随着“交通强国”战略提出，铁路系统的运输能力和运输覆盖面需求持续增长[1-2]。格宾网和土工格栅复合加筋是一种新型加筋土结构，对于构建高大防护工程具有安全、经济的优势[3]：土工格栅可防止破裂面的形成，有效提高结构的整体稳定和局部稳定；格宾网被认为是二级加固，确保面板处的局部稳定。这种新型结构已被应用于印度SIKKIM机场71.5 m高边坡工程，阿尔巴尼亚37 m高的RRESHEN-KALIMASH公路工程。同时，高填方格宾石笼+土工格栅防护施工工法入选国家铁路局铁路工程建设部级工法[4]，具有巨大的应用潜力。为使高烈度区复合格宾土工格栅加筋土挡墙(以下简称复合式挡墙)正常安全服役，需对其动力响应进行全面掌握[5-8]。蔡晓光等[5-6]通过振动台试验探究了复合式挡墙的加速度放大系数、竖向沉降、水平位移、动力特性(自振频率和阻尼比)、地震土压力分布及合力作用点等方面。李昀等[7-8]采用振动台试验和数值模拟探究了加筋格宾挡土墙、绿色加筋格宾挡土墙、柔性网面土工格栅加筋挡土墙的加速度响应、竖向位移响应、水平位移响应、水平动土压力响应等。筋材作为加筋土挡墙结构重要组成部分，明确其受力特征至关重要，众多学者开展了相关研究。对于单一筋材式，黄向京等[9]通过对加筋格宾加筋土挡墙中的筋材进行原位监测和数值模拟，提出一种“新折线型潜在破裂面”计算方法；林宇亮等[10]依托加筋格宾挡墙工程现场试验和数值模拟，研究了筋材应变和潜在破裂面的相关特征，即筋材应变随水平位移增大而增大，潜在破裂面与0.3H法(单楔体法)潜在滑移面位置基本一致；LELLI等[3]通过格宾加筋土挡墙振动台试验，得到了挡墙加速度放大系数、水平位移和筋材拉力等动力响应；朱玉明等[11]运用极限状态下加筋土挡墙稳定所需筋材拉力计算方法，探究不同筋材布设方式下加筋土挡墙的稳定性，提出了根据工程实践需要选择合适筋材布设方式进行抗震设计的新思路；张飞等[12]通过极限平衡法建立台阶式加筋土挡墙的筋材拉力计算方法和筋材拉力分布趋势，得到安全状态时台阶式加筋土挡墙的筋材长度和筋材拉力的变形规律，确定其潜在破裂面的破坏模式；蔡晓光等[13]通过振动台试验研究了双级土工格栅加筋土挡墙的格栅应变和潜在破裂面特征：应变值随输入峰值加速度的增大而增大、应变最大值位置向土体内部扩展，提出了考虑平台宽度的双级折线型破裂面模型；WANG等[14-15]通过模型试验和数值模拟探究了模块式土工格栅加筋土挡墙在列车荷载和静力载荷下的应变响应规律：筋材应变沿筋长方向呈单峰分布，应变峰值位移随水平位移从高到低逐渐减小。对于复合式结构：GU等[16]以土耳其2个复合格宾土工格栅加筋土挡墙为原型，通过数值分析与现场实测结果对比，分析了面板位移、筋材应变规律；杨广庆等[17]通过对复合式整体刚性加筋土挡墙进行原位监测试验，研究施工前后土工格栅应变的演变规律，即土工格栅沿墙高呈现为类似“0.3H法”破裂面。综上可知，目前学者针对单一筋材形式的加筋结构中关于筋材布设、潜在破裂面、筋材受力等问题进行了较多研究，而对于格宾网+土工格栅等复合型筋材形式的加筋结构的筋材受力问题研究相对较少，对于格宾网和土工格栅2种加筋材料的协同工作机制、拉力分配占比等问题仍不清晰，亟需进一步研究。因此，利用振动台试验对复合式挡墙的变形模式、筋材拉力占比、潜在破裂面、筋土界面摩擦因数进行研究。研究结果为复合式挡墙的抗震设计和施工建议提供数据支持，为此类结构在高烈度区推广应用提供助力。
1 振动台试验
1.1 试验概述
复合式挡墙振动台试验在防灾科技学院中国地震局建筑物破坏机理与防御重点实验室开展完成。实验中所采用的振动台相关参数、采集设备情况、模型箱尺寸等相关具体介绍可见文献[5]。参考印度锡金机场[18]和国内相关工程案例可知，单层格宾网箱常用的截面尺寸为0.5 m(高)×0.5 m(长)、1.0 m(高)×0.5 m/1.0 m(长)。结合振动台承载能力和模型箱尺寸，选定采用截面为0.2 m(长)×0.2 m(高)的格宾网箱进行试验，故将相似比设定为1∶5和1∶2.5。试验模型尺寸为1.9 m(长)×1.5 m(宽)×2.0 m(高)，如图1所示。试验过程中施加经过处理的单向白噪声、卧龙波(fwl)和El-Centro波(fel)：试验开始前及相同加速度工况结束后输入白噪声(fwn)；相同峰值加速度输入时，先进行相似比1∶5的地震波荷载，再输入相似比1∶2.5的地震波荷载；按照峰值加速度逐渐增大的顺序从0.1g～0.8g依次施加。加载工况如表1所示。
