膨胀土具有显著的吸水膨胀、失水收缩的特点，是工程中难以处治的特殊土，膨胀土边坡具有“逢堑必滑、无堤不塌”的极端特殊性[1-4]。目前，对膨胀土边坡处治技术备受关注，其中，组合支护已成为膨胀土边坡工程处治的重要手段。
组合支护措施通常融合了2种及以上支护结构的特点，其力学机制通常较复杂[5-6]。唐佳颖等[7]分析了桩板墙-加筋组合结构支护高填方边坡的稳定性，发现筋材强度、长度、抗滑桩长度对边坡安全系数影响显著，但超过限值后对安全系数影响变小。曹文昭等[8]研究了抗滑桩-加筋土组合支护陡坡的力学特性，发现设置抗滑桩承台能有效减少桩身及加筋挡墙的水平位移。唐晓松等[9]采用数值模拟方法对山区高填方工程的加筋土挡墙-抗滑桩组合结构支护设计方案进行了优化分析。薛鹏鹏等[10]以抗滑桩-加筋组合结构为研究对象，发现后浇式刚性挡墙组合支挡结构面板承受的土压力远小于刚性面板组合支挡结构承受的土压力。张智超等[11]研究了一种微型桩-加筋土挡墙组合支护系统，该系统施工方便，收坡效果好，仅通过适当增加材料即可加强结构稳定性及抗冲击特性等。李玉瑞等[12]通过模型试验研究了桩-锚-加筋土组合结构的力学特性，发现后排桩承受更大水平荷载，应在后排桩设置垫层结构来减弱变形不协调观察。
在膨胀土边坡支护方面，徐永福等[13]研究了土工编织袋挡墙、EPS减载挡墙、抗滑桩、锚杆等在膨胀土边坡处治中的分析理论与设计方法。邹维列等[14]从防渗保湿、消本治胀、以柔治胀、刚柔相济、刚性支护等方面对膨胀土边坡支护加固技术进行了归纳总结。杨果林等[15]对南昆铁路某膨胀土高边坡组合支护结构(框架梁锚杆+抗滑桩)进行了现场测试，结合框架梁后土压力、锚索拉力、桩身弯矩等测试结果，验证了组合支护结构处治膨胀土边坡的可行性和有效性。ZHANG等[16]开展了桩板墙支护膨胀土边坡的工程特性现场试验研究，获得了施工条件和服役环境下桩后土压力和桩身弯矩的变化规律，指出桩板墙结构具有足够的安全储备。
目前，组合支护结构的设计水平得到很大提升，但膨胀土特殊土边坡的组合支护处治方案需进一步研究。考虑到膨胀土的特殊工程性质，组合支护结构处治膨胀土边坡的力学特性将更难以把握，目前仍缺乏标准化的设计方法。鉴于此，本文以湖北当阳4970铁路专用线的膨胀土滑坡整治工程为背景，基于膨胀土边坡“以柔治胀、刚柔相济”的工程治理理念，提出了桩板-加筋土组合支护措施。通过现场试验研究桩板-加筋土边坡组合结构的土体含水率、加筋体土压力分布、筋材应变分布、桩板墙侧向压力及桩身弯矩分布，以便为组合结构防治效果评价及推广应用提供支撑。
1 工程概况与试验设计
1.1 工程概况
试验点位于湖北省当阳市4970铁路专用线，处于鄂西山地向江汉平原过渡地带，属于亚热带季风气候，年平均降雨量为936~1 048 mm，且降雨多集中于夏季。试验段所在场区地表水较少，地下水主要为上层滞水和基岩裂隙水，对边坡稳定性影响较小。
试验地膨胀土边坡在过去10年发生多次滑坡事故。结合现场工程勘察地质资料和土工试验结果可知，土体自由膨胀率为31%~52%，蒙脱石质量分数为16.42%~21.04%，阳离子交换量为272.01~315.82 mmol/kg。依据TB 10077—2019《铁路工程岩土分类标准》，可判断该膨胀土为弱膨胀土。膨胀土的主要物理力学参数如表1所示。
密度/ (kg·m-3) | 弹性模量/MPa | 黏聚力c/kPa | 内摩擦角φ/(°) |
|---|---|---|---|
| 1 850 | 12 | 28 | 27 |
| 泊松比ν | 塑限/% | 液限/% | 最优含水率/% |
| 0.3 | 24.8 | 45.0 | 17.8 |
