土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析和试验的研究

土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究学校代号10532学号T07011017分类号TU473密级博士学位论文土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究学位申请人姓名陈炳初培养单位土木工程学院导师姓名及职称赵明华教授学科专业岩土工程研究方向特殊土地基处理论文提交日期2013年4月23日I 学校代号：10532学号：T07011017密级：湖南大学博士学位论文土工格室低路堤-刚性路面理论分析与试验研究国家自然科学基金项目(51078138)资助学位申请人姓名：陈炳初导师姓名及职称：赵明华教授培养单位：土木工程学院专业名称：岩土工程论文提交日期：2013年4月23日论文答辩日期：2013年6月29日答辩委员会主席：陈昌富教授II 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究TheoryanalysisandexperimentresearchofgeocellreinforcedlowembankmentandrigidpavementsystembyCHENBingchuB.E.(HunanUniversity)2005AdissertationsubmittedinpartialsatisfactionoftheRequirementsforthedegreeofDoctorofEngineeringinGeotechnicalEngineeringintheGraduateSchoolOfHunanUniversitySupervisorProfessorZHAOMinghuaApril,2013III 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究湖南大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的论文是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的研究成果。除了文中特别加以标注引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律后果由本人承担。作者签名：日期：年月日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权湖南大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。本学位论文属于1、保密□，在______年解密后适用本授权书。2、不保密□。（请在以上相应方框内打“√”）作者签名：日期：年月日导师签名：日期：年月日I 博士学位论文摘要相对于高路堤而言，低路堤具有占地少、造价省，符合科学发展观的特点，近年来越来越受到工程界的亲睐，但当面对一些特殊土地质，尤其在穿越软土地区时，如果不采取有效的软基处理措施，采用低路堤的效果往往会不尽如人意，这是由于低路堤因有限的填土高度无法有效扩散上部荷载，容易引起差异沉降量过大的问题，为解决在软弱土地区内进行低路堤设计中的荷载扩散问题，本文提出将土工格室与其内碎石等填料组成的加筋结构层置于路基上部，构成一种新型的土工格室低路堤-刚性路面结构体系。它综合了土工格室结构层能抗弯抗剪的特点，低路堤在土地资源节约上的优势以及混凝土刚性路面的原材料在我国可以自给自足、更适合重交通量、设计寿命期长等长处，而具备良好的发展潜力，但是对该体系的研究尚在起步阶段。为此，本文结合国家自然科学基金项目“散体材料桩复合地基承载机理及其按变形控制设计理论研究”(项目编号51078138)，以理论分析结合有限元数值模拟以及室内模型试验为手段，针对此种新型结构体系的承载机理、沉降两方面开展较为深入、系统的研究，主要工作分为以下几点：(1)通过对国内外已有的相关文献的总结分析，较为全面的梳理有关低路堤结构、路基对交通荷载的响应，以及作为加筋土类中重要一员的土工格室的应用与加固机理的知识，作为对本文提出的新体系进行深入研究的基础性资料。(2)针对土工格室结构层作为下面层的适用性开展了研究，主要分为土工格室结构层的抗弯能力和抗冲刷能力两部分。在研究土工格室结构层的抗弯能力时，通过有限元反分析，定量的建立起弯曲模量与跨中挠度的经验关系，可作为同类型实验的数据处理工作的参考；进一步，设计了6组叠梁试验来研究土工格室结构层的弯曲模量测定及其影响因素，试验结果表明：格室的展开宽度对弯曲模量值有较大的影响，在实际工程中应尽可能的将格室展开至近正菱形。在分析刚性路面下基层的冲刷机理时，认为冲刷现象的内因可归结为积聚于板底的自由水的浸泡软化作用，外因是交通荷载导致的动水压力的反复冲刷作用。而采用土工格室碎石结构层不但可以在刚性路面下形成良好的排水通道，使渗入水分可以及时排出，而且因为土工格室碎石结构层独特的强度与刚度的形成机理，它受到的水的软化作用较小；借鉴土工膜袋防冲刷的成功经验，在土工格室结构层上覆一层透水土工布，可减少动水压力对结构层的直接冲刷作用，保证它的抗冲刷能力。(3)全面地阐述了本文所提出的土工格室低路堤-刚性路面结构体系，说明了II 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究软弱土地区的土工格室低路堤-刚性路面结构体系的主要组成部分及各部分的功能，并深入地研究了该结构体系承载特性。利用数值分析软件ADNIA建立起平面应变模型，计算了交通荷载产生的应力与变形在路堤中的扩散问题，证明了土工格室结构层的存在将大大改善混凝土路面板的受力状态，并让路基内部应力更快的衰减。在工程设计实用性计算方面，研究结果表明，可用现行规范中的弹性地基双层板计算模型来分析新体系的路面板临界荷位处的荷载应力。(4)通过有限元模拟计算，定性地比较了路面下有无土工格室结构层时的变形特点，证明了设置土工格室结构层可以有效减小地基表面的差异沉降；而与设置同样厚度同样参数的土工格室垫层于地基表面的情况进行了对比研究时，发现总沉降值在采用土工格室结构层时比以垫层形式置换出软基中的部分软土时明显减小，而在控制差异沉降的表现上两者相当。进一步对可能影响到板间差异沉降的7个因素设计了3个水平的正交试验，对以板间差异沉降为试验指标时进行的极差分析与方差分析都表明，各因素的影响大小顺序为：土工格室结构层厚度>低路堤高度>软基模量>低路堤填土的模量>土工格室结构层模量>路面板厚度>路面板模量，所以要控制好板间差异沉降，最有效的方法是提高土工格室结构层的高度和低路堤的填土高度。(5)基于相似理论，设计并完成了两组具有可比性的室内模型试验，将模型试验中的六个小项分成三个阶段来进行，藉此来比较有无土工格室结构层时两种体系工作性能的差异，以研究土工格室低路堤-刚性路面体系的承载和变形特性。试验中采用加装变速箱的强制式搅拌机驱动将圆周运动转变为往复直线运动的连杆体系，成功的控制了小车运动距离和速度，实现了交通荷载的周期性模拟。试验结果验证了本文提出的土工格室低路堤-刚性路面结构体系的可行性。关键词：低路堤；土工格室结构层；刚性路面；有限元分析；正交分析；差异沉降；模型试验；往复车载III 