| 序号 | 波形 | 幅值/g | 相似比 | 工况代号 |
|---|---|---|---|---|
| fwn | 0.05 | 1 | fwn1 | |
| 1，2 | fwl，fel | 0.1 | 5 | fwl0.1g，fel0.1g |
| 3，4 | fwl，fel | 0.1 | 2.5 | fwl0.1g，fel0.1g |
| fwn | 0.05 | 1 | fwn2 | |
| 5，6 | fwl，fel | 0.2 | 5 | fwl0.2g，fel0.2g |
| 7，8 | fwl，fel | 0.2 | 2.5 | fwl0.2g，fel0.2g |
| fwn | 0.05 | 1 | fwn3 | |
| 9，10 | fwl，fel | 0.4 | 5 | fwl0.4g，fel0.4g |
| 11，12 | fwl，fel | 0.4 | 2.5 | fwl0.4g，fel0.4g |
| fwn | 0.05 | 1 | fwn4 | |
| 13，14 | fwl，fel | 0.6 | 5 | fwl0.6g，fel0.6g |
| 15，16 | fwl，fel | 0.6 | 2.5 | fwl0.6g，fel0.6g |
| fwn | 0.05 | 1 | fwn5 | |
| 17，18 | fwl，fel | 0.8 | 5 | fwl0.8g，fel0.8g |
| 19，20 | fwl，fel | 0.8 | 2.5 | fwl0.8g，fel0.8g |
| fwn | 0.05 | 1 | fwn6 |
1.2 面板
试验模型面板由2种尺寸的格宾网箱错缝搭接而成，依据实际工程常见的格宾笼高度0.5 m或1 m，相似设计后确定2种格宾笼尺寸为0.2 m(长)×0.5 m(宽)×0.2 m(高)和0.2 m(长)×0.75 m(宽)×0.2 m(高)，如图2所示。网箱内部采用直径80～150 mm的河卵石填充而成，填充孔隙率不大于30%。同时，在面板后部铺设土工布，防止回填土在模型制作时从面板处流出。
1.3 筋材
参考LELLI等[3]提及的实际工程中加筋方式，即在偶数(F2、F4、F6、F8、F10)层布置格宾和土工格栅复合体(格宾网笼和土工格栅通过绑扎连接)，奇数层为格宾网箱后置的格宾网。加筋材料依据相似比1：2.5进行处理：对土工格栅进行2/3剃肋处理；格宾网丝由于绞合没法进行剃肋处理，故选用市面上强度相对较低的网丝制作。土工格栅、格宾网具体参数见表2、表3。
| 2%应变强度/(kN∙m-1) | 5%应变强度/(kN∙m-1) | 拉伸强度/ (kN∙m-1) | 刚度(相似处理后)/(kN∙m-1) |
|---|---|---|---|
| 18.2 | 36.7 | 57.9 | 303.33 |
网孔尺 寸/cm | 网丝(边缘)直径/mm | 2%应变强度/(kN∙m-1) | 5%应变强度/(kN∙m-1) | 拉伸强度/(kN∙m-1) |
|---|---|---|---|---|
| 7×9 | 2.0(2.7) | 15.4 | 19.1 | 28.1 |
1.4 回填土
回填土选用标准砂，相对密实度为0.7，其颗粒级配曲线及物理力学特性，如图3所示。
1.5 仪器布设
模型整体采用退台式搭建，每层退台宽度均为20 mm。为测试模型的墙体变形模式和筋材受力特征(见图1)，在墙面板前方布置10个拉线位移计(编号为D1～D10)获取每层挡墙墙面的变形规律；在格宾网和土工格栅上分别布设10个和17个应变片，记录格宾网和土工格栅在水平地震作用下的应变特征。
2 试验结果及分析
2.1 模型震后现象
