高強(qiáng)土工格室加筋砂土地基模型試驗(yàn)研究

韓 曉，張孟喜，李嘉洋，姜圣衛(wèi)

(1.上海大學(xué)土木工程系，上海 200072;2.蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州 730070;3.江蘇省儀征市佳和土工材料有限公司，江蘇儀征 211401)

1 研究背景

隨著加筋技術(shù)的不斷發(fā)展，土工合成材料也經(jīng)歷了幾代演變，從土工布、土工網(wǎng)等低強(qiáng)度材料發(fā)展到現(xiàn)在普遍采用高強(qiáng)度、低延伸率的土工格柵和土工格室。普通土工格柵通常被看成具有較高抗拉強(qiáng)度的膜，但它對(duì)剪應(yīng)力和豎向應(yīng)力的擴(kuò)散幾乎不起作用，在工程應(yīng)用中易產(chǎn)生較大的沉降變形。而早期生產(chǎn)的土工格室網(wǎng)帶抗拉強(qiáng)度并不高、延伸率大，導(dǎo)致格室在使用過程中發(fā)生較大變形，不能有效控制土體側(cè)移，阻礙了它在加筋領(lǐng)域的推廣。本試驗(yàn)所采用的高強(qiáng)土工格室為整體式土工格室，其抗拉強(qiáng)度指標(biāo)提高，斷裂延伸率減小，同時(shí)解決了早期土工格室結(jié)點(diǎn)弱的缺陷。

將土工格室置于地基中，形成筋土復(fù)合加筋層，能有效提高地基承載力，減少地基沉降，相比換填和預(yù)壓等傳統(tǒng)地基處理技術(shù)，加固效果更明顯，但其加筋機(jī)理至今研究并不十分深入。Rea和Mitchell［1］首先通過采用紙質(zhì)格室研究加筋砂特性，發(fā)現(xiàn)加筋砂復(fù)合體的破壞形式為沖剪破壞，并認(rèn)為土工格室約束了砂的側(cè)向變形，而土工格室的拉伸抗力，即“環(huán)向應(yīng)力”使格室內(nèi)填土的圍壓增大，增加了填料的強(qiáng)度和剛度。Mhaiskar和Mandal［2－3］通過模型試驗(yàn)分析土工格室加筋軟土地基的承載力，并分析了格室高度、寬度、格室片材強(qiáng)度、材料模量以及填料相對(duì)密實(shí)度等因素，對(duì)加筋效果的影響。Moghaddas和Dawson［4］通過足尺模型試驗(yàn)，討論格室焊距、格室高度和筋材層數(shù)對(duì)加筋地基承載力的影響。蘇謙和蔡英［5］對(duì)土工格室加筋砂墊層處理松軟地基進(jìn)行模型試驗(yàn)，通過計(jì)算復(fù)合層的剛度分析加筋地基的抗變形能力。另外，在公路、鐵路中采用土工格室加筋對(duì)增強(qiáng)路基整體穩(wěn)定性也有顯著的效果(Alawaji［6］，Borges和Cardoso［7］，Ling 和Liu［8］，劉金龍和欒茂田［9］等)。已有文獻(xiàn)主要集中于對(duì)地基加筋后承載力、變形及穩(wěn)定性等整體效果的研究，缺乏對(duì)破壞過程中筋材變形以及地基內(nèi)部筋土相互作用的分析研究。

本文主要模擬方形基礎(chǔ)在靜力加載條件下直接作用于高強(qiáng)土工格室加筋砂土地基的情況，通過對(duì)比不同筋材埋深、不同焊距大小、不同壓實(shí)度工況下地基的荷載－沉降曲線、地基與筋材的極限破壞狀態(tài)、筋材下方附加應(yīng)力的擴(kuò)散情況、以及筋材拉應(yīng)變的分布規(guī)律，對(duì)高強(qiáng)土工格室加筋砂土地基的作用機(jī)理進(jìn)行系統(tǒng)研究。