博士学位论文AbstractRecently,thelowembankmenthasbeenreceivingmoreandmoreattentionforthedesignofroadstructuresattributedtoitsadvantages,suchaseconomicspaceoccupa-tionandsavingconstructioncost,comparedwiththehighembankment.However,forsomespeciallandespeciallythesoftsoilarea,thelowembankmentcannotexploititsadvangagesifeffectivesoftgroundtreatmentmeasureswerenottaken.Thereasonisthatthelimitedfillingheightofthelowembankmentcannotdiffusetheupperloadef-fectivelywhicheasilyleadstoexcessivedifferentialsettlementproblems.Inordertosolvetheissueofloadproliferationforthedesignoflowembankmentinsoftsoilarea,thisthesispresentedanewtypeofgeocellreinforcedlowembankment-rigidpavementsystem(GRLERPS)byputtingthegeocellanditsinternalgravelpackingplacedonthetopoftheembankment.Asanewroadstructuretype,theGRLERPShasagoodpoten-tialforapplications,becauseitcombinesthehighflexuralandshearingstrengthofgeocellandlandresource-savingofthelowembankment,aswellasadvantagesoftheconcreterigidpavement,suchasreadilyavailablerawmaterials,capabilityofcarringheavytrafficandlongdesignlife.Butthenewsystemisstillintheexploratoryre-searchstage.Inthisthesis,anin-depthsystematicresearchonGRLERPSiscarriedoutfromtwoaspects:loadbearingmechanismanalysisandthesettlementanalysis,bymeansoftheoreticalanalysis,modeltestandfiniteelementanalysis.Themainworkcanbeclarifiedasfollows:(1)Throughtherelevantexistingliteratureathomeandabroad,theknowledgehasbeensummarizedandanalyzedasthereferencesfortheinvestigationsonthepro-posednewsystem,whichincludeslowembankmentstructure,theresponseoftheem-bankmentunderthetrafficload,aswellastheapplicationanditsreinforcementme-chanismofgeocellstructurallayer.(2)Theresearchoftheapplicabilityofthegeocellstructurallayerasthelowerlayerisconducteddividingintotwoparts:theflexuralcapacityofthegeocellstructurelayeranditsanti-erosionability.Onthebasisofthefiniteelementanalysisoftheflexuralcapacityofgeocellstructurelayer,aflexuralmodulusandmid-spandeflectionrelationsisestablishedquantitatively.Thiscanbeusedasareferenceforthesametypeofexperimentdataprocessing.Subsequently,6trialsbasedonsuperposedbeamtheoryaredesignedtostudytheofgeocellstructurelayerbendingmodulusdeterminationandIV 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究itsinfluencingfactors.Thetrialresultsshowthattheexpandedwidthofthegeocellhasgreatinfluenceonthebendingmodulus,geocellshouldbeexpandedasfaraspos-sibletonearlydiamondshape.Analysisoftherigidpavementbaseerosionmechanismindicatesthat,theinternalreasonofflushingphenomenoncanbeattributedtothesoaksofteningeffectofthefreewateraccumulatedinthebottomoftheboard,theexternaloneduetorepeatedflushingofthehydrodynamicpressurecausedbytraffic.Theutilizationofthegeocellgravelstructurelayercannotonlyformagooddrainagechannelundertherigidpavementtomaketheinfiltratedwaterdrainintime,butalsobesoftenedslightlybythewaterbecauseofitsuniquestrengthandstiffnessformationmechanism.Learningfromthesuccessfulexperienceofthegeomembranebagagainsterosion,alayerofpermeablegeotextileisadoptedtoputonthegeocellstructurelayer,toreducethedirectscouringactionofthehydrodynamicpressure,thustoensureitsanti-erosionability.(3)AcomprehensiveintroductiononthemainpartsandtheirfunctionoftheGRLERPSinsoftsoilareaispresentedinthisthesis,anditsloadbearingcharacteris-ticsarefurtheranalyzed.Subsequently,theADNIAisusedtoestablishitsplanestrainmodeltocalculatetheproliferationproblemofthestressanddeformationintheem-bankmentcausedbytrafficload.Thismodelprovesthatthepresenceofthegeocellstructurelayerwillimprovethestressstateoftheconcretepavementsignificantlyandmakethestressinsidetheroadbeddecayedfaster.Intheengineeringdesignofpracti-calcalculation,theresultsrevealthattheelasticfoundationlayerboardmodelavail-ableintheexistingnormscanbeutilizedtoanalyzetheloadstressatthecriticalloadpositionfortheroadpanelofthenewsystem.