高强格室和格栅格室加筋地基的试验对比

戴治恒,张孟喜,侯 娟,李家正

(1.上海大学土木工程系,上海200444；2.上海大学理学院,上海200444；3.上海大学上海市应用数学和力学研究所,上海200072)

土工合成材料的形式是影响地基受力性能的关键因素之一.目前广泛应用于浅层地基加固的土工合成材料主要有2维的平面土工格栅和3维的土工格室.对于2维平面土工格栅加筋地基的研究比较广泛[1-3],研究内容主要包括布筋参数如格栅长度、首层加筋深度、加筋层数、加筋间距以及加筋总深度等对地基受力性能的影响,以及相关加固机理[4-6].对于3维土工格室加筋地基,目前的研究主要包括格室节点及片材强度、格室大小及高度等对地基受力性能的影响,以及加固机理等[7].杨晓华等[8]通过静力载荷试验对土工格室结构层抗变形性能的研究表明,格室能有效地限制结构的变形；俞永华等[9]利用有限元对格室加筋地基的分析表明,土工格室加筋体抵御地基沉降变形的作用主要是通过其较大的拉伸强度和抗弯能力来实现的.除此之外,还有大量学者将2维的平面格栅加筋地基和3维的土工格室加筋地基进行了对比研究[10-12]；郑刚等[13]指出,相对于2维的平面格栅,3维立体状的土工格室在均化动应力峰值、减小动应力沿深度的传递、降低基床下部承受的动应力水平等方面效果尤其显著；杨广庆等[14]的研究表明,高速铁路路桥过渡段的结构宜设计采用抗拉强度高的土工格室；Krishnaswamy等[15]和Madhavi等[16]的研究表明,相对于2维平面格栅,3维土工格室在提高地基承载力、限制土表变形方面具有明显的优势.

也有部分学者将格栅绑扎成3维格室的形状(简称格栅格室)[17-21],研究了其与2维平面格栅受力性能之间的差异；并分析研究了格栅制格室形式以及格室大小等几何尺寸对地基受力性能的影响,得到了格室加筋地基的最优宽度以及最优高径比等；Dash等[20-21]尤其指出,格室条带的强度并不是影响格室承载力性能的一个独立和关键参数,即并不是格栅强度越高地基承载力就越大,而是只在大荷载和大位移的情况下,格室强度的影响才趋于明显.

整体插接式高强土工格室是近年来我国自主研发的一种新型格室形式,该格室由拉伸工艺形成分子结构定向排列的塑料片材经钢钉插接拼接而得[22-23].相对于普通格室,整体插接式高强土工格室主要具有抗拉强度高和延伸率低的优点.然而,Dash等[20-21]的研究结果表明,格室条带强度并不是影响格室地基承载性能的关键参数,同时尽管整体插接式土工格室的条带在拉伸方向的抗拉强度可达244.0 MPa,远远超过普通格室强度(22.5～26.5 MPa),但是该高强度实际上是通过牺牲另一个次要受力方向上的强度而得到的,这可能会使该格室在次要受力方向上存在薄弱环节.此外,作为新型材料,尽管土工格室已在实际工程(软基加固、路基边坡防护、路基支挡、桥头跳车处理等)得到了应用和认可,但是其理论性的研究却非常鲜见,因此有必要展开对整体插接式高强土工格室加筋效果和加固机理的研究.本工作将强度远低于整体插接式格室条带强度的格栅绑扎成格室(简称格栅格室),通过模型试验与相同尺寸条件下的整体插接式高强土工格室加筋地基进行了对比研究,并通过分析荷载-沉降曲线、地表位移、破裂面以及格室的变形等,研究了不同格室形式对格室加筋地基受力性能、加固机理及破坏模式的影响.

