高强土工格室加筋砂土地基模型试验研究

韩 晓，张孟喜，李嘉洋，姜圣卫

(1.上海大学土木工程系，上海 200072;2.兰州交通大学土木工程学院，兰州 730070;3.江苏省仪征市佳和土工材料有限公司，江苏仪征 211401)

1 研究背景

随着加筋技术的不断发展，土工合成材料也经历了几代演变，从土工布、土工网等低强度材料发展到现在普遍采用高强度、低延伸率的土工格栅和土工格室。普通土工格栅通常被看成具有较高抗拉强度的膜，但它对剪应力和竖向应力的扩散几乎不起作用，在工程应用中易产生较大的沉降变形。而早期生产的土工格室网带抗拉强度并不高、延伸率大，导致格室在使用过程中发生较大变形，不能有效控制土体侧移，阻碍了它在加筋领域的推广。本试验所采用的高强土工格室为整体式土工格室，其抗拉强度指标提高，断裂延伸率减小，同时解决了早期土工格室结点弱的缺陷。

将土工格室置于地基中，形成筋土复合加筋层，能有效提高地基承载力，减少地基沉降，相比换填和预压等传统地基处理技术，加固效果更明显，但其加筋机理至今研究并不十分深入。Rea和Mitchell［1］首先通过采用纸质格室研究加筋砂特性，发现加筋砂复合体的破坏形式为冲剪破坏，并认为土工格室约束了砂的侧向变形，而土工格室的拉伸抗力，即“环向应力”使格室内填土的围压增大，增加了填料的强度和刚度。Mhaiskar和Mandal［2－3］通过模型试验分析土工格室加筋软土地基的承载力，并分析了格室高度、宽度、格室片材强度、材料模量以及填料相对密实度等因素，对加筋效果的影响。Moghaddas和Dawson［4］通过足尺模型试验，讨论格室焊距、格室高度和筋材层数对加筋地基承载力的影响。苏谦和蔡英［5］对土工格室加筋砂垫层处理松软地基进行模型试验，通过计算复合层的刚度分析加筋地基的抗变形能力。另外，在公路、铁路中采用土工格室加筋对增强路基整体稳定性也有显著的效果(Alawaji［6］，Borges和Cardoso［7］，Ling 和Liu［8］，刘金龙和栾茂田［9］等)。已有文献主要集中于对地基加筋后承载力、变形及稳定性等整体效果的研究，缺乏对破坏过程中筋材变形以及地基内部筋土相互作用的分析研究。

本文主要模拟方形基础在静力加载条件下直接作用于高强土工格室加筋砂土地基的情况，通过对比不同筋材埋深、不同焊距大小、不同压实度工况下地基的荷载－沉降曲线、地基与筋材的极限破坏状态、筋材下方附加应力的扩散情况、以及筋材拉应变的分布规律，对高强土工格室加筋砂土地基的作用机理进行系统研究。

2 室内模型试验

2.1 试验材料

试验所用高强土工格室为仪征市佳和土工材料有限公司生产的钢钉插接整体式土工格室。格室的网带材质为聚丙烯，网带纵向抗拉强度≥244MPa，比普通的土工格室高10倍左右，网带断裂伸长率≤15%，网带连接点抗拉强度≥244MPa，网带连接由U型钢钉插接而成，U型钉直径≥2.5mm，网带厚度(0.45±0.1)mm，格室高度50mm。

试验所用填料为砂土。经过筛分试验、比重试验、含水率试验、三轴试验等室内土工试验，测得砂样颗粒级配及其物理性质指标分别见表1、表2。

表1 砂土的颗粒级配Table 1 Grain size distribution of sand

表2 砂土的物理特性参数Table 2 Physical parameters of sand

2.2 试验装置

为减小边界效应影响，试验在尺寸为140cm×60cm×110cm(长×宽×高)的矩形模型箱内进行。模型箱刚性较大，以保证加压过程中模型箱不发生外凸变形。

试验通过2块加载板扩大叠合的方式来模拟基础。上部是一块圆柱型加载块，主要负责荷载均匀传递;下部是一块边长B为30cm、厚度为3cm的正方形加载板。2块刚性板均关于加载中心对称，以保证竖向加载过程中不会发生挠曲失稳。

