土工格栅与膨胀土相互作用模型试验研究

兰天，张锐,2，郑健龙,2，刘昭京，龙明旭，孟雄

(1.长沙理工大学交通运输工程学院，湖南长沙，410114；2.长沙理工大学公路养护技术国家工程实验室，湖南长沙，410114；3.中国铁路南宁局集团有限公司，广西南宁，530029；4.昭通昭阳绕城高速公路投资开发有限公司，云南昭通，657099)

土工格栅反包加筋膨胀土的柔性支护技术[1-2]已广泛应用于公路、铁路和水利工程膨胀土边坡加固[3-5]。柔性支护结构每层加筋土单元格栅的受力范围包含自由区与锚固区2个部分，进行格栅抗拔稳定性计算时，因自由区增湿导致的膨胀土与格栅相互作用是影响加筋体局部稳定性的主要因素[2]，如何获取加筋体自由区土与格栅相互作用的规律并揭示其变形协调机制，是膨胀土边坡加筋设计中亟待解决的关键问题。国内外研究者主要通过采用静力模型和原型试验以及离心模型试验研究土工格栅加筋边坡的工作性质与破坏模式[6-8]，采用极限平衡和极限分析法分析其稳定性，并采用有限元法或有限差分法研究其变形与破坏机理[8-9]。美国现行的加筋土边坡设计计算中没有专门针对膨胀土的相关内容[10]。我国基础工程设施建设规模大，膨胀土边坡问题突出，研究者对土工格栅加筋膨胀土边坡及筋土相互作用问题开展了较多研究，主要体现在以下3个方面。

1)通过室内拉拔试验、三轴试验、直剪试验等对膨胀土与格栅筋土界面强度特性进行研究[11-13]，以获取设计计算主要参数。提出了土工格栅与膨胀土的界面模型，分析了膨胀土干密度、含水量、试验条件、土工格栅类型等对界面参数的影响，其中格栅与膨胀土相互作用受上覆荷载及筋土界面参数控制。然而，这些研究大多只考虑了完全侧限条件下筋土界面相互作用参数对格栅强度的影响，没有考虑实际加筋边坡膨胀土增湿膨胀时土工格栅变形协调作用及增湿过程中不同区域格栅实际受力状态[12-15]。

2)通过模型试验，研究降雨条件下加筋膨胀土边坡工作性质。模型试验结果能够用于分析土工格栅对膨胀变形的影响规律，并由此得到土工格栅对膨胀土边坡浅层稳定的改善效果和作用机理[16-19]。土工格栅对膨胀土侧向水平膨胀变形的抑制效果非常明显，对膨胀土边坡的浅层稳定性具有比较明显的改善作用[20]。但实际监测结果仅用于对不同状态下土体土压力及格栅变形进行规律性描述，没有阐明土与格栅的相互作用规律。

3)通过数值模拟，深化对加筋机理的认识以及主要设计参数对加筋膨胀土边坡稳定的影响。通过采用有限元法、有限差分法分析不同加筋间距、加筋长度、筋材模量对边坡整体变形及稳定性影响，并基于筋土相互作用分析提出了摩擦加筋机理、等效围压原理、张力膜理论，加筋导致应力场改变理论等[20-24]。

这些理论从不同方向阐述了格栅对土的约束作用，限制了土的位移，提高了土体的刚度和强度。但现有数值方法通常假定膨胀土具有膨胀变形各向同性，忽略了侧向膨胀对反包格栅的拉拔作用，无法有效指导实际土工格栅加筋设计的设计计算与施工[25]。由于边坡浅层土体在持续降雨条件下会逐步趋向饱和，造成筋土界面摩阻力减弱甚至消失。有学者将受大气干湿循显著环影响的加筋体划分为加筋自由区，忽略此区域内摩阻力对格栅拉拔力的贡献。将大气干湿循环显著影响层之外的加筋体部分划分为锚固区，通过界面摩擦及U型钉加固等实现锚固作用[26-27]。此种划分在理论上可行，而其实际受力状态和变形规律尚不清楚，有必要通过模型试验进行进一步研究。本文作者着重考虑反包加筋体填土侧向膨胀对其上下层土工格栅拉拔力的作用，并针对加筋体自由区膨胀土与格栅相互作用规律对加筋体局部稳定性的影响开展相似比为1∶5的缩尺模型试验。通过制作一侧锚固一侧浸水的模型试验箱，采用微型压力盒与应变片实时监测自由区土工格栅加筋体增湿饱和过程中侧向土压力与格栅应变的变化。同时，利用高清摄像机及数字图像分析软件对加筋体因增湿引起的土与格栅变形进行分析。根据加筋体自由区膨胀土与格栅相互作用规律，进一步揭示土工格栅“以柔治胀”的变形协调机制，以期为膨胀土边坡加筋设计提供借鉴。

