土工合成材料加筋級配碎石強度特性試驗研究

胡幼常 鄧立學

(武漢理工大學交通學院 武漢 430063)

0 引 言

半剛性基層瀝青路面因其兼具良好的表面功能、足夠的強度和剛度，以及優越的經濟性而成為我國高等級公路中的主要路面結構.但半剛性基層因為固有的溫縮和干縮效應致其不可避免地會發生早期收縮裂縫，進而引起面層反射裂縫和后續的唧泥、基層脫空等病害[1].同時，半剛性基層幾乎不透水，以致從面層裂縫、空隙滲入到路面結構中的水很難排出[2]，在行車荷載的反復作用下，動水壓力對路面結構不斷進行淘刷，從而造成瀝青膜與礦料的剝離、面層材料松散等水損害[3].這些是造成瀝青面層早期破壞的重要原因，嚴重影響路面的使用壽命.

增加瀝青層的厚度可以減少反射裂縫[4]，但也意味著路面成本的增加，而且基層不透水的問題仍然存在.以柔性基層取代半剛性基層，例如，以“級配碎石底基層+瀝青碎石基層”代替無機結合料穩定類基層，則不存在反射裂縫和路面結構排水難的問題[5]，但承載能力有限，路面易出現疲勞開裂和車轍問題[6].我國福建等地的工程實踐表明：采用“半剛性+柔性”組合基層，如自下向上采用“水泥穩定粒料+級配碎石+瀝青碎石”組合結構作為基層，可以較好地解決上述問題，但瀝青層厚度仍較大，經濟性不如半剛性基層結構.采用含有級配碎石的基層結構是解決反射裂縫和路面結構排水問題的較好方法.然而級配碎石作為一種散體材料，剛度很低，沒有抗彎拉能力，為了保證瀝青路面的強度、剛度、穩定性等路用性能和使用壽命滿足規范要求，往往需要增加瀝青層的厚度，這一缺陷極大地限制了級配碎石基層在高等級路面中的應用.如果采用土工合成材料加筋級配碎石代替其中的純級配碎石，則這個問題有望得到解決.現有試驗研究表明，小間距(20～30 cm)土工合成材料加筋的高壓實度粒料土極大地改變了土粒間松散的特性，是一種似連續體材料，不僅抗壓強度和抗壓剛度顯著提高，而且還極大地減小甚至避免了在交通荷載反復作用下的塑性變形積累[7].這些試驗研究中所使用的粒料土，其顆粒級配和力學性質都不及路面結構中通常采用的級配碎石.可見加筋級配碎石將具有更優良的力學性質，如果以其代替前述路面結構中的級配碎石，則可達到減小瀝青層厚度、提高路面結構路用性能和耐久性的目的[8].

文中分別以土工布、雙向土工格柵和三向土工格柵作為加筋材料，制備了含不同加筋層數的加筋級配碎石試件，進行無側限抗壓試驗.試驗結果表明，在所選用的三種加筋材料中雙向土工格柵的加筋效果最好.于是，以雙向土工格柵作為加筋材料，分別對不同壓實度、不同加筋層數的加筋級配碎石試件完成了一系列無側限抗壓試驗和CBR試驗，總結壓實度和加筋密度對加筋級配碎石強度和剛度的影響規律.

1 無側限抗壓試驗

1.1 試驗材料

將某石料加工廠生產的石灰巖碎石過篩分級，按文獻[9]規定的高速公路路面基層的級配要求配制用于本次試驗的級配碎石，其最大粒徑為26.5 mm，各篩孔通過的集料分數見表1.采用振動擊實儀測得該級配碎石的最佳含水率為5.1%，最大干密度為2.23 g/cm3.

表1 級配碎石的顆粒級配

試驗中采用的三種加筋材料見圖1.其中，無紡土工布單位面積質量204.3 g/m2，厚度2.03 mm，縱向和橫向2%應變拉力均為0.71 kN/m.雙向土工格柵和三向土工格柵的幾何尺寸和2%應變拉力列于表2.

