條形基礎(chǔ)下水平布置纖維增強(qiáng)聚合物筋材地基試驗(yàn)研究

白崇喜，張中昊，邵新妍

（東北農(nóng)業(yè)大學(xué) 水利與建筑學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150030）

1 引言

加筋地基主要通過(guò)在土體中鋪設(shè)適量的拉筋材料，它可以擴(kuò)散土體的應(yīng)力、增加土體模量、傳遞拉應(yīng)力、限制土體的側(cè)向變形，從而達(dá)到地基處理的目的。纖維增強(qiáng)聚合物（FRP）所具有的高強(qiáng)度和良好耐久性?xún)?yōu)勢(shì)，使其在工程中的應(yīng)用日益廣泛，F(xiàn)RP加筋地基的加筋效果也會(huì)因?yàn)镕RP的優(yōu)勢(shì)而更加明顯。

近年來(lái)，加筋地基的加固機(jī)制已成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究熱點(diǎn)問(wèn)題。Yamamoto等[1－2]對(duì)鋁棒加筋地基開(kāi)展了研究，結(jié)果表明，加筋機(jī)制為筋-土之間的相互作用，并據(jù)此建立了地基承載力的計(jì)算公式；魏麗敏等[3]的研究結(jié)果表明，筋帶的形狀受砂粒運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)的影響而呈曲線(xiàn)形狀，因此，筋帶內(nèi)力分布呈多峰值現(xiàn)象；Huang等[4－5]進(jìn)行了一系列加筋砂土地基模型試驗(yàn)研究，地基破壞模式表明，加筋機(jī)制有擴(kuò)散層機(jī)制和深基礎(chǔ)機(jī)制兩種情況，并且筋材的長(zhǎng)度、間距和剛度決定地基會(huì)發(fā)生哪種破壞模式；黃仙枝[6]認(rèn)為，加筋機(jī)制為筋-土界面摩擦作用產(chǎn)生的應(yīng)力擴(kuò)散加筋機(jī)制，并分析了加筋墊層厚度及加筋參數(shù)對(duì)加筋墊層應(yīng)力擴(kuò)散作用的影響；徐超等[7]通過(guò)土工格柵加筋土地基平板載荷試驗(yàn)得到結(jié)論：加筋可改善地基的承載性能，土工格柵的強(qiáng)度和拉伸模量相比，后者對(duì)加筋土地基承載力的貢獻(xiàn)更大。

針對(duì)加筋材料的耐久性問(wèn)題及沿水平方向布筋的加筋效果有限問(wèn)題，有待探索新的加筋材料及合理的布筋方式。開(kāi)展了條形基礎(chǔ)下水平布置FRP筋材地基試驗(yàn)，獲得了每級(jí)荷載下地基沉降、FRP筋材應(yīng)變、地基中土壓力的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)比分析了FRP加筋地基的承載性能和破壞模式，提出了FRP材料的加筋機(jī)制。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置由模型箱、加載設(shè)備和測(cè)量記錄設(shè)備3部分組成，模型試驗(yàn)裝置如圖1所示。模型箱的長(zhǎng)為91 cm、寬為47 cm、高為60 cm，模型箱的寬度方向代表?xiàng)l形基礎(chǔ)縱向，模型箱四壁均放置1.5 cm厚透明有機(jī)玻璃板。用焊接的型鋼來(lái)模擬條形基礎(chǔ)，該型鋼的長(zhǎng)度為46 cm、高度為14 cm，基礎(chǔ)底面寬度為10 cm。加載設(shè)備為量程為150 kN的千斤頂；測(cè)量記錄設(shè)備包括1個(gè)量程為70 kN的壓力傳感器、2個(gè)量程為5 cm的電子位移計(jì)及6個(gè)微型土壓力計(jì)，將這些設(shè)備與靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)連接后采集數(shù)據(jù)。為實(shí)時(shí)觀察地基變形情況，在緊靠有機(jī)玻璃板內(nèi)壁鋪設(shè)兩條染色砂。

