土工格柵加筋透水混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)研究

孟曉宇，劉乳燕，位 偉，陳勝云

(1.武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，武漢 430072；2.中國人民解放軍軍事科學(xué)院國防工程研究院，北京 100850)

0 引 言

隨著我國海綿城市建設(shè)進(jìn)程的不斷推進(jìn)，透水混凝土路面由于其排水通氣、吸聲降噪的生態(tài)優(yōu)勢被越來越多地應(yīng)用到市政工程建設(shè)中。透水混凝土是由特定級配的水泥、粗骨料、摻合料、外加劑按照一定比例拌和而成的生態(tài)混凝土。用作路面材料時，其連續(xù)空隙的存在可以有效緩解降水帶來的路面積水和水損壞。同時，多孔的路面結(jié)構(gòu)也可吸聲降噪，減輕城市的噪聲污染。但透水混凝土由于自身抗裂性能差、耐久性低的限制多用于人行道和停車場，不能完全滿足城市道路的要求。

國內(nèi)外專家學(xué)者從透水混凝土的配合比設(shè)計(jì)出發(fā)對透水混凝土性能進(jìn)行了研究。程娟等[1]通過透水混凝土配合比設(shè)計(jì)試驗(yàn)提出，水灰比為0.25～0.40之間的透水混凝土具有良好的和易性。蔣正武等[2]指出隨著骨灰比減少，水泥用量增加，透水混凝土的強(qiáng)度提高，透水性能下降。李曉軍[3]研究了骨料粒徑對透水混凝土抗折強(qiáng)度的影響，得出骨料粒徑為25～30 mm較骨料粒徑為35～40 mm的透水混凝土抗折強(qiáng)度提高30%的結(jié)論。透水混凝土多孔隙的結(jié)構(gòu)特征使得混凝土強(qiáng)度低，容易開裂。Akand等[4]通過二維圖像分析和有限元建模方法，研究了孔隙分布對透水混凝土微結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、剛度和滲透性的影響。為了降低透水混凝土水化熱、抑制早期裂縫、提高長期強(qiáng)度，硅灰和粉煤灰常作為礦物摻合料改善透水混凝土性能[5]。通過設(shè)計(jì)混凝土的配合比，盡管透水混凝土的28 d抗壓強(qiáng)度可達(dá)15 MPa以上，但是抗折強(qiáng)度仍處于較低的水平，不能完全滿足路面材料的使用要求。纖維是改善透水混凝土抗彎性能的有效手段，纖維的種類、長度、摻量都是影響透水混凝土抗彎性能的重要因素[6-7]。但纖維存在分散性差、不易在透水混凝土中攪拌均勻的問題，透水混凝土的抗彎性能仍有待進(jìn)一步提高。

土工格柵是一種土工合成材料，具有加筋、隔離、排水、過濾、防護(hù)的功能[8]，通常作為加筋材料應(yīng)用于巖土工程建設(shè)中。應(yīng)用在道路工程中時，土工格柵可利用其抗拉強(qiáng)度高、橫向約束大的優(yōu)勢提高路基的穩(wěn)定性。朱湘等[9]對土工格柵加筋路堤的機(jī)理研究表明，加筋可以有效地降低路堤的不均勻沉降。另外，土工格柵也常在水泥混凝土和瀝青混凝土的舊路改建中用于抑制反射裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展。符冠華等[10]根據(jù)寧通公路改建的工程數(shù)據(jù)提出土工合成材料可有效減緩舊路面開裂和裂縫擴(kuò)展的觀點(diǎn)。Itani等[11]利用混凝土板抗折試驗(yàn)并進(jìn)行有限元數(shù)值模擬得出格柵加筋混凝土層能夠有效地抑制裂縫擴(kuò)展的結(jié)論。但是，土工格柵作為加筋材料加筋透水混凝土的研究較少。與鋼筋相比，土工格柵在提供抗拉強(qiáng)度的同時不易被水侵蝕，耐久性好，更適用于加筋透水混凝土路面。

選擇聚丙烯雙向土工格柵加筋透水混凝土，并通過試驗(yàn)研究不同加筋位置及層數(shù)對透水混凝土透水性能、強(qiáng)度和彎曲性能的影響，以期為改善透水混凝土力學(xué)性能提供更加經(jīng)濟(jì)方便的方法。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 原材料與配合比