(4)Bythefiniteelementsimulations,thedeformationcharacteristicsofthestructurelayeroftheroadwithgeocellarecomparedqualitativelywiththatwithoutgeocell.Resultsindicatethatthegeocellstructurelayercaneffectivelyreducethedif-ferentialsettlementofthefoundationsurface.Furthermore,itisfoundthatthetotalsettlementvaluereducedsignificantlybyadoptinggeocellstructurelayer,incaseofacomparativestudyofsettingthesamethicknessofthesameparametersgeocellcush-iononthegroundsurface.However,theperformanceofcontrollingdifferentialset-tlementbetweenthetwomethodsisnearlythesame.Whatismore,theorthogonaltestsofthreelevelsandsevenfactorsthatmightaffectthedifferentialsettlementbe-tweentheboardsaredesigned.Varianceandrangeanalysisshowvariousinfluencefactorsinthisorderfromhightolow:geocellstructurelayerthickness,theheightoflowembankment,themodulusofthesoftsoil,themodulusoflowembankment,theV 博士学位论文modulusofthegeocelllayer,thethicknessofroadpanel,themodulusofroadpanel.Thus,themosteffectiveway,tocontrolthedifferentialsettlementbetweenplates,istoincreasetheheightofgeocellstructurelayerandthefillheightofthelowembank-ment.(5)Basedonthesimilaritytheory,twosetsofthecomparablemodeltestsarede-signedandcompleted.TostudytheloadbearinganddeformationcharacteristicsoftheGRLERPS,sixsmallitemsinthemodeltestaredividedintothreestagestocomparethedifferenceoftheperformancebetweenthetwosystemspossessingthegeocellstructurelayerornot.Thesimulationofperiodictrafficloadiscarriedoutbyamodelcarrunningbackandforthontheroadwayslabs.Thecarisdrivedbyanovellinkmechanicalsystemwhichtransformsthecircularmotionsofconcretemixerintore-ciprocatinglinearmotions.ThemodeltestresultsshowthattheproposedGRLERPSisfeasible.Keywords：Lowembankment；Geocellstructurallayer；Rigidpavement；Finiteelementanalysis；Orthogonalanalysis；Differentialsettlement；Modeltest；ReciprocatingwheelloadVI 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究目录学位论文原创性声明和学位论文版权使用授权书..................................................I摘要.....................................................................................................................IIABSTRACT..................................................................................................................IV第1章绪论................................................................................................................11.1概述...............................................................................................................11.1.1选题背景及研究意义..................................................................................11.1.2土工格室低路堤-刚性路面体系的概念及特点................................................21.2低路堤结构的研究与应用现状...........................................................................31.3交通荷载下路基响应的研究现状........................................................................51.3.1交通荷载计算模型.....................................................................................51.3.2交通荷载下路基响应的研究现状..................................................................91.4土工格室的研究现状......................................................................................111.4.1加筋土加固原理研究................................................................................121.4.2加筋土计算方法研究现状..........................................................................131.4.3土工格室应用与加固机理的研究现状.........................................................141.5本文主要研究内容.........................................................................................18第2章土工格室结构层作为下面层的适用性研究..........................................................202.1概述.............................................................................................................202.2土工格室结构层的抗弯能力............................................................................202.2.1叠梁试验的有限元反分析..........................................................................212.2.2土工格室结构层抗弯拉能力的叠梁试验......................................................292.2.3叠梁试验成果分析...................................................................................332.3土工格室结构层抗冲刷能力............................................................................342.3.1刚性路面下基层冲刷的机理......