圖1 模型試驗(yàn)裝置Fig.1 Model test setup

2.2 試驗(yàn)材料

在3 mm厚FRP平板基礎(chǔ)上加工成FRP筋材，試驗(yàn)中考慮了5種水平筋材形式。由FRP材料拉伸試驗(yàn)[8]結(jié)果知，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)近似為直線(xiàn)，得到其平均極限抗拉強(qiáng)度為350 MPa、其平均彈性模量為9 589 MPa、其平均破斷伸長(zhǎng)率為3.65%。由風(fēng)干砂篩分得到試驗(yàn)用細(xì)砂，其不均勻系數(shù)為3.01、曲率系數(shù)為0.71、重度為15.6 kN/m3、含水率為1.27%。

2.3 試驗(yàn)方案

共設(shè)計(jì)了1個(gè)無(wú)筋（工況a）、5個(gè)不同水平加筋方式的6種工況。水平加筋方式包括單層板加筋（工況b）、雙層板加筋（工況c）、對(duì)稱(chēng)設(shè)置端部?jī)蓚€(gè)錨固端的單層板加筋（工況d）、對(duì)稱(chēng)設(shè)置端部及中部4個(gè)錨固端的單層板加筋（工況e）、網(wǎng)格狀單層板加筋（工況f）5種工況。FRP板中的每個(gè)錨固端寬度為2 cm，厚度為1.2 cm。網(wǎng)格狀板的尺寸及應(yīng)變片布置情況如圖2所示，矩形板的尺寸及應(yīng)變片布置情況如圖3所示，圖中的錨固端是針對(duì)工況d和工況e而言的。網(wǎng)格狀板的縱橫板采用螺栓連接，如圖4(a)所示；帶錨固端的筋材采用螺栓錨固，如圖4(b)所示。FRP筋材及微型土壓力計(jì)的布置如圖5所示。值得一提的是，本試驗(yàn)在基底兩側(cè)對(duì)稱(chēng)放置了混凝土塊體，折合成超載為3.47 kPa。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 荷載與沉降關(guān)系曲線(xiàn)

加筋地基模型試驗(yàn)的基底壓力p 與地基沉降s的關(guān)系曲線(xiàn)如圖6所示。圖中曲線(xiàn)表明，加筋能顯著提高地基承載力和減小地基沉降；在基底壓力小于185 kPa的加載階段，地基變形不大，加筋作用并不明顯；隨著荷載的增加，加筋作用逐漸顯現(xiàn)出來(lái)；雙層板加筋地基對(duì)地基承載力的提高幅度和地基沉降的減小幅度明顯強(qiáng)于其他加筋地基；與單層板加筋地基相比，網(wǎng)格狀單層板加筋地基的加筋效果小，設(shè)兩個(gè)錨固端的單層板加筋地基的加筋效果略小，兩個(gè)端部錨固端基本沒(méi)有發(fā)揮作用，設(shè)4個(gè)錨固端的單層板加筋地基在加載前期的加筋效果略小，在加載后期的加筋效果略大。錨固端的厚度不足，致使設(shè)錨固端的單層板加筋地基的加筋作用沒(méi)有表現(xiàn)出來(lái)。

圖2 網(wǎng)格狀板的尺寸及應(yīng)變片布置（單位：mm）Fig.2 Grid plate sizes and strain gauge locations(in mm)

圖3 矩形板的尺寸及應(yīng)變片布置（單位：mm）Fig.3 Rectangular plate sizes and strain gauge locations(in mm)

圖4 縱橫板連接及筋材錨固Fig.4 Connection of vertical and horizontal plates and reinforcement anchorage

圖5 FRP筋材及微型土壓力計(jì)的布置（單位：mm）Fig.5 Reinforcement locations and earth pressure gauges(in mm)