透水混凝土配制所需原材料：普通硅酸鹽水泥P·O 42.5；一級粉煤灰；10～15 mm單一級配碎石，實(shí)測表觀密度2.73 g/cm3, 堆積密度1.51 g/cm3；液體聚羧酸高效減水劑，減水率為25%。根據(jù)《透水混凝土路面技術(shù)規(guī)范》GJJ/T 135—2009用體積法配制目標(biāo)孔隙率為15%的透水混凝土，配合比如表1所示。

表1 透水混凝土配合比Table 1 Mix ratio of pervious concrete /(kg·m-3)

加筋材料選擇網(wǎng)格尺寸為40 mm×40 mm的聚丙烯雙向土工格柵。嚴(yán)格地講，雙向土工格柵的卷寬和卷長方向力學(xué)性能不同。因此，為減少試驗(yàn)誤差，試驗(yàn)中僅選擇格柵的卷寬方向作為受拉方向。將格柵加筋在混凝土梁中時，格柵的卷寬方向應(yīng)與梁的長度方向一致，以減少誤差。格柵拉伸試驗(yàn)設(shè)備如圖1所示。

1.2 制備工藝

透水混凝土的攪拌工藝分三個步驟，共180 s：(1)加入50%的水和全部粗骨料攪拌60 s；(2)將剩余的水、水泥以及粉煤灰攪拌90 s；(3)加入減水劑攪拌30 s。

正確埋置格柵是獲得加筋透水混凝土結(jié)構(gòu)優(yōu)良性能的關(guān)鍵。裝模前應(yīng)先在模具內(nèi)壁上用記號筆標(biāo)定好預(yù)埋土工格柵的位置，然后分層將攪拌好的混凝土裝入模具人工振搗至格柵標(biāo)定位置，將格柵平整地放入模具內(nèi)，安裝時保證格柵的受拉方向?yàn)楦駯诺木韺挿较?。之后繼續(xù)分層澆筑上層的混凝土至下一層格柵的標(biāo)定位置，然后再放置格柵，最后澆筑上層混凝土。澆筑混凝土?xí)r應(yīng)盡可能填滿格柵上下兩層，尤其是四角的空隙，確保格柵上下兩層混凝土不會出現(xiàn)分層。整個裝模過程中采用分層人工振搗的方式成型，成型24 h后拆模，在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)至相應(yīng)試驗(yàn)天數(shù)。

為研究格柵的加筋位置以及層數(shù)對透水混凝土抗壓和抗折性能的影響，設(shè)置試驗(yàn)變量如表2所示，每種試樣進(jìn)行三次重復(fù)試驗(yàn)。

圖1 格柵拉伸試驗(yàn)Fig.1 Tensile test equipment of geogrid

圖2 透水系數(shù)試驗(yàn)裝置Fig.2 Testing device of permeability coefficient

表2 試驗(yàn)變量Table 2 Experimental variables

1.3 試樣及試驗(yàn)儀器

參照《透水混凝土路面技術(shù)規(guī)范》GJJ/T 135—2009，自制試驗(yàn)裝置如圖2所示。制作直徑為100 mm，高度為50 mm的試樣，根據(jù)達(dá)西定律測定透水混凝土的透水系數(shù)。試驗(yàn)過程中，由于透水混凝土試樣四周滲漏，圓筒內(nèi)的水會直接從試樣的四周流至溢流水槽，使測得的透水系數(shù)偏大。為解決該滲漏問題，試驗(yàn)中在試樣的四周均勻涂抹一層黃油，將試樣放入圓筒相應(yīng)位置后再用黃油將試樣上表面和圓筒壁的縫隙填滿。透水系數(shù)的計(jì)算公式為：

(1)

式中：kT為水溫為T時試樣的透水系數(shù)，mm/s；Q為試件t時間內(nèi)滲出的水量，mm3；L為試樣的厚度，mm；A為試樣的上表面積，mm2；H為水位差，mm；t為時間，s。

按照《透水混凝土路面技術(shù)規(guī)程》DB11/T 775—2010規(guī)定，制作邊長為150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試樣，采用浮稱法測定透水混凝土的有效孔隙率。有效孔隙率的計(jì)算公式為：

(2)