针对膨胀土显著的胀缩变形特点，“以柔治胀、刚柔相济”是膨胀土边坡工程整治的重要手段[17-18]。由于膨胀土边坡高度达到10 m，拟采取分级支护措施，并在上、下分级处设置平台。上级边坡采用土工格栅柔性加筋技术处治，并在坡面修筑人字形骨架护坡，体现了“以柔治胀”的膨胀土边坡处治理念；下级边坡采用桩板墙+碎石减胀层进行支护，体现了“刚柔相济”的处治理念。桩板+加筋组合处治区域长度约550 m，处治区域俯视图如图1所示。桩板+加筋组合支护边坡的剖面及现场图分别如图2和图3所示。采用的筋材为玻璃纤维土工格栅，主要力学参数如表2所示。
| 材质 | 长度/cm | 最大伸长率/% | 最大拉力/kN | 抗拉强度/ (N·mm-2) |
|---|---|---|---|---|
| 玻璃纤维土工格栅 | 47.3 | 5.3 | 3.1 | 314.3 |
1.2 现场试验设计
选取断面I-I(见图1)进行现场监测和典型分析，加筋土边坡的监测断面沿5号桩中线布置。加筋土边坡加筋方式为反包加筋，高度为5 m，坡率为 1꞉2。筋带铺设间距为0.5 m，共铺设10层。加筋土边坡传感器类型布设情况如图4(a)所示。在坡顶、坡中、坡底布置了3个土壤湿度计以监测坡体内部含水率变化，湿度计布置位置距坡面均为1 m，编号为S1、S2、S3。在加筋体后侧沿深度方向布置4个土压力盒以测量加筋土边坡的水平土压力，编号为H1~H4。在底部垫层、9号筋材、5号筋材下部沿水平方向各布置3个土压力盒，共计9个土压力盒，编号为V1~V9。采用柔性位移计测量筋材应变，在3号筋材上沿水平方向布置柔性位移计2个，编号为R1和R2，布置间隔为2.0 m；在5号筋材上沿水平方向布置柔性位移计4个，编号为R3~R6，布置间隔为1.5 m(试验中R5柔性位移计被损坏，没有获得读数)；在9号筋材上沿水平方向布置了3个柔性位移计，编号为R7~R9，布置间隔为1.5 m。
桩板结构的监测桩号为5号桩，监测挡土板为4号板。桩板结构中的抗滑桩自由段长度为5 m，嵌固段长度为8 m，桩体为横截面长×宽为1.75 m×2.50 m的矩形柱；挡土板的长×宽×高为4.60 m×0.35 m×0.50 m，构造形式为桩后挡板。桩板墙传感器类型布设情况如图4(b)所示。采用钢筋应力计测量抗滑桩桩身弯矩，钢筋应力计对称布置于桩体两侧，共计12个，编号为P1~P12。在桩板墙后填土内埋设3个土壤湿度计监测墙后填土含水率变化，编号为S4~S6，沿深度方向布置间隔为1 m。在挡土板中心处沿深度方向布置5个土压力盒，编号为H5~H9，布置间隔为1 m。在下级平台上布置雨量计，用于测量试验地的降雨情况。组合结构支护边坡所用传感器类型及参数如表3所示。
| 传感器类型 | 型号 | 加筋边坡 | 桩板结构 | ||
|---|---|---|---|---|---|
| 数量/个 | 编号 | 数量/个 | 编号 | ||
| 水平土压力盒 | JMZX-5003AT，量程为0.3 MPa，灵敏度为0.1 kPa， 精度为0.3 kPa | 4 | H1~H4 | 5 | H5~H9 |
| 垂直土压力盒 | JMZX-5003AT，量程为0.3 MPa，灵敏度为0.1 kPa， 精度为0.3 kPa | 9 | V1~V9 | — | — |
| 钢筋应力计 | 型号为JMZX-416HAT，量程为-200~350 MPa，灵敏度为0.1 MPa，精度为0.2% | — | — | 12 | P1~P12 |
| 土壤湿度计 | 型号为JMSF-11(2A)，量程为0~100%，精度为±2% | 3 | S1~S3 | 3 | S4~S6 |
| 柔性位移计 | JMDL-2402A，量程为20 mm，灵敏度为0.01 mm | 9 | R1~R9 | — | — |
| 雨量计 | JXBS-3001-YL，量程为0.01~3 mm/min | — | — | 1 | — |
