高強(qiáng)格室和格柵格室加筋地基的試驗對比

戴治恒,張孟喜,侯 娟,李家正

(1.上海大學(xué)土木工程系,上海200444；2.上海大學(xué)理學(xué)院,上海200444；3.上海大學(xué)上海市應(yīng)用數(shù)學(xué)和力學(xué)研究所,上海200072)

土工合成材料的形式是影響地基受力性能的關(guān)鍵因素之一.目前廣泛應(yīng)用于淺層地基加固的土工合成材料主要有2維的平面土工格柵和3維的土工格室.對于2維平面土工格柵加筋地基的研究比較廣泛[1-3],研究內(nèi)容主要包括布筋參數(shù)如格柵長度、首層加筋深度、加筋層數(shù)、加筋間距以及加筋總深度等對地基受力性能的影響,以及相關(guān)加固機(jī)理[4-6].對于3維土工格室加筋地基,目前的研究主要包括格室節(jié)點及片材強(qiáng)度、格室大小及高度等對地基受力性能的影響,以及加固機(jī)理等[7].楊曉華等[8]通過靜力載荷試驗對土工格室結(jié)構(gòu)層抗變形性能的研究表明,格室能有效地限制結(jié)構(gòu)的變形；俞永華等[9]利用有限元對格室加筋地基的分析表明,土工格室加筋體抵御地基沉降變形的作用主要是通過其較大的拉伸強(qiáng)度和抗彎能力來實現(xiàn)的.除此之外,還有大量學(xué)者將2維的平面格柵加筋地基和3維的土工格室加筋地基進(jìn)行了對比研究[10-12]；鄭剛等[13]指出,相對于2維的平面格柵,3維立體狀的土工格室在均化動應(yīng)力峰值、減小動應(yīng)力沿深度的傳遞、降低基床下部承受的動應(yīng)力水平等方面效果尤其顯著；楊廣慶等[14]的研究表明,高速鐵路路橋過渡段的結(jié)構(gòu)宜設(shè)計采用抗拉強(qiáng)度高的土工格室；Krishnaswamy等[15]和Madhavi等[16]的研究表明,相對于2維平面格柵,3維土工格室在提高地基承載力、限制土表變形方面具有明顯的優(yōu)勢.

也有部分學(xué)者將格柵綁扎成3維格室的形狀(簡稱格柵格室)[17-21],研究了其與2維平面格柵受力性能之間的差異；并分析研究了格柵制格室形式以及格室大小等幾何尺寸對地基受力性能的影響,得到了格室加筋地基的最優(yōu)寬度以及最優(yōu)高徑比等；Dash等[20-21]尤其指出,格室條帶的強(qiáng)度并不是影響格室承載力性能的一個獨(dú)立和關(guān)鍵參數(shù),即并不是格柵強(qiáng)度越高地基承載力就越大,而是只在大荷載和大位移的情況下,格室強(qiáng)度的影響才趨于明顯.

整體插接式高強(qiáng)土工格室是近年來我國自主研發(fā)的一種新型格室形式,該格室由拉伸工藝形成分子結(jié)構(gòu)定向排列的塑料片材經(jīng)鋼釘插接拼接而得[22-23].相對于普通格室,整體插接式高強(qiáng)土工格室主要具有抗拉強(qiáng)度高和延伸率低的優(yōu)點.然而,Dash等[20-21]的研究結(jié)果表明,格室條帶強(qiáng)度并不是影響格室地基承載性能的關(guān)鍵參數(shù),同時盡管整體插接式土工格室的條帶在拉伸方向的抗拉強(qiáng)度可達(dá)244.0 MPa,遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過普通格室強(qiáng)度(22.5～26.5 MPa),但是該高強(qiáng)度實際上是通過犧牲另一個次要受力方向上的強(qiáng)度而得到的,這可能會使該格室在次要受力方向上存在薄弱環(huán)節(jié).此外,作為新型材料,盡管土工格室已在實際工程(軟基加固、路基邊坡防護(hù)、路基支擋、橋頭跳車處理等)得到了應(yīng)用和認(rèn)可,但是其理論性的研究卻非常鮮見,因此有必要展開對整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋效果和加固機(jī)理的研究.本工作將強(qiáng)度遠(yuǎn)低于整體插接式格室條帶強(qiáng)度的格柵綁扎成格室(簡稱格柵格室),通過模型試驗與相同尺寸條件下的整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基進(jìn)行了對比研究,并通過分析荷載-沉降曲線、地表位移、破裂面以及格室的變形等,研究了不同格室形式對格室加筋地基受力性能、加固機(jī)理及破壞模式的影響.