试验加载设备采用量程为100 kN的单作用油压千斤顶，下端连接一个量程为10 t的压力传感器。同时通过一个超高压电动油泵，将油输入千斤顶，向下施压，加载压力大小通过油压阀门控制。

试验数据采集系统包括:基础沉降由量程50mm的电子数显百分表测得，地基承载力由量程10×103kg的压力传感器测得，同时在筋材下方一定距离埋设量程0.5MPa的土压力盒来测量加载过程中地基土附加压力的变化，并通过粘贴在格室上的应变片测量筋材的变形。所有测量设备都外接在DH3815N应变采集箱上，可以实现每隔0.5 s同步采集试验数据。试验装置如图1所示，测量仪器布置见图2。

2.3 试验方案

试验主要研究由高强土工格室加筋砂土地基在方形荷载作用下所表现出来的承载力和变形特性，进一步分析土工格室的加筋机理。试验针对不同筋材埋深、网格焊距以及砂土压实度，共设计9组工况试验(见表3)。第2至9组的试验主要是研究不同因素对加筋地基承载力的影响，从而得出较好的加筋方案，同时将第2至9组的试验与第1组纯砂试验进行对比，总结出格室加筋地基的加固机理。试验统一铺设一层土工格室，筋材展开长度为127cm。为了取得较明显的加筋效果，参考早期学者的研究成果［4，10］，选取格室埋深 u 为0.33B，0.50B，0.67B，1.00B，格室焊距 d 为0.37B，0.67B，0.94B。压实度是填土工程中重要的质量控制指标，在本试验中指的是试验地基实际达到的密度与室内标准击实试验所得最大密度的比值。在第1至7组试验中控制地基砂土密度为1.81 g/cm3，第 8组为1.63 g/cm3，第9组为1.89 g/cm3，则地基砂土压实度 K分别取85% ，90% ，95% 。

图1 试验装置图Fig.1 Devices of model test

图2 格室及测量设备布置图Fig.2 Layout of geocells and measurement instruments

表3 试验工况Table 3 Test conditions

2.4 试验过程

试验过程主要包括4个部分:砂土地基的分层填筑、筋材的安装、土压力盒与应变片的布置，以及地基表面加载板和测量仪器的安放。

试验前，先在模型箱有机玻璃壁上标明土压力盒和筋材的安放位置。将砂土每隔10cm分层填入，刮平，并夯实。为增加试验结果可比性，每层填筑相同质量的砂土，并通过控制落距和锤击次数来保持相同击实能量，然后预压到规定地基砂土压实度。在距离地表25cm处，每隔10cm依次布置11个土压力盒。到达预留加筋位置开始铺设筋材。由于土工格室为柔性结构，在安装过程中需要用小木棒将每个网格单元完全撑开，并在规定位置上固定，如图3所示。本试验侧重研究的是土工格室在荷载作用下沿主要拉伸方向的变形，所以应变片沿模型箱长边方向布置，依次黏贴于每个格室单元网带上，黏贴位置如图2所示。随后向每个网格单元装入相同质量的填料并击实，保证与整个地基具有相同的压实度。继续填砂，逐层填筑至地基总高度65cm并预压地基之后，开始放置加载板、位移计并外接采集箱。正方形加载板放置在整个模型地基表面的中心位置，位移计分别放置在方形加载板的角点和地表上，如图4所示，加载板上位移计测量所得的平均值即代表基础的沉降值。

所有测量仪器布置、平衡完毕以后，开始加载。当竖向压力达到稳定时，地基沉降持续加大，地基承载力出现峰值。若没有明显峰值时，按《建筑地基基础设计规范》(GB50007—2011)［11］中对地基变形允许值的规定，当荷载大于实际可能的荷载或竖向位移过大时试验终止，本试验终止的标准是:试验荷载大于可能的最大荷载800kPa或相对沉降量s/B超过0.06。

