果进行对比,研究其工作特性及作用机理,有限元建模如图10.10

所示。

10.10有限元网格划分


 


10.4.1垂直土压力特征

10.11和图10.12分别为铺轨前和运营后的垂直土压力分布图。图 10.13?图10.15为不同埋深的土压力盒垂直土压力随墙高的变化。表10. 4为实 测值、理论计算值和有限元计算结果比较结果。


 


200           300           40

垂直土压力/kPa


 

文本框: 16文本框: 14文本框: E/鲥樾T?文本框: S/鲥樾+)?10. 13 土压力盒土压力数值

▲ 3#/实测 ~~ /Yh

-^S- 3#/有限元法 4#/实测 4#/rh —O— 4#/有限元法

100 200

垂直土压力/kPa

 

10. 14 3#4# 土压力盒土压力数值


垂直:hffi/kPa 10. 15 5# ,6#7# 土压力盒土压力数值


 

10.4测试值、有限元法计算值、:2冲值对比

埋深/m

计算编号

实测值/kPa

有限元法计算值/kPa

yh /kPa

铺轨前

运营后

铺轨前

运营后

14. 15

测点1

455

 

253.60

269. 42

297

测点2 ,

-

263. 84

278. 68

10. 85

测点3

175

226

221.76

251. 37

228

测点4

274

338

206.21

222.70

7. 55

测点5

260

343

279.34

242.98

58

测点6

154

182

139, 83

161. 03

测点7

138

145

140. 50

158. 87

 

分析现场测试、有限元计算、土压力理论得到的挡墙内土压力分布变化规律, 得到了如下的结论:

1)        有限元计算结果和理论计算结果规律基本吻合、数值接近,说明课题组采 用的数值分析可信,可应用有限元法方法分析研究拉筋土挡墙内的土压力分布变 化规律。

2)        有限元法数值解和按照土压力理论Yyh得到的结果基本吻合,而与实测 结果同存在较大差异。

3)        在施工过程中随着填土厚度的增加、土体垂直压力逐步增大;挡墙完工后 及投人运营后、垂直压力也有所增加。

4)        对于挡墙面板后同一高度处垂直土压力数值并不一致,在靠近面板处土 压力值明显减小。

10.4.2墙背侧向土压力特征

10. 16和图10. 17分别为上墙和下墙墙背侧向土压力沿墙高的分布规律。

10.17下墙墙面板后侧向土压力沿墙高分布

1)在下级挡墙底层面板背面、侧向土压力随填土高度的增加而增大;而在上 级挡墙面板背面及在高度中部处侧向土压力减小。


2) 上下级挡墙在相应墙趾处受力均较大,超出了按照土压力理论得到的结果。 一般认为这种受力情况由于其特定的边界条件而引起:底层面板安顿在牢固

的基础顶面上,由于基础顶与面板底面的摩擦力限制了面板的位移,使墙背水平土 压力受力较大,这种受力现象与过去多个拉筋土挡墙的试验结果相似,表明存在普 遍性。另外,挡墙底层处测试仪器在工点施工初期即巳埋设,由于当时所采用的填 料颗粒较大,造成压力盒局部应力集中,也可能是测试数据偏大的原之一。

3)         运营后上下级挡墙墙背侧向土压力均有所增加。

4)         测试值和有限元法分析结果均表明:上下级挡墙面板在其墙趾部位以上的 各层面板墙背实测土压力值均明显小于按照土压力理论得到的结果。

从结构特点分析造成这种墙背侧向土压力较小的受力现象可能的原因有: 拉筋土挡墙墙面是逐步拼装的块体结构,板与板之间采用砌筑连接,各块板间 的活动相对自由,当面板与拉筋存在连接间隙时,面板受力后产生外移变形,使墙 背侧向土压力随时释放,则存在实测土压力偏小的可能。