2 室內(nèi)模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所用高強(qiáng)土工格室為儀征市佳和土工材料有限公司生產(chǎn)的鋼釘插接整體式土工格室。格室的網(wǎng)帶材質(zhì)為聚丙烯，網(wǎng)帶縱向抗拉強(qiáng)度≥244MPa，比普通的土工格室高10倍左右，網(wǎng)帶斷裂伸長率≤15%，網(wǎng)帶連接點(diǎn)抗拉強(qiáng)度≥244MPa，網(wǎng)帶連接由U型鋼釘插接而成，U型釘直徑≥2.5mm，網(wǎng)帶厚度(0.45±0.1)mm，格室高度50mm。

試驗(yàn)所用填料為砂土。經(jīng)過篩分試驗(yàn)、比重試驗(yàn)、含水率試驗(yàn)、三軸試驗(yàn)等室內(nèi)土工試驗(yàn)，測(cè)得砂樣顆粒級(jí)配及其物理性質(zhì)指標(biāo)分別見表1、表2。

表1 砂土的顆粒級(jí)配Table 1 Grain size distribution of sand

表2 砂土的物理特性參數(shù)Table 2 Physical parameters of sand

2.2 試驗(yàn)裝置

為減小邊界效應(yīng)影響，試驗(yàn)在尺寸為140cm×60cm×110cm(長×寬×高)的矩形模型箱內(nèi)進(jìn)行。模型箱剛性較大，以保證加壓過程中模型箱不發(fā)生外凸變形。

試驗(yàn)通過2塊加載板擴(kuò)大疊合的方式來模擬基礎(chǔ)。上部是一塊圓柱型加載塊，主要負(fù)責(zé)荷載均勻傳遞;下部是一塊邊長B為30cm、厚度為3cm的正方形加載板。2塊剛性板均關(guān)于加載中心對(duì)稱，以保證豎向加載過程中不會(huì)發(fā)生撓曲失穩(wěn)。

試驗(yàn)加載設(shè)備采用量程為100 kN的單作用油壓千斤頂，下端連接一個(gè)量程為10 t的壓力傳感器。同時(shí)通過一個(gè)超高壓電動(dòng)油泵，將油輸入千斤頂，向下施壓，加載壓力大小通過油壓閥門控制。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括:基礎(chǔ)沉降由量程50mm的電子數(shù)顯百分表測(cè)得，地基承載力由量程10×103kg的壓力傳感器測(cè)得，同時(shí)在筋材下方一定距離埋設(shè)量程0.5MPa的土壓力盒來測(cè)量加載過程中地基土附加壓力的變化，并通過粘貼在格室上的應(yīng)變片測(cè)量筋材的變形。所有測(cè)量設(shè)備都外接在DH3815N應(yīng)變采集箱上，可以實(shí)現(xiàn)每隔0.5 s同步采集試驗(yàn)數(shù)據(jù)。試驗(yàn)裝置如圖1所示，測(cè)量儀器布置見圖2。

2.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)主要研究由高強(qiáng)土工格室加筋砂土地基在方形荷載作用下所表現(xiàn)出來的承載力和變形特性，進(jìn)一步分析土工格室的加筋機(jī)理。試驗(yàn)針對(duì)不同筋材埋深、網(wǎng)格焊距以及砂土壓實(shí)度，共設(shè)計(jì)9組工況試驗(yàn)(見表3)。第2至9組的試驗(yàn)主要是研究不同因素對(duì)加筋地基承載力的影響，從而得出較好的加筋方案，同時(shí)將第2至9組的試驗(yàn)與第1組純砂試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，總結(jié)出格室加筋地基的加固機(jī)理。試驗(yàn)統(tǒng)一鋪設(shè)一層土工格室，筋材展開長度為127cm。為了取得較明顯的加筋效果，參考早期學(xué)者的研究成果［4，10］，選取格室埋深 u 為0.33B，0.50B，0.67B，1.00B，格室焊距 d 為0.37B，0.67B，0.94B。壓實(shí)度是填土工程中重要的質(zhì)量控制指標(biāo)，在本試驗(yàn)中指的是試驗(yàn)地基實(shí)際達(dá)到的密度與室內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)擊實(shí)試驗(yàn)所得最大密度的比值。在第1至7組試驗(yàn)中控制地基砂土密度為1.81 g/cm3，第 8組為1.63 g/cm3，第9組為1.89 g/cm3，則地基砂土壓實(shí)度 K分別取85% ，90% ，95% 。