1 試驗方案

1.1 試驗裝置及設(shè)備

本模型試驗?zāi)M了條形基礎(chǔ)在靜載加壓條件下直接作用在砂土地基表面的情況.如圖1所示,本試驗設(shè)備采用模型箱尺寸為1.4 m×0.6 m×1.2 m(長×寬×高),模型箱前后壁均由0.012 m和0.008 m厚的雙層透明有機(jī)玻璃板組合而成,外部和四角加焊網(wǎng)格狀槽鋼和角鋼,便于觀察土體位移；左右側(cè)壁采用0.016 m厚的透明有機(jī)玻璃板和0.005 m厚的鋼板.整個模型箱剛性較大,以保證加壓過程中模型箱不發(fā)生外凸變形.條形基礎(chǔ)板尺寸為0.15 m×0.592 m×0.025 m(長×寬×厚).鋼板具有較大剛度以保證在加載過程中不發(fā)生變形.加載設(shè)備采用量程為100 kN的豎向油壓千斤頂,下端連接一個量程為100 kN的壓力傳感器,上端固定在模型箱正上方的反力架上.通過超高壓電動油泵帶動千斤頂向下施加壓力,通過油壓閥門控制加載壓力.如圖2所示,位移監(jiān)測沿模型箱長度方向布置,間距為0.15 m.根據(jù)現(xiàn)有研究成果可知,單層立體土工材料最佳加筋深度在0.30B(B為加載板寬度)附近[1,24],故將加筋材料布置于基礎(chǔ)正下方,離地基表面0.05 m處.位移采用線性位移傳感器(linear variable differential transformer,LVDT)位移計測量,同時在試驗過程中利用鋪放粉煤灰的辦法,對不同形式加筋地基中顆粒位移的發(fā)展情況及極限破壞狀態(tài)時的破裂面進(jìn)行同步跟蹤記錄,以分析不同土工格室加筋地基和未加筋地基在豎向荷載作用下的變形特性及破壞模式.

圖1 完整的試驗裝置Fig.1 Complete test set-up

圖2 數(shù)據(jù)監(jiān)測以及格室布置示意圖Fig.2 Sketch map showing settlement monitoring and geocell location

1.2 試驗材料

本試驗使用干燥的砂土,其顆粒級配曲線如圖3所示.試驗所用整體插接式高強(qiáng)土工格室和格柵格室分別如圖4(a)和(b)所示.本試驗選用格室尺寸為0.60 m×0.58 m×0.05 m(長×寬×高).高強(qiáng)土工格室為某A公司提供的整體鋼釘插接式土工格室,格室直徑為0.20 m,高0.05 m.格室的網(wǎng)帶材質(zhì)為聚丙烯,網(wǎng)帶斷裂伸長率不大于15%,每延米縱向拉伸力為160 kN/m.網(wǎng)帶連接由U形鋼釘插接而成,網(wǎng)帶連接點抗拉強(qiáng)度不小于244 MPa.格柵格室由某B公司提供的雙向土工格柵綁扎而成,綁扎后格室的直徑與整體插接式土工格室尺寸相同(0.20 m).格柵的材質(zhì)為聚丙烯,格柵斷裂延伸率不大于15%,每延米縱向拉伸力為40 kN/m,為整體插接式格室的1/4.

