土工格柵加筋透水混凝土力學性能試驗研究

孟曉宇，劉乳燕，位 偉，陳勝云

(1.武漢大學土木建筑工程學院，武漢 430072；2.中國人民解放軍軍事科學院國防工程研究院，北京 100850)

0 引 言

隨著我國海綿城市建設進程的不斷推進，透水混凝土路面由于其排水通氣、吸聲降噪的生態優勢被越來越多地應用到市政工程建設中。透水混凝土是由特定級配的水泥、粗骨料、摻合料、外加劑按照一定比例拌和而成的生態混凝土。用作路面材料時，其連續空隙的存在可以有效緩解降水帶來的路面積水和水損壞。同時，多孔的路面結構也可吸聲降噪，減輕城市的噪聲污染。但透水混凝土由于自身抗裂性能差、耐久性低的限制多用于人行道和停車場，不能完全滿足城市道路的要求。

國內外專家學者從透水混凝土的配合比設計出發對透水混凝土性能進行了研究。程娟等[1]通過透水混凝土配合比設計試驗提出，水灰比為0.25～0.40之間的透水混凝土具有良好的和易性。蔣正武等[2]指出隨著骨灰比減少，水泥用量增加，透水混凝土的強度提高，透水性能下降。李曉軍[3]研究了骨料粒徑對透水混凝土抗折強度的影響，得出骨料粒徑為25～30 mm較骨料粒徑為35～40 mm的透水混凝土抗折強度提高30%的結論。透水混凝土多孔隙的結構特征使得混凝土強度低，容易開裂。Akand等[4]通過二維圖像分析和有限元建模方法，研究了孔隙分布對透水混凝土微結構強度、剛度和滲透性的影響。為了降低透水混凝土水化熱、抑制早期裂縫、提高長期強度，硅灰和粉煤灰常作為礦物摻合料改善透水混凝土性能[5]。通過設計混凝土的配合比，盡管透水混凝土的28 d抗壓強度可達15 MPa以上，但是抗折強度仍處于較低的水平，不能完全滿足路面材料的使用要求。纖維是改善透水混凝土抗彎性能的有效手段，纖維的種類、長度、摻量都是影響透水混凝土抗彎性能的重要因素[6-7]。但纖維存在分散性差、不易在透水混凝土中攪拌均勻的問題，透水混凝土的抗彎性能仍有待進一步提高。

土工格柵是一種土工合成材料，具有加筋、隔離、排水、過濾、防護的功能[8]，通常作為加筋材料應用于巖土工程建設中。應用在道路工程中時，土工格柵可利用其抗拉強度高、橫向約束大的優勢提高路基的穩定性。朱湘等[9]對土工格柵加筋路堤的機理研究表明，加筋可以有效地降低路堤的不均勻沉降。另外，土工格柵也常在水泥混凝土和瀝青混凝土的舊路改建中用于抑制反射裂縫的產生和發展。符冠華等[10]根據寧通公路改建的工程數據提出土工合成材料可有效減緩舊路面開裂和裂縫擴展的觀點。Itani等[11]利用混凝土板抗折試驗并進行有限元數值模擬得出格柵加筋混凝土層能夠有效地抑制裂縫擴展的結論。但是，土工格柵作為加筋材料加筋透水混凝土的研究較少。與鋼筋相比，土工格柵在提供抗拉強度的同時不易被水侵蝕，耐久性好，更適用于加筋透水混凝土路面。

選擇聚丙烯雙向土工格柵加筋透水混凝土，并通過試驗研究不同加筋位置及層數對透水混凝土透水性能、強度和彎曲性能的影響，以期為改善透水混凝土力學性能提供更加經濟方便的方法。

1 實 驗

1.1 原材料與配合比

透水混凝土配制所需原材料：普通硅酸鹽水泥P·O 42.5；一級粉煤灰；10～15 mm單一級配碎石，實測表觀密度2.73 g/cm3, 堆積密度1.51 g/cm3；液體聚羧酸高效減水劑，減水率為25%。根據《透水混凝土路面技術規范》GJJ/T 135—2009用體積法配制目標孔隙率為15%的透水混凝土，配合比如表1所示。

表1 透水混凝土配合比Table 1 Mix ratio of pervious concrete /(kg·m-3)