圖1 試驗(yàn)裝置圖Fig.1 Devices of model test

圖2 格室及測(cè)量設(shè)備布置圖Fig.2 Layout of geocells and measurement instruments

表3 試驗(yàn)工況Table 3 Test conditions

2.4 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)過程主要包括4個(gè)部分:砂土地基的分層填筑、筋材的安裝、土壓力盒與應(yīng)變片的布置，以及地基表面加載板和測(cè)量儀器的安放。

試驗(yàn)前，先在模型箱有機(jī)玻璃壁上標(biāo)明土壓力盒和筋材的安放位置。將砂土每隔10cm分層填入，刮平，并夯實(shí)。為增加試驗(yàn)結(jié)果可比性，每層填筑相同質(zhì)量的砂土，并通過控制落距和錘擊次數(shù)來保持相同擊實(shí)能量，然后預(yù)壓到規(guī)定地基砂土壓實(shí)度。在距離地表25cm處，每隔10cm依次布置11個(gè)土壓力盒。到達(dá)預(yù)留加筋位置開始鋪設(shè)筋材。由于土工格室為柔性結(jié)構(gòu)，在安裝過程中需要用小木棒將每個(gè)網(wǎng)格單元完全撐開，并在規(guī)定位置上固定，如圖3所示。本試驗(yàn)側(cè)重研究的是土工格室在荷載作用下沿主要拉伸方向的變形，所以應(yīng)變片沿模型箱長邊方向布置，依次黏貼于每個(gè)格室單元網(wǎng)帶上，黏貼位置如圖2所示。隨后向每個(gè)網(wǎng)格單元裝入相同質(zhì)量的填料并擊實(shí)，保證與整個(gè)地基具有相同的壓實(shí)度。繼續(xù)填砂，逐層填筑至地基總高度65cm并預(yù)壓地基之后，開始放置加載板、位移計(jì)并外接采集箱。正方形加載板放置在整個(gè)模型地基表面的中心位置，位移計(jì)分別放置在方形加載板的角點(diǎn)和地表上，如圖4所示，加載板上位移計(jì)測(cè)量所得的平均值即代表基礎(chǔ)的沉降值。

所有測(cè)量儀器布置、平衡完畢以后，開始加載。當(dāng)豎向壓力達(dá)到穩(wěn)定時(shí)，地基沉降持續(xù)加大，地基承載力出現(xiàn)峰值。若沒有明顯峰值時(shí)，按《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50007—2011)［11］中對(duì)地基變形允許值的規(guī)定，當(dāng)荷載大于實(shí)際可能的荷載或豎向位移過大時(shí)試驗(yàn)終止，本試驗(yàn)終止的標(biāo)準(zhǔn)是:試驗(yàn)荷載大于可能的最大荷載800kPa或相對(duì)沉降量s/B超過0.06。

圖4 加載板及位移計(jì)布置圖Fig.4 Layout of loading plate and displacement meters

試驗(yàn)結(jié)束后，用高清數(shù)碼相機(jī)拍攝地表隆起情況、加筋層變形以及筋材極限破壞狀態(tài)。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 地基的荷載-沉降曲線(p-s曲線)特征