图4 加载板及位移计布置图Fig.4 Layout of loading plate and displacement meters

试验结束后，用高清数码相机拍摄地表隆起情况、加筋层变形以及筋材极限破坏状态。

3 试验结果与分析

3.1 地基的荷载-沉降曲线(p-s曲线)特征

图5为所有工况下加筋地基与纯砂地基的荷载－沉降曲线。从图中可以看出，土工格室加筋砂土地基的破坏形式大部分属于整体剪切破坏，其p－s曲线呈双曲线型，具有明显的拐点。地基变形随基底压力的增大而不断发展，依次经历弹性变形阶段、局部剪切阶段和破坏阶段。

图5 不同工况下加筋地基与纯砂地基的p-s曲线Fig.5 Pressure-settlement curves for reinforced foundation and pure sand foundation in different conditions

加载初期(沉降小于2%B，即6mm时)，所有p－s曲线接近直线段，地基处于弹性状态，由于上覆荷载较小，格室竖筋的侧限作用不太明显。随后p－s曲线呈现曲线段，地基变形的速率随荷载增大而增大，基础边缘处的局部砂土达到极限抗剪强度，开始发生剪切破坏。纯砂地基因为基础快速陷入地基中产生过大的沉降变形而丧失承载力破坏，加筋地基则随荷载的增加，塑性变形区域慢慢扩大，塑性变形能力变强，具体表现为此阶段加筋地基的p－s曲线比未加筋的更为平缓。加载后期，加筋地基的p－s曲线都出现一个较明显的拐点(沉降大于6%B，即18mm时)，即地基的极限破坏点。过了这个点后，p－s曲线趋向竖直段，地基承载力不再增加，沉降却持续增大，地基砂土从基础的周围挤出，导致地面隆起，地基整体失稳破坏。加筋后的地基极限承载力值比纯砂地基极限承载力值平均提高了124.11%，对应的地基沉降也有所减少，加筋效果非常明显。

当地基达到极限破坏时发现，地基表面出现以加载板为中心的环状裂缝，如图6(a)所示。相比纯砂地基，土工格室加筋地基隆起的程度减小，地表破裂面出现的时间也明显被延缓了，可见土工格室在一定程度上阻隔了地基连续滑动面的发展。将地基上部砂土卸掉后进一步发现，土工格室的中间部分发生下凹，整个土工格室复合加筋层发生拱状变形，如图6(b)所示。

3.2 不同影响因素分析

图5(a)为纯砂地基与筋材埋深分别为0.33B，0.50B，0.67B，1.00B 时加单层土工格室的地基p－s曲线。当极限破坏时，即达到同一沉降s=0.06B(s=18mm)，埋深为0.33B，0.50B，0.67B，1.00B 工况较纯砂地基承载力分别提高了126.97%，108.94%，79.09%，60.06%，承载力随着加筋深度的增加而逐渐减小。当筋材埋深为0.33B时，格室除了受水平向拉伸变形外，竖向还受到少许压坏;而筋材埋深为0.5B时，筋材则没有受到竖向损坏，说明筋材埋深不能太小，否则格室将直接承担竖向压力而不能通过荷载传递发挥其独特的侧限作用。当筋材埋深太大，加筋对地基承载力的影响将不再明显。加筋埋置深度影响着地基承载力的提高程度，埋置深度不同，加筋效应不同。合理布置筋材的位置能更好地发挥筋材对地基的加固作用。

纯砂地基在加入不同焊距的高强土工格室以后，地基承载力均得到了提高，如图5(b)所示，在沉降 s=0.06B 时，焊距为0.37B，0.67B，0.94B 工况较纯砂地基承载力分别提高了153.76%，126.97%，89.47%，平均提高了123.40%，而且焊距越小，格室单元越小，土工格室加筋地基的承载力则越高。但是3种不同焊距土工格室加筋后地基承载力差异较小，变化幅度在150kPa以内，说明焊距变化对地基承载力提高的幅度影响较小。从土工格室作用机理分析，当土工格室焊距过大，可能无法有效限制地基内部剪切滑动面的发展，导致地基破坏。当焊距减小到一定范围，地基承载力的提高速率也在减缓，说明焊距在有效值附近，均能达到理想的加固效果，工程中不用一味追求焊距较小的土工格室。