2 柔性加筋体的工程特性
2.1 土体含水率
膨胀土对水具有高度的敏感性，降雨会对膨胀土边坡组合支护结构的受力特性产生显著影响。结合加筋边坡含水率探头以及现场雨量计的测试结果，加筋土边坡含水率随时间的变化情况见 图5。从图5可见：在降雨监测期内，共有3次明显的集中降雨过程，根据发生时间，分别标识为6月4日时段、6月16日时段和6月29日时段；6月4日降雨时，加筋土边坡含水率迅速增加，随后，由于无接续降雨，加筋土边坡含水率出现了明显下降；6月16日降雨初期，加筋土边坡含水率增加明显，在后续降雨时，测点S1、S2反而出现了含水率下降的情况，这主要考虑了监测频率较低以及测点误差的影响；6月29日降雨时，加筋土边坡含水率又出现了快速增大的趋势。测点S1、S2、S3的含水率增量分别为4.2%、3.8%、5.9%。
2.2 竖向土压力
以5号筋材、9号筋材和石灰垫层的竖向土压力为例，不同监测周期下筋层竖向土压力的水平分布见图6。从图6可以看出：
1) 加筋土边坡竖向土压力的理论值可近似按计算点以上土柱有效重度和土柱高度的乘积来计算。5号、9号、石灰垫层的竖向土压力实测值大部分小于理论值，这主要是因为加筋土边坡为柔性结构，且在上覆荷载作用下，土工格栅起了“网兜”作用[19-22]，形成了托举力，从而减少了土体自重带来的竖向土压力。
2) 随着监测时间增加，各加筋层的竖向土压力均明显增大，这主要受外部服役环境(集中降雨)的影响。在集中降雨条件下，土体含水率逐渐增大，土体吸水膨胀产生了竖向膨胀力，从而导致竖向土压力增加。在9号筋材处出现了实测竖向土压力大于理论值的情况。
3) 5号筋层竖向土压力沿坡面向里逐渐增大，但增速逐渐减小；9号筋层竖向土压力沿坡面向里持续增大；而石灰垫层处的竖向土压力沿坡面向里呈现先增加后减小的分布趋势。石灰垫层的竖向刚度较小，形成了柔性结构层，起到了一定的消减竖向荷载的作用，导致测点V9处的竖向土压力偏小。
2.3 筋材应变
以5号筋材、9号筋材和石灰垫层的竖向土压力为例，不同监测周期下筋层竖向土压力的水平分布见图6。从图6可见：由于依托工程采用了加筋反包的处治方法，坡面外侧的筋材受力很小，这里假定坡面处筋材应变为0。在监测过程中，各层筋带应变沿筋带长度的变化情况见图7。从图7可以看出：
1) 第9层筋材应变沿水平方向表现为先增加后减小的趋势；实测筋材应变最大值距离坡面约为0.6H(H为加筋土边坡高度)，大于加筋土设计假定的0.3H。在实际工程中，筋材长度较长，活动区和稳定区的拉筋长度均增加，且拉筋应变最大值出现时间越晚。第5层筋材应变在2022年5月及以后沿水平方向表现为先增大而后在距坡面3~6 m范围内基本保持不变的变化趋势。这是由于第5层拉筋一部分位于潜在滑动坡体上，另一部分在稳定体上，为了保证筋材两部分的平衡，在这两部分各存在一个较大应变。
2) 各个测点的筋材应变随监测日期的推移而逐渐增加，这与土体吸水膨胀有关。6月份以后，各个筋材应变增加速度明显加快，主要是因为试验地在6月份多次集中降雨(见图5)。
3) 分析各层筋材最大应变及其所在位置，3号筋材最大应变约为1.47%，位于距离坡面4 m处；5号筋材最大应变为1.55%，位于距离坡面3 m处；9号筋材最大应变约为2.5%，位于距离坡面3 m处。各层土工格栅的应变均较小，而玻璃纤维土工格栅的极限伸长率为5.3%(见表2)。由此可见，加筋土筋带不会出现拉断现象，加筋土边坡处于稳定状态。