圖5為所有工況下加筋地基與純砂地基的荷載－沉降曲線。從圖中可以看出，土工格室加筋砂土地基的破壞形式大部分屬于整體剪切破壞，其p－s曲線呈雙曲線型，具有明顯的拐點(diǎn)。地基變形隨基底壓力的增大而不斷發(fā)展，依次經(jīng)歷彈性變形階段、局部剪切階段和破壞階段。

圖5 不同工況下加筋地基與純砂地基的p-s曲線Fig.5 Pressure-settlement curves for reinforced foundation and pure sand foundation in different conditions

加載初期(沉降小于2%B，即6mm時(shí))，所有p－s曲線接近直線段，地基處于彈性狀態(tài)，由于上覆荷載較小，格室豎筋的側(cè)限作用不太明顯。隨后p－s曲線呈現(xiàn)曲線段，地基變形的速率隨荷載增大而增大，基礎(chǔ)邊緣處的局部砂土達(dá)到極限抗剪強(qiáng)度，開始發(fā)生剪切破壞。純砂地基因?yàn)榛A(chǔ)快速陷入地基中產(chǎn)生過大的沉降變形而喪失承載力破壞，加筋地基則隨荷載的增加，塑性變形區(qū)域慢慢擴(kuò)大，塑性變形能力變強(qiáng)，具體表現(xiàn)為此階段加筋地基的p－s曲線比未加筋的更為平緩。加載后期，加筋地基的p－s曲線都出現(xiàn)一個(gè)較明顯的拐點(diǎn)(沉降大于6%B，即18mm時(shí))，即地基的極限破壞點(diǎn)。過了這個(gè)點(diǎn)后，p－s曲線趨向豎直段，地基承載力不再增加，沉降卻持續(xù)增大，地基砂土從基礎(chǔ)的周圍擠出，導(dǎo)致地面隆起，地基整體失穩(wěn)破壞。加筋后的地基極限承載力值比純砂地基極限承載力值平均提高了124.11%，對(duì)應(yīng)的地基沉降也有所減少，加筋效果非常明顯。

當(dāng)?shù)鼗_(dá)到極限破壞時(shí)發(fā)現(xiàn)，地基表面出現(xiàn)以加載板為中心的環(huán)狀裂縫，如圖6(a)所示。相比純砂地基，土工格室加筋地基隆起的程度減小，地表破裂面出現(xiàn)的時(shí)間也明顯被延緩了，可見土工格室在一定程度上阻隔了地基連續(xù)滑動(dòng)面的發(fā)展。將地基上部砂土卸掉后進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，土工格室的中間部分發(fā)生下凹，整個(gè)土工格室復(fù)合加筋層發(fā)生拱狀變形，如圖6(b)所示。

3.2 不同影響因素分析

圖5(a)為純砂地基與筋材埋深分別為0.33B，0.50B，0.67B，1.00B 時(shí)加單層土工格室的地基p－s曲線。當(dāng)極限破壞時(shí)，即達(dá)到同一沉降s=0.06B(s=18mm)，埋深為0.33B，0.50B，0.67B，1.00B 工況較純砂地基承載力分別提高了126.97%，108.94%，79.09%，60.06%，承載力隨著加筋深度的增加而逐漸減小。當(dāng)筋材埋深為0.33B時(shí)，格室除了受水平向拉伸變形外，豎向還受到少許壓壞;而筋材埋深為0.5B時(shí)，筋材則沒有受到豎向損壞，說明筋材埋深不能太小，否則格室將直接承擔(dān)豎向壓力而不能通過荷載傳遞發(fā)揮其獨(dú)特的側(cè)限作用。當(dāng)筋材埋深太大，加筋對(duì)地基承載力的影響將不再明顯。加筋埋置深度影響著地基承載力的提高程度，埋置深度不同，加筋效應(yīng)不同。合理布置筋材的位置能更好地發(fā)揮筋材對(duì)地基的加固作用。