圖1 加筋材料試樣

表2 土工格柵的幾何尺寸和力學指標[10]

1.2 試驗方案

采用上述級配碎石和3種加筋材料，按含水率等于最佳含水率5.1%，壓實度K=90%，94%，98%，加筋層數n=0～5的布筋方案(見圖2)，分別制作幾組無側限抗壓試件.試件直徑和高都為150 mm.這些試件以內襯乳膠膜的鋼筒作為成型模具，利用振動擊實儀振動成型.制作時先在金屬擊實筒內壁均勻涂抹潤滑油，再將專用乳膠膜襯于筒內，并與筒內壁緊密貼合.乳膠膜在擊實筒口兩端各伸出不短于50 mm的預留長度，將其外翻套于擊實筒外壁，并用橡皮筋扎緊.這樣就形成了內為乳膠膜、外為金屬筒的試模.然后采用體積控制法向試模內分層填入級配碎石，并在預定位置鋪放加筋材料，在振動擊實儀上分層擊實到預定高度.如此反復，直至試樣制作完成.最后在液壓脫模儀上放置一塊厚40 mm，直徑150 mm的金屬墊塊，將含有試件的擊實筒置于墊塊之上，試樣底部與墊塊對齊，再將之前上下兩端外翻的乳膠膜翻回，且將其下部套于墊塊外壁，啟動脫模機，將試件緩緩推出，并用橡皮筋將乳膠膜下端扎緊于墊塊外壁.

圖2 無側限試驗布筋方案(單位：mm)

置上述試件于路強儀上，將之前外翻的上端乳膠膜包住路強儀加壓墊塊，并用橡皮筋扎緊.以1.2 mm/min的加荷速率對試件施加軸向壓力，當試件破壞或壓應變達到28%時終止試驗.

1.3 試驗結果及分析

1.3.1三種筋材加筋效果的對比

圖3為壓實度K=90%的未加筋和加筋試件的無側限抗壓曲線，即軸向壓應力-軸向壓應變曲線，簡稱q-ε曲線.由圖3可知，加筋可以顯著提高級配碎石的無側限抗壓強度.但兩種格柵的加筋效果明顯好于土工布.其主原因可能是土工格柵的網眼結構與碎石顆粒間有嵌鎖作用，并且兩種土工格柵的縱、橫向抗拉強度和抗拉剛度都大于土工布.同時，還可以看出，在加筋層數較少(n=1～2)時，兩種土工格柵的加筋效果相近，而加筋層數較多(n=3～5)時，雙向土工格柵的加筋效果要優于三向土工格柵，且其差別隨著加筋層數的增加而增大.其主要原因可能是雙向土工格柵方形的網眼結構比三向土工格柵三角形的網眼結構與碎石顆粒能形成更好的嵌鎖作用.另外，盡管經多渠道尋找，試驗中采用的兩種土工格柵的肋條尺寸、強度和剛度很相近，但還是不完全相同，這也會導致二者在加筋效果上的差別.

圖3 三種筋材下的q-ε曲線

圖4為試驗完成后從試件中取出的幾片有代表性的筋材試樣.由圖4可知，土工布上分布著大小不一、邊緣不齊的破洞.這是土工布在豎向受到碎石尖角的頂刺，并在水平向因試件鼓脹而被拉伸后造成的.三向土工格柵有部分肋條撕裂或拉斷，而雙向土工格柵局部有明顯的變形或頸縮，但沒有肋條拉斷的情況.三向土工格柵的破損之所以比雙向土工格柵嚴重，主要是因為其肋條的厚度比雙向土工格柵薄.需要說明的是，圖6為筋材破壞是在試件壓縮應變達到28%時所看到的情況.當加筋級配碎石用于路面基層時，實際發生的豎向應不會超過5%，筋材的破壞與損傷主要在壓實過程中發生，土工布主要會發生頂破，而土工格柵主要是肋條表面的壓痕或擦傷.

圖4 試驗后的筋材破壞情況

綜合上述可知，當加筋級配碎石作為路面基層或底基層時，筋材選用土工格柵比選用土工布好.考慮到生產工藝的限制，目前市面上三向土工格柵肋條的強度和剛度均難以達到雙向土工格柵的標準，且上述試驗結果表明，雙向土工格柵與級配碎石的嵌鎖作用亦可能強于三向土工格柵，因此，采用雙向土工格柵加筋級配碎石是合適的選擇.