圖6 基底壓力-地基沉降曲線(xiàn)Fig.6 Pressure at foundation bottom vs.foundation settlement

工況a、d卸載后地基表面變形情況的對(duì)比如圖7所示，遠(yuǎn)離基礎(chǔ)的筋材因筋材偏短而未受到足夠的錨固，致使筋材的兩端產(chǎn)生了如圖7(b)所示的裂縫。因此，加筋地基出現(xiàn)了筋材擠出破壞和土體剪切破壞的破壞模式；未加筋地基出現(xiàn)了土體剪切破壞的破壞模式。圖8所示為工況a、d在地基破壞時(shí)的變形情況，圖中第1、2條染色砂距基底分別為10 cm和30 cm，這兩個(gè)工況的第2條染色砂變形均很小，而第1條染色砂變形均較明顯，且工況d的第2條染色砂變形明顯大于工況a的第2條染色砂變形。由圖8可知，加筋地基破壞時(shí)的地基沉降、隆起大小和范圍均較非加筋地基大，工況d的第1條染色砂變形可間接反映FRP筋材的變形情況。試驗(yàn)結(jié)束后將FRP筋材取出，各加筋工況的筋材均未斷裂，而只有較小的塑性變形。

3.2 FRP筋材應(yīng)變分布

加筋地基模型試驗(yàn)中，F(xiàn)RP筋材各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值與基底壓力的關(guān)系曲線(xiàn)如圖9所示，圖中工況c的1～4測(cè)點(diǎn)布置于上層板中，其布置位置如圖3所示，5～8測(cè)點(diǎn)布置于下層板中，位于1～4測(cè)點(diǎn)的正下方。對(duì)于未設(shè)置錨固端的FRP筋材，應(yīng)變片位于筋材的上表面；對(duì)于設(shè)置錨固端的FRP筋材，應(yīng)變片位于筋材的下表面。工況e中1和2測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值在加載后期溢出，導(dǎo)致應(yīng)變讀數(shù)不完整。

圖7 卸載后地基表面變形Fig.7 Ground surface displacement after unloading

圖8 地基破壞時(shí)的變形Fig.8 Displacement of ground at failure for case a and d

圖9中各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值可間接反映出FRP筋材的彎曲情況，圖中曲線(xiàn)表明，F(xiàn)RP筋材具有相同的變形，即在基礎(chǔ)下產(chǎn)生彎曲變形并隨基礎(chǔ)及基礎(chǔ)下的砂土一起沉降，各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值的正負(fù)及相對(duì)大小表明了FRP筋材在基礎(chǔ)兩側(cè)各有1個(gè)反彎點(diǎn)。工況c下層板的變形并不小于上層板的變形，說(shuō)明下層板發(fā)揮著與上層板相當(dāng)?shù)募咏钭饔?。FRP筋材因高強(qiáng)度和高彈性模量及較大的截面剛度，它所呈現(xiàn)的彎曲變形會(huì)對(duì)基礎(chǔ)下的土體產(chǎn)生向上的作用力，進(jìn)而提高了地基承載力和減小了地基沉降。FRP筋材與土界面的摩擦力對(duì)土體產(chǎn)生一個(gè)側(cè)向約束力，限制了土體的側(cè)向變形，從而增強(qiáng)了土體強(qiáng)度。

3.3 地基中土壓力分布

加筋地基模型試驗(yàn)中各測(cè)點(diǎn)的土壓力與基底壓力的關(guān)系曲線(xiàn)如圖10所示。對(duì)各工況基礎(chǔ)中心外側(cè)筋材頂面、底面土壓力的相對(duì)大小進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明，除網(wǎng)格狀單層板加筋方案外，加筋發(fā)揮了很強(qiáng)的土壓力擴(kuò)散作用。FRP筋材因具有較大截面剛度和高彈性模量特點(diǎn)而相當(dāng)于一個(gè)剛性層，該剛性層能有效地?cái)U(kuò)散和均化地基中的土壓力。網(wǎng)格狀單層板加筋方案因FRP筋材的平面面積小于其他單層板加筋方案，致使該方案基本沒(méi)有發(fā)揮土壓力擴(kuò)散作用。