圖3 顆粒級配曲線Fig.3 Grain size distribution curve of soil

圖4 2種格室照片F(xiàn)ig.4 Photograph of two forms geocell

1.3 試驗方法及破壞標(biāo)準(zhǔn)

本試驗采用分層鋪設(shè)、控制一定體積內(nèi)砂量的辦法來保證每組試驗砂的密實度在85%左右,試驗前進(jìn)行相關(guān)平行試驗.試驗中,在緊靠有機(jī)玻璃板內(nèi)壁布撒一條粉煤灰線,以便觀察土層的變化和破裂面的發(fā)展情況.每組試驗填土總高度為80 cm.本試驗的破壞標(biāo)準(zhǔn)為豎向荷載不增加,但地基沉降持續(xù)加大,即承載力出現(xiàn)峰值.如果沒有出現(xiàn)明顯峰值,則按《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》中對體型簡單的高層建筑地基變形允許值的規(guī)定取沉降大于20 mm.

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 荷載-沉降曲線

圖5為試驗得到的純砂地基、整體插接式格室和格柵格室加筋地基的荷載-沉降(p-s)曲線.從圖中可以看出,在加載初期,如果沉降小于3%B(s=0.045 m,B為加載板寬度),則相對于純砂地基,加筋地基曲線的初始斜率明顯小于純砂的,說明在地基中加筋能顯著提高地基的初始剛度.隨著上部荷載的增大,在加載中期,如果沉降為7%B(s=0.01 m),加筋地基與純砂地基的破壞形式出現(xiàn)明顯不同：隨著荷載的增大,純砂地基的沉降迅速增大,但加筋地基的沉降增大得并不明顯.當(dāng)荷載從25 kPa增大至60 kPa時,對應(yīng)的純砂地基沉降量從3%B增加至7%B.而對應(yīng)于整體插接式格室與格柵格室,其沉降量分別從2.5%B和2%B增大至4%B和3.5%B.隨著荷載的繼續(xù)加大,這一趨勢更加明顯,如在加載后期,荷載從75 kPa增大至100 kPa時,對應(yīng)的純砂地基沉降量從10%B增大至16%B,而對應(yīng)于整體插接式格室與格柵格室,其沉降量分別從5%B和4%B增大至7%B和5%B.對比整體插接式高強(qiáng)土工格室和格柵格室加筋地基的荷載-沉降曲線后發(fā)現(xiàn),格柵加筋地基的加筋效果更好.如當(dāng)基礎(chǔ)沉降為7%B(s=0.01 m)時,格柵格室和整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基的承載力分別為純砂地基的1.8倍和1.5倍.而隨著基礎(chǔ)沉降的增大,如當(dāng)13%B(s=0.02 m)時,格柵格室和整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基的承載力分別為純砂地基的2.10倍和1.75倍.相似地,對比相同荷載下的不同加筋地基類型的沉降可以發(fā)現(xiàn),格柵格室能更有效地減小地基的沉降.如果豎向荷載達(dá)到150 kPa時,格柵加筋地基的沉降就是整體插接式高強(qiáng)土工格室的沉降的75%.這一趨勢隨著承載力和基礎(chǔ)沉降的加大而趨于明顯.

圖5 荷載-沉降曲線Fig.5 Pressure-settlement curves

2.2 地表位移

圖6 為荷載88 kPa(純砂地基的極限荷載)和150 kPa(整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基的極限荷載)時砂土的地表位移曲線.其中x方向代表距離基礎(chǔ)中心點的值,y方向代表砂土表面位移.圖6(a)進(jìn)一步說明加筋地基與純砂地基的破壞有所不同,整體插接式格室加筋地基和格柵格室加筋地基的最大沉降量和地表隆起值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于純砂地基的值,在88 kPa作用下分別為50%,35%,30%和20%.隨著荷載的增大,純砂地基局部出現(xiàn)剪切破壞,地基迅速陷入下方土體.而加筋地基在基礎(chǔ)兩側(cè)出現(xiàn)比較明顯的隆起,隆起隨著距基礎(chǔ)中心點距離的增大而逐漸減小直至消失,這說明加筋地基中的應(yīng)力分布更加均勻,而格柵格室加筋地基的均化作用更為明顯.由圖6(b)可知,隨著荷載的增大,格柵格室改善地基受力性能的優(yōu)勢更加趨于明顯.

