概述
衡重式挡墙作为重力式挡墙的一种，与其它重力式挡墙相比，因衡重台的作用，可使墙体重心后移，改善基底压力分布使之更趋平衡，提高挡墙高度以及增强挡墙的抗倾覆稳定性。但是由于衡重式挡墙的墙背形式较为复杂，加之上墙背与下墙背承受的土压力存在相互影响现象，也使其墙背土压力的性质较其它重力式挡墙更为复杂。衡重式挡墙的墙背土压力计算仍以经典Coulomb土压力理论为基础，多采用折线形墙背的土压力计算方法，即上墙和下墙分开考虑，上墙将填土侧墙顶边缘与衡重台外缘相连，作为假想墙背，按假想墙背的Coulomb理论求得土压力；下墙则采用延长墙背法计算Coulomb土压力，并认为土压力沿墙高呈线性分布。然而，大量的模型试验和现场测试表明，即使是刚性挡墙背的土压力沿墙高也大多呈非线性分布，就衡重式挡土墙而言，由于衡重台的存在导致墙背面呈不平整状，墙土间相互作用复杂，引起墙背土体破坏和土压力分布模式的剧烈变化是一个值得探讨的问题。此外，在高大及受力情况复杂的挡墙背土体中铺设土工格栅加筋技术得到了较广泛的应用。一方面，铺设于墙后土体中的土工格栅，通过与土体的摩擦作用及格栅网眼的嵌锁、咬合作用，限制土体侧向变形，增强土体的整体性，减小墙背承受的土压力；另一方面，墙背土体加筋后，也会更进一步加剧墙土间相互作用的复杂性，尤其是衡重式挡墙背土体加筋之后的土压力作用特性、破裂面形状和位置等问题尚不十分明确。因此，研究衡重式加筋土挡墙的土压力特性和墙后土体的变形特点，对完善该类墙型的结构设计具有重要意义。
以某山区公路旧路拓宽改造工程中所应用的陡坡桩基托梁地基路肩衡重式加筋土挡墙为原型，考虑墙后土体在88%和95%压实度及土体加筋条件下，设计了4组土工离心模型试验，研究了墙后土体压实度和土中加筋等因素对衡重式路肩墙背土压力的影响规律及墙后土体的变形特点。
1 试验设计
1.1 试验设备
试验所使用离心机是西南交通大学的TLJ-2 型土工离心机，其最大容量为100 g·t，最大加速度200g，有效半径约2.7 m，模型箱尺寸0.8 m×0.6 m×0.6 m。
1.2 模型设计
（1）衡重式挡墙原型结构和模型尺寸衡重式挡墙模型是根据原型尺寸经模型率n=40缩尺后由约2 mm厚钢板经焊接加工制成（即试验时离心加速度为40g）。原型挡墙的墙后填土重度g≈19kN/m，综合内摩擦角j≈40°，rdmax≈2.22 g/cm，wop≈5.8%，土工格栅在填土中横向满铺、垂向间距0.5 m，共铺设有18层。
（2）模型填料土工离心模型试验从理论上讲，应当将结构物和填料同时按模型率进行缩尺和缩径，而填料的过度缩径会使其与原型填料在物理力学性质上产生明显差异，影响土工离心试验的可重现性。因此，一般针对细颗粒填料，可直接选用原型填料作为模型填料，以保证模型填料在离心力场中与原型填料具有相同的应力应变关系。但对于粗颗粒填料，需考虑因模型缩尺与填料缩径不协调而产生的粒径效应问题。
粒径效应产生的本质原因是因结构物缩尺后，作用其上的土颗粒数量有限，此时土颗粒的不均匀性就会对土工离心模型试验的结果产生影响。因此，结构物尺寸与土颗粒的粒径比应当具有合理的界限，在保证土颗粒作用在缩尺结构物上的均匀性或连续性条件下降低粒径效应对土工离心模型试验结果的影响。在这一方面研究较多的是通过不同的基础底板尺寸Bm与土颗粒平均粒径D50的比值（Bm/D50）反映粒径效应对浅基础承载力特性的影响。Fuglsang 等进行的土工离心模型试验表明，Bm/D50>35的粒径效应影响较小。徐光明等开展的土工离心模型试验认为，Bm/D50>30的同时，还需Bm/Dmax>23。杨俊杰等完成的土工离心模型试验要求Bm/D50>233。可得D50≈5 mm，Dmax≈60 mm。而与模型填料直接接触的模型土压力简支梁式测力板有效长度 Bm=67.5 mm，为保证土压力测试的准确性，需满足Bm/Dmax=30的粒径效应限值，可得到模型填料允许的最大粒径Dmax=2.25 mm。基于代替法的填料缩径处理原则，以原型填料的最大粒径Dmax与模型填料允许的最大粒径Dmax之比作为基准，将原型填料中5～60am的颗粒按比例进行缩小，在保持模型与原型填料粒土含量基本不变的情况下，兼顾模型与原型填料力学相似性，可得到模型填料的粒径范围，其级配