1 试验方案

1.1 试验装置及设备

本模型试验模拟了条形基础在静载加压条件下直接作用在砂土地基表面的情况.如图1所示,本试验设备采用模型箱尺寸为1.4 m×0.6 m×1.2 m(长×宽×高),模型箱前后壁均由0.012 m和0.008 m厚的双层透明有机玻璃板组合而成,外部和四角加焊网格状槽钢和角钢,便于观察土体位移；左右侧壁采用0.016 m厚的透明有机玻璃板和0.005 m厚的钢板.整个模型箱刚性较大,以保证加压过程中模型箱不发生外凸变形.条形基础板尺寸为0.15 m×0.592 m×0.025 m(长×宽×厚).钢板具有较大刚度以保证在加载过程中不发生变形.加载设备采用量程为100 kN的竖向油压千斤顶,下端连接一个量程为100 kN的压力传感器,上端固定在模型箱正上方的反力架上.通过超高压电动油泵带动千斤顶向下施加压力,通过油压阀门控制加载压力.如图2所示,位移监测沿模型箱长度方向布置,间距为0.15 m.根据现有研究成果可知,单层立体土工材料最佳加筋深度在0.30B(B为加载板宽度)附近[1,24],故将加筋材料布置于基础正下方,离地基表面0.05 m处.位移采用线性位移传感器(linear variable differential transformer,LVDT)位移计测量,同时在试验过程中利用铺放粉煤灰的办法,对不同形式加筋地基中颗粒位移的发展情况及极限破坏状态时的破裂面进行同步跟踪记录,以分析不同土工格室加筋地基和未加筋地基在竖向荷载作用下的变形特性及破坏模式.

图1 完整的试验装置Fig.1 Complete test set-up

图2 数据监测以及格室布置示意图Fig.2 Sketch map showing settlement monitoring and geocell location

1.2 试验材料

本试验使用干燥的砂土,其颗粒级配曲线如图3所示.试验所用整体插接式高强土工格室和格栅格室分别如图4(a)和(b)所示.本试验选用格室尺寸为0.60 m×0.58 m×0.05 m(长×宽×高).高强土工格室为某A公司提供的整体钢钉插接式土工格室,格室直径为0.20 m,高0.05 m.格室的网带材质为聚丙烯,网带断裂伸长率不大于15%,每延米纵向拉伸力为160 kN/m.网带连接由U形钢钉插接而成,网带连接点抗拉强度不小于244 MPa.格栅格室由某B公司提供的双向土工格栅绑扎而成,绑扎后格室的直径与整体插接式土工格室尺寸相同(0.20 m).格栅的材质为聚丙烯,格栅断裂延伸率不大于15%,每延米纵向拉伸力为40 kN/m,为整体插接式格室的1/4.

图3 颗粒级配曲线Fig.3 Grain size distribution curve of soil

图4 2种格室照片Fig.4 Photograph of two forms geocell

1.3 试验方法及破坏标准

本试验采用分层铺设、控制一定体积内砂量的办法来保证每组试验砂的密实度在85%左右,试验前进行相关平行试验.试验中,在紧靠有机玻璃板内壁布撒一条粉煤灰线,以便观察土层的变化和破裂面的发展情况.每组试验填土总高度为80 cm.本试验的破坏标准为竖向荷载不增加,但地基沉降持续加大,即承载力出现峰值.如果没有出现明显峰值,则按《建筑地基基础设计规范》中对体型简单的高层建筑地基变形允许值的规定取沉降大于20 mm.