由于土工格栅拉筋是满铺于填土面上,拉筋层间距仅为0. 3m拉筋层间的填 土受上下拉筋的约束,侧向膨胀减少,导致传递给墙背的侧向土压力削弱较大。土 工格栅位于填土中,具有隔离作用,对传递下来的土压力进行扩散和均化,控制和 制约着墙背侧向土压力。

10.4.3拉筋变形特征

10. 18?图10. 23为不同层位的拉筋应变沿筋长的分布规律。总体来看, 随着填土高度的增加,拉筋应变逐步增大,铺轨后增加较多,运营后基本与铺轨后 类似,其应变值略有所增加。拉筋应变最大值出现在拉筋的中前部,6层测试拉筋 中应变最大值出现在下墙中部的测试拉筋上。上墙拉筋应变峰值基本在拉筋的前 部,上墙的0. 3H破裂面以内,下墙测试拉筋的应变峰值连线,铺轨前接近于下墙 的0.3H破裂面位置。


至墙面的水平IE/m 10. 18第一层拉筋应变沿筋长的分布


%/


 


10章双级台阶式土工格栅加筋土铁路挡墙应用技术研究 ? 249 .


 

 



铺轨前/实测          铺轨前/有限元法

运营后/实测 ~^r~运营后/有限元法


 


2                      3                     4                       5

至墙面的水平距离/m

10. 19第二层拉筋应变沿筋长的分布

铺轨前/实测          铺轨前/有限元法

运营后/实测 ~~hr~运营后/有限元法


 

2                      3                      4                       5

至墙面的水平距离An 10. 20第三层拉筋应变沿筋长的分布

-铺轨前/实测 ~铺轨前/有限元法 -运营后/实测 &一运营后/有限元法


 

4                  5                 6

至墙面的水平距离/m

10. 21第四层拉筋应变沿筋长的分布


 

 

塑料盲沟
塑料盲沟

 

 

 

 



至墙面的水平距离/m 10_23第六层拉筋应变沿筋长的分布 拉筋应变实测值与设计计算值比较:实测值偏大20%左右,运营后最下层实 测拉筋应变峰值点向远离墙面板方向转移,下墙应变峰值连线超出o. 3H破裂面, 上部与0. 3H破裂面接近,墙下部超出较多。

比较两者的结果可见:在最顶部的测试层处有限元法计算值明显小于实测值、 可认为是由于砂砾石这种大粒径填料的不均勻性而导致的局部应力的集中现象; 数值和实测值之间在结果大小上存在较大的偏差;两者均表明拉筋应变并非沿筋 长均匀分布,按照最大值控制设计是偏于安全的。

拉筋应变设计值与有限元法计算最大值比较:有限元法计算值均小于设计计 算值,说明按照土压力理论及假定潜在破坏面理论进行设计计算偏于安全,但存在 拉筋未完全发挥材料性能的情况。

(1)拉筋内偏离面板处有限元法计算最大值及与面板间距离

按照有限元法分析的结果,在靠近面板的区域存在拉筋应变较大的现象,除此


区域外在距离面板一定距离处,拉筋应变又达到了新的最大值。

由有限元法的计算分析结果可见,上下面板处的拉筋最大应变位置(除靠近面 板区域外)和实测结果比较接近,但并不完全符合0. 3H方法的常规设计计算设 定,即拉筋应变最大值并非在0. 3H潜在的破坏面位置处出现。

(2)        列车运营的影响

试验和有限元法结果表明,铺轨运营后拉筋应变增加。拉筋应变值与竣工时 的应变值相比,所有测点变形均增加,没有出现应变减少的情况。

(3)        拉筋应变沿筋长的分布

拉筋应变沿拉筋长度的分布实测结果基本反映了拉筋设计的应变分布情况, 结果表明土内土工格栅产生的应变的分布是不均勻的,这种趋向在有限元法分析 中是十分明显的。6层测试拉筋中应变最大值出现在下墙中部的测试拉筋上。下 墙测试拉筋的应变峰值连线接近于下墙的0. 3H破裂面位置,上墙拉筋应变峰值 基本在拉筋的前部上墙的0. 3H破裂面以内,这种情况表明,就全墙而言,加筋土 挡墙土体中不一定存在潜在的破裂面,这可能主要是由于级间平台的作用,将上 墙、下墙两级挡墙独立开来,互不影响,也可能是因为拉筋很密的原因。