加筋材料選擇網格尺寸為40 mm×40 mm的聚丙烯雙向土工格柵。嚴格地講，雙向土工格柵的卷寬和卷長方向力學性能不同。因此，為減少試驗誤差，試驗中僅選擇格柵的卷寬方向作為受拉方向。將格柵加筋在混凝土梁中時，格柵的卷寬方向應與梁的長度方向一致，以減少誤差。格柵拉伸試驗設備如圖1所示。

1.2 制備工藝

透水混凝土的攪拌工藝分三個步驟，共180 s：(1)加入50%的水和全部粗骨料攪拌60 s；(2)將剩余的水、水泥以及粉煤灰攪拌90 s；(3)加入減水劑攪拌30 s。

正確埋置格柵是獲得加筋透水混凝土結構優良性能的關鍵。裝模前應先在模具內壁上用記號筆標定好預埋土工格柵的位置，然后分層將攪拌好的混凝土裝入模具人工振搗至格柵標定位置，將格柵平整地放入模具內，安裝時保證格柵的受拉方向為格柵的卷寬方向。之后繼續分層澆筑上層的混凝土至下一層格柵的標定位置，然后再放置格柵，最后澆筑上層混凝土。澆筑混凝土時應盡可能填滿格柵上下兩層，尤其是四角的空隙，確保格柵上下兩層混凝土不會出現分層。整個裝模過程中采用分層人工振搗的方式成型，成型24 h后拆模，在標準養護室內養護至相應試驗天數。

為研究格柵的加筋位置以及層數對透水混凝土抗壓和抗折性能的影響，設置試驗變量如表2所示，每種試樣進行三次重復試驗。

圖1 格柵拉伸試驗Fig.1 Tensile test equipment of geogrid

圖2 透水系數試驗裝置Fig.2 Testing device of permeability coefficient

表2 試驗變量Table 2 Experimental variables

1.3 試樣及試驗儀器

參照《透水混凝土路面技術規范》GJJ/T 135—2009，自制試驗裝置如圖2所示。制作直徑為100 mm，高度為50 mm的試樣，根據達西定律測定透水混凝土的透水系數。試驗過程中，由于透水混凝土試樣四周滲漏，圓筒內的水會直接從試樣的四周流至溢流水槽，使測得的透水系數偏大。為解決該滲漏問題，試驗中在試樣的四周均勻涂抹一層黃油，將試樣放入圓筒相應位置后再用黃油將試樣上表面和圓筒壁的縫隙填滿。透水系數的計算公式為：

(1)

式中：kT為水溫為T時試樣的透水系數，mm/s；Q為試件t時間內滲出的水量，mm3；L為試樣的厚度，mm；A為試樣的上表面積，mm2；H為水位差，mm；t為時間，s。

按照《透水混凝土路面技術規程》DB11/T 775—2010規定，制作邊長為150 mm的標準立方體試樣，采用浮稱法測定透水混凝土的有效孔隙率。有效孔隙率的計算公式為：

(2)

式中：v為有效孔隙率；m1為試樣在水中的質量，g；m2為試樣烘干后的質量，g；ρ為水的密度，g/cm3；V為試樣的體積，cm3。

采用RMT-301巖石與混凝土伺服液壓試驗機(見圖3(a))，根據《普通混凝土力學性能試驗方法標準》GB/T 50081—2002進行試樣的抗壓強度試驗和抗折強度試驗。抗壓強度試驗采用邊長為150 mm的標準立方體試樣，控制加載速度為0.3 MPa/s。抗折強度試驗采用四點彎曲的加載方式(見圖3(b))，透水混凝土梁的尺寸為100 mm×100 mm×400 mm，跨徑為300 mm。四點彎曲試驗的加載采用位移控制，加載速率為0.005 mm/s。

圖3 試驗儀器Fig.3 Testing device

2 結果與討論

2.1 透水系數和孔隙率

《透水混凝土路面技術規范》GJJ/T 135—2009中對透水混凝土透水系數和連續孔隙率的最低要求分別為0.5 mm/s和10%。試驗測得不加筋透水混凝土試樣的透水系數和有效孔隙率分別為3.8 mm/s和19%，透水性能良好。分別測得不同加筋位置和層數試樣的有效孔隙率，如圖4所示。