式中：v為有效孔隙率；m1為試樣在水中的質(zhì)量，g；m2為試樣烘干后的質(zhì)量，g；ρ為水的密度，g/cm3；V為試樣的體積，cm3。

采用RMT-301巖石與混凝土伺服液壓試驗(yàn)機(jī)(見圖3(a))，根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》GB/T 50081—2002進(jìn)行試樣的抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)和抗折強(qiáng)度試驗(yàn)?？箟簭?qiáng)度試驗(yàn)采用邊長為150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試樣，控制加載速度為0.3 MPa/s?？拐蹚?qiáng)度試驗(yàn)采用四點(diǎn)彎曲的加載方式(見圖3(b))，透水混凝土梁的尺寸為100 mm×100 mm×400 mm，跨徑為300 mm。四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的加載采用位移控制，加載速率為0.005 mm/s。

圖3 試驗(yàn)儀器Fig.3 Testing device

2 結(jié)果與討論

2.1 透水系數(shù)和孔隙率

《透水混凝土路面技術(shù)規(guī)范》GJJ/T 135—2009中對透水混凝土透水系數(shù)和連續(xù)孔隙率的最低要求分別為0.5 mm/s和10%。試驗(yàn)測得不加筋透水混凝土試樣的透水系數(shù)和有效孔隙率分別為3.8 mm/s和19%，透水性能良好。分別測得不同加筋位置和層數(shù)試樣的有效孔隙率，如圖4所示。

從圖4中可以看出，相同的加筋層數(shù)試樣的有效孔隙率相近。加筋一層土工格柵的透水混凝土的有效孔隙率為24%左右，隨著加筋層數(shù)由一層增加到兩層，其有效孔隙率也相應(yīng)增加至27%左右。有效孔隙率的提高直接導(dǎo)致了透水系數(shù)的增加，隨著加筋層數(shù)由一層增加到兩層，透水系數(shù)由4.7 mm/s增加到7.0 mm/s。加筋格柵為透水混凝土提供了良好的透水性能。一般來講，孔隙率的增加會導(dǎo)致透水混凝土整體性的降低，進(jìn)而使得透水混凝土強(qiáng)度降低。但是由于格柵和透水混凝土的嵌鎖作用，加筋透水混凝土的抗壓強(qiáng)度和抗折強(qiáng)度反而有一定的提高，見2.2和2.3小節(jié)。另外，根據(jù)《土工合成材料 塑料土工格柵》GB/T 17689—2008采用多肋法測得卷寬方向伸長率為2%時的抗拉強(qiáng)度為10 kN/m，伸長率為5%時的抗拉強(qiáng)度為18 kN/m，峰值張拉強(qiáng)度為21 kN/m。

2.2 抗壓強(qiáng)度

不同格柵加筋位置與層數(shù)條件下透水混凝土的7 d和28 d抗壓強(qiáng)度關(guān)系如圖5所示。隨著格柵加筋在透水混凝土中的位置和層數(shù)的變化，格柵加筋透水混凝土的7 d抗壓強(qiáng)度和28 d抗壓強(qiáng)度保持相同的變化規(guī)律。普通混凝土7 d抗壓強(qiáng)度可達(dá)28 d抗壓強(qiáng)度的70%～80%[12-13]，格柵加筋透水混凝土的7 d抗壓強(qiáng)度僅為28 d抗壓強(qiáng)度的50%～60%左右。

圖4 格柵加筋對孔隙率的影響Fig.4 Effect of geogrid reinforcement on porosity

圖5 格柵加筋對抗壓強(qiáng)度的影響Fig.5 Effect of geogrid reinforcement on compressive strength