复合格宾土工格栅挡墙模型在输入地震动峰值加速度为0.1g和0.2g时，只有轻微晃动，墙体基本完好；在输入0.4g时，挡墙面板开始出现前倾现象；在输入0.8g时，挡墙在振动台上晃动剧烈，面板位移大幅度增大，格宾面板孔隙处有碎石掉落，试验模型整体稳定，如图4(a)所示。通过在有机玻璃中记录各层面板位置(见图4(b)，其中图例数字1～20为施加工况序号)可知：挡墙墙面变形模式为中上部鼓胀，最大位置出现在D7层(130 cm高度处)；鼓胀部位随着地震荷载的增加而逐渐增多，逐渐扩展D5和D7这2个局部最大，其原因是在地震荷载作用下，河卵石重新挤密排列导致格宾网箱面板自身发生一定柔性变形。
2.2 墙体变形特征
图5为输入fwl0.8g(相似比1∶2.5)时面板D9处记录的水平位移时程图。由图5可知：面板的变化随着地震动出现了2次改变，且无法回复到初始位置；面板位移存在峰值位移(P)和永久位移(R)。图6是不同峰值加速度、不同相似比下，复合式挡墙的位移分布规律。试验数据显示：1) 不同地震动、不同相似比时，挡墙的位移分布和变形模式基本一致；2) 以图6(a)为例，挡墙的变形模式为外倾：在0.1 g、0.2 g时，墙体产生轻微变形，地震永久位移和峰值位移趋势相似且变形较小，说明挡墙模型在地震作用力较小时具有良好的变形恢复能力，此时的变形模式可视为绕墙趾转动的外倾；在0.4g工况时，相较于0.2g，峰值位移增加199.0%，永久位移增加903.2%，变形模式为平移+转动；位移值随峰值加速度增大而增加，在0.6g增值0.8g时，峰值位移增加96.4%，永久位移增加111.9%，变形模式为以转动为主的平移+转动耦合模式；0.8g时最大峰值位移为11.43 mm，最大地震永久位移为3.40 mm，均少于挡墙高度的1%，根据李思汉等[19]整理的格宾挡墙位移破坏标准(3 m高度内，挡墙高度的1.3%)，挡墙处于稳定状态。
对于加筋土挡墙出现何种变形机制，SABERMAHANI等[20]认为变形模式与墙体几何形状、材料刚度和地震输入有关：筋材短、刚度大、间距小时，易出现转动变形；筋材长、刚度小、间距大时，易出现鼓胀。为区分外倾和鼓胀，引入了无量纲参数—内部破坏指数IFJ(见式(1))。内部破坏指数是在考虑加筋土挡墙内部稳定性时，对可能出现的破坏模式(鼓胀、倾覆等)进行量化评估的指标。内部破坏指数的意义在于：1) 安全性评估。可评估不同工况下的安全性，确保设计满足安全要求。2) 优化设计。可对加筋土挡墙设计进行优化，比如调整筋材布置、间距、长度等，以达到更好的稳定性和经济效益。CHRISTOPHER[21]将加筋区视为一个整体，通过定义整体刚度比Sr(见式(2))来区分挡墙变形行为：整体刚度比越大，则易出现平移、外倾等整体变形模式。结合试验参数计算可知，复合式挡墙的内部破坏指数为0.56，整体刚度比为4 091.70。这2个指标可知挡墙变形模式为外倾，但依靠这2个指标判断挡墙外倾与鼓胀的临界点，暂时不可行。筋材与变形模式间的定量关系还需进一步深入研究。
式中：L为筋材长度；SV为筋材竖向间距；
式中：J为筋材刚度；Rc为筋材覆盖率(b/Sh)，其中b等于筋材宽度，Sh等于水平间距；H为挡墙高度；n为筋材层数。
2.3 筋材拉力
通过刚度和应变乘积来确定加筋材料在地震作用下所受的筋材拉力(见式(3))。因加筋结构不同，格栅上布设10个应变片，格宾网上布设17个应变片，选取格宾网上10个应变点(从左往右第2、4、5、6、7、8、10、13、15、17个应变点)进行对比。图7为在挡墙顶部F10层格宾和土工格栅的筋材拉力在合力的占比情况(GS贡献率、GB贡献率分别代表该测点处土工格栅和格宾的筋材拉力分别占筋材总拉力的比值)。数据可知：同层位置处土工格栅的筋材拉力最大值出现在靠近墙面39 cm处；土工格栅的筋材拉力占总筋材拉力的76%～92%，远大于格宾筋材拉力所占比例，这与LELLI等[3]研究得到的土工格栅在复合格宾土工格栅受力过程中承受主要作用的观点一致。
式中：T为筋材拉力；J为筋材刚度；ε为应变。
2.4 潜在破裂面