圖6 表面沉降曲線Fig.6 Surface deformation curves

2.3 筋材上應(yīng)變分析

圖7 為整體插接式土工格室條帶上不同位置處應(yīng)變隨荷載變化的曲線,其中不同代號應(yīng)變片位置如圖4(a)所示,圖中正值表示拉應(yīng)變,負(fù)值表示壓應(yīng)變.由圖可知,1,3,4號位置處格室條帶均為拉應(yīng)變,2號位置處格室條帶為壓應(yīng)變,說明格室條帶外側(cè)受拉,內(nèi)側(cè)受壓,整體插接式高強(qiáng)土工格室明顯地限制了砂土向下和向基礎(chǔ)兩側(cè)的水平位移.同時,對比不同位置處格室條帶的應(yīng)變發(fā)現(xiàn),4號位置處應(yīng)變值最大,3號次之,1號幾乎接近于0,這說明在加載中心下方及其臨近區(qū)域,格室處于主要受拉區(qū)域,變形最大.而隨著距基礎(chǔ)中心點距離的增大,其約束作用隨之下降直至消失,因此整個格室加筋墊層會發(fā)生如圖8所示的變形.這一現(xiàn)象同時說明在格室加筋地基中,所加格室的寬度存在一個最優(yōu)值,當(dāng)寬度超出一定范圍后,增加寬度對地基承載力的提高不再明顯.在本試驗情況下,1號應(yīng)變片布置在離基礎(chǔ)中心距離30 cm,約為2倍基礎(chǔ)的寬度處,其應(yīng)變值接近于0,說明格室寬度的最優(yōu)值在4倍基礎(chǔ)寬度左右.

圖7 整體插接式高強(qiáng)格室上不同位置處應(yīng)變Fig.7 Strains at different locations of new lock enhanced integral geocell

圖8整體插接式土工格室變形Fig.8 Deformation of new lock enhanced integral geocell

圖9 為格柵格室在如圖4(b)所示位置處條帶上應(yīng)變隨荷載變化的曲線.圖中1,2號位置處應(yīng)變片貼在格柵格室上部,3,4號應(yīng)變片貼在格柵格室下部.由圖9可知,1,2號位置處為拉應(yīng)變,3,4號位置處為壓應(yīng)變,說明格柵格室上部向基礎(chǔ)外側(cè)傾斜,下部向內(nèi)部傾斜,整體格室最終發(fā)生類似碗狀的變形形式.初步分析,格柵格室發(fā)生這種變形可能是因為格柵格室側(cè)壁孔洞較大,剛度較小,類似于一個薄壁結(jié)構(gòu).隨著上部荷載的增大,格柵側(cè)壁容易發(fā)生向基礎(chǔ)兩側(cè)傾斜及屈曲.但是,格柵的網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)又使得砂土可以貫穿格柵孔洞而基本形成一個整體結(jié)構(gòu),因此格柵格室和土體類似于一個柱體,在上部荷載作用下,隨著基地以下彈性核的逐漸貫入,柱狀體最終出現(xiàn)如圖9所示的上大下小的碗狀體破壞形式.但該結(jié)論還有待進(jìn)行基于離散元的數(shù)值模擬來進(jìn)一步驗證.同時對比發(fā)現(xiàn),1,3號位置處的變形大于2,4號位置處,說明在基礎(chǔ)以外一定范圍內(nèi),格柵格室對砂土顆粒的水平向位移約束明顯；而在基礎(chǔ)正下方時,由于土體彈性核的作用,水平向位移相對較小,砂土主要表現(xiàn)為垂直向下的位移,因此格柵的約束作用不太明顯.