10.4.4挡墙潜在破裂面特征

将加筋土体中各层位测试拉筋最大应变位置连线,分析其潜在的破裂面位置 (对于墙高下半部,取远离面板处的应变峰值位置),如图10. 24所示。


距墙面舰离/m


10. 24挡墙潜在破裂面



 


 

就双级墙来说,上半墙的潜在破裂面形状与“ 0. 3H比较接近,且破裂面位 置接近0. 3H处,而下半墙破裂面形状与朗肯主动土压力理论值接近。

10. 5

根据现场原型试验观测结果及有限元分析结果,该土工格栅加筋土挡墙的受 力和位移完全满足结构的强度、稳定、变形和安全要求,并得出如下结论:

1) 作为加筋土高挡墙的拉筋材料,土工格栅除具有足够的抗拉强度,且与填 料产生足够的摩阻力外,还具有适度的延伸率和良好的韧性,能适应拉筋与墙面板 协同变形的要求?尤其在筋带与面板的连接部位,土工格栅与钢筋混凝土面板的连 接方式,可使筋带只受拉力而不受剪力,这不仅避免了面板与拉筋连接点因弯折而 降低强度,还能确保墙面结构的平整美观。

2) 对于铁路高路堤加筋土路肩挡墙,采用设置级间平台的双级形式以克服单 级形式拉筋设计强度过高及降低挡墙上部填料与面板的沉降差是一个很有效的措 施。当平台足够宽时,上墙位于下墙潜在破裂面以外,可降低上墙对下墙拉筋设计 抗拉强度的影响,而上墙的稳定性不受下墙的影响。

3) 墙背侧向土压力的实测结果表明,土工格栅加筋土挡墙墙背的侧向土压力 在墙底局部达到主动土压力与静止土压力的平均值,而墙背中上部侧向土压力小 于主动土压力,说明应用土工格栅满铺拉筋的加筋土挡墙墙背侧向土压力低于按 库仑主动土压力理论的计算值,因此按主动土压力理论计算能满足加筋土内部稳 定性检算的要求。

4) 加筋土体中垂直压力是使拉筋产生摩擦力的重要因素,实测结果表明土中 垂直土压力均大于Yh计算值,略去列车荷载,按外理论值计算是安全的。

5) 拉筋应变实测结果表明,上下墙作为整体墙来看,没有明显的潜在破裂面 形成。而下墙的拉筋应变峰值连线接近于下墙的0. 3H破裂面,上墙拉筋应变峰 值基本在上墙的0. 3H破裂面以内,这种现象还待进一步的研究。根据本次实测 结果,为简化计算,建议在设计中上、下墙分别按0. 3H破裂面进行拉筋长度的计 算,但两级墙之间应设置平台,平台宽度应保证上墙位于下墙破裂面以外。

6) 填料的选用,应充分考虑减少填料的沉降及拉筋破坏。加筋土高挡墙应尽 量选用砾砂、粗砂等粗粒填料,特别靠近面板处,应尽量选用级配良好的填料;对土 工格栅拉筋应避免使用较大块石或带有尖锐棱角的碎石。

7) 梅坎铁路双级加筋土挡墙的测试结果表明,加筋土挡墙墙背侧向土压力、拉 筋应变实测值小于设计计算值,拉筋间距布置还可进一步优化,以降低工程造价。原 设计中未考虑级间平台宽度的影响按直墙进行设计,根据多级挡墙的设计方法,宜考 虑平台宽度的影响,按斜面墙的方式对拉筋受力及最大拉力线位置进行折减计算。


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