通过连接各层筋带最大应变位置，能大致判断加筋土边坡中活动区与锚固区的边界，并将其视为加筋土边坡的潜在滑动面。这里借鉴加筋土挡墙的分析方法来讨论加筋土边坡潜在滑动面的位置分布。对于加筋土挡墙潜在滑动面，可将破裂面简化为上部平行于墙面(距墙面0.3H，H为挡墙高度)、下部通过墙脚的两段折线。如：我国《铁路路基支挡结构物设计规范》[23]中采用了上述两段折线的破裂面假定，且两段折线的分界点在挡墙1/2高度处。这些方法统称为“0.3H法”。英国标准BS 8006[24]同样采用两段折线的破裂面，但该标准推荐两段折线分界点距离地面高度为0.4H，且分界点处距离坡面为0.2H。试验结果表明，9号筋材的最大应变位于距离坡面约3 m处，5号筋材与3号筋材并没有明显的应变峰值，表明最大应变点应更加远离坡面。将0.3H法和BS 8006法得到的潜在滑动面与实际试验结果进行对比，结果如图8所示。从图8可以看出：规范法与试验得到的潜在活动面存在一定差别，试验得出的潜在滑动面更靠后。其原因是，试验地加筋土边坡加筋长度较长，且加筋土边坡高度仅为5.0 m，坡度较小。与加筋土挡墙相比，加筋土坡的潜在滑面更加靠后，且产生内部失稳的可能性更低。
2.4 加筋体后的水平土压力
将加筋土边坡视为一个整体，测试加筋体后H1、H2、H3和H4所在位置的土压力变化情况。图9(a)所示为加筋土边坡坡后水平土压力随监测周期的变化情况。从图9(a)可见：随着加筋体回填高度增加，各个深度处的水平土压力也随之增加；回填完成后，H1、H2和H3所在位置呈现出缓慢上升趋势，其中，H1所在位置的水平土压力增量最大，约为8 kPa。图9(b)所示为监测期间坡后水平土压力沿深度的分布情况。从图9(b)可见：水平土压力沿深度呈现先减小后增大的分布趋势，并非呈线性分布。由于加筋土边坡为柔性结构，加筋土边坡坡后水平土压力应小于理论值(如库仑土压力)。然而，H1所在位置(埋设深度1 m)由于靠近地表，受外部降雨等因素影响明显，土体吸水膨胀会产生明显的水平膨胀力，导致测点处的水平土压力增加，且H1所在位置的水平土压力甚至大于库仑主动土压力。而对H2、H3和H4所在位置(深度在3~5 m范围内)，实测水平土压力均小于库仑土压力，实测水平土压力与理论解的差值分别为15.5、16.7、30.8 kPa，土压力差值沿深度方向呈现递增趋势。加筋土边坡较强的变形能力对降低水平土压力具有显著作用。
3 桩板结构的工程特性
3.1 桩板后土体含水率
图10所示为降雨条件下桩板墙墙后填土含水率变化情况。对比S4(深度为1 m)、S5(深度为 2 m)、S6(深度为3 m)所在位置的含水率可知，各位置含水率沿深度逐渐增加，这可能与施工过程中底部土体含水率较高有关。总体而言，降雨量强度对墙后填土含水率变化影响明显。在大雨工况(25~50 mm/d)时，S4、S5所在位置含水率增加缓慢，S6所在位置含水率变化不明显，这说明当降雨量不大时，埋深较大的测点受外部降雨影响并不明显；在大暴雨工况(100~249 mm/d)时，S4、S5和S6所在位置的含水率增加迅速，对应的含水率增量分别为10.8%、3.5%、1.8%，外部降雨导致的土体含水率变化量沿深度呈现递减趋势[25]，浅层土体含水率受外部降雨影响最为剧烈。对比桩板墙墙后填土含水率与加筋土边坡含水率变化情况可知：在相同工况下，桩板墙墙后填土含水率受服役环境影响要明显比加筋土边坡所受的影响小。由于加筋土边坡含水率传感器埋置位置与坡面水平距离仅为1 m，而桩板墙的含水率传感器深埋于墙后填土中，此外，由于S6所在位置(深度为3 m)处土体含水率在大暴雨工况下变化量较小，因此，3 m以下膨胀土受大气影响较小。
3.2 板后侧向压力
图11(a)所示为4号挡土板后侧向压力随监测周期的变化情况。从图11(a)可见：在加筋土边坡填筑阶段(2021-09-05—2021-11-05)，H5、H7、H8、H9所在位置处侧向压力均快速增加；H5、H7所在位置在监测日期中处于明显的波动状态，而H8、H9所在位置则表现出相对稳定状态，随后呈缓慢下降趋势。根据试验地降雨监测情况，H5、H7所在位置的侧向压力在6月份集中降雨时出现快速增加的现象，在相同服役环境下，H7所在位置的侧向压力变化量明显比H5所在位置的大。结合H5、H7、H8、H9所在位置的埋设位置可知，外部降雨引起的侧向压力变化量随深度增加呈现先增加后减小的变化趋势。图11(b)所示为沿深度方向桩板墙侧向压力的分布情况。从图11(b)可以看出：各测点处的侧向压力大多大于库仑主动土压力；侧向压力随深度增加呈先增后减的分布趋势，其中，侧向压力的峰值深度约为3 m，侧向压力最大值约为100 kPa。