2 试验结果及分析

2.1 荷载-沉降曲线

图5为试验得到的纯砂地基、整体插接式格室和格栅格室加筋地基的荷载-沉降(p-s)曲线.从图中可以看出,在加载初期,如果沉降小于3%B(s=0.045 m,B为加载板宽度),则相对于纯砂地基,加筋地基曲线的初始斜率明显小于纯砂的,说明在地基中加筋能显著提高地基的初始刚度.随着上部荷载的增大,在加载中期,如果沉降为7%B(s=0.01 m),加筋地基与纯砂地基的破坏形式出现明显不同：随着荷载的增大,纯砂地基的沉降迅速增大,但加筋地基的沉降增大得并不明显.当荷载从25 kPa增大至60 kPa时,对应的纯砂地基沉降量从3%B增加至7%B.而对应于整体插接式格室与格栅格室,其沉降量分别从2.5%B和2%B增大至4%B和3.5%B.随着荷载的继续加大,这一趋势更加明显,如在加载后期,荷载从75 kPa增大至100 kPa时,对应的纯砂地基沉降量从10%B增大至16%B,而对应于整体插接式格室与格栅格室,其沉降量分别从5%B和4%B增大至7%B和5%B.对比整体插接式高强土工格室和格栅格室加筋地基的荷载-沉降曲线后发现,格栅加筋地基的加筋效果更好.如当基础沉降为7%B(s=0.01 m)时,格栅格室和整体插接式高强土工格室加筋地基的承载力分别为纯砂地基的1.8倍和1.5倍.而随着基础沉降的增大,如当13%B(s=0.02 m)时,格栅格室和整体插接式高强土工格室加筋地基的承载力分别为纯砂地基的2.10倍和1.75倍.相似地,对比相同荷载下的不同加筋地基类型的沉降可以发现,格栅格室能更有效地减小地基的沉降.如果竖向荷载达到150 kPa时,格栅加筋地基的沉降就是整体插接式高强土工格室的沉降的75%.这一趋势随着承载力和基础沉降的加大而趋于明显.

图5 荷载-沉降曲线Fig.5 Pressure-settlement curves

2.2 地表位移

图6 为荷载88 kPa(纯砂地基的极限荷载)和150 kPa(整体插接式高强土工格室加筋地基的极限荷载)时砂土的地表位移曲线.其中x方向代表距离基础中心点的值,y方向代表砂土表面位移.图6(a)进一步说明加筋地基与纯砂地基的破坏有所不同,整体插接式格室加筋地基和格栅格室加筋地基的最大沉降量和地表隆起值远远小于纯砂地基的值,在88 kPa作用下分别为50%,35%,30%和20%.随着荷载的增大,纯砂地基局部出现剪切破坏,地基迅速陷入下方土体.而加筋地基在基础两侧出现比较明显的隆起,隆起随着距基础中心点距离的增大而逐渐减小直至消失,这说明加筋地基中的应力分布更加均匀,而格栅格室加筋地基的均化作用更为明显.由图6(b)可知,随着荷载的增大,格栅格室改善地基受力性能的优势更加趋于明显.

图6 表面沉降曲线Fig.6 Surface deformation curves

2.3 筋材上应变分析

图7 为整体插接式土工格室条带上不同位置处应变随荷载变化的曲线,其中不同代号应变片位置如图4(a)所示,图中正值表示拉应变,负值表示压应变.由图可知,1,3,4号位置处格室条带均为拉应变,2号位置处格室条带为压应变,说明格室条带外侧受拉,内侧受压,整体插接式高强土工格室明显地限制了砂土向下和向基础两侧的水平位移.同时,对比不同位置处格室条带的应变发现,4号位置处应变值最大,3号次之,1号几乎接近于0,这说明在加载中心下方及其临近区域,格室处于主要受拉区域,变形最大.而随着距基础中心点距离的增大,其约束作用随之下降直至消失,因此整个格室加筋垫层会发生如图8所示的变形.这一现象同时说明在格室加筋地基中,所加格室的宽度存在一个最优值,当宽度超出一定范围后,增加宽度对地基承载力的提高不再明显.在本试验情况下,1号应变片布置在离基础中心距离30 cm,约为2倍基础的宽度处,其应变值接近于0,说明格室宽度的最优值在4倍基础宽度左右.