從圖4中可以看出，相同的加筋層數試樣的有效孔隙率相近。加筋一層土工格柵的透水混凝土的有效孔隙率為24%左右，隨著加筋層數由一層增加到兩層，其有效孔隙率也相應增加至27%左右。有效孔隙率的提高直接導致了透水系數的增加，隨著加筋層數由一層增加到兩層，透水系數由4.7 mm/s增加到7.0 mm/s。加筋格柵為透水混凝土提供了良好的透水性能。一般來講，孔隙率的增加會導致透水混凝土整體性的降低，進而使得透水混凝土強度降低。但是由于格柵和透水混凝土的嵌鎖作用，加筋透水混凝土的抗壓強度和抗折強度反而有一定的提高，見2.2和2.3小節。另外，根據《土工合成材料 塑料土工格柵》GB/T 17689—2008采用多肋法測得卷寬方向伸長率為2%時的抗拉強度為10 kN/m，伸長率為5%時的抗拉強度為18 kN/m，峰值張拉強度為21 kN/m。

2.2 抗壓強度

不同格柵加筋位置與層數條件下透水混凝土的7 d和28 d抗壓強度關系如圖5所示。隨著格柵加筋在透水混凝土中的位置和層數的變化，格柵加筋透水混凝土的7 d抗壓強度和28 d抗壓強度保持相同的變化規律。普通混凝土7 d抗壓強度可達28 d抗壓強度的70%～80%[12-13]，格柵加筋透水混凝土的7 d抗壓強度僅為28 d抗壓強度的50%～60%左右。

圖4 格柵加筋對孔隙率的影響Fig.4 Effect of geogrid reinforcement on porosity

圖5 格柵加筋對抗壓強度的影響Fig.5 Effect of geogrid reinforcement on compressive strength

格柵加筋對抗壓強度的影響如圖5所示，與不加筋透水混凝土相比，格柵加筋后的透水混凝土28 d抗壓強度顯著提高，均高于20 MPa。透水混凝土受壓時，基體內會產生拉應力，進而導致張拉裂縫的出現。土工格柵特殊的網格結構使得骨料與格柵之間相互嵌鎖，為試樣提供額外的抗拉應力以抵抗張拉裂縫。因而格柵加筋透水混凝土試樣抗壓強度提高顯著。加筋一層土工格柵時，隨著格柵距底部距離的不斷增加，其抗壓強度先增大后減小，存在最優位置。將格柵安裝在距底部1/3h(h為試樣高度)處的位置可獲得最大的抗壓強度，其28 d抗壓強度可達26.3 MPa，較不加筋的空白組提高了40.6%。距底部1/4h處加筋的透水混凝土立方體R1試樣的28 d抗壓強度為25.5 MPa，與R2試樣較為接近。距底部1/2h處加筋的透水混凝土立方體R3試樣的抗壓強度提高不明顯，較U試樣僅提高6.4%。與加筋一層格柵的試樣相比，加筋兩層格柵的試樣強度有所降低。這是因為在透水混凝土中加筋格柵會改變骨料的排列方式，進而使得孔隙率降低。當格柵加筋層由一層增加為兩層時，加筋試樣的孔隙率進一步增加，導致試樣的抗壓強度有所下降。具體表現為：在R1試樣和R2試樣的基礎上分別再增加一層格柵的R4試樣和R5試樣的28 d抗壓強度有所降低。但與不加筋U試樣相比，同時在距底部1/4h和3/4h處布置土工格柵的R4試樣和同時在距底部1/3h和2/3h處布置格柵的R5試樣的抗壓強度分別提高了16.5%和33.6%。雖然格柵加筋導致試樣孔隙率降低，但格柵加筋對透水混凝土抗壓強度提高的貢獻足以抵消由于孔隙率增加而造成的強度損失。

不同加筋位置的透水混凝土抗壓破壞形態如圖6所示，裂縫主要出現在骨料與骨料之間的膠結點，骨料本身破壞很少。這說明不加筋透水混凝土的抗壓強度主要取決于骨料間水泥基體的粘結強度。以不加筋U試樣，僅在距底部1/3h處加筋R2試樣以及同時在距底部1/3h和2/3h處加筋的R5試樣為例分析不同加筋位置的透水混凝土抗壓破壞形態。抗壓試驗中，與普通混凝土相比，不均勻分布的孔隙結構導致了透水混凝土粗骨料與粗骨料、粗骨料與水泥基體之間存在很多應力集中區。透水混凝土受壓時，基體內產生張拉微裂縫并逐漸擴展至臨界狀態。之后裂縫逐漸擴展并連通基體內其他微裂縫，形成多條貫穿上下表面的主裂縫，見圖6(a)。如圖6(b)所示，在距底部1/3h處加筋一層土工格柵后，貫穿試件上下表面的主裂縫數量大幅減少，開裂處格柵有明顯的拉伸痕跡。這是因為土工格柵依靠自身的高抗拉強度產生環箍作用抑制張拉裂縫的產生和發展，吸收透水混凝土受壓開裂所產生的能量，從而提高加筋透水混凝土的抗壓強度且保證試樣受壓開裂而不產生大量剝落。在距底部1/3h處加筋的基礎上再在距底部2/3h處加筋一層格柵的試樣破壞形態見圖6(c)，R5試樣破壞時表面僅有一條明顯的貫穿主裂縫，試樣僅有少量的剝落，雖然R5試樣的抗壓強度較R2試樣下降了8.4%，但是整體性較U試樣和R2試樣顯著提高。