服役环境影响会导致水平膨胀力发生变化，从而导致桩板墙侧向压力发生变化[26-27]。基于侧向压力监测结果，以集中降雨前、后的侧向土压力差值作为水平膨胀力。为便于分析水平膨胀力的分布情况，将水平膨胀力进行归一化处理，同时将部分已有水平膨胀力计算方法进行对比，结果如图12所示[22, 28-31]。从图12可见：实测水平膨胀力随深度增加呈现先增大后减小的趋势，计算得到试验地的最大水平膨胀力(2022-07-09)为 22 kPa，这也与“墙后填土在7月初含水率变化最明显”的结果相吻合。采用不同方法得到的水平膨胀力与本试验结果存在一定偏差，其主要原因在于采用理论或数值模型计算水平膨胀力时均存在一定程度的简化。同时，在服役环境下，影响水平膨胀力分布的因素较多，现场数据存在一定的离散性。总体而言，试验结果与已有方法计算结果在数量级上是一致的。
3.3 桩身弯矩
图13所示为不同日期的抗滑桩桩身弯矩分布情况。从图13可见：桩身弯矩沿深度的分布大致呈现近似双峰分布，2个弯矩峰值分别位于深度H=5 m及H=10 m处；在加筋土边坡填筑期间，桩身弯矩持续增加；在组合结构服役期间，桩身弯矩随桩后土体的膨胀反而处于波动状态。以6月份集中降雨为例，降雨前后桩身弯矩最大增量约为550 kN·m，表明外部降雨对桩身弯矩影响明显。在监测周 期内，5号桩桩身弯矩最大值约为4 240 kN·m。依据实际工程设计方案，5号抗滑桩弯矩极限为 28 080.2 kN·m，实测桩身弯矩约为极限值的15.1%，这表明桩板墙具有较大的安全储备，服役状态稳定。
4 结论
1) 外部降雨对组合支护膨胀土边坡的含水率变化影响显著。外部降雨诱发的桩板墙后土体含水率变化量沿深度呈递减趋势。在相同工况下，受降雨条件影响，桩板墙墙后填土含水率低于加筋土边坡填土含水率。
2) 受柔性结构及筋带“网兜效应”的影响，加筋土边坡实测竖向土压力总体上小于理论值。受竖向膨胀力影响，加筋土边坡局部区域竖向土压力出现增大趋势。石灰垫层处竖向土压力水平分布出现了先增大后减小的变化趋势。筋材所受拉力均小于抗拉强度。加筋土边坡实测潜在滑动面远离坡面，加筋土边坡处于稳定状态。
3) 桩板墙墙后侧向压力沿深度呈单峰分布，桩板墙水平膨胀力随深度增加呈现先增大后减小的分布形式。抗滑桩最大桩身弯矩约为极限值的15.1%，桩板墙结构处于稳定服役状态。
林宇亮, 张震, 周应华, 等. 膨胀土边坡桩板-加筋支护结构的工程特性试验研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2025, 56(9): 3771-3782.
LIN Yuliang, ZHANG Zhen, ZHOU Yinghua, et al. Test investigation on engineering behavior of sheet-pile wall and reinforced soil structure for supporting an expansive soil slope[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2025, 56(9): 3771-3782.
http://dx.doi.org/10.11817/j.issn.1672-7207.2025.09.018