................................................................352.3.2提高土工格室结构层抗冲刷能力的措施......................................................372.4小结.............................................................................................................37第3章土工格室低路堤-刚性路面体系受力特性分析......................................................393.1概述.............................................................................................................393.2土工格室的工程特性......................................................................................403.2.1土工格室的作用机理................................................................................403.2.2土工格室的张拉过程模拟分析...................................................................43VII 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究3.2.3土工格室结构层的承载力计算...................................................................483.3土工格室低路堤-刚性路面体系的应力应变传递特性...........................................503.3.1交通荷载................................................................................................503.3.2土工格室低路堤-刚性路面体系内的应力应变传递........................................513.4土工格室低路堤-刚性路面结构体系受力分析....................................................573.4.1土工格室低路堤-刚性路面体系传力路径.....................................................573.4.2弹性地基模型..........................................................................................583.4.3规范法土工格室-刚性路面路面应力计算模型..............................................613.4.4算例分析................................................................................................623.5土工格室低路堤-刚性路面体系设计方法...........................................................643.6小结.............................................................................................................65第4章土工格室低路堤-刚性路面体系的沉降分析.........................................................674.1概述.............................................................................................................674.2土工格室低路堤-刚性路面体系沉降分析计算....................................................674.3土工格室低路堤-刚性路面体系差异沉降的有限元计算.......................................694.3.1有无土工格室结构层的差异沉降................................................................704.3.2土工格室结构层与垫层的处置差异............................................................714.4差异沉降影响因素的正交分析.........................................................................734.4.1正交试验设计法.......................................................................................734.4.2差异沉降的影响因素及水平与正交试验表...................................................754.4.3差异沉降的敏感性分析.............................................................................764.5小结.............................................................................................................79第5章土工格室低路堤-刚性路面体系模型试验设计.........................................815.1概述.............................................................................................................815.2相似理论......................................................................................................815.2.1相似三定理.............................................................................................825.2.2模拟土工格室低路堤-刚性路面体系的相似准则...............................835.3模型试验方案............................................................................................855.3.1模型试验相似条件..............................................................................865.3.2模型试验装置设计..............................................................................895.3.3模型试验材料.....................................................................................955.4小结.............................................................................................................96第6章模型试验过程及成果分析.........................................................................986.1概述.............................................................................................................986.2软土上低路堤刚性路面板的填筑过程......................................................98VIII 