純砂地基在加入不同焊距的高強(qiáng)土工格室以后，地基承載力均得到了提高，如圖5(b)所示，在沉降 s=0.06B 時(shí)，焊距為0.37B，0.67B，0.94B 工況較純砂地基承載力分別提高了153.76%，126.97%，89.47%，平均提高了123.40%，而且焊距越小，格室單元越小，土工格室加筋地基的承載力則越高。但是3種不同焊距土工格室加筋后地基承載力差異較小，變化幅度在150kPa以內(nèi)，說明焊距變化對(duì)地基承載力提高的幅度影響較小。從土工格室作用機(jī)理分析，當(dāng)土工格室焊距過大，可能無法有效限制地基內(nèi)部剪切滑動(dòng)面的發(fā)展，導(dǎo)致地基破壞。當(dāng)焊距減小到一定范圍，地基承載力的提高速率也在減緩，說明焊距在有效值附近，均能達(dá)到理想的加固效果，工程中不用一味追求焊距較小的土工格室。

圖5(c)為試驗(yàn)中加筋地基壓實(shí)度分別為85%，90%，95%時(shí)地基承載力情況。試驗(yàn)中的土工格室加筋層采用人工夯實(shí)方法進(jìn)行壓實(shí)，在壓實(shí)過程中砂顆粒克服相互摩擦，發(fā)生錯(cuò)動(dòng)和擠密，導(dǎo)致顆粒間孔隙體積減小，從而提高密實(shí)度。對(duì)比圖5(a)至5(c)可見，地基以及土工格室之間填料的壓實(shí)度對(duì)地基承載力的提高影響顯著。當(dāng)填料壓實(shí)度由80%增至95%時(shí)，地基承載力從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，若砂土壓實(shí)度越高，格室在受壓過程中與內(nèi)部填料的相互摩擦和擠壓作用就越明顯，加筋層抗剪強(qiáng)度增加，從而提高地基承載力。

在本試驗(yàn)條件下，對(duì)比所有工況，認(rèn)為對(duì)地基承載力影響最大的因素是砂土地基的壓實(shí)度，其次是筋材埋深，影響最小的是格室的焊距。

3.3 加筋層的抗變形能力

變形模量是土體變形的一個(gè)重要衡量指標(biāo)。本試驗(yàn)中加筋層的抗變形能力可以通過其變形模量來反映。通過模型試驗(yàn)中所得p－s曲線中彈性變形段的線性關(guān)系，并借助地基沉降的彈性力學(xué)公式可以推算出土的變形模量E0。對(duì)于方形承載板，加筋層變形模量為

式中:E0是土的變形模量(kPa);ω是沉降影響系數(shù)，方形承載板取0.886;μ是土的泊松比;B是載荷板的邊長(mm);p是所取定的比例界限荷載(kPa);s是與比例界限荷載p相對(duì)應(yīng)的沉降(mm)。

本試驗(yàn)中地基和格室內(nèi)的填料都是砂土，取泊松比為0.30。加筋層的變形模量計(jì)算如表4所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，土工格室加筋層的變形量明顯小于純砂，其變形模量較素砂層平均提高了110%左右。

表4 地基極限承載力和加筋層變形模量計(jì)算Table 4 Calculated results of ultimate bearing capacity of foundation and deformation modulus of reinforced layer

試驗(yàn)卸載后，挖出上部砂土，發(fā)現(xiàn)加載中心下方的加筋層豎向變形最大，距離中心越遠(yuǎn)變形值越小，如圖6(b)所示。沉降較大的區(qū)域?yàn)榈鼗闹饕两祬^(qū)域，即地基變形時(shí)在基礎(chǔ)下方產(chǎn)生的三角滑移區(qū)域。筋土之間的擠壓和摩擦使土工格室不僅起到側(cè)向約束作用，其整體也起到類似筏板基礎(chǔ)的作用，有效減少豎向沉降。