1 试验材料

1.1 试验用土

土样取自河南安罗高速(K22+257)深2～3 m处，其天然含水率、天然密度和干密度分别为20.31%，1.82 g/cm3和1.65 g/cm3，其他土性指标见表1。因其自由膨胀率为68%，有效蒙脱石含量和比表面积接近中等，根据公路行业膨胀土分类判别标准可将其视为弱偏中膨胀土。湿法重型击实确定的土体最大干密度和最佳含水率分别为1.85 g/cm3和11.6%，基本物理性质见表1。

表1 膨胀土基本物理性质Table 1 Basic physical properties of expansive soil

1.2 试验用格栅

试验所用加筋材料与现场膨胀土加筋边坡材料一致，选用型号为TDGD-50 的高密度聚乙烯单向拉伸土工格栅(HDPE)进行试验，土工格栅基本技术指标如表2所示。

表2 土工格栅基本技术指标Table 2 Basic technical index of geogrid

2 模型试验

2.1 试验装置

本文设计了缩尺比例为1∶5的模型试验。模型装置主要由模型试验箱、锚固支架和测试仪器组成，见图1。

图1 模型试验装置图Fig.1 Facility diagram of model test

模型试验箱的内部长×宽×高为0.80 m×0.55 m×0.70 m。试验箱前侧为10 mm厚的钢化玻璃，其余3个侧面由钢板制成。通过钢化玻璃可以直接观测加筋模型土与格栅特征点的变形规律。

锚固支架由反力架和锚固夹具组成。反力架用来固定锚固夹具使其在试验过程中不发生移动。锚固夹具由含有锯齿的条形钢板制成，可以通过旋转螺丝使条形钢板相互靠拢来锚固格栅，以模拟柔性支护结构中格栅在锚固区的锚固状态，消除试验中锚固端因浸水产生的位移对自由区格栅位移变化的影响。

监测元件包括应变片(上层应变片T1～T4、下层应变片L1～L4)、土压力盒(S1～S4)及变形百分表(D1～D3)。分别对土工格栅加筋体的格栅应变、加筋土侧向土压力及竖向变形进行监测。考虑到试验过程中应变片所处的浸水环境、格栅极限拉伸应变范围以及格栅肋条的宽度，选用中航电测公司生产的TY120-3AA(10%)-X特殊用途应变片，使其能满足在水下实时监测的要求。所选应变片量程为10%，灵敏系数为2.030±0.001。考虑到土压力量测范围及元件尺寸对缩尺模型的影响，选用南京数控公司生产的型号为TX-600微型电阻应变式土压力盒，其厚度为12 mm、直径为20 mm。该微型土压力盒量程为0～600 kPa，精度为满量程的±0.3%。变形百分表量程为10 mm，精度为0.01 mm。元件布置位置如图1所示。

2.2 试验方案

试验选取工程当地典型柔性支护加筋路堑边坡为研究对象，边坡高为8.0 m，坡率为1∶1.5；加筋间距(加筋土单元宽度)为0.5 m，水平加筋长度为4.5 m，反包长度为1.5 m。利用工程当地地质勘测结果可知大气显著影响层深度不超过2.0 m，按1∶1.5 的坡率计算得到加筋体自由区长度为3.0 m。由于模型加筋体锚固区由锚固夹具替代，因此，1∶5 缩尺模型加筋长度取为自由区长度的1/5，即0.6 m，加筋间距取为0.1 m，格栅反包长度为0.3 m。根据模型可视窗口高度，将模型的高度定为0.5 m，土工格栅加筋单元从底层到顶层依次编号为R1，R2，R3，R4，R5。模型试验中模型试验布置如图2和图3所示。

图2 模型试验布置图Fig.2 Layout plan of model test

图3 模型试验俯视图Fig.3 Top view of model test

2.3 试验步骤

参照现场实际施工要求对膨胀土进行回填、压实并反包土工格栅，埋设相关元件后进行持续30 d浸水增湿，试验过程见图4。具体步骤如下。

图4 模型试验开展过程Fig.4 Model test processes

1)配置土样。将现场取回的膨胀土放入密封箱内密封保存，测定每个密封箱内膨胀土的含水率。选择晴天对每箱土单独进行翻晒，使土样含水率控制在最佳含水率11.6%附近，翻晒完成后将土样放回密封箱进行闷料保存。共配置质量不小于250 kg的土样用于模型试验。