圖6 不同加筋位置的透水混凝土抗壓破壞形態Fig.6 Compressive failure modes of pervious concrete with different geogrid positions

2.3 抗折強度

加筋不同位置和層數格柵的透水混凝土梁的荷載-豎向位移曲線如圖7所示。不加筋透水混凝土梁受彎破壞呈脆性，U試樣的荷載隨著豎向位移的增加呈線性增加。到達峰值荷載后的試樣立即破壞，荷載迅速下降，表現為突然折斷。豎向位移值為0.4 mm時達到峰值荷載13.5 kN(抗折強度為3.4 MPa)。透水混凝土是粗骨料之間通過點接觸形成骨架，由包裹在粗骨料周圍的水泥基體相互粘結形成的多孔隙結構[14]。圖8為不同加筋位置的透水混凝土抗折破壞形態，觀察圖8(a)中試樣破壞斷面可發現，破壞面多為骨料膠結點之間的破壞，粗骨料斷裂的情況較少，因此骨料膠結點強度對透水混凝土梁抗折強度影響較大。混凝土梁受彎時底部受拉，底部應力集中區最先產生裂縫，隨著荷載的增加，裂縫逐漸從底部向頂部擴展，并連接貫通混凝土內部產生的其他裂縫，最終導致圖8(a)中的脆性破壞。荷載-豎向位移曲線與坐標軸圍成的面積代表了梁破壞所吸收的能量，反映了梁的彎曲韌性。不加筋透水混凝土梁試樣U破壞所需的能量為5 J，這個值可作為描述加筋透水混凝土梁吸能能力的參考值。

加筋一層土工格柵后，透水混凝土梁的抗折性能顯著提高。荷載-位移曲線有明顯的開裂后性能，可分為五個階段。第一階段與梁U有相同的變化規律，即荷載隨位移的增加呈線性增加，且在0.4 mm左右到達峰值。該階段格柵與混凝土共同作用提高了梁的抗折強度，梁R2的抗折強度最大，為3.9 MPa。與不加筋梁U試樣相比，加筋透水混凝土梁R1試樣，R2試樣，R3試樣的抗折強度分別增加了8%，14%和10%。第二階段，受拉區的透水混凝土發生破壞后瞬間損失強度，導致荷載在峰值后迅速下降。裂縫由梁的底部逐漸向頂部擴展。不同于梁U試樣，加筋一層格柵的透水混凝土梁存在破壞的第三階段。土工格柵依靠與粗骨料之間的相互嵌鎖和摩擦承擔更多的拉應力，故強度逐漸回升并出現第二個荷載峰值，梁的韌性顯著提高。隨著格柵加筋位置距底部距離的增加，加筋梁的第二個峰值荷載先增加后減小。距離底部位置越高(如1/2h)，格柵離梁的受拉區越遠，格柵不能充分發揮作用抵抗梁彎曲產生的拉應力。距離底部位置太近(如1/4h)，骨料無法與格柵產生良好的嵌鎖，格柵也不能充分發揮其作用。因此格柵充分發揮作用存在最優的加筋位置。試驗結果表明，加筋一層格柵時，距底面1/3h處是最優的加筋位置，其承受的荷載可達22.6 kN，較不加筋梁U試樣提高了67.7%。如圖7所示，當豎向位移為5 mm左右時，加筋一層格柵的透水混凝土梁的荷載-豎向位移曲線上出現第二個峰值荷載。第四階段開始于第二個峰值荷載，裂縫逐漸越過格柵加筋的區域并繼續向頂部發展，荷載逐漸下降。第五階段表現為加筋梁的殘余強度，這是因為格柵還未受拉屈服，可以繼續提供拉應力。分別計算在豎向位移達到10 mm時加筋梁破壞吸收的能量，梁R1試樣，R2試樣和R3試樣吸收的能量分別為95 J，108 J和74 J。梁R2試樣的韌性最高，破壞過程中吸收的能量高達U試樣的20倍。加筋梁R3試樣其第三階段的荷載水平較低，因此吸收的能量低于R1試樣。加筋一層格柵的透水混凝土梁抗折破壞形態如圖8(b)所示，與梁U試樣相比，加筋后的梁破壞時裂縫的開口寬度增加。裂縫開口寬度逐漸增加的同時裂縫向頂部擴展的速率降低，梁的韌性和整體性都有所提高。在透水混凝土梁中加筋一層格柵時，將格柵放置于距離梁底部1/3h的位置可以獲得最優的彎曲性能。