潜在破裂面作为加筋土挡墙设计中的重要组成部分，它为加筋材料的设计长度提供依据，影响挡墙的稳定性和经济性。复合式挡墙潜在破裂面由各加筋层材料受到的峰值筋材拉力点进行连线(除面板连接处)，以确定潜在破裂面的位置和形状。奇数层为格宾网受到的筋材拉力增量值，偶数层为格宾网拉力增量值和土工格栅拉力增量值的合力，筋材拉力增量情况见图8所示。由图可知：各层峰值筋材拉力出现在距离挡墙面板0.15H～0.4H(H为墙高)的范围内；各加筋层的筋材拉力总体呈现为随输入地震动峰值加速度的增大而增大，中间层的峰值筋材拉力比底层和顶层处的筋材拉力增量大，这是因为中间层在地震动作用下承受的峰值力(如动土压力和地震惯性力)最大。在实际工程中建议中间层采用较高强度的加筋材料，以避免过大挡墙变形，这与王丽艳等[22]研究结论一致。
因输入的地震动类型和相似比的不同，挡墙各工况下的潜在破裂面有所不同，但总体呈现的变形趋势近似，如图9所示。结合实测数据，基于工程应用便利性、设计计算准确性和地震稳定安全性等方面考虑，提出了适用于复合式挡墙的拟合破裂面，将拟合破裂面与现有相关规范(见表4所示)汇总于图10。由图10可知：拟合破裂面底部位置(0～0.2H)与现有规范趋势相近；拟合破裂面出现的第1个转折点为(0.1H，0.2H)，第2个转折点为(0.325H，0.25H)，一直连接到(0.325H，H)；在挡墙底部(0～0.2H)进行抗震稳定性设计时加筋材料的设计长度大于潜在破裂面，挡墙上部(0.2H～H)处筋材设计长度大于0.325H，即可保持其稳定性和经济性。相比于铁路路基设计规范和公路路基设计规范，破裂面上部往后推移了0.025H，考虑为面板型式所导致的。破裂面第2折点使得破裂面下部位置相比于现有规范更接近面板，筋材更容易发生失效破坏。在实际工程应用中，可根据实际破裂面位置与规范的差异，适当优化加筋层设计参数以节约工程成本和提高安全性。
2.5 筋土界面摩擦因数
通过建立加筋材料上相邻2个应变片之间的水平受力平衡方程，可将加筋材料与填土之间的摩擦因数(fmob)[27]表示为式(4)。
式中：Ti+1-Ti为筋材上相邻2个应变片的筋材拉力的差值；σ为加筋带上方的竖向应力；a为土工格栅的宽度；Li+1-Li为相邻2个应变片之间的距离。
图11为fwl 1:2.5时筋材和填土之间的筋土界面摩擦因数的分布情况。数据可知：挡墙顶部(F10)摩擦因数最大，这是由于在地震动作用下挡墙顶部处的位移最大，F10层的加筋材料的竖向应力较小所致；在输入0.1g和0.2g时最大摩擦因数为0.031，远小于铁路规范[24]中规定的0.3～0.4；在0.4g和0.6g时，摩擦因数从0.061增加到0.11，这是由于挡墙面板位移出现大幅度增加引起；0.8g时，挡墙各层间的筋材摩擦因数均有所下降，这是由于挡墙墙后填土在受到多次地震动作用后筋材与填土相互作用减弱；挡墙偶数层布设的格宾土工格栅加筋材料与填土之间的摩擦因数相比于相邻单独布设格宾层与填土之间的摩擦因数要小，这是由于土工格栅和格宾网共同承担地震土压力和地震动作用导致。
对于此类复合筋材，土工格栅和格宾网的筋土界面摩擦会相互影响，不可完全依靠已有规范中单一筋材的摩擦因数进行设计。至于采取何种摩擦因数参考值，还需进行大量试验去验证。
3 结论
1) 当输入峰值加速度达到0.8g时，挡墙仅有零散的碎石掉落，宏观变形为中上部鼓胀，挡墙整体稳定，表明复合式挡墙具有优越的抗震性能。
2) 挡墙的变形模式随着峰值加速度的增大，逐渐由外倾模式转向为外倾+平移相耦合模式。探讨了内部破坏指数(0.56)和整体刚度比(4 091.70)与变形模式间的对应关系。
3) 通过格宾网和土工格栅复合体的筋材拉力贡献率计算可知，土工格栅筋材拉力贡献率远大于格宾。复合体中土工格栅起主要加筋作用。
4) 地震作用下复合式挡墙的潜在破裂面与现有规范中建议破裂面形式有所差异。
5) 地震作用下复合式挡墙的筋土界面摩擦因数最大值为0.11，远小于相关规范建议值0.3～0.4；复合筋材层(格宾网+土工格栅)摩擦因数小于单一筋材层(格宾网)。
三项土工合成材料类施工技术入选铁路工程建设部级工法
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