圖9 基底壓力-FRP應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.9 Pressure at foundation bottom vs.FRP strain

圖10 基底壓力-土壓力曲線(xiàn)Fig.10 Pressure at foundation bottom vs.earth pressure

3.4 加筋機(jī)制分析

綜合考慮FRP筋材的變形、內(nèi)力及其材料特點(diǎn)與截面屬性可知，筋材能有效地?cái)U(kuò)散和均化地基中的土壓力，改變了地基土體破裂面產(chǎn)生的位置和形狀；筋材的彎沉變形對(duì)基礎(chǔ)下部的土體施加一個(gè)向上的作用力，同時(shí)對(duì)基礎(chǔ)兩側(cè)的土體施加一個(gè)向下的作用力；筋-土界面的摩擦力在一定程度上約束了土體的側(cè)向變形。以上因素致使FRP加筋能顯著提高地基承載力和減小地基沉降，而最主要的因素是FRP筋材的土壓力擴(kuò)散作用。

4 結(jié)論

（1）FRP加筋的加筋效果顯著，雙層板加筋的加筋效果更加突出，設(shè)錨固端的單層板加筋地基方案中錨固端的作用沒(méi)有發(fā)揮出來(lái)，可根據(jù)工程需要首選單層板或雙層板加筋地基方案。

（2）未加筋地基的破壞模式為土體剪切破壞，加筋地基的破壞模式為筋材擠出破壞和土體剪切破壞。

（3）FRP筋材受力后產(chǎn)生較大彎沉變形，雙層板加筋方案的下層板具有與上層板相當(dāng)?shù)淖冃巍?/p>

（4）FRP筋材可很好地?cái)U(kuò)散和均化地基土壓力，雙層板加筋方案的這種作用更加明顯，而網(wǎng)格狀單層板加筋方案基本沒(méi)有發(fā)揮這種作用。

（5）水平FRP筋材主要起到了土壓力擴(kuò)散作用，同時(shí)也起到了張力膜作用和約束土體側(cè)向變形的作用。

[1]YAMAMOTO K，OTANI J.Bearing capacity and failure mechanism of reinforced foundations based on rigidplastic finite element formulation[J].Geotextiles and Geomembranes，2002，20:367－393.

[2]YAMAMOTO K，KUSUDA K.Failure mechanisms and bearing capacities of reinforced foundations[J].Geotextiles and Geomembranes，2001，19(3):127－162.

[3]魏麗敏，華祖焜.加筋土地基筋帶內(nèi)力量測(cè)與分析[J].巖土工程學(xué)報(bào)，1997，19(1):15－21.WEI Li-min，HUA Zu-kun.Measurement and analysis of reinforcement tension for earth foundation[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，1997，19(1):15－21.

[4]HUANG C C，TATSUOKA F.Bearing capacity of reinforced horizontal sandy ground[J].Geotextiles and Geomembranes，1990，9(1):51－82.

[5]HUANG C C，MENQ F Y.Deep-footing and wide-slab effects in reinforced sandy ground[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，ASCE，1997，123(1):30－36.

[6]黃仙枝.加筋地基土壓力測(cè)試與機(jī)理分析[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2012，34(9):1691－1694.HUANG Xian-zhi.Measurement of soil pressure in geobelt-reinforcedfoundationandanalysisof reinforcement mechanism[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2012，34(9):1691－1694.

[7]徐超，胡榮，賈斌.土工格柵加筋土地基平板載荷試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)，2013，34(9):2515－2520.XU Chao，HU Rong，JIA Bin.Experimental study of geogrid-reinforced soil foundation by plate load test[J].Rock and Soil Mechanics，2013，34(9):2515－2520.

[8]ACI Committee 440.Recommended test methods for FRP rods and sheet[S].[S.l.]:[s.n.]，2001.