图7 整体插接式高强格室上不同位置处应变Fig.7 Strains at different locations of new lock enhanced integral geocell

图8整体插接式土工格室变形Fig.8 Deformation of new lock enhanced integral geocell

图9 为格栅格室在如图4(b)所示位置处条带上应变随荷载变化的曲线.图中1,2号位置处应变片贴在格栅格室上部,3,4号应变片贴在格栅格室下部.由图9可知,1,2号位置处为拉应变,3,4号位置处为压应变,说明格栅格室上部向基础外侧倾斜,下部向内部倾斜,整体格室最终发生类似碗状的变形形式.初步分析,格栅格室发生这种变形可能是因为格栅格室侧壁孔洞较大,刚度较小,类似于一个薄壁结构.随着上部荷载的增大,格栅侧壁容易发生向基础两侧倾斜及屈曲.但是,格栅的网状结构又使得砂土可以贯穿格栅孔洞而基本形成一个整体结构,因此格栅格室和土体类似于一个柱体,在上部荷载作用下,随着基地以下弹性核的逐渐贯入,柱状体最终出现如图9所示的上大下小的碗状体破坏形式.但该结论还有待进行基于离散元的数值模拟来进一步验证.同时对比发现,1,3号位置处的变形大于2,4号位置处,说明在基础以外一定范围内,格栅格室对砂土颗粒的水平向位移约束明显；而在基础正下方时,由于土体弹性核的作用,水平向位移相对较小,砂土主要表现为垂直向下的位移,因此格栅的约束作用不太明显.

图9 格栅格室上不同位置处应变Fig.9 Strains at different locations of geogrid mesh elements

2.4 格室加筋层变形、加筋机理及破坏模式

为了对比研究格栅格室和整体插接式高强土工格室加筋地基的变形、加固机理和破坏模式,本试验沿模型箱侧壁布置了一系列横向及竖向的粉煤灰线,利用数字图像追踪技术来观察砂颗粒的运动趋势和滑移情况.图10为加载150 kPa后,整体插接式高强土工格室和格栅格室加筋地基的沉降和水平方向位移变化的照片.由图10可知,整体插接式高强土工格室加筋地基地表隆起的变化范围L约为距基础中心4B～5B,格栅格室加筋地基地表隆起和角度的变化范围L′约为距基础中心3B～4B.

图10 地基破坏模式(p=160 kPa)Fig.10 Failure modes of reinforced foundation(p=160 kPa)

同时,对比相同位置处,如距基底以下0.2m、距基础中心0.1 m处(图10中α1和β1所在位置),不同形式格室加筋地基砂颗粒竖向的倾角发现,整体插接式高强土工格室加筋地基角度的变化α1为0.1 rad,格栅格室加筋地基的角度变化β1为0.05 rad.当荷载增大至220 kPa时,同一处整体插接式土工格室加筋地基角度的变化为0.2 rad,格栅格室加筋地基角度变化为0.08 rad.同样地,在荷载增大70 kPa的情况下,整体插接式高强土工格室加筋地基角度增大为0.1 rad,而格栅格室加筋地基角度仅增大0.03 rad,这说明随着荷载的增大,整体插接式高强土工格室加筋地基中砂颗粒的滑移较格栅格室的大,即整体插接式高强土工格室的约束作用小于格栅格室.