格柵加筋對抗壓強(qiáng)度的影響如圖5所示，與不加筋透水混凝土相比，格柵加筋后的透水混凝土28 d抗壓強(qiáng)度顯著提高，均高于20 MPa。透水混凝土受壓時，基體內(nèi)會產(chǎn)生拉應(yīng)力，進(jìn)而導(dǎo)致張拉裂縫的出現(xiàn)。土工格柵特殊的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)使得骨料與格柵之間相互嵌鎖，為試樣提供額外的抗拉應(yīng)力以抵抗張拉裂縫。因而格柵加筋透水混凝土試樣抗壓強(qiáng)度提高顯著。加筋一層土工格柵時，隨著格柵距底部距離的不斷增加，其抗壓強(qiáng)度先增大后減小，存在最優(yōu)位置。將格柵安裝在距底部1/3h(h為試樣高度)處的位置可獲得最大的抗壓強(qiáng)度，其28 d抗壓強(qiáng)度可達(dá)26.3 MPa，較不加筋的空白組提高了40.6%。距底部1/4h處加筋的透水混凝土立方體R1試樣的28 d抗壓強(qiáng)度為25.5 MPa，與R2試樣較為接近。距底部1/2h處加筋的透水混凝土立方體R3試樣的抗壓強(qiáng)度提高不明顯，較U試樣僅提高6.4%。與加筋一層格柵的試樣相比，加筋兩層格柵的試樣強(qiáng)度有所降低。這是因?yàn)樵谕杆炷林屑咏罡駯艜淖児橇系呐帕蟹绞?，進(jìn)而使得孔隙率降低。當(dāng)格柵加筋層由一層增加為兩層時，加筋試樣的孔隙率進(jìn)一步增加，導(dǎo)致試樣的抗壓強(qiáng)度有所下降。具體表現(xiàn)為：在R1試樣和R2試樣的基礎(chǔ)上分別再增加一層格柵的R4試樣和R5試樣的28 d抗壓強(qiáng)度有所降低。但與不加筋U試樣相比，同時在距底部1/4h和3/4h處布置土工格柵的R4試樣和同時在距底部1/3h和2/3h處布置格柵的R5試樣的抗壓強(qiáng)度分別提高了16.5%和33.6%。雖然格柵加筋導(dǎo)致試樣孔隙率降低，但格柵加筋對透水混凝土抗壓強(qiáng)度提高的貢獻(xiàn)足以抵消由于孔隙率增加而造成的強(qiáng)度損失。

不同加筋位置的透水混凝土抗壓破壞形態(tài)如圖6所示，裂縫主要出現(xiàn)在骨料與骨料之間的膠結(jié)點(diǎn)，骨料本身破壞很少。這說明不加筋透水混凝土的抗壓強(qiáng)度主要取決于骨料間水泥基體的粘結(jié)強(qiáng)度。以不加筋U試樣，僅在距底部1/3h處加筋R2試樣以及同時在距底部1/3h和2/3h處加筋的R5試樣為例分析不同加筋位置的透水混凝土抗壓破壞形態(tài)?？箟涸囼?yàn)中，與普通混凝土相比，不均勻分布的孔隙結(jié)構(gòu)導(dǎo)致了透水混凝土粗骨料與粗骨料、粗骨料與水泥基體之間存在很多應(yīng)力集中區(qū)。透水混凝土受壓時，基體內(nèi)產(chǎn)生張拉微裂縫并逐漸擴(kuò)展至臨界狀態(tài)。之后裂縫逐漸擴(kuò)展并連通基體內(nèi)其他微裂縫，形成多條貫穿上下表面的主裂縫，見圖6(a)。如圖6(b)所示，在距底部1/3h處加筋一層土工格柵后，貫穿試件上下表面的主裂縫數(shù)量大幅減少，開裂處格柵有明顯的拉伸痕跡。這是因?yàn)橥凉じ駯乓揽孔陨淼母呖估瓘?qiáng)度產(chǎn)生環(huán)箍作用抑制張拉裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展，吸收透水混凝土受壓開裂所產(chǎn)生的能量，從而提高加筋透水混凝土的抗壓強(qiáng)度且保證試樣受壓開裂而不產(chǎn)生大量剝落。在距底部1/3h處加筋的基礎(chǔ)上再在距底部2/3h處加筋一層格柵的試樣破壞形態(tài)見圖6(c)，R5試樣破壞時表面僅有一條明顯的貫穿主裂縫，試樣僅有少量的剝落，雖然R5試樣的抗壓強(qiáng)度較R2試樣下降了8.4%，但是整體性較U試樣和R2試樣顯著提高。

圖6 不同加筋位置的透水混凝土抗壓破壞形態(tài)Fig.6 Compressive failure modes of pervious concrete with different geogrid positions

