基本介紹
- 中文名：路肩
- 外文名：earth shoulder
- 性質：路肩的組成部分
- 形狀：帶狀
- 作用：養護和緊急停車使用等
- 所屬類別：交通
土路肩的施工,擋牆土工離心,
土路肩的施工
概述
土路肩這個名詞我們作為公路建設者應該都不陌生，它是緊鄰硬路肩或者沒有硬路肩的車道的道路組成部分，起著保護路面下承層邊角穩定性的作用，一般由較好的填充材料作為其組成部分，其寬度一般為0．75 m 或1．5 m，所以土路肩施工的好壞直接影響水穩層邊緣的施工質量通過十幾年的施工經驗，全國各個地方的土路肩施工無論是高速公路、一級公路還是低等級公路不盡相同，並且好多施工單位都不太注重土路肩的施工，因此導致了路面施工後部分路肩因雨水沖刷而水土流失或者部分路肩因壓實度不夠導致沉陷，所以培土路肩施工方法的選擇對土路肩的質量特別重要。例如有的施工方案就是採用擋板的方法，首先測量放線確定路肩的準確位置，根據所放的線進行掛線，在邊緣線處用鋼釺釘入路基上路床內，邊上立上木擋板或是同等高度的槽鋼。擋板的高度由水穩的設計高度乘以松鋪係數而定，支擋好後用較好的填充材料填平至擋板高度並且填的初步密實。該方法土路肩的壓實是靠水穩層施工的時候重型壓實機械(壓路機採用220 型號) 同步壓實而完成的。還有的地方土路肩施工是先進行土路肩的施工，也就是說土路肩是先行完成施工後且達到規定壓實度後才進行水穩層的施工的。
施工方法具體如下: 首先放線確定土路肩的位置，然後分層填築土路肩至設計厚度，待壓實好後由施工單位自檢壓實度( 大於92% )，自檢合格後報監理抽檢，抽檢合格後才可以進行水穩層的施工，這種施工方法施工困難，就是土路肩壓實成型後，土路肩內側的整齊性和土路肩表面的平整性比較難以控制，它不同於擋板施工的美觀性。前後兩種方法比較不難看出，前者比較容易施工，可以加快施工進度，1 d 單幅可以成型1 km ～2 km，後者施工比較慢，基本是施工速度為500 m ～1 km(勞動力相同的情況下) ，但後者能夠保證施工質量。所以綜上所述，我們建議高速公路、一級公路採用第二種方法，並且要求大部分地區( 除因地質情況外) 採用這種方法來施工。下面我們就高速公路、一級公路第二種方法的土路肩施工做一具體介紹，其他公路等級也可以參照施工。
1 施工準備
1) 前期準備。土路肩的鋪設必需在基層達到強度要求並且可以進行交通開放的條件下才可以進行施工。
2) 勞動力的數量以及技術交底的準備。勞動力根據施工進度進行勞動力的安排，並且對現場人員進行三級技術交底、安全交底等，保證施工過程中質量控制和安全控制的有效進行。
3) 機械設備的準備。選用機械性能良好的壓路機( 220) 、裝載機( Z30) 、小型振動夯( DYL-030 雙缸振動壓路機) 、小平車等作為施工機具。在施工前對使用的機械進行養護、調試等，保證在施工過程中機械的完好性。機械設備的數量根據進度和勞動力的安排來確定。
4) 施工放線。在施工前對路肩邊緣採用全站儀( 索佳) 進行線形的定位，直線段每 10 m 一個點，曲線段每 5 m 一個點，以便保證線形的控制。路肩的虛鋪厚度由路肩設計厚度乘以松鋪係數來定，線形的檢測由施工單位自檢，監理單位抽檢進行檢測。
5) 原材料的準備。土路肩原材料的選擇很重要，要選擇既容易施工又能保證壓實度的土質作為填充料。一般選擇砂性粘土。
2施工過程
肩進行初步整理，厚度為松鋪厚度，寬度可以大於路肩的設計寬度10 cm ～ 15 cm( 這是針對高速公路、一級公路而言，其他等級公路可以根據施工經驗而定) 以保證有效路肩的壓實度，整理完成後採用壓路機( 壓路機型號為 220) 進行穩壓，保證土路肩的初步穩定性。穩壓完成後人工進行細部整理達到路肩表面平整。最後採用壓路機進行壓實，壓實遍數為 5 遍 ～ 6 遍，具體遍數通過試驗段來確定，壓路機碾壓不到的部位由人工採用小型夯實機具 ( 採用DYL-030 雙缸振動壓路機) 完成。壓實完成由人工掛線進行內側邊緣的裁切和表面的整理，保證內側的垂直和表面的橫坡度。施工結束後進行土路肩周圍多餘土的清理和基層的清掃，保證基層的整潔性。