圖7 不同加筋位置的透水混凝土梁荷載-豎向位移曲線Fig.7 Loading-vertical displacement curves of pervious concrete with different geogrid positions

如圖7所示，加筋兩層格柵的透水混凝土梁的荷載-位移曲線在前三階段與加筋單層格柵的透水混凝土梁相似。在第一階段，豎向位移達到0.4 mm左右時，梁R4試樣和R5試樣到達第一個峰值荷載，對應峰值應力為3.6 MPa，較加筋一層的混凝土梁略微降低，但仍高于不加筋梁U試樣。當加筋層數由一層增加為兩層時，孔隙率進一步增加，透水混凝土的整體性下降。因此，與加筋單層格柵的梁相比，加筋兩層格柵的梁其抗折強度略微下降。雖然破壞時的強度略微降低，但加筋兩層格柵的梁有更好的開裂后性能。在第三階段中，上下層格柵共同作用承擔荷載，梁R4試樣和R5試樣的第二個峰值荷載分別提高到20.9 kN、22.6 kN，且第二峰值荷載出現時的豎向位移延長到7 mm，這都說明加筋兩層格柵的梁裂縫發展被抑制，彎曲韌性提高，可以吸收更多的能量。在第四階段，下層格柵被拉斷，裂縫迅速向上發展，荷載迅速下降。之后由于上層格柵逐漸承受更多的拉應力，梁R4試樣和R5試樣的荷載在降低到7.5 kN左右時開始回升，并逐漸增長至17.5 kN左右。隨后裂縫延伸至梁的頂面，但是由于上層格柵還未拉斷，梁表現為開裂但不折斷，因此第五階段也存在殘余強度。隨著加筋層數的增加，梁破壞吸收的能量越來越多，梁的韌性顯著提高。在豎向位移增加至10 mm時梁R5試樣吸收的能量值最高，為163 J，比加筋單層格柵的最優組R2試樣增長了30%。梁R4試樣破壞所吸收的能量略低于梁R5試樣，為151 J。加筋兩層土工格柵時，同時在距離底部1/3h處和2/3h處加筋透水混凝土梁可有效提高梁的開裂后性能。觀察試樣的破壞形態圖8(c)，加筋兩層格柵后透水混凝土的整體性有了顯著地提高，與不加筋和加筋一層的梁的斷裂不同，加筋兩層格柵的透水混凝土可產生更大的裂縫開口寬度。在透水混凝土梁中加筋格柵后，梁的破壞模式由脆性破壞變為延性破壞。加筋兩層格柵時，透水混凝土梁的韌性進一步提高，破壞時梁開裂而不折斷，從而改善了梁破壞的無預兆性。

圖8 不同加筋格棚位置的透水混凝土抗折破壞形態Fig.8 Flexural failure modes of pervious concrete with different geogrid positions

3 結 論

(1)格柵加筋透水混凝土具有良好的透水性能，孔隙率高于24%，透水系數大于4.7 mm/s。透水混凝土的孔隙率和透水系數隨著格柵加筋層數的增加而增加。

(2)加筋格柵后的透水混凝土強度提高顯著。在距離底部1/3h處設置土工格柵時，透水混凝土的抗壓強度最大，為26.3 MPa。

(3)在透水混凝土中加筋格柵能有效地提高透水混凝土梁的抗折強度，抑制裂縫的發展，改善梁的延性。格柵加筋透水混凝土梁的韌性提高，受彎過程能夠吸收更多的能量，彎曲破壞有一定的預兆性。加筋一層格柵時，距底部1/3h處是提高梁彎曲性能最有利的位置。加筋兩層格柵時，透水混凝土梁開裂后的延性優于加筋單層格柵的透水混凝土梁。同時在距離底部1/3h和2/3h處加筋格柵的透水混凝土梁彎曲性能最優。