图5(c)为试验中加筋地基压实度分别为85%，90%，95%时地基承载力情况。试验中的土工格室加筋层采用人工夯实方法进行压实，在压实过程中砂颗粒克服相互摩擦，发生错动和挤密，导致颗粒间孔隙体积减小，从而提高密实度。对比图5(a)至5(c)可见，地基以及土工格室之间填料的压实度对地基承载力的提高影响显著。当填料压实度由80%增至95%时，地基承载力从555.56kPa提高到820.44kPa，平均比提高了130.90%。在土工格室加筋地基中，若砂土压实度越高，格室在受压过程中与内部填料的相互摩擦和挤压作用就越明显，加筋层抗剪强度增加，从而提高地基承载力。

在本试验条件下，对比所有工况，认为对地基承载力影响最大的因素是砂土地基的压实度，其次是筋材埋深，影响最小的是格室的焊距。

3.3 加筋层的抗变形能力

变形模量是土体变形的一个重要衡量指标。本试验中加筋层的抗变形能力可以通过其变形模量来反映。通过模型试验中所得p－s曲线中弹性变形段的线性关系，并借助地基沉降的弹性力学公式可以推算出土的变形模量E0。对于方形承载板，加筋层变形模量为

式中:E0是土的变形模量(kPa);ω是沉降影响系数，方形承载板取0.886;μ是土的泊松比;B是载荷板的边长(mm);p是所取定的比例界限荷载(kPa);s是与比例界限荷载p相对应的沉降(mm)。

本试验中地基和格室内的填料都是砂土，取泊松比为0.30。加筋层的变形模量计算如表4所示。可以发现，土工格室加筋层的变形量明显小于纯砂，其变形模量较素砂层平均提高了110%左右。

表4 地基极限承载力和加筋层变形模量计算Table 4 Calculated results of ultimate bearing capacity of foundation and deformation modulus of reinforced layer

试验卸载后，挖出上部砂土，发现加载中心下方的加筋层竖向变形最大，距离中心越远变形值越小，如图6(b)所示。沉降较大的区域为地基的主要沉降区域，即地基变形时在基础下方产生的三角滑移区域。筋土之间的挤压和摩擦使土工格室不仅起到侧向约束作用，其整体也起到类似筏板基础的作用，有效减少竖向沉降。

3.4 土工格室应变的变化规律

图7 格室拉应变随荷载的变化Fig.7 Tensile strain variation of geocell with different loads and reinforcement depths

图8 格室拉应变随位置的变化Fig.8 Tensile strain variation of geocell at different positions

当单层土工格室筋料埋深分别为0.33B，0.67 B，1.00B时，选取4个位置的应变片，如图2所示，格室拉应变随加载压力的关系如图7所示，格室拉应变随加载压力增大而增大，当加载压力为100kPa左右曲线斜率突然增大，说明此时格室与填料之间的摩阻作用发生强化。从格室的拉应变与格室位置的关系曲线(图8)可以看出，方形荷载作用下格室受力变形并非沿全长均匀分布，加载中心下方的格室处于主要受拉区域，所以变形最大，然后依次向两侧递减。同时随着筋材埋深的增大，土工格室的变形更加均匀。

本试验所采用的高强格室与普通格室相比，不仅在于强度的提高，网带节点连接方式的改善也导致了格室实际受力情况的差异。普通格室一般为单根断头网带分层焊接而成，其薄弱点在于片与片间的焊接点强度，因此造成格室对土体的侧限作用难以很好实现。而高强格室为整盘拉伸网带连续编织并插接而成，有效解决了网带与节点的匹配问题，即网带拉伸强度与节点强度一致，使整个格室没有薄弱点，成为整体式土工格室，最大限度地发挥了土工格室的立体加筋效果。在进行埋深为0.33B的一系列工况试验时，发现部分土工格室出现网带连接件U型钢钉断裂，而网带没有被拉断的情况。分析其原因，可能是因为格室埋设位置离方形基础越近，受力越不均匀，导致网带连接件除了受水平拉力外，还要承受很大的竖向冲击，容易产生破坏，这时网带的最大应变只有0.55%(见图8)，其抗拉强度并没有得到充分发挥，网带不会发生断裂。