2.3 抗折強(qiáng)度

加筋不同位置和層數(shù)格柵的透水混凝土梁的荷載-豎向位移曲線如圖7所示。不加筋透水混凝土梁受彎破壞呈脆性，U試樣的荷載隨著豎向位移的增加呈線性增加。到達(dá)峰值荷載后的試樣立即破壞，荷載迅速下降，表現(xiàn)為突然折斷。豎向位移值為0.4 mm時達(dá)到峰值荷載13.5 kN(抗折強(qiáng)度為3.4 MPa)。透水混凝土是粗骨料之間通過點(diǎn)接觸形成骨架，由包裹在粗骨料周圍的水泥基體相互粘結(jié)形成的多孔隙結(jié)構(gòu)[14]。圖8為不同加筋位置的透水混凝土抗折破壞形態(tài)，觀察圖8(a)中試樣破壞斷面可發(fā)現(xiàn)，破壞面多為骨料膠結(jié)點(diǎn)之間的破壞，粗骨料斷裂的情況較少，因此骨料膠結(jié)點(diǎn)強(qiáng)度對透水混凝土梁抗折強(qiáng)度影響較大。混凝土梁受彎時底部受拉，底部應(yīng)力集中區(qū)最先產(chǎn)生裂縫，隨著荷載的增加，裂縫逐漸從底部向頂部擴(kuò)展，并連接貫通混凝土內(nèi)部產(chǎn)生的其他裂縫，最終導(dǎo)致圖8(a)中的脆性破壞。荷載-豎向位移曲線與坐標(biāo)軸圍成的面積代表了梁破壞所吸收的能量，反映了梁的彎曲韌性。不加筋透水混凝土梁試樣U破壞所需的能量為5 J，這個值可作為描述加筋透水混凝土梁吸能能力的參考值。

加筋一層土工格柵后，透水混凝土梁的抗折性能顯著提高。荷載-位移曲線有明顯的開裂后性能，可分為五個階段。第一階段與梁U有相同的變化規(guī)律，即荷載隨位移的增加呈線性增加，且在0.4 mm左右到達(dá)峰值。該階段格柵與混凝土共同作用提高了梁的抗折強(qiáng)度，梁R2的抗折強(qiáng)度最大，為3.9 MPa。與不加筋梁U試樣相比，加筋透水混凝土梁R1試樣，R2試樣，R3試樣的抗折強(qiáng)度分別增加了8%，14%和10%。第二階段，受拉區(qū)的透水混凝土發(fā)生破壞后瞬間損失強(qiáng)度，導(dǎo)致荷載在峰值后迅速下降。裂縫由梁的底部逐漸向頂部擴(kuò)展。不同于梁U試樣，加筋一層格柵的透水混凝土梁存在破壞的第三階段。土工格柵依靠與粗骨料之間的相互嵌鎖和摩擦承擔(dān)更多的拉應(yīng)力，故強(qiáng)度逐漸回升并出現(xiàn)第二個荷載峰值，梁的韌性顯著提高。隨著格柵加筋位置距底部距離的增加，加筋梁的第二個峰值荷載先增加后減小。距離底部位置越高(如1/2h)，格柵離梁的受拉區(qū)越遠(yuǎn)，格柵不能充分發(fā)揮作用抵抗梁彎曲產(chǎn)生的拉應(yīng)力。距離底部位置太近(如1/4h)，骨料無法與格柵產(chǎn)生良好的嵌鎖，格柵也不能充分發(fā)揮其作用。因此格柵充分發(fā)揮作用存在最優(yōu)的加筋位置。試驗(yàn)結(jié)果表明，加筋一層格柵時，距底面1/3h處是最優(yōu)的加筋位置，其承受的荷載可達(dá)22.6 kN，較不加筋梁U試樣提高了67.7%。如圖7所示，當(dāng)豎向位移為5 mm左右時，加筋一層格柵的透水混凝土梁的荷載-豎向位移曲線上出現(xiàn)第二個峰值荷載。第四階段開始于第二個峰值荷載，裂縫逐漸越過格柵加筋的區(qū)域并繼續(xù)向頂部發(fā)展，荷載逐漸下降。第五階段表現(xiàn)為加筋梁的殘余強(qiáng)度，這是因?yàn)楦駯胚€未受拉屈服，可以繼續(xù)提供拉應(yīng)力。分別計(jì)算在豎向位移達(dá)到10 mm時加筋梁破壞吸收的能量，梁R1試樣，R2試樣和R3試樣吸收的能量分別為95 J，108 J和74 J。梁R2試樣的韌性最高，破壞過程中吸收的能量高達(dá)U試樣的20倍。加筋梁R3試樣其第三階段的荷載水平較低，因此吸收的能量低于R1試樣。加筋一層格柵的透水混凝土梁抗折破壞形態(tài)如圖8(b)所示，與梁U試樣相比，加筋后的梁破壞時裂縫的開口寬度增加。裂縫開口寬度逐漸增加的同時裂縫向頂部擴(kuò)展的速率降低，梁的韌性和整體性都有所提高。在透水混凝土梁中加筋一層格柵時，將格柵放置于距離梁底部1/3h的位置可以獲得最優(yōu)的彎曲性能。