3 質量檢驗及質量標準
高速、一級公路土路肩施工應符合下列規定:
1) 路肩必須表面平整密實、不積水。
2) 路肩邊緣直順、不積水。
以上是土路肩的一種施工方法以及質量檢驗標準，在施工中由於設計以及各地施工的經驗不同也可能有區別。但我們無論採用哪種方法都必須在以下幾點上加強注意:
1) 培土路肩的材料選擇。
土質的選擇很重要，良好的土路肩材料對於保證路肩的壓實度，施工進度都起著很重要的作用，建議儘量採用砂性粘質土( 也可以採用亞粘土，其塑性指數為 10 ～ 17) ，砂性土的砂粒( 2 mm ～0． 074 mm) 大於 70% ，粘粒( 0． 002 mm) 小於 3% ，塑性指數 LP >2，液限 WL 在 16 ～ 28 之間，從指標我們可以看出砂性土砂粒的含量較大，我們也可以從中摻入一定比例( 具體比例通過實驗確定)的粘土來作為原材料，既容易施工也容易保證土路肩的施工質量，針對不同地區氣候及地質情況也可以採用特種材料，這需要視情況而定。例如在黑龍江部分地區由於地質情況，當地就沒有粘性土或砂土作為土路肩的施工材料來施工，因為當地地表以下1． 5 m 以內基本都是黑土，作為土路肩的施工材料很難施工，對於這種情況我們就選取別的材料來取代。
2) 培土路肩時的質量控制。
土路肩的質量包括兩方面的含義: a． 內在的，也就是說壓實度; b． 外在的線形和尺寸，這兩點很重要。壓實度的好與壞直接在土路肩的施工過程中，我們要注意預留排水口，排水口採用臨時砂漿抹面或鋪塑膠布的方法，排水槽採用塑膠布或土袋作為臨時排水槽。如果土路肩施工的時候不設臨時排水口，很容易造成成型的或已驗收的路基大量聚水，導致後續施工的緩慢。更嚴重的會導致路基質量的局部減弱，形成質量隱患。
3) 土路肩的培選時間。
土路肩的培選在合理的時間內，選在基層施工前幾天，其進度要保證施工前要有足夠的路肩段進行施工，因為土路肩施工過早容易受自然或人為因素等的破壞，造成不必要的二次整理，可以減少費用。正是由於我們在河南濮陽至范縣高速公路的施工中採用了第二種土路肩的施工方法，同時在施工中我們也注意了上述幾點的注意要點，所以我們在多次評比中因施工質量過硬而得到好評，並且在 2011 年的兩場暴雨中正是因為土路肩施工質量過硬減少了很多因雨水沖刷導致的邊坡滑塌和路基土流失，避免了其他標段因雨水沖刷導致的路基土流失的現象，為我們減少了很多不必要的損失。
以上所介紹的土路肩的施工方法主要用於高速公路、一級公路的施工( 其他等級公路也可以作為參考) ，它對於保證高等級公路的施工質量起著很大的作用，既可以保證路肩的穩定性，也可以防止公路因雨水沖刷導致邊坡滑坡、路基局部沉陷等公路通病。因此採用好的土路肩施工方法，加強土路肩的施工質量十分重要，在施工中一定要高度重視。
擋牆土工離心
概述
衡重式擋牆作為重力式擋牆的一種，與其它重力式擋牆相比，因衡重台的作用，可使牆體重心後移，改善基底壓力分布使之更趨平衡，提高擋牆高度以及增強擋牆的抗傾覆穩定性。但是由於衡重式擋牆的牆背形式較為複雜，加之上牆背與下牆背承受的土壓力存在相互影響現象，也使其牆背土壓力的性質較其它重力式擋牆更為複雜。衡重式擋牆的牆背土壓力計算仍以經典Coulomb土壓力理論為基礎，多採用折線形牆背的土壓力計算方法，即上牆和下牆分開考慮，上牆將填土側牆頂邊緣與衡重台外緣相連，作為假想牆背，按假想牆背的Coulomb理論求得土壓力；下牆則採用延長牆背法計算Coulomb土壓力，並認為土壓力沿牆高呈線性分布。