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究6.3路基回弹模量测试..................................................................................1006.3.1PFWD测试回弹模量的原理..............................................................1006.3.2路基回弹模量测试............................................................................1016.3.3路基回弹模量测试成果分析............................................................1016.4往复车载试验..........................................................................................1026.4.1往复车载试验过程............................................................................1026.4.2往复车载试验成果分析....................................................................1056.5静载荷试验..............................................................................................1086.5.1静载荷试验过程...............................................................................1086.5.2静载荷试验成果分析........................................................................1096.6板底脱空往复车载试验...........................................................................1116.6.1板底脱空的模拟...............................................................................1116.6.2板底脱空往复车载试验的过程.........................................................1126.6.3板底脱空往复车载试验的成果分析.................................................1126.7路面静载破坏试验..................................................................................1136.7.1路面静载破坏试验过程....................................................................1136.7.2路面静载破坏试验成果分析............................................................1156.8路面冲击破坏试验..................................................................................1166.8.1路面冲击破坏试验过程....................................................................1166.8.2路面冲击破坏试验成果分析............................................................1176.9小结.........................................................................................................117结论与展望...........................................................................................................119参考文献.................................................................................................................123致谢......................................................................................................................134附录A(攻读学位期间论文、科研及获奖情况)...................................................135IX 博士学位论文第1章绪论1.1概述1.1.1选题背景及研究意义软弱土主要指近代在滨海、湖泊、沼泽、河滩及谷地等地区沉积而成的常见土体，其工程性质差，天然含水量高、孔隙比大、压缩性大、抗剪强度低、渗透性差、固结时间长、灵敏度高且具有显著流变性。软弱土在国内外均十分广泛存在，我国软土分布的主要地区为渤海湾、津塘地区、连云港、长江三角洲地区、福州、厦门、温州、珠江三角洲地区等，内陆则主要武汉、昆明等城市周边。随着公路建设项目的纷纷获批与国民经济的可持续发展的迫切要求，在合理使用土地资源的前提下，尽可能避免因修路对日渐萎缩的土地资源的大征大用已成为共识，纷纷寻求解决之道：极端的如广东北环高速，平南高速等效仿国内1994年开通的广深高速主线全程采用高架桥结构跨越软土区，一则省去了费工费时的软土区域地基处理程序，二则避免了路堤土的取用，保护了宝贵的土地资源，但是造价高昂，同时存在较大噪声污染等；或者投入巨大的资金进行软基处理后再建具[1]-[16]有较好交通荷载扩散效果的高路堤。而低路堤设计理念的兴起，给我们提供[2]了新的选择，因低路堤的路堤总荷载较小，对地基承载力的要求较低，若能解决好交通荷载的扩散，可以预见在软弱土地区采用低路堤方案无疑将会是效果与经济最为平衡的措施之一。路面类型的选择上，混凝土路面代表的刚性路面与沥青路面所代表的柔性路面各有优缺：从设计角度来说，柔性路面设计是采用双圆垂直均布荷载作用下的弹性层体系理论为基础，以路表弯沉值作为路面整体刚度的控制指标，刚性路面则采用弹性地基板理论，以混凝土弯拉强度作为设计控制指标；从使用性能上还说，刚性路面成白色，夜视性能好，具有更好的燃油经济性。柔性路面相对于刚性路面行车舒适度要好，噪音小，但容易产生车辙、推移等热稳定性问题，冬季气温较低时容易产生开裂。施工质量若控制不好也容易产生松散、坑槽等病害。刚性路面因为接缝的存在行车舒适度不如柔性路面，特别是胀缝部位容易破坏，如果基层情况不好，在交通荷载作用下将过早的产生断裂、错台、唧泥等现象，修补起来比较困难，必须破碎整块板后重新浇筑混凝土。虽然目前各省区地方政府交通行业主管部门鉴于过去以初级工艺建造水泥路面破损速度快而且难以翻修的经验教训与拉动GDP快速增长方面的考虑，更多的倾向于行车舒适度较高的、损坏后可快速修补的但造价较高、依赖进口的重交通沥青路面，但从一个工程技术人员的角度考虑，随着技术的进步，刚性路面更具优势，而且它的全寿命成本1 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究更低。