圖7 不同加筋位置的透水混凝土梁荷載-豎向位移曲線Fig.7 Loading-vertical displacement curves of pervious concrete with different geogrid positions

如圖7所示，加筋兩層格柵的透水混凝土梁的荷載-位移曲線在前三階段與加筋單層格柵的透水混凝土梁相似。在第一階段，豎向位移達(dá)到0.4 mm左右時，梁R4試樣和R5試樣到達(dá)第一個峰值荷載，對應(yīng)峰值應(yīng)力為3.6 MPa，較加筋一層的混凝土梁略微降低，但仍高于不加筋梁U試樣。當(dāng)加筋層數(shù)由一層增加為兩層時，孔隙率進(jìn)一步增加，透水混凝土的整體性下降。因此，與加筋單層格柵的梁相比，加筋兩層格柵的梁其抗折強(qiáng)度略微下降。雖然破壞時的強(qiáng)度略微降低，但加筋兩層格柵的梁有更好的開裂后性能。在第三階段中，上下層格柵共同作用承擔(dān)荷載，梁R4試樣和R5試樣的第二個峰值荷載分別提高到20.9 kN、22.6 kN，且第二峰值荷載出現(xiàn)時的豎向位移延長到7 mm，這都說明加筋兩層格柵的梁裂縫發(fā)展被抑制，彎曲韌性提高，可以吸收更多的能量。在第四階段，下層格柵被拉斷，裂縫迅速向上發(fā)展，荷載迅速下降。之后由于上層格柵逐漸承受更多的拉應(yīng)力，梁R4試樣和R5試樣的荷載在降低到7.5 kN左右時開始回升，并逐漸增長至17.5 kN左右。隨后裂縫延伸至梁的頂面，但是由于上層格柵還未拉斷，梁表現(xiàn)為開裂但不折斷，因此第五階段也存在殘余強(qiáng)度。隨著加筋層數(shù)的增加，梁破壞吸收的能量越來越多，梁的韌性顯著提高。在豎向位移增加至10 mm時梁R5試樣吸收的能量值最高，為163 J，比加筋單層格柵的最優(yōu)組R2試樣增長了30%。梁R4試樣破壞所吸收的能量略低于梁R5試樣，為151 J。加筋兩層土工格柵時，同時在距離底部1/3h處和2/3h處加筋透水混凝土梁可有效提高梁的開裂后性能。觀察試樣的破壞形態(tài)圖8(c)，加筋兩層格柵后透水混凝土的整體性有了顯著地提高，與不加筋和加筋一層的梁的斷裂不同，加筋兩層格柵的透水混凝土可產(chǎn)生更大的裂縫開口寬度。在透水混凝土梁中加筋格柵后，梁的破壞模式由脆性破壞變?yōu)檠有云茐?。加筋兩層格柵時，透水混凝土梁的韌性進(jìn)一步提高，破壞時梁開裂而不折斷，從而改善了梁破壞的無預(yù)兆性。

圖8 不同加筋格棚位置的透水混凝土抗折破壞形態(tài)Fig.8 Flexural failure modes of pervious concrete with different geogrid positions

3 結(jié) 論

(1)格柵加筋透水混凝土具有良好的透水性能，孔隙率高于24%，透水系數(shù)大于4.7 mm/s。透水混凝土的孔隙率和透水系數(shù)隨著格柵加筋層數(shù)的增加而增加。

(2)加筋格柵后的透水混凝土強(qiáng)度提高顯著。在距離底部1/3h處設(shè)置土工格柵時，透水混凝土的抗壓強(qiáng)度最大，為26.3 MPa。

(3)在透水混凝土中加筋格柵能有效地提高透水混凝土梁的抗折強(qiáng)度，抑制裂縫的發(fā)展，改善梁的延性。格柵加筋透水混凝土梁的韌性提高，受彎過程能夠吸收更多的能量，彎曲破壞有一定的預(yù)兆性。加筋一層格柵時，距底部1/3h處是提高梁彎曲性能最有利的位置。加筋兩層格柵時，透水混凝土梁開裂后的延性優(yōu)于加筋單層格柵的透水混凝土梁。同時在距離底部1/3h和2/3h處加筋格柵的透水混凝土梁彎曲性能最優(yōu)。