1.3.2雙向土工格柵加筋級配碎石無側限抗壓特性

圖5為壓實度K=90%，94%，98%的純級配碎石(n=0)和雙向土工格柵加筋級配碎石(n=1～5)的無側限抗壓曲線.

圖5 不同壓實度時的q-ε曲線

由圖5a)可知，不加筋的純級配碎石q-ε曲線呈應變軟化型，中、高壓實度(K=94%～98%)時應變軟化更明顯.實測的具體數據表明，壓實度K從90%增加到94%時，峰值抗壓強度從0.028 MPa增加到0.114 MPa，增幅達307%.而壓實度從94%增加到98%時，峰值強度從0.114 MPa增至0.124 MPa，增幅約為9%.這表明，在壓實度較低時，提高壓實度可顯著提高級配碎石的抗壓強度；而當壓實度較高時，也有類似的規律，但相對而言，抗壓強度隨壓實度提高而增長的幅度要小許多.實際工程中級配碎石基層或底基層的壓實度標準可盡量定高一些.一方面，高壓實度的級配碎石有較高的抗壓強度，另一方面目前的施工技術也較容易保證級配碎石達到較高的壓實度.但壓實度標準也不宜定得過高，因為，在壓實度已經很高的情況下提高壓實度對提高級配碎石強度的作用有限，但卻會顯著增加所需的碾壓功，增大施工能耗，得不償失.所以文獻[11]將級配碎石基層和底基層的壓實度標準分別確定為不低于98%和96%是合適的.

圖5b)～f)表明，含1～5層雙向土工格柵的加筋級配碎石，當壓實度在90%～98%范圍內時，其無側限抗壓能力隨壓實度提高而增長的幅度都很明顯，而且較均勻.因此，在施工技術可行、經濟性合理的前提下，雙向土工格柵加筋級配碎石的壓實標準更應盡量提高一些.因為，即使在較高的壓實度時，提高壓實度仍能較大幅度地提高其抗壓強度；而且，當采用高壓實度的雙向土工格柵加筋級配碎石作為瀝青路面的基層或底基層時，因其強度高，故可以減小瀝青層的厚度，從而降低路面的整體造價；或在瀝青層厚度不變的情況下，可以延長瀝青路面的使用壽命，其長期經濟效益也會提高.

由圖5可知，高壓實度(K=98%)、n=1～5層，以及中、低壓實度(K=90%～94%)、n=2～5層的雙向土工格柵加筋級配碎石的q-ε曲線均為應變硬化型.亦即，高壓實度下加1層格柵，中、低壓實度下加2層格柵就可使q-ε曲線由應變軟化型轉變為應變硬化型.這說明雙向土工格柵加筋級配碎石的抗壓特性較之于純級配碎石有本質上的改變，其抗壓能力隨應變的增長而不斷增大，表現出了極強的韌性.

圖6為壓實度K=90%，94%和98%時，純級配碎石和1～5層雙向土工格柵加筋級配碎石的q-ε曲線.從中不難發現，雙向土工格柵加筋級配碎石的抗壓能力不僅遠比純級配碎石的高，而且還隨加筋層數的增多而增大.為定量反映該試驗規律，表3為不同情況下的試件抗壓強度值qu(應變軟化型的取峰值壓應力，應變硬化型的取應變10%對應的壓應力值).由表3可知，即使僅加一層雙向土工格柵，與沒有加筋的純級配碎石相比，其強度也有顯著的增長.以壓實度K=98%為例，n=1時的峰值強度為0.518 MPa，是n=0時峰值強度0.124 MPa的4倍多.