结合图6中地表隆起的变化情况可知,在上部荷载作用下,整体插接式高强土工格室的地表隆起值较大,但速度减小得较慢,扩散范围较大；而格栅加筋地基的地表隆起值较小,但速度减小较快,扩散范围较小.可见,从整体加筋垫层来看,格栅格室加筋垫层的刚度和地基整体受力性能优于整体插接式高强土工格室.初步分析认为,造成这一现象的主要原因是格室结构形式的差异.依据普朗特尔和泰勒理论可知,在集中载荷作用下,受力的主动区Ⅰ会把所受的力传递给过渡区Ⅱ,过渡区Ⅱ促使被动区Ⅲ滑移,进而进一步加大主动区Ⅰ的沉降.当地基中加入格室后,在集中载荷作用下受力的主动区Ⅰ仍然会把所受的力传递给过渡区Ⅱ,但是由于格室侧壁的侧向约束作用、相邻格室的反作用以及填料与格室侧壁的摩擦作用等形成的横向阻力,抑制了过渡区Ⅱ和被动区Ⅲ的横向移动倾向,从而使路基的承载能力得以提高.在本试验中,虽然整体插接式高强土工格室条带的强度远远高于格栅,但由于整体插接式高强土工格室的片材即薄又光滑,使得格室侧壁与土体之间的摩擦效应并不明显,因此格室片材在上部荷载作用下比较容易切入土体而逐渐向下滑移,这进一步减弱了筋土复合结构与其上下土体之间的整体性,进而影响了整体加筋垫层的总刚度,使得在主动区Ⅰ的作用下,过渡区Ⅱ和被动区Ⅲ的横向移动比较明显.相反,尽管格栅本身的抗拉强度较低,但是由于其网状的结构,使得土体在水平向和竖向均能贯穿而不被完全隔断,故在上部荷载作用下格栅格室的侧壁难以单独被切入土体,而是要和土结构一起整体向下移动,具有良好的整体性和较大的刚度；使得在主动区Ⅰ的作用下过渡区Ⅱ和被动区Ⅲ的横向移动得以较大的约束,进而延缓了地基中滑移面的出现,提高了地基承载力.由此可见,尽管整体插接式高强土工格室的条带抗拉强度是格栅的4倍,但由于格栅的网状结构,使得其对地基受力性能的改善更为明显.

因此,对于格室性能的改善,除了考虑增强格室条带的强度外,还应综合考虑格室的形状以及排列方式等,这一结论与Dash等[20-21]的研究结果类似.对比图10中α1和α2,及β1和β2发现,α1小于α2,β1小于β2,这说明随着距基础水平距离的增大,格室发挥的横向约束作用趋于不明显,这也进一步证明了格室宽度存在一个最优值的结论.同时,自上往下对比粉煤灰线发现,随着深度的增加,无论是整体插接式高强土工格室还是格栅格室,砂土的侧向水平位移都呈递减的趋势,说明格室加筋层同样能阻隔荷载在竖向的传递,进而将破裂面控制在较浅的表层.

图11为试验前后整体插接式高强土工格室节点的照片.由图可知,整体插接式高强土工格室在临近基础两侧的节点处沿次要受力方向发生严重的撕裂性破坏,这说明整体插接式高强土工格室的节点是个明显的薄弱点,需要进一步加强和改善；相反,整个试验中的格栅格室由于受力比较均匀,并未出现明显的节点破坏.

图11 整体插接式高强土工格室节点照片Fig.11 Photographs of new lock enhanced integral geocell

3 结 论

(1)相对于纯砂地基,加筋地基曲线的初始斜率明显地较纯砂的小.荷载从25 kPa增大至60 kPa时,纯砂地基沉降量从3%B增大至7%B；而整体插接式格室加筋地基沉降量从2.5%B增大至4%B,格栅格室加筋地基沉降量从2%B增大至3.5%B,这说明在地基中加筋能明显地提高地基的初始刚度.

(2)相对于纯砂地基,加筋地基承载力得到显著提高.当荷载从75 kPa增大至100 kPa时,纯砂地基沉降量从10%B增大至16%B,地基沉降曲线陡峭,已然发生破坏.而对应于整体插接式格室与格栅格室,沉降量分别从5%B和4%B增大至7%B和5%B,地基沉降曲线依然平缓,还可以继续承载.

(3)整体插接式高强土工格室和格栅格室均能显著地改善地基的受力性能、均化地表位移以及地基中的应力分布,对地基土体有显著约束作用.当荷载从150 kPa增大到220 kPa时,整体式土工格室加筋地基角度增加了0.10 rad,而格栅格室加筋地基角度仅增大0.03 rad.

(4)格栅格室加筋效果以及对土体的约束作用优于整体插接式高强土工格室,说明格室的形式是影响地基受力性能的关键因素之一,仅增大格室条带的强度并不一定能明显地提高地基承载力.