（3）加筋材料模拟
土工格栅由于厚度较小，弹性模量高，若按模型率将其尺寸缩小，有较大的实现难度。因此，土工离心模型试验中，通常选用其它材料模拟土工格栅的加筋作用，如纱布、试纸、铜带和塑料纱网等。土工格栅的模型材料一般遵循抗拉强度相似原则进行制备，即原型土工格栅每延米拉伸屈服力TP与模型加筋材料的每延米拉伸屈服力Tm之比满足模型率n 的要求原型土工格栅型号为TGSG20—20，拉伸屈服力20kN/m。土工离心模型试验中，使用塑料纱网作为土工格栅的模型材料，其单层抗拉强度约1.73 kN/m，按抗拉强度相似原理可知，相当于原型土工格栅的单层抗拉强度为69.2 kN/m，近似等效为3 层拉伸屈服力为20 kN/m 的土工格栅效用。模型的上墙及下墙土层中各自均匀铺设有4 层塑料纱网，垂向铺设间距均30 mm，大致相当于原型每米厚度土层中铺设有抗拉强度58 kN/m 的筋材，比原型每米厚度土层中设计的2 层土工格栅共40 kN/m 的抗拉强度提高了约45%的加筋材料强度。
（4）测点布设
沿模型挡墙背和衡重台依次布设测力板，用于量测墙背以及衡重台承受的土压力，墙背测力板尺寸70 mm×20 mm，衡重台测力板尺寸70 mm×25 mm；在模型填土表面布设沉降计，用于量测墙背填土表面沉降。
2 试验数据分析
2.1 衡重式墙背土压力及其随墙体位移的变化
对挡墙施加位移，得到墙顶位移与上、下墙墙背总土压力的关系，随墙顶位移的增大，上、下墙背土压力不断减小并趋于稳定。其中M1、M2 上墙在墙顶位移分别约为0.5，1 mm 时基本达到主动土压力状态，先于下墙（分别约为4，2 mm）；M3、M4 上、下墙在墙顶位移约为3 mm 时基本同时达到主动土压力状态。
在墙背承受的总土压力大小方面，压实度95%及墙后土体加筋条件下的M1 模型，其上、下墙土压力均小于未加筋的M2 模型；达到主动土压力状态时，M1 模型的上墙土压力较M2 模型减小了约68%，下墙约减小43%。而压实度仅为88%的加筋模型M3 和未加筋模型M4 中，无论上墙还是下墙土压力由静止状态到主动状态的整个过程中，其墙背承受的土压力并无明显差异。反映出墙后土体加筋对墙背土压力的减小作用与土体压实度密切相关，墙后土体的加筋减压效应只有在路基填土得到有效压实的条件下才显现出来。
2.2 衡重式墙背土压力分布特征
试验获得的墙背土压力分布，虚线和实线分别表示主动和静止土压力的分布状况。可知，M1 的上墙背土压力呈两段式折线形分布特征，而M2 的上墙背土压力则呈线性分布规律。其中，距上墙顶（0～0.5）Hu范围内，两者的土压力及其分布差异并不大，但M1 在距上墙顶（0.5～1.0）Hu范围的土压力基本呈矩形分布，该现象反映出压实度较高条件下的墙后土体加筋减压效应主要体对上墙背下半部分土压力的影响方面。M3 和M4 上墙土压力基本呈线性分布，两者在数值上也基本一致，表明在墙后填土压实不足情况下的土体加筋作用未能得到有效发挥。
衡重式挡墙的下墙土压力分布具有十分相同的规律。静止状态的土压力呈比较明显的两段式折线分布形态，距衡重台下约Hd/3范围存在显著的减压现象，这主要是由于衡重台对上墙填土的托举作用而致使下墙产生了卸荷作用所引起。而主动状态的土压力则呈现出三段式的非线性分布特征，其中，因衡重台的托举减压效应主要影响衡重台下约Hd/3范围的土压力分布，距墙踵Hd/4 范围的土压力减小主要由土拱效应所导致，只有距衡重台（1/3～3/4）Hd范围的土压力可认为基本不受衡重台和墙踵附近土拱效应的影响。由此，可将衡重式挡墙的下墙主动土压力分布划分为衡重台卸载作用影响区、土压力作用影响区和土拱效应影响区等3 个区域。