圖9 格柵格室上不同位置處應(yīng)變Fig.9 Strains at different locations of geogrid mesh elements

2.4 格室加筋層變形、加筋機(jī)理及破壞模式

為了對比研究格柵格室和整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基的變形、加固機(jī)理和破壞模式,本試驗沿模型箱側(cè)壁布置了一系列橫向及豎向的粉煤灰線,利用數(shù)字圖像追蹤技術(shù)來觀察砂顆粒的運(yùn)動趨勢和滑移情況.圖10為加載150 kPa后,整體插接式高強(qiáng)土工格室和格柵格室加筋地基的沉降和水平方向位移變化的照片.由圖10可知,整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基地表隆起的變化范圍L約為距基礎(chǔ)中心4B～5B,格柵格室加筋地基地表隆起和角度的變化范圍L′約為距基礎(chǔ)中心3B～4B.

圖10 地基破壞模式(p=160 kPa)Fig.10 Failure modes of reinforced foundation(p=160 kPa)

同時,對比相同位置處,如距基底以下0.2m、距基礎(chǔ)中心0.1 m處(圖10中α1和β1所在位置),不同形式格室加筋地基砂顆粒豎向的傾角發(fā)現(xiàn),整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基角度的變化α1為0.1 rad,格柵格室加筋地基的角度變化β1為0.05 rad.當(dāng)荷載增大至220 kPa時,同一處整體插接式土工格室加筋地基角度的變化為0.2 rad,格柵格室加筋地基角度變化為0.08 rad.同樣地,在荷載增大70 kPa的情況下,整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基角度增大為0.1 rad,而格柵格室加筋地基角度僅增大0.03 rad,這說明隨著荷載的增大,整體插接式高強(qiáng)土工格室加筋地基中砂顆粒的滑移較格柵格室的大,即整體插接式高強(qiáng)土工格室的約束作用小于格柵格室.

結(jié)合圖6中地表隆起的變化情況可知,在上部荷載作用下,整體插接式高強(qiáng)土工格室的地表隆起值較大,但速度減小得較慢,擴(kuò)散范圍較大；而格柵加筋地基的地表隆起值較小,但速度減小較快,擴(kuò)散范圍較小.可見,從整體加筋墊層來看,格柵格室加筋墊層的剛度和地基整體受力性能優(yōu)于整體插接式高強(qiáng)土工格室.初步分析認(rèn)為,造成這一現(xiàn)象的主要原因是格室結(jié)構(gòu)形式的差異.依據(jù)普朗特爾和泰勒理論可知,在集中載荷作用下,受力的主動區(qū)Ⅰ會把所受的力傳遞給過渡區(qū)Ⅱ,過渡區(qū)Ⅱ促使被動區(qū)Ⅲ滑移,進(jìn)而進(jìn)一步加大主動區(qū)Ⅰ的沉降.當(dāng)?shù)鼗屑尤敫袷液?在集中載荷作用下受力的主動區(qū)Ⅰ仍然會把所受的力傳遞給過渡區(qū)Ⅱ,但是由于格室側(cè)壁的側(cè)向約束作用、相鄰格室的反作用以及填料與格室側(cè)壁的摩擦作用等形成的橫向阻力,抑制了過渡區(qū)Ⅱ和被動區(qū)Ⅲ的橫向移動傾向,從而使路基的承載能力得以提高.在本試驗中,雖然整體插接式高強(qiáng)土工格室條帶的強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于格柵,但由于整體插接式高強(qiáng)土工格室的片材即薄又光滑,使得格室側(cè)壁與土體之間的摩擦效應(yīng)并不明顯,因此格室片材在上部荷載作用下比較容易切入土體而逐漸向下滑移,這進(jìn)一步減弱了筋土復(fù)合結(jié)構(gòu)與其上下土體之間的整體性,進(jìn)而影響了整體加筋墊層的總剛度,使得在主動區(qū)Ⅰ的作用下,過渡區(qū)Ⅱ和被動區(qū)Ⅲ的橫向移動比較明顯.相反,盡管格柵本身的抗拉強(qiáng)度較低,但是由于其網(wǎng)狀的結(jié)構(gòu),使得土體在水平向和豎向均能貫穿而不被完全隔斷,故在上部荷載作用下格柵格室的側(cè)壁難以單獨(dú)被切入土體,而是要和土結(jié)構(gòu)一起整體向下移動,具有良好的整體性和較大的剛度；使得在主動區(qū)Ⅰ的作用下過渡區(qū)Ⅱ和被動區(qū)Ⅲ的橫向移動得以較大的約束,進(jìn)而延緩了地基中滑移面的出現(xiàn),提高了地基承載力.由此可見,盡管整體插接式高強(qiáng)土工格室的條帶抗拉強(qiáng)度是格柵的4倍,但由于格柵的網(wǎng)狀結(jié)構(gòu),使得其對地基受力性能的改善更為明顯.