3.4 土工格室應(yīng)變的變化規(guī)律

圖7 格室拉應(yīng)變隨荷載的變化Fig.7 Tensile strain variation of geocell with different loads and reinforcement depths

圖8 格室拉應(yīng)變隨位置的變化Fig.8 Tensile strain variation of geocell at different positions

當(dāng)單層土工格室筋料埋深分別為0.33B，0.67 B，1.00B時(shí)，選取4個(gè)位置的應(yīng)變片，如圖2所示，格室拉應(yīng)變隨加載壓力的關(guān)系如圖7所示，格室拉應(yīng)變隨加載壓力增大而增大，當(dāng)加載壓力為100kPa左右曲線斜率突然增大，說明此時(shí)格室與填料之間的摩阻作用發(fā)生強(qiáng)化。從格室的拉應(yīng)變與格室位置的關(guān)系曲線(圖8)可以看出，方形荷載作用下格室受力變形并非沿全長均勻分布，加載中心下方的格室處于主要受拉區(qū)域，所以變形最大，然后依次向兩側(cè)遞減。同時(shí)隨著筋材埋深的增大，土工格室的變形更加均勻。

本試驗(yàn)所采用的高強(qiáng)格室與普通格室相比，不僅在于強(qiáng)度的提高，網(wǎng)帶節(jié)點(diǎn)連接方式的改善也導(dǎo)致了格室實(shí)際受力情況的差異。普通格室一般為單根斷頭網(wǎng)帶分層焊接而成，其薄弱點(diǎn)在于片與片間的焊接點(diǎn)強(qiáng)度，因此造成格室對(duì)土體的側(cè)限作用難以很好實(shí)現(xiàn)。而高強(qiáng)格室為整盤拉伸網(wǎng)帶連續(xù)編織并插接而成，有效解決了網(wǎng)帶與節(jié)點(diǎn)的匹配問題，即網(wǎng)帶拉伸強(qiáng)度與節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度一致，使整個(gè)格室沒有薄弱點(diǎn)，成為整體式土工格室，最大限度地發(fā)揮了土工格室的立體加筋效果。在進(jìn)行埋深為0.33B的一系列工況試驗(yàn)時(shí)，發(fā)現(xiàn)部分土工格室出現(xiàn)網(wǎng)帶連接件U型鋼釘斷裂，而網(wǎng)帶沒有被拉斷的情況。分析其原因，可能是因?yàn)楦袷衣裨O(shè)位置離方形基礎(chǔ)越近，受力越不均勻，導(dǎo)致網(wǎng)帶連接件除了受水平拉力外，還要承受很大的豎向沖擊，容易產(chǎn)生破壞，這時(shí)網(wǎng)帶的最大應(yīng)變只有0.55%(見圖8)，其抗拉強(qiáng)度并沒有得到充分發(fā)揮，網(wǎng)帶不會(huì)發(fā)生斷裂。

3.5 附加土壓力的分布規(guī)律

在加筋層下方埋設(shè)土壓力盒，可以通過比較地基加筋前后由荷載引起同一位置土體的附加土壓力變化，來反映土工格室的加筋機(jī)理。圖9為不同筋材埋深下距離地表25cm的水平面上砂土的附加壓力變化。發(fā)現(xiàn)加筋后筋材下方砂土的應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生改變，靠近加載中心的最大土壓力值降低，同時(shí)，同一層的土壓力分布也趨于均勻。土工格室將基礎(chǔ)傳遞下來的荷載分散到下部，使更大范圍的地基來共同承擔(dān)上部荷載，從而擴(kuò)散了土中的應(yīng)力，減小了基礎(chǔ)底部應(yīng)力集中的現(xiàn)象，延遲了破裂面出現(xiàn)，提高地基的承載力，減小地基的豎向變形。

圖9 距離地表25cm處附加土壓力隨位置的變化Fig.9 Variation of additional earth pressure at 25cm below the foundation surface