然而，大量的模型試驗和現場測試表明，即使是剛性擋牆背的土壓力沿牆高也大多呈非線性分布，就衡重式擋土牆而言，由於衡重台的存在導致牆背面呈不平整狀，牆土間相互作用複雜，引起牆背土體破壞和土壓力分布模式的劇烈變化是一個值得探討的問題。此外，在高大及受力情況複雜的擋牆背土體中鋪設土工格柵加筋技術得到了較廣泛的套用。一方面，鋪設於牆后土體中的土工格柵，通過與土體的摩擦作用及格柵網眼的嵌鎖、咬合作用，限制土體側向變形，增強土體的整體性，減小牆背承受的土壓力；另一方面，牆背土體加筋後，也會更進一步加劇牆土間相互作用的複雜性，尤其是衡重式擋牆背土體加筋之後的土壓力作用特性、破裂面形狀和位置等問題尚不十分明確。因此，研究衡重式加筋土擋牆的土壓力特性和牆后土體的變形特點，對完善該類牆型的結構設計具有重要意義。
以某山區公路舊路拓寬改造工程中所套用的陡坡樁基托梁地基路肩衡重式加筋土擋牆為原型，考慮牆后土體在88%和95%壓實度及土體加筋條件下，設計了4組土工離心模型試驗，研究了牆后土體壓實度和土中加筋等因素對衡重式路肩牆背土壓力的影響規律及牆后土體的變形特點。
1 試驗設計
1.1 試驗設備
試驗所使用離心機是西南交通大學的TLJ-2 型土工離心機，其最大容量為100 g·t，最大加速度200g，有效半徑約2.7 m，模型箱尺寸0.8 m×0.6 m×0.6 m。
1.2 模型設計
（1）衡重式擋牆原型結構和模型尺寸衡重式擋牆模型是根據原型尺寸經模型率n=40縮尺後由約2 mm厚鋼板經焊接加工製成（即試驗時離心加速度為40g）。原型擋牆的牆後填土重度g≈19kN/m，綜合內摩擦角j≈40°，rdmax≈2.22 g/cm，wop≈5.8%，土工格柵在填土中橫向滿鋪、垂向間距0.5 m，共鋪設有18層。
（2）模型填料土工離心模型試驗從理論上講，應當將結構物和填料同時按模型率進行縮尺和縮徑，而填料的過度縮徑會使其與原型填料在物理力學性質上產生明顯差異，影響土工離心試驗的可重現性。因此，一般針對細顆粒填料，可直接選用原型填料作為模型填料，以保證模型填料在離心力場中與原型填料具有相同的應力應變關係。但對於粗顆粒填料，需考慮因模型縮尺與填料縮徑不協調而產生的粒徑效應問題。
粒徑效應產生的本質原因是因結構物縮尺後，作用其上的土顆粒數量有限，此時土顆粒的不均勻性就會對土工離心模型試驗的結果產生影響。因此，結構物尺寸與土顆粒的粒徑比應當具有合理的界限，在保證土顆粒作用在縮尺結構物上的均勻性或連續性條件下降低粒徑效應對土工離心模型試驗結果的影響。在這一方面研究較多的是通過不同的基礎底板尺寸Bm與土顆粒平均粒徑D50的比值（Bm/D50）反映粒徑效應對淺基礎承載力特性的影響。Fuglsang 等進行的土工離心模型試驗表明，Bm/D50>35的粒徑效應影響較小。徐光明等開展的土工離心模型試驗認為，Bm/D50>30的同時，還需Bm/Dmax>23。楊俊傑等完成的土工離心模型試驗要求Bm/D50>233。可得D50≈5 mm，Dmax≈60 mm。而與模型填料直接接觸的模型土壓力簡支梁式測力板有效長度 Bm=67.5 mm，為保證土壓力測試的準確性，需滿足Bm/Dmax=30的粒徑效應限值，可得到模型填料允許的最大粒徑Dmax=2.25 mm。基於代替法的填料縮徑處理原則，以原型填料的最大粒徑Dmax與模型填料允許的最大粒徑Dmax之比作為基準，將原型填料中5～60am的顆粒按比例進行縮小，在保持模型與原型填料粒土含量基本不變的情況下，兼顧模型與原型填料力學相似性，可得到模型填料的粒徑範圍，其級配
（3）加筋材料模擬