因此,對于格室性能的改善,除了考慮增強(qiáng)格室條帶的強(qiáng)度外,還應(yīng)綜合考慮格室的形狀以及排列方式等,這一結(jié)論與Dash等[20-21]的研究結(jié)果類似.對比圖10中α1和α2,及β1和β2發(fā)現(xiàn),α1小于α2,β1小于β2,這說明隨著距基礎(chǔ)水平距離的增大,格室發(fā)揮的橫向約束作用趨于不明顯,這也進(jìn)一步證明了格室寬度存在一個最優(yōu)值的結(jié)論.同時,自上往下對比粉煤灰線發(fā)現(xiàn),隨著深度的增加,無論是整體插接式高強(qiáng)土工格室還是格柵格室,砂土的側(cè)向水平位移都呈遞減的趨勢,說明格室加筋層同樣能阻隔荷載在豎向的傳遞,進(jìn)而將破裂面控制在較淺的表層.

圖11為試驗前后整體插接式高強(qiáng)土工格室節(jié)點的照片.由圖可知,整體插接式高強(qiáng)土工格室在臨近基礎(chǔ)兩側(cè)的節(jié)點處沿次要受力方向發(fā)生嚴(yán)重的撕裂性破壞,這說明整體插接式高強(qiáng)土工格室的節(jié)點是個明顯的薄弱點,需要進(jìn)一步加強(qiáng)和改善；相反,整個試驗中的格柵格室由于受力比較均勻,并未出現(xiàn)明顯的節(jié)點破壞.

圖11 整體插接式高強(qiáng)土工格室節(jié)點照片F(xiàn)ig.11 Photographs of new lock enhanced integral geocell

3 結(jié) 論

(1)相對于純砂地基,加筋地基曲線的初始斜率明顯地較純砂的小.荷載從25 kPa增大至60 kPa時,純砂地基沉降量從3%B增大至7%B；而整體插接式格室加筋地基沉降量從2.5%B增大至4%B,格柵格室加筋地基沉降量從2%B增大至3.5%B,這說明在地基中加筋能明顯地提高地基的初始剛度.

(2)相對于純砂地基,加筋地基承載力得到顯著提高.當(dāng)荷載從75 kPa增大至100 kPa時,純砂地基沉降量從10%B增大至16%B,地基沉降曲線陡峭,已然發(fā)生破壞.而對應(yīng)于整體插接式格室與格柵格室,沉降量分別從5%B和4%B增大至7%B和5%B,地基沉降曲線依然平緩,還可以繼續(xù)承載.

(3)整體插接式高強(qiáng)土工格室和格柵格室均能顯著地改善地基的受力性能、均化地表位移以及地基中的應(yīng)力分布,對地基土體有顯著約束作用.當(dāng)荷載從150 kPa增大到220 kPa時,整體式土工格室加筋地基角度增加了0.10 rad,而格柵格室加筋地基角度僅增大0.03 rad.

(4)格柵格室加筋效果以及對土體的約束作用優(yōu)于整體插接式高強(qiáng)土工格室,說明格室的形式是影響地基受力性能的關(guān)鍵因素之一,僅增大格室條帶的強(qiáng)度并不一定能明顯地提高地基承載力.