3.5 附加土压力的分布规律

在加筋层下方埋设土压力盒，可以通过比较地基加筋前后由荷载引起同一位置土体的附加土压力变化，来反映土工格室的加筋机理。图9为不同筋材埋深下距离地表25cm的水平面上砂土的附加压力变化。发现加筋后筋材下方砂土的应力场发生改变，靠近加载中心的最大土压力值降低，同时，同一层的土压力分布也趋于均匀。土工格室将基础传递下来的荷载分散到下部，使更大范围的地基来共同承担上部荷载，从而扩散了土中的应力，减小了基础底部应力集中的现象，延迟了破裂面出现，提高地基的承载力，减小地基的竖向变形。

图9 距离地表25cm处附加土压力随位置的变化Fig.9 Variation of additional earth pressure at 25cm below the foundation surface

无论是从格室的变形(图8)还是从同一水平面上土压力(图9)的变化来看，方形加载板下方的格室单元破坏最严重，变形最大，附加土压力的降低幅度也比两侧格室大，说明中间的高强格室单元发挥了最重要的侧限作用，有效地控制了土体的侧向变形，使地基承载力大大提高。

4 土工格室加筋机理分析

4.1 筋土之间的相互作用

根据模型试验结果，发现高强土工格室加筋砂土地基的破坏过程是渐进的。加载初期，基底下方砂土被压缩挤密，由于上覆压力较小，格室竖筋的作用还没开始发挥，加筋效果不明显。随着荷载增大，土工格室与砂土界面发生相对位移，筋土之间产生相互作用力，加筋层受竖向荷载开始整体发生向下弯沉。一方面，格室在砂土的侧向土压力作用下被张拉开，高强土工格室的抗拉强度发挥作用，在限制土体水平位移的同时承担部分竖向荷载;另一方面，加筋层形成土拱，将部分荷载传递到主要沉降区以外，有效扩散应力，减小基底应力集中，提高了加筋地基的塑性变形能力。当荷载接近极限破坏状态，地基中的滑动面延伸到土工格室加筋层处，高强土工格室抑制了地基的竖向压缩变形，减小地基沉降，阻碍破裂面的展开。当剪切面穿过格室后，位移快速增长，加载板急剧下沉，剪切面展开至土体表面，土体发生整体剪切破坏。

4.2 加筋机理

总结土工格室加筋机理主要包括以下几个效应:土工格室作为三维结构体系，与内部填料相互作用，提供了较大的侧向约束力和摩擦力，增强了土体的整体性，称为“侧阻效应”和“摩阻效应”;另外，筋土形成了一个刚度较大的加筋复合结构层，起到了类似于筏板基础的作用，既约束了地基水平位移又减少了基底压力，使荷载传递范围更广，土压力分布更均匀，应力扩散效果较为明显，这是“拉膜效应”。总而言之，加筋的根本机理在于通过格室加筋来改善地基的应力应变场。

5 结论

(1)经过加筋后的砂土地基，承载力平均提高了2～3倍，地基沉降也随之减小。由于格室很好地阻隔了地基内部破裂面的贯通，加筋后地表隆起程度有所减小，隆起时间也减缓。

(2)通过比较不同筋材埋深、不同格室焊距以及不同压实度工况下的地基承载力，发现影响最大的因素是砂土地基的压实度，其次是格室的埋深，影响最小的是高强土工格室的焊距。

(3)所有工况中加载板下方的格室单元破坏最严重并且变形最大，附加土压力的降低幅度也比两侧格室大，说明中间的高强格室单元发挥了最重要的侧限作用。

(4)初步分析了土工格室加筋砂土地基的作用机理，土工格室除了整体起到拉膜效果，它对内部填料提供的侧向约束力和侧壁摩擦力，能更有效地限制土体的变形，筋土之间形成的加强区抗变形能力好，应力扩散效果明显。

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