墙背土压力分布曲线的面域质心，可得到上、下墙及全墙背在主动状态下的土压力合力作用点位置。压实度为88%的M3 和M4 上、下墙及全墙主动土压力合力作用点分别位于距上、下墙及全墙墙顶约2/3 高度处；压实度为95%的M2，其上、下墙主动土压力合力作用点较M4 基本相同，而全墙主动土压力合力作用点位置提升了约9%，反映出提高填土压实度对全墙主动土压力合力作用点有一定影响，M1 在M2 的基础上对墙后填土加筋处理后，上、下墙及全墙主动土压力合力作用点均提升了约7%。
2.3 衡重式墙后土体滑裂面形态
衡重式挡墙的土压力计算方法有实际墙背法、延长墙背法、第二破裂面法等，其主要区别在于对墙后土体滑裂面出现位置假设的不同，因此，准确掌握衡重式挡墙墙后土体的滑裂面特征对完善土压力计算具有重要作用。
通过试验加载前在墙后填土剖面（模型箱有机玻璃侧）刻记网格线，可观察试验完成后墙后土体的变形状况，量测填土剖面网格节点位移。M1～M4 模型试验照片。M1～M4 墙后土体中均存在两组潜在滑裂面，其位置和形态基本相同。其中一组潜在滑裂面通过墙趾，在上墙部分几乎为一竖直面，而在下墙部分为一曲面，该滑裂面与填土表面的交点均距墙顶约150 mm（或距墙踵水平投影约117.5 mm），与全墙高的比约0.5（或0.39）；另一组潜在滑裂面则出上墙后土体中，其形态大致为通过衡重台后缘的斜面，与填土表面交点距墙顶约60 mm。这两组破裂面组成的区域内，土体主要发生沉降变形，形成主动区。通过衡重台后缘的滑裂面与上墙背组成的区域内，土体变形不明显，主要是由于衡重台对上部土体存在约束作用，致使该区域内土体与挡墙一同发生位移，可视为墙体的一部分。从试验结束后墙后土体中出现的裂缝可以反映出土体的加筋能够明显增强土体的整体性，抑制土体裂缝的开展，对于低压实度的情况，抑制效果仍然明显。
2.4 衡重式墙后填土表面沉降
（1）墙后填土表面沉降沿路基横断面分布
鉴于原型中旧路基建成年代久远，变形早已完成，因此在模型中模拟旧路基填土时掺入了5%水泥粉，可视其基本不发生沉降，布设于旧路基处的沉降计测试数据也表明整个旧路基的沉降量很小。沿路基横断面基本呈三角形分布。对比M1 与M3、M4 发现，提高墙后填土的压实度可有效改善路基面的不均匀沉降发展。而对比M3 和M4 的测试数据，则反映出即使在88%的较低压实度下，墙后土体加筋对填土表面的减沉仍有效果。
（2）墙体侧向位移引起的墙后填土表面沉降墙后填土表面沉降主要来源于两个方面，一是在
重力作用下产生的填土压密变形，二是由墙体侧向位移所引起的填土形变沉降而墙体侧向位移引起的填土表面沉降的理论值则基于以下假设获得：①墙体侧向位移面积与墙后填土表面沉降面积相等；②墙体侧向位移过程中，墙后填土只有形变而无体变；③新旧路基交接面处的填土表面沉降为零；④墙体侧向位移引起的墙后填土表面沉降沿横断面呈三角形分布。
3 结论
通过衡重式加筋土路肩挡墙的土工离心模型试验分析，得出以下结论：
（1）墙后土体加筋对减小墙背承受的土压力作用与土体压实度密切相关，只有在路基填土得到有效压实的条件下墙后土体的加筋减压效应才显现出来。试验表明，墙后填土压实度仅有88%，墙背土压力基本不受土体加筋的影响；但当压实度增至95%，加筋作用可大幅降低上、下墙土压力分别达68%和43%，并对上墙背土压力的分布产生影响，由线性增大变为折线型分布。
（2）衡重台的存在，对其上覆土体存在托举效应，会导致衡重台以下约1/3 下墙高范围内的土压力减小，使得处于静止状态的下墙背土压力呈现出比较明显的两段式折线分布形态；在主动状态下，除因衡重台的托举减压作用引起下墙背上部范围土压力的降低外，下墙踵附近的土压力也会因土拱现象的存在而减小，致使下墙背土压力进一步演变为三段式的非线性分布特征。
（3）墙后土体加筋对减小路肩式挡墙的填土压密下沉，降低因墙体侧向位移引起的填土形变沉降效果突出。尤其在填土压实度较高的条件下进行土体加筋，对提高路基填土的抗变形能力，控制新旧路基间的不均匀变形效果更加显著。