国内外对水泥混凝土路面的应用都非常重视，特别是在高等级重交通道路上，混凝土路面更是得到了广泛的应用，且建造混凝土路面的原料为环境友好类型，加上现阶段滑模摊铺与缩缝传力杆的自动插入（DBI）技术的不断成熟，不仅现在可以全部依托我们的自产资源，摆脱对完全需要从国外进口的适合重交通条件下的沥青的依赖，建设出经久耐用的高性能水泥混凝土路面，而且由于原油资源不可再生，总有开采用完的一天，所以我们应该充分利用我国丰富的水泥与砂石材[21]-[24]料资源，摸索出建设高等级公路上适用的新的路面结构。因此研究开发更好服务功能的混凝土路面结构，解决重载交通下水泥混凝土路面如疲劳断裂、唧泥、错台等问题，就显得极为追切，并具有重要的现实意义。随着国家路网以及城市外环线工程的广泛铺开，在软弱土路段，尤其是湖区和沿海地区修筑高等级公路已不可回避。因此，如何有效地控制软弱土地区路基的沉降量，保护生态环境，少占耕地资源，并降低工程造价，已成为公路建设亟待解决的问题，本文旨在解决软土路基上低路堤设计中的荷载扩散难题，提出将土工格室与其内碎石等填料组成的加筋结构层置于路堤顶部，构成一种新型的土[25]-[26]工格室低路堤-刚性路面结构体系，并从理论分析，室内试验，数值模拟三个方面来研究此体系的适用性，以期能为同类软弱土地区的公路工程提供一种新的解决模式。1.1.2土工格室低路堤-刚性路面体系的概念及特点土工格室低路堤-刚性路面结构体系由低路堤，土工格室碎石基层，上覆一定厚度混凝土路面板，形成完整的道路结构体系：这种结构的新颖之处在于增设一道土工格室碎石基层于路堤顶部，一方面有利于路基排水，另一方面防止过度冲刷以有效传递板间荷载，加强了路面板之间的协同工作能力，扩散和均化上部荷载，从而减少可能出现的不均匀沉降，具体的断面布置见图1.1。土工格室基层40～50刚性路面30～35横坡路堤原地面线填土中软弱心路基土线图1.1土工格室低路堤-刚性路面结构体系断面示意图2 博士学位论文由于路面基层刚度与阻尼对路基振动加速度的影响，在相同路堤填土高度的情况下，路面基层刚度越大，路面交通荷载传递深度越小，对路基的影响也就越小，可见增加路面基层刚度将是一种解决低路堤沉降问题的有效措施。根据已有[27]-[28]的研究成果，土工格室由于具有以下几个方面的作用机理：①侧向约束效应；②网兜效应；③应力扩散和柔性筏基效应，而广泛应用于路基处理、边坡防护、挡土墙修建等工程，成功解决了桥头跳车、软基沉陷、翻浆、塌方等工程难题。考虑到土工格室可与填入其内的填料构成结构体，组成具有一定抗弯、抗剪和抗压能力的柔性筏板基础，有效扩散上部荷载，降低其下的峰值应力，改善路堤内的应力场，本文基于上述作用机理将它引入低路堤-刚性路面结构体系中，以期解决由路堤高度有限而带来的荷载应力扩散不均导致的不均匀沉降等问题。1.2低路堤结构的研究与应用现状根据蔡恩捷翻译的日本道路协会编著的《道路土工软土地基处理技术指南》[1]介绍，低路堤是一个与高路堤的相对概念，它是指在满足最小填土高度的前提下，除了有通航要求或是承担泄洪作用的河流、必然与之相交的高速公路之外，地方道路一般都不作为纵断面控制因素，并且严格控制下穿通道的数量，主要通过设置辅道或采取支线上跨的方式来解决公路两侧的沟通需求。张强，陈雨人等研究指出，当路堤平均填土高度、下穿通道比例小于一定数值时的方案则可称之为低[3]-[5]路堤方案。目前为止，国内许多省份，科研单位对低路堤使用的可行性以及低路堤方案[3]-[17]实施过程中需要解决的一些关键技术进行了研究。江苏省交通规划设计研究[8]院对江苏省高速公路低路堤的可行性进行了系统的研究；温学钧等对平微区高速[10]公路合理路堤高度也做了一些探讨；张江洪对平原区高速公路合理降低路堤填[11]筑高度方案的探讨；；河南省公路管理局发表了河南省高等级公路低路堤关键[12]技术研究。[18]根据邹淑国对国内外低路堤使用情况的统计研究，在欧美等发达国家，由于人口密度较小，国民出行又以机动车为主，而且农业生产的机械化程度较高，所建高速公路通常都具有路堤低矮、边坡平缓的特点。他还总结国外在设计路堤时使用的原则：高速公路平面曲线必须适应当地地形，线形要求自然而平滑，路面高度可与地面平齐；无需刻意的对平曲线、竖曲线半径、纵向坡率等参数高标准严要求；多采用跨线桥的解决新建公路所造成的公路两侧的沟通难题。同时，缓边坡使得高速公路和谐地融洽到周围的环境之中，不仅对行车安全更为有利，而且减少了必须深挖高填的路段，大幅度减少了土方工程量的同时也降低噪音污染的等级。由于我国国情特殊，幅员辽阔，人口密度较大，经济发展水平有很大的差异，将高速公路路堤高度完全限定在一个较低高度也不太现实，不过从事科3 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究研与设计的人员都应该有强烈的使命感，来推动我国的低路堤结构的发展。[19]总结已有的研究成果，低路堤具有以下优点和不足：降低路基占地和取土用地，减少工程投资。施工方便，质量易于控制。与周围景观协调，行车安全、舒适；但路堤过低时容易受到地表水以及地下水的影响而出现路面不平整、面层破坏、基层水毁、翻浆等常见现象，并分析了产生的原因，并提出用超载预压的方法来消除工后沉降。由于高路堤带来的用地矛盾及其它相关的问题，部分省市已在高等级公路设计中尝试采取低路堤设计方案。如：在水系发达的苏州地区，苏州市交通设计院[13]对采用低路堤设计的可行性进行了研究，并在苏州绕城高速公路西南段的部分标段上实践低路堤设计方案。在上海地区，上海市政工程设计研究院对莘奉金高速公路西段尝试采用低路堤方案，控制路堤平均填土高度为1.2m。在河南省，则全面要求对管内的高速公路设计作出大调整，力求控制路基填土高度在3.0m以下，例如在2007年12月建成通车的商丘至周口与之前在2006年9月已经通车的商丘至菏泽高速公路都是运用低路堤设计，在没有增加路基征地宽度的情况下，将车道数由双向四车道增加至双向六车道。据了解，在江苏省，盐通高速的南通至通州段的大部分标段也是采用的低路堤设计方案，2009年8月通车的宿徐高速盱眙南段也采用了低路堤设计方案。而在青海省，沿着穿越古代丝绸之路，具有高原特色的高速公路的相继通车，2011年12月4日，青海首条牧区高速公路-共和至茶卡高速公路建成通车；2011年12月6日，国内首条在盐渍土地区修建的高速公路-察尔汗盐湖至格尔木高速公路举行通车典礼；2011年12月20日，青海省海西州当金山至大柴旦、大柴旦至察尔汗高速公路通车运行；他们有着共同的特点-低路堤、缓边坡，宽中央分隔带、分离式路基，低于1米的路基高度,使青海高速公路平均造价由每公里2000多万元下降到1500多万元，为国家节省了大量的资金。公路大部分路段没有设置防撞护栏，取而代之的是从路面延伸而下的平缓边坡，使公路与沿线地形、地貌浑然一体，让司乘人员感觉到道路与周围生态、自然景观的协调融合。它避免了路基沉降导致的公路病变，同时体现了人性化呵护：当车辆发生意外时，可顺着缓坡滑出路面，尽最大可能的避免事故发生。综上所述，低路堤作为国内一种新兴的设计理念，在推广的过程中虽然遇到了一些阻力，但在国内已经开始了应用尝试并产生了巨大的效益，假以时日，随着研究的深入与施工技术的日臻完善，在软弱土地区必将大规模的应用起来，更好的为国家经济的可持续发展作出贡献，故而本文提出的土工格室低路堤-刚性路面体系是切合现实需求的，它从工程技术的角度出发，采用刚性混凝土路面，并引入土工格室结构层来克服一般低路堤的荷载应力扩散不均导致不均匀沉降等主要问题，而对于地基土过于软弱的地区，沿线整体沉降大的问题，建议采用堆载或真空预压的方式加以消除。4 博士学位论文1.3交通荷载下路基响应的研究现状车辆以一定速度行驶在公路上，作用于路面路基的力可以在两个方向上进行分解。一般情况下，水平方向的作用荷载对道路的影响较小，可以忽略不计，而垂直方向上的荷载作用下，车辆下方的路面不可避免的会产生弯沉现象。当交通荷载的速度较低时，按静力学方法设计的路基路面大多可以满足要求。但是进入21世纪以来，由于经济的快速发展，高速路网的不断完善，交通荷载运动速度的提升较大，轴重也不断增加，一次作用下路面的弯沉明显变大，通车后累积的沉降也自然较大，影响到了公路的服务水平。同时，出于对土地资源的保护意识的贯彻与行车安全的考虑，低路堤设计理念逐渐受到重视和兴起，路堤高度降低使得交通荷载的动力效应也越来越不可忽视了。但目前研究中，分析路面时基本上把路基简化为土弹簧模型，或者不考虑路面，直接分析路基的动力特性，在理论分析上把路基路面一起分析的文献较少。