土工格柵由於厚度較小，彈性模量高，若按模型率將其尺寸縮小，有較大的實現難度。因此，土工離心模型試驗中，通常選用其它材料模擬土工格柵的加筋作用，如紗布、試紙、銅帶和塑膠紗網等。土工格柵的模型材料一般遵循抗拉強度相似原則進行製備，即原型土工格柵每延米拉伸屈服力TP與模型加筋材料的每延米拉伸屈服力Tm之比滿足模型率n 的要求原型土工格柵型號為TGSG20—20，拉伸屈服力20kN/m。土工離心模型試驗中，使用塑膠紗網作為土工格柵的模型材料，其單層抗拉強度約1.73 kN/m，按抗拉強度相似原理可知，相當於原型土工格柵的單層抗拉強度為69.2 kN/m，近似等效為3 層拉伸屈服力為20 kN/m 的土工格柵效用。模型的上牆及下牆土層中各自均勻鋪設有4 層塑膠紗網，垂向鋪設間距均30 mm，大致相當於原型每米厚度土層中鋪設有抗拉強度58 kN/m 的筋材，比原型每米厚度土層中設計的2 層土工格柵共40 kN/m 的抗拉強度提高了約45%的加筋材料強度。
（4）測點布設
沿模型擋牆背和衡重台依次布設測力板，用於量測牆背以及衡重台承受的土壓力，牆背測力板尺寸70 mm×20 mm，衡重台測力板尺寸70 mm×25 mm；在模型填土表面布設沉降計，用於量測牆背填土表面沉降。
2 試驗數據分析
2.1 衡重式牆背土壓力及其隨牆體位移的變化
對擋牆施加位移，得到牆頂位移與上、下牆牆背總土壓力的關係，隨牆頂位移的增大，上、下牆背土壓力不斷減小並趨於穩定。其中M1、M2 上牆在牆頂位移分別約為0.5，1 mm 時基本達到主動土壓力狀態，先於下牆（分別約為4，2 mm）；M3、M4 上、下牆在牆頂位移約為3 mm 時基本同時達到主動土壓力狀態。
在牆背承受的總土壓力大小方面，壓實度95%及牆后土體加筋條件下的M1 模型，其上、下牆土壓力均小於未加筋的M2 模型；達到主動土壓力狀態時，M1 模型的上牆土壓力較M2 模型減小了約68%，下牆約減小43%。而壓實度僅為88%的加筋模型M3 和未加筋模型M4 中，無論上牆還是下牆土壓力由靜止狀態到主動狀態的整個過程中，其牆背承受的土壓力並無明顯差異。反映出牆后土體加筋對牆背土壓力的減小作用與土體壓實度密切相關，牆后土體的加筋減壓效應只有在路基填土得到有效壓實的條件下才顯現出來。
2.2 衡重式牆背土壓力分布特徵
試驗獲得的牆背土壓力分布如圖7 所示，圖中的虛線和實線分別表示主動和靜止土壓力的分布狀況。可知，M1 的上牆背土壓力呈兩段式折線形分布特徵，而M2 的上牆背土壓力則呈線性分布規律。其中，距上牆頂（0～0.5）Hu範圍內，兩者的土壓力及其分布差異並不大，但M1 在距上牆頂（0.5～1.0）Hu範圍的土壓力基本呈矩形分布，該現象反映出壓實度較高條件下的牆后土體加筋減壓效應主要體對上牆背下半部分土壓力的影響方面。M3 和M4 上牆土壓力基本呈線性分布，兩者在數值上也基本一致，表明在牆後填土壓實不足情況下的土體加筋作用未能得到有效發揮。
衡重式擋牆的下牆土壓力分布具有十分相同的規律。靜止狀態的土壓力呈比較明顯的兩段式折線分布形態，距衡重台下約Hd/3範圍存在顯著的減壓現象，這主要是由於衡重台對上牆填土的托舉作用而致使下牆產生了卸荷作用所引起。而主動狀態的土壓力則呈現出三段式的非線性分布特徵，其中，因衡重台的托舉減壓效應主要影響衡重台下約Hd/3範圍的土壓力分布，距牆踵Hd/4 範圍的土壓力減小主要由土拱效應所導致，只有距衡重台（1/3～3/4）Hd範圍的土壓力可認為基本不受衡重台和牆踵附近土拱效應的影響。由此，可將衡重式擋牆的下牆主動土壓力分布劃分為衡重台卸載作用影響區、土壓力作用影響區和土拱效應影響區等3 個區域。
牆背土壓力分布曲線的面域質心，可得到上、下牆及全牆背在主動狀態下的土壓力合力作用點位置。壓實度為88%的M3 和M4 上、下牆及全牆主動土壓力合力作用點分別位於距上、下牆及全牆牆頂約2/3 高度處；壓實度為95%的M2，其上、下牆主動土壓力合力作用點較M4 基本相同，而全牆主動土壓力合力作用點位置提升了約9%，反映出提高填土壓實度對全牆主動土壓力合力作用點有一定影響，M1 在M2 的基礎上對牆後填土加筋處理後，上、下牆及全牆主動土壓力合力作用點均提升了約7%。