無論是從格室的變形(圖8)還是從同一水平面上土壓力(圖9)的變化來看，方形加載板下方的格室單元破壞最嚴(yán)重，變形最大，附加土壓力的降低幅度也比兩側(cè)格室大，說明中間的高強(qiáng)格室單元發(fā)揮了最重要的側(cè)限作用，有效地控制了土體的側(cè)向變形，使地基承載力大大提高。

4 土工格室加筋機(jī)理分析

4.1 筋土之間的相互作用

根據(jù)模型試驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)高強(qiáng)土工格室加筋砂土地基的破壞過程是漸進(jìn)的。加載初期，基底下方砂土被壓縮擠密，由于上覆壓力較小，格室豎筋的作用還沒開始發(fā)揮，加筋效果不明顯。隨著荷載增大，土工格室與砂土界面發(fā)生相對(duì)位移，筋土之間產(chǎn)生相互作用力，加筋層受豎向荷載開始整體發(fā)生向下彎沉。一方面，格室在砂土的側(cè)向土壓力作用下被張拉開，高強(qiáng)土工格室的抗拉強(qiáng)度發(fā)揮作用，在限制土體水平位移的同時(shí)承擔(dān)部分豎向荷載;另一方面，加筋層形成土拱，將部分荷載傳遞到主要沉降區(qū)以外，有效擴(kuò)散應(yīng)力，減小基底應(yīng)力集中，提高了加筋地基的塑性變形能力。當(dāng)荷載接近極限破壞狀態(tài)，地基中的滑動(dòng)面延伸到土工格室加筋層處，高強(qiáng)土工格室抑制了地基的豎向壓縮變形，減小地基沉降，阻礙破裂面的展開。當(dāng)剪切面穿過格室后，位移快速增長，加載板急劇下沉，剪切面展開至土體表面，土體發(fā)生整體剪切破壞。

4.2 加筋機(jī)理

總結(jié)土工格室加筋機(jī)理主要包括以下幾個(gè)效應(yīng):土工格室作為三維結(jié)構(gòu)體系，與內(nèi)部填料相互作用，提供了較大的側(cè)向約束力和摩擦力，增強(qiáng)了土體的整體性，稱為“側(cè)阻效應(yīng)”和“摩阻效應(yīng)”;另外，筋土形成了一個(gè)剛度較大的加筋復(fù)合結(jié)構(gòu)層，起到了類似于筏板基礎(chǔ)的作用，既約束了地基水平位移又減少了基底壓力，使荷載傳遞范圍更廣，土壓力分布更均勻，應(yīng)力擴(kuò)散效果較為明顯，這是“拉膜效應(yīng)”。總而言之，加筋的根本機(jī)理在于通過格室加筋來改善地基的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)。

5 結(jié)論

(1)經(jīng)過加筋后的砂土地基，承載力平均提高了2～3倍，地基沉降也隨之減小。由于格室很好地阻隔了地基內(nèi)部破裂面的貫通，加筋后地表隆起程度有所減小，隆起時(shí)間也減緩。

(2)通過比較不同筋材埋深、不同格室焊距以及不同壓實(shí)度工況下的地基承載力，發(fā)現(xiàn)影響最大的因素是砂土地基的壓實(shí)度，其次是格室的埋深，影響最小的是高強(qiáng)土工格室的焊距。

(3)所有工況中加載板下方的格室單元破壞最嚴(yán)重并且變形最大，附加土壓力的降低幅度也比兩側(cè)格室大，說明中間的高強(qiáng)格室單元發(fā)揮了最重要的側(cè)限作用。

(4)初步分析了土工格室加筋砂土地基的作用機(jī)理，土工格室除了整體起到拉膜效果，它對(duì)內(nèi)部填料提供的側(cè)向約束力和側(cè)壁摩擦力，能更有效地限制土體的變形，筋土之間形成的加強(qiáng)區(qū)抗變形能力好，應(yīng)力擴(kuò)散效果明顯。

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