典型的道路结构一般由面层、基层以及土基三部分组成。面层直接承受车辆荷载的作用，基层承接路面传递而来的荷载再将其分散到土基内部，因为无论是强度还是模量，面层和基层都显著高于土基，所以整个路堤的变形主要是由土基的沉降组成。而地基的不均匀沉降主要是由地基土体厚度不一或交通荷载随机作用时土基内的累积残余变形不同而引起，总所周知，显著的不均匀沉降将损坏原有的路面结构，严重影响到公路路面的服务水平，而且在低路堤情况下更加突出，应予以更多的重视。在车辆模型及其动力响应的研究方面：Hrovat用单轴双自由度体系来模拟移动的车辆，重点开展了车体重量和车辆悬挂体系两个因素对行车舒适度的影响研[31]究,自此以后，多自由度的车辆模型也被建立起来。周华飞等针对由路基不均匀沉降导致的路面不平整等常见问题，通过建立简化的可以反映不同形式的移动车辆荷载的两自由度振动体系的数学模型，将路面的表面形状定义成正弦函数，开展了由于路面不平整引起的车辆附加动荷载大小及其影响因素的全面分析，为路[32]面结构设计和车一路动力相互作用分析提供了一些成果。现阶段车辆等交通荷载下路基的响应模型主要以平面模型来分析的，忽略了车辆变道时的实际轮迹且左右车轮对路面的动态力并不完全一样的事实，严格来说应建立空间模型，这样才能更好地分析车辆参数对动态轮胎接地作用力的影响，不过这个课题过于复杂，效果也不甚理想，依据圣维南原理，真实的荷载分布形式完全可以由等效荷载来替代用于对路基地基的分析。1.3.1交通荷载计算模型对交通荷载下路基路面响应的研究中，必须考虑到交通荷载一般都处于运动状态，要分析其的动力响应，必须先建立起交通荷载的计算模型。5 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究对于不同的运动状态可以用不同的方式来描述车辆荷载：当车辆在路面上处于静止状态时，它可被描述为不动的点荷载或者圆形均匀或不均匀的分布荷载；若车辆在平整度较好的路面上处于运动状态时，车辆荷载则可被描述为可移动的大小不变的荷载；若车辆在平整度较差的路面上处于运动状态时，由于会发生振动，车轮将会在离开路面后在重力的作用下又落回路面，这种状态下车轮对路面的作用用冲击荷载来描述时合情合理的。现实的情况下，路面或多或少的存在不平，车辆运动引起交通荷载在简化的情况下一般被描述成稳态正弦波荷载，但更合理的荷载模型是随机动荷载模型，即要求能考虑车辆在路面没有明显统计特征的随机的不平整度激励下可能产生的随机动压力。交通荷载计算模型的发展主要经历几个发展阶段:1．车辆静均匀荷载模型由轮胎传递到路面的荷载分布在一定区域上，这个区域的面积称为轮印面积也就是指车轮与路面的接触面积，随着车轮荷载的增加，接触面积增大，相应的接触压力也会变化。在进行设计计算时通常假定某一车型的轮印面积内接触压力是均匀分布的。通常采用的是圆形垂直均布荷载，可以表述为：⎧P⎪ra≤2p=⎨πa(1.1)⎪ra>⎩0式中：P—单轮分担的轴重；a—用圆形简化接触区域时的半径；r—计算点与荷载中心的距离；2．静不均匀荷载模式[33]为了对路面上不均匀荷载进行模拟，一些学者考虑将其视为半球形荷载，可表示为：⎧3Pr2⎪×1－（）r≤ap=⎨aa2(1.2)2π⎪r>a⎩0式中：P—单轮分担的轴重；a—用圆形简化接触区域时的半径；r—计算点与荷载中心的距离。半球形荷载有它可取之处，主要表现保证了等效圆区域边界上荷载是连续性，而其缺点是荷载过多的集中在圆心出，会导致某些计算点上的实测值与理论值之[34]间相差较大。为改善这个缺点，王凯提出了“碗形”的荷载分布模式，表达式如下：6 博士学位论文⎧+m1Pr⎡⎤2m⎪×1－（）r≤a2⎢⎥p=⎨mπaa⎣⎦(1.3)⎪r>a⎩0式中：m—为荷载系数，且m>0；P—单轮分担的轴重；a—用圆形简化接触区域时的半径；r—离开荷载中心的距离。碗形荷载模式较上述两种荷载模式有所改进，但不均匀荷载计算较为麻烦,难以应用于工程实际中，并没有被广泛采用。3．动荷载模式国外许多学者（Yamanoachietal,1975；Kataraetal.1980；Yasnhara1995.）[35]~[37]研究发现：在其他条件相同的情况下动荷载对基础变形的影响大于静荷载对其的影响，并且，很多的工程实例也验证了此观点。日本某机场高速公路在正式运行后，监测发现，由车辆荷载引起的沉降大约为工后总成降的30%，而建于Ariake[38]粘土上的我们的邻国日本的某低路堤高速公路，在开放交通投入运营后发生了很大的沉降，5年时间内观测到的工后沉降达到1~2m。Hyodo,Yasuhara采用重10吨的卡车分别以0km/h,10km/h,20km/h,30km/h,35km/h的速度在修建的试验段路面上运动，实测得到了不同深度处地基内的竖直[37]方向上的土压力。从地基土中某一点来看，竖直方向上的土压力随时间的变化可以概化为如图1.2所示，Pt△T△T图1.2正弦曲线描述的交通荷载下的土压力（引自文献[37]）故而他们认为可采用与时间相关的半正弦曲线来描述交通荷载，具体表达式如下：⎧t⎪psin（）π0≤tT≤∆maxp=⎨∆T(1.4)⎪else⎩07 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究式中：pmax—在路表点实测出的最大土压力；∆T—土压力持续时间；t—荷载作用时间，从开始受压起算。凌建明则采用三角形分布荷载来简化表述交通荷载作用在路基顶面竖向应力[38]的变化，如图1.3所示。P(t)行车荷载影响范围路基顶面图1.3三角形描述的交通荷载（引自文献[38]）实际上，由于路面不平整是客观存在的，车辆作用在路面产生的动荷载不仅大小随时间变化，而且空间位置也不断变化的，所以车辆荷载还具有随机性，严格来说，利用随机振动模型来模拟交通荷载比前述几种荷载形式更符合实际。但随机振动模型事先无法确定某一时刻的振幅、速度和加速度等，只能用概率统计方法研究此过程中的数学期望值、均方值等，从而推算得出振动的频率和幅值等数据。一般认为交通荷载是具有零均值的局部均匀高斯平衡随机场，因而产生的动应力结果也为零均值高斯平衡过程。Dodds在描述高速公路的不平整状况时就采取了路面功率谱密度(PSD)的随机方式，将路面不平度定义为车轮与设计基准面[39]间距离的函数。Antle通过现场测试车辆移动时产生的交通荷载的方法，进而计[40]算出动荷系数。Marcondes采取频谱分析法建立了国际不平度指标和路面功率[41]谱密度之间的关系，并指出目前采用的路面不平度的测试技术只关心了幅值而忽视了频率。David等人则采用了车辆多自由度模型，研究了它们在路面不平度处[42]于随机分布状态的激励下的实时响应。国内以邓学均和孙璐为代表的学者也对车辆引起的随机动荷载进行了研究，一般将路面假设成均值为零的平稳随机场，引入随机理论，并把四分之一车辆模型简化为两自由度振动体系，采用频率响应函数的概念获得了车辆对不平整路面[43]~[46]的随机动压力谱。邓学均将车辆与路面结构视为综合体系，研究了随机振动激励下各类地面结构的动力响应，并设计了实验来进行验证理论的计算。8 博士学位论文[47]黄立葵等基于车路相互作用，采取1/4车辆模型，利用国际平整度指标（IRI）表示路面的平整度，通过解算运动方程得到了有关动荷载系数的简化表达式，此表达式只与IRI及车速的相关：F()tpaV=+(1)（1.5）式中：p—静轮载V—车速km/h；a—具体取值用IRI的值与标准差查相应的表格。由于以上讨论的交通荷载计算模式都有其合理性，也有其不足的方面，与土体本构模型一样，想要构造一个被广泛认同和普遍接受的模式几无可能，所以在实际动力分析中，应根据问题的侧重点，着重考虑影响动应力大小的主要因素，适当忽略次要因素。在实际应用中，用于对将发生大部分沉降的路基与软土地基进行分析时，真实的荷载分布形式并不重要，依据圣维南原理，完全可以由等效荷载所替代，结合当前车辆轮胎和胎压的变化不大，将车轮与路面的接地面积假设为矩形，而且考虑到轮胎花纹的影响对接地矩形面积进行折减，荷载大小则认为是均匀分布，取车轮轴重除以接触面积，但是以不同的速度移动时应考虑不同的动荷系数，可以作为对交通荷载描述的简化方法。1.3.2交通荷载下路基响应的研究现状现场试验是研究路基动态响应的基本手段之一，许多研究者都通过现场试验来研究交通荷载作用下路基的动态响应问题。如Sunaga等对公路路基进行过动应[48]力和沉降的现场试验；Leykauf选择了不同刚度的路基进行了车轮荷载直接作[49]用下的试验；在国内，西南交通大学的蔡英等分别在大秦铁路、成昆铁路和宝[50]成铁路进行了路基动态响应特性的试验。