2.3 衡重式牆后土體滑裂面形態
衡重式擋牆的土壓力計算方法有實際牆背法、延長牆背法、第二破裂面法等，其主要區別在於對牆后土體滑裂面出現位置假設的不同，因此，準確掌握衡重式擋牆牆后土體的滑裂面特徵對完善土壓力計算具有重要作用。
通過試驗載入前在牆後填土剖面（模型箱有機玻璃側）刻記格線線，可觀察試驗完成後牆后土體的變形狀況，量測填土剖面格線節點位移。M1～M4 模型試驗照片。M1～M4 牆后土體中均存在兩組潛在滑裂面，其位置和形態基本相同。其中一組潛在滑裂面通過牆趾（圖中細實線），在上牆部分幾乎為一豎直面，而在下牆部分為一曲面，該滑裂面與填土表面的交點均距牆頂約150 mm（或距牆踵水平投影約117.5 mm），與全牆高的比約0.5（或0.39）；另一組潛在滑裂面則出上牆后土體中，其形態大致為通過衡重台後緣的斜面（圖中虛線），與填土表面交點距牆頂約60 mm。這兩組破裂面組成的區域內，土體主要發生沉降變形，形成主動區。通過衡重台後緣的滑裂面與上牆背組成的區域內，土體變形不明顯，主要是由於衡重台對上部土體存在約束作用，致使該區域內土體與擋牆一同發生位移，可視為牆體的一部分。從試驗結束後牆后土體中出現的裂縫（圖8 中粗實線，試驗照片如圖9 所示）可以反映出土體的加筋能夠明顯增強土體的整體性，抑制土體裂縫的開展，對於低壓實度的情況，抑制效果仍然明顯。
2.4 衡重式牆後填土表面沉降
（1）牆後填土表面沉降沿路基橫斷面分布
鑒於原型中舊路基建成年代久遠，變形早已完成，因此在模型中模擬舊路基填土時摻入了5%水泥粉，可視其基本不發生沉降，布設於舊路基處的沉降計測試數據也表明整箇舊路基的沉降量很小。沿路基橫斷面基本呈三角形分布。對比M1 與M3、M4 發現，提高牆後填土的壓實度可有效改善路基面的不均勻沉降發展。而對比M3 和M4 的測試數據，則反映出即使在88%的較低壓實度下，牆后土體加筋對填土表面的減沉仍有效果。
（2）牆體側向位移引起的牆後填土表面沉降牆後填土表面沉降主要來源於兩個方面，一是在
重力作用下產生的填土壓密變形，二是由牆體側向位移所引起的填土形變沉降而牆體側向位移引起的填土表面沉降的理論值則基於以下假設獲得：①牆體側向位移面積與牆後填土表面沉降面積相等；②牆體側向位移過程中，牆後填土只有形變而無體變；③新舊路基交接面處的填土表面沉降為零；④牆體側向位移引起的牆後填土表面沉降沿橫斷面呈三角形分布。
3 結論
通過衡重式加筋土路肩擋牆的土工離心模型試驗分析，得出以下結論：
（1）牆后土體加筋對減小牆背承受的土壓力作用與土體壓實度密切相關，只有在路基填土得到有效壓實的條件下牆后土體的加筋減壓效應才顯現出來。試驗表明，牆後填土壓實度僅有88%，牆背土壓力基本不受土體加筋的影響；但當壓實度增至95%，加筋作用可大幅降低上、下牆土壓力分別達68%和43%，並對上牆背土壓力的分布產生影響，由線性增大變為折線型分布。
（2）衡重台的存在，對其上覆土體存在托舉效應，會導致衡重台以下約1/3 下牆高範圍內的土壓力減小，使得處於靜止狀態的下牆背土壓力呈現出比較明顯的兩段式折線分布形態；在主動狀態下，除因衡重台的托舉減壓作用引起下牆背上部範圍土壓力的降低外，下牆踵附近的土壓力也會因土拱現象的存在而減小，致使下牆背土壓力進一步演變為三段式的非線性分布特徵。
（3）牆后土體加筋對減小路肩式擋牆的填土壓密下沉，降低因牆體側向位移引起的填土形變沉降效果突出。尤其在填土壓實度較高的條件下進行土體加筋，對提高路基填土的抗變形能力，控制新舊路基間的不均勻變形效果更加顯著。