2)压实。将配置好的土样分层压实，每层压实土高度控制在不超过5 cm，预先在模型箱内部画好分隔线，以控制土体压实边界与分隔线保持一致。各层压实度按湿法击实标准最大干密度90%进行控制。

3)布置渗水砂槽。通过挖渗水砂槽来加快水分入渗，加速土体膨胀势能的释放。每填筑高度5 cm设置2条渗水砂槽，砂槽宽度为10 mm，深度为10 mm，在平面上等间距布置。

4)安装应变片。应变片贴于R3层加筋单元上下两层格栅。上层应变片(T1～T4)与下层应变片(L1～L4)垂直距离为10 cm，同层两相邻应变片间距为15 cm，外侧应变片(T1和L1)与临空面的距离均为5 cm。

5)铺设格栅。将剪裁好的格栅一端固定在锚固夹具上，其余部分平整布置在土层表面，当应变片读数超过0.1%时可认为已张紧格栅，并尽快用试验土样压紧。反包后按同样方法布置，上下层格栅在横肋处用连接棒串接并充分张紧。

6)设置标记点。采用塑料扎带和长柄图钉分别对格栅与土体进行标记，以监测其在增湿过程中的位移变化。相邻塑料标记点与长柄图钉标记点的横向间距均为50 mm，塑料标记点与观测窗之间涂一层凡士林，以减小塑料标记点与可视钢化玻璃之间摩擦作用的影响。

7)埋设仪器。将土压力盒置于加筋体单元中部，按图2所示间隔布置。加筋体竖向变形则采用变形百分表进行量测，试验前确保百分表测量头与加载板接触，如图4所示。

8)浸水增湿。将清水沿模型箱侧壁注入箱内，使清水稍稍超过加筋土模型上表面。由于膨胀土吸湿会导致液面下降，需及时补水并保证液面不低于模型顶面1 cm。

9)摄像监测。采用索尼D2Xs高清相机对加筋体模型塑料标记点及长柄图钉标记点进行监测，以反映加筋体增湿过程中土体及格栅位移演化规律。

3 试验结果及分析

模型浸水增湿前打开数采仪，并对数采仪采集的格栅应变、土压力数据进行归零，在浸水液面与加筋体顶面平齐后进行第一次数据采集，对应的历时为0 d，然后每天在同一时刻进行连续记录，持续时间为30 d。

3.1 侧向土压力的变化

图5所示为不同层位侧向土压力(由土压力盒S1～S4测得)随时间的变化关系。由图5可知：由于在浸水前已通过归零消除了侧向土压力的影响，在浸水过程中测得的侧向力可认为是膨胀土因增湿产生的侧向膨胀力；各加筋层侧向力在0 d时为2～3 kPa，这反映了在短暂注水过程中侧向膨胀力的变化；浸水完成后土体迅速膨胀，下层土体侧向膨胀力增加最显著，且侧向膨胀力增速随土体上覆荷载减小而依次减弱；3～4 d 时，下层土体与中间层土体外侧侧向土压力(分别由土压力盒S1和S2 测得)达到最大值(分别为48.1 kPa 和40.2 kPa，I 区间)；从第3 天开始，侧向土压力开始逐步下降，此时土体膨胀速率减小，由于侧向包裹的柔性格栅允许土体部分变形，侧向膨胀力逐步降低(II 区间)；各层侧向土压力在14 d 后基本稳定，此时，模型土体已经饱和或接近完全饱和，膨胀力释放完成(III 区间)；中间层内部侧向土压力(由土压力盒S4测得)相比外侧土压力达峰时间存在明显滞后，这是由于水分从外侧开始浸润土体，即使采取砂槽等导流设施，膨胀土渗透系数在发生膨胀后依然较低，模型内部膨胀土增湿速度较慢。

图5 侧向土压力随时间的变化Fig.5 Lateral soil pressure changes with time

3.2 土工格栅的拉伸应变

R3 层加筋土上下层土工格栅不同位置的拉伸应变随时间的变化关系分别见图6和图7。由图6和图7可知：不同位置土工格栅拉伸应变在3 d内(I区间内)快速增长，这也是膨胀土侧向土压力变化最显著的阶段。膨胀土增湿后，一部分膨胀势能迅速转化为侧向膨胀力施加在相邻接触面上，另一部分转化为膨胀变形，受格栅约束；格栅拉伸应变在3～14 d内(II区间内)增速变小，这是由于膨胀土由干到湿的初始阶段受含水率的变化影响更大，一般在达到饱和度80%以上时，土体已释放大部分膨胀势能，继续增湿引起的变形和膨胀力变化都要明显比初始状态时的小；第14天后(III区间内)格栅拉伸应变基本保持稳定，此时，侧向膨胀力与格栅提供的约束力保持平衡，模型整体达到稳定状态。土工格栅上下两层中，模型外侧格栅应变都要大于内侧格栅应变，最大应变分别为1.56%(由上层格栅应变片T1测得)与1.71%(由下层格栅应变片L1测得)。所不同的是下层格栅的拉伸应变整体较上层的拉伸应变变化更显著，这可能是由于下层加筋土单元内的膨胀土在较高的上覆荷载作用下释放了更大的侧向膨胀力，从而导致格栅受到更强的拉伸，拉伸应变相应增大。