圖6 不同加筋層數時的q-ε曲線

圖7為根據表3中的數據繪制的qu-n和qu-K關系數曲線.由圖7a)可知，3種壓實度下，加筋層數從1增加到2時，試件的抗壓強度提高幅度相對較大；中高壓實度(K=94%和98%)時，加筋層數從2層增加到5時，抗壓強度隨加筋層數基本呈勻速增長；低壓實度(K=90%)時，加筋層數從4增加到5時，抗壓強度增長幅度明顯較大，這說明低壓實度下，增大加筋密度(即減小加筋層間距)對提高雙向土工格柵加筋級配碎石的強度有顯著效果.由圖7b)可知，在n=1～4時，無側限抗壓強度隨壓實度的提高而增長的幅度基本相等.當n=5時，壓實度從94%提高到98%，無側限抗壓強度提高的幅度明顯高于壓實度從90%提高到94%.這說明當雙向土工格柵加筋層間距較小時，增大壓實度能更顯著地提高加筋效果.所以加筋密度越大，越宜采用更高的壓實度標準.

表3 無側限抗壓強度qu MPa

圖7 qu與n和K的關系曲線

2 CBR試驗

2.1 試驗概況

采用上文所述的級配碎石和雙向土工格柵，按照圖8的布筋方案，采用振動擊實法分別制備壓實度為90%、94%和98%，直徑152 mm、高120 mm的CBR試件.利用多功能路強儀，對每一個試件采用文獻[12]中的標準方法進行CBR試驗，貫入桿的貫入速度為1.2 mm/min.

圖8 CBR試驗布筋方案(單位：mm)

2.2 試驗結果及分析

圖9為三種不同壓實度下，純級配碎石和1～4層雙向土工格柵加筋級配碎石的貫入阻力-貫入量曲線，簡稱p-l曲線.在這些p-l曲線上分別讀取貫入量2.5 mm和5 mm的貫入阻力，計算出相應的承載比，發現所有試件5 mm貫入量的承載比都比2.5 mm貫入量的大，重復試驗的結果仍如此.所以，根據文獻[12]的規定，取貫入量5 mm的承載比為CBR值，其結果見表4.

圖9 不同加筋層數時的p-l曲線

表4 CBR一覽表 %

為了比較雙向土工格柵對加筋級配碎石承載比的影響，表5為三種壓實度下加筋級配碎石的CBR與純級配碎石的CBR之比α.由表5可知，當在試件的1/2高度處加1層雙向土工格柵時，除K=94%外，其承載比與純級配碎石的相近.這是因為當貫入深度為5 mm時，由此引起的豎向變形可能未傳遞到格柵所在的平面，因此格柵對5 mm貫入量時的承載比幾乎沒有什么貢獻.隨著加筋層數的增加，一方面位于試件上部的格柵離試件頂面的距離減小，貫入引起的變形會傳導至這些格柵所在平面，使其產生拉伸而發揮出加筋作用，另一方面相同貫入量在試件中引起的變形所傳導的深度也會增加[13]，下部的格柵也會因拉伸而發揮一定的加筋作用.表6為貫入深度為10 mm的雙向土工格柵加筋級配碎石承載比與純級配碎石承載比的比值β.由表5～6可知，貫入深度10 mm時，含2層以上雙向土工格柵加筋試件中的格柵作用有較好的體現.所以，如果將加筋碎石用于路面基層或底基層，宜采用10 mm貫入量的承載比作為CBR值.

表5 α一覽表

表6 β一覽表

考慮到貫入深度較大時，格柵的作用才能顯現出來，圖10為貫入深度10 mm對應的承載比BR10與壓實度K和BR10與雙向土工格柵層數n的關系曲線.由圖10a)可知，無論是純級配碎石還是雙向土工格柵加筋的級配碎石，BR10近似與壓實度呈線性關系.由圖10b)可知，格柵加筋級配碎石的BR10與格柵層數也接近線性關系.

圖10 BR10與K與n的關系曲線

3 結 論

1) 以加筋級配碎石作為瀝青路面的基層或底基層時，塑料雙向土工格柵是合適的加筋材料.

2) 在技術和經濟可行的條件下，雙向土工格柵加筋級配碎石基層或底基層的壓實度應盡量提高，以不小于98%為宜.

3) 壓實度達98%的雙向土工格柵加筋級配碎石，其無側限抗壓曲線為應變硬化型，與純級配碎石相比，不僅抗壓強度顯著提高，而且能承受很大的壓縮應變，具有良好的韌性.

4) 雙向土工格柵加筋級配碎石的CBR值宜采用10 mm貫入量的承載比.