图6 上层格拉伸应变随时间的变化Fig.6 Tensile strain of upper geogrid varies with time

图7 下层格拉伸应变随时间的变化Fig.7 Tensile strain of lower geogrid varies with time

3.3 加筋土的竖向变形

图8所示为模型顶部竖向变形随时间的变化关系。由图8可知模型整体竖向变形同样大体呈现出3 个阶段：由于增湿导致竖向膨胀变形，在I 区间内模型竖向变形快速增大；在II区间竖向变形有一定程度降低，这是由于在上覆受荷状态下，竖向变形较侧向变形所需的势能更大；在III 区间内，格栅加筋膨胀土模型单元整体处于稳定状态。不同位置的模型竖向变形基本保持一致，这是由于模型顶面放置了金属加载板，即使模型外侧先膨胀，但由于加载板模量较高，在上覆荷载块的压力下，阻止了过大的局部变形。但外侧竖向变形(由百分表D1测得)仍然在第5 天时明显比内侧的大，达4.71 mm。这也表明当竖向膨胀力过大时，刚性结构即使整体受力，也不能完全限制膨胀土体局部挤压变形。

图8 模型竖向变形随时间的变化Fig.8 Variation of vertical deformation of model with time

3.4 格栅与膨胀土的位移

图9所示为土工格栅加筋模型可视侧土体与格栅初终状态矢量位移变化，其中土体与格栅的位移分别由摄像监测得到的长柄图钉及塑料条标记点所产生的位移代替，位移通过拍摄的高清照片经Image-pro plus 软件分析后获得。不同标记点位移矢量的幅值即标记点最终变形量见图10。由图9和图10可知：格栅位移与土体位移基本保持一致，都表现出外侧位移变化较内侧大，横向位移变化较竖向位移变化大。这表明加筋土单元在增湿膨胀过程中，格栅反包加筋膨胀土单元已成为一个复合体，土体与格栅各位置始终协同变形。在同一土层单元中，土体位移要略大于格栅位移，这是由于增湿产生的侧向膨胀力首先作用在格栅反包区域，反包段的格栅受力立即拉伸变形，同时将拉力传导到上下两层格栅以进一步释放约束力。下层格栅与土的位移要比上层的略大。这是由于在相同条件下，下层的上覆荷载始终更大，根据已有研究，荷载对侧向膨胀力存在正相关关系。

图9 土体与格栅初终状态矢量位移变化Fig.9 Change of initial and final state vector displacement of soil and geogrid

图10 各标记点位移矢量幅值Fig.10 Displacement vector amplitude of each marker point

4 结论

1)土工格栅加筋膨胀土模型在浸水膨胀过程中始终保持整体稳定，在最不利条件下，格栅的最大拉应变仅为1.71%，位于安全范围内。

2)土工格栅加筋土模型在增湿过程中，其侧向土压力、格栅应变、竖向变形随时间的变化都依次表现出显著增大、趋于稳定、保持不变3个典型的阶段性特征，这与膨胀土体膨胀势能的释放密切相关。I 阶段，三者变化幅度较大；II 阶段，三者变化幅度逐渐变小，最后在III 阶段达到共同稳定状态。

3)在同一时间点，土工格栅加筋膨胀土模型测得的上层土压力、格栅应变都要比下层的大。其中，相邻加筋层之间最大土压力相差16.4%，最大拉伸应变相差8.7%。

4)在膨胀土加筋体增湿过程中，格栅位移与土体位移基本保持一致，都表现出外侧位移变化较内侧位移变化大，横向位移变化较竖向位移变化大，单层加筋体土体与上下层格栅始终协同变形。

5)本文仅模拟了土工格栅加筋边坡局部加筋体土与格栅相互作用情况，而实际工程边坡在降雨等增湿条件下因自重等会产生较大的下滑力，下滑力对格栅拉拔力的贡献不能忽略。局部稳定性验算同样需考虑整体滑动的影响，在下滑力和侧向膨胀力共同作用下，加筋土与格栅相互作用演化规律需进一步研究。