徐毅对连盐高速公路低路堤的动力响应进行现场试验研究，并对路基位移的测试方法进行探索，采用可以进行路基不同深度多测点联测方式，并结合路基内动土应力的测量，对路基在交通荷载下的[51]动力响应进行分析。但是现场试验需要大量的设备与人力，耗时长，还可能干扰到正常的施工过程，于是通过室内试验研究来揭示一些原理性的规律，总结积累经验，则不失为一种适合的研究路径。对于循环荷载下土体变形行为的研究可以追溯到上世纪五十年代。[52]Bunnister.D.M率先研究了压缩粘土的强度和变形的特性。Yasuhara等人通过三轴排水试验实现循环荷载研究了软土的变形形状，指出由塑性应变与弹性应变两部分组成土体的变形，随着受循环荷载时间的延长，弹性应变将逐渐变小趋近零，总应变将只包含塑性应变，最终应变（总应变）由载荷增量比和循环荷载的作用频率所决定，进一步的提出了在循环荷载条件下软土土样的最终总应变的预测方9 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究[53]法，建立起由考虑循环交通荷载的沉降预测模型。Muhannalzb曾进行过一系列的土工三轴循环加载试验，研究由反复加载所引起的塑性变形行为，取到以下结论：塑性变形量随着加载次数的增加而变大；当最大应力水平一样时，含水率越高将会更大变形；而较高的应力水平对应着更大的积累永久变形量；若最大应力水平在至于发生破坏的时候，将近五成的永久变[54]形量产生于最初几个循环里。杨艳则将交通荷载作用视为一动态过程，以不连续的半波正弦荷载来模拟，采用能考虑弹塑性的动本构模型来表述路基土的变形特性，来分析路基的在动态[55]交通荷载下的永久变形。廖化荣通过不同循环加载工况下的室内模型试验、现场原型监测试验及理论分析，研究在交通荷载作用时，土体主应力轴的转变，软土地基的动态应力、孔隙水压力和塑性应变的变化规律，详细的分析了在循环交通荷载下应力产生累积效应的主要原因。他还在广义塑性位势理论及有效应力原理的基础上，结合试验得到的参数，建立起交通荷载下考虑主应力轴偏转影响的动应力累积方程；同时进一步利用等效粘塑性理论及安定(shake-down)理论，采用双屈服面函数，使用通过试验得到方程及其拟合参数，建立了考虑主应力轴偏转的基于安定理论的等价[56]粘塑性本构模型，用它来成功的预测软土路基的总塑性应变。卜鑫利用大型有限元通用计算软件ANSYS，通过对交通荷载的近似模拟，对道路和地基土体采用线弹性和弹塑性本构模型，分析了荷载因素，道路的土体参[57]数，复合路基及软土路基参数对交通荷载在地基中动力响应的影响。陈勇用包含弹簧和阻尼以及质量元件来离散路基路面振动体系，假定①土体为均质和各向同性的；②土体振动时满足小变形条件；③质量块只计质量，不计其体积大小；建立了路基耦合动力模型。该模型可以有效地模拟路面荷载从路面向路基的竖向扩散情况、横向传递作用，能够反映路基土之间的相互耦合作用。他探讨了塑性累积应变与重复作用次数的关系，总结出控制路基长期缓慢下沉的[58]两条途径，即提高路基填土的临界动应力或降低交通荷载产生的路基动应力。汤连生等根据现场原位试验得出，车辆动载在路基顶面处引起的竖向动应力值介乎于0～16kPa之间，认为动应力值与车辆载重及运行速度等因素有关，并提出用速度系数来描述路基顶面因车辆动载引起的竖向动应力与车辆运行速度的关系，进一步通过室内模拟试验建议速度系数的具体取值，并计算分析了5类常[59]见车型引起的竖向动应力在路基土中的传递规律。Barksdale等在分析循环荷载下的加筋路基的动力特性时采用线弹性本构用有[60]限元方法。Yegian在研究承受动荷载的土工织物与土体接触面的特性时，提出[61]将土工织物垫层的非线性等效成线弹性土层的方法。Li等将加筋土作为一个整体，通过动三轴试验，建立了具有非线性应力应变本构关系的纤维加筋土的计算10 博士学位论文[62]方法。张兴强采用弹塑性本构来研究土工格栅铺设在路面基层下的加筋路基性[63]状，并提出了可以模拟土工格栅与填土间接触面力学特性的计算模型。刘飞禹为研究加筋后低路堤在交通荷载作用下的动力响应问题，考虑初始偏应力和荷载作用次数对软土刚度的影响，再通过回归分析的方法得到了描述软弱土自身刚度随着循环荷载逐渐软化的经验公式；然后通过子程序将公式导入著名的有限元程序ABAQUS内实现对软基上加筋与不加筋两种情况时的路堤的动力特性进行了对比研究。结果表明：软弱土的刚度软化性质对动力响应的影响是显著的；土内铺设筋材不仅能增加路基的强度，均化路基内的应力，约束路基的水平变形，减少[64]道路的沉降，并降低不均匀沉降的程度。由于作为主要材料土是三相体系，动态应力应变具有较强的非线性特征，广泛存在的土中水使问题变得更为复杂。总应力分析法因在分析过程中不考虑孔压变化对土的弹性的影响，而无法描述液化的全过程，有效应力分析法则弥补了它的缺陷，大量的研究结果表明，用有效应力法预测会液化的土体，用总应力法预测时也会液化，反之则不然，这表明用了总应力分析法计算的结果偏于安全。自从黄文熙老师作出杰出的工作之后，有关因土体受到振动而引发的孔隙水压力的[60]变化规律以及各种岩土材料的液化势，国内外学者进行了大量大有裨益的研究工作，例如当存在荷载振动作用时，土体中孔隙水压力的研究已取得大量的进展，计算模型从只能考虑超静孔隙水压力加大的单向方式发展到能够考虑超静孔隙水[66]压力的产生、增加、消散的综合方式。徐志英和沈珠江提出考虑地震液化的二维条件下的有效应力动分析法。此法以有限单元法为基础，分成不同时段，将基于Boit固结理论的静力计算和基于等效线性理论的动力计算相结合起来，成功的考虑了因地震引起的孔隙水压力的增长、扩散和消散作用。而后周健又在徐志英[67]的指导下将上述方法发展为三维状态下。最近几年在同济大学黄茂松教授的带领下刘明等提出并改进了基于临界状态的考虑土体各向异性的循环荷载累积变形[68]与孔压的计算模型。1.4土工格室的研究现状土工格室与其内不同填料构成的复合结构是水平向加筋复合地基的一种，故应先了解下加筋土的应用和理论发展历史。土体具有一定的抗压和抗剪强度，而它的抗拉强度却很低，在土中掺入或铺设高抗拉强度的筋材后，则可或多或少的改善原状土的强度与变形性质。在我国古代，人们就己经有了这个最基本的这个认识并加以应用，比如在土墙中加草秸筋或竹篾筋等，但对加筋土的受力机理的系统研究以及广泛应用却开始于法国。Henri-Vidal在他开展的模型试验中发现当土中混合有机纤维材料后，强度比原土高出的很多，并据此正式提出了加筋土的概念，公开发表了土体加筋方式和计算11 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究理论。他和他小组的开拓性研究，促成了法国道桥研究所（LCPC）始于1967年的研究项目，该项目旨在调查加筋土挡墙破坏型式并有计划的在施工中应用此项技术，自此以后，许多国家都开始正式使用加筋土技术。国内自1979在云南修建了一段高约2m的储煤场下挡土墙开始将土工合成材料用在岩土工程领域，起初主要的加筋材料是无纺土工织物和塑料排水带。上个世纪90年代中期起，国内能生产的土工合成材料种类愈来愈丰富，出现了单向和双向塑料拉伸土工格栅、涤纶经编土工格栅、玻纤经编土工格栅和土工格室，土工网等，各种土工合成产品的逐渐系列化，加上国家加大基础设施的投资，我国加筋土工程有了大发展，现己广泛应用于挡土墙、加筋土桥台、边坡防护、软基处理等多个方面。土工合成材料的产品类型已经非常多，按其功能与制造工艺的[69]不同，可以划分为如下体系：⎧⎧⎪织造有纺()⎪土工织物⎨⎪⎪⎩非织造无纺()⎪⎪⎧沥青土工膜⎪土工膜⎨⎪⎩聚合物土工膜土工合成材料⎨⎪⎧土工格栅⎪⎪⎪特种土工合成材料土工膜袋、玻纤网、土工网⎨⎪⎪⎩土工垫、土工格室⎪⎪⎩复合型土工合成材料1.4.1加筋土加固原理研究对于加筋土的加筋机理的研究，一般是通过理论分析，有限元分析，模型试验等方法得出最基本的规律。在分析的过程中，难免要作一些假设，以期进一步推导出可用于设计的计算公式。国内外许多学者对这一领域进行了广泛的研究，得到了一系列的很有意义的结论，加深了人们对加筋的机理的认识，促进了其在工程中的运用，根据目前为止的研究结果，加筋机理大体上可以分两大类：一是摩擦加筋机理，二是准粘聚力原理。(1)摩擦加筋原理主要是考虑筋材与土体间的摩擦作用，概念简明，容易理解，在加筋挡墙中尤为明显，但是此种解释没有考虑筋带在受力作用后也会产生变形，比较适用于有较大模量的金属格宾类加筋材料，材料上也未考虑土体的各向异性的特点。若应用在自身模量较小、受力后变形较大的合成材料组成的加筋体，应结果则不太理想。研究人员通常用似摩擦系数反映筋土界面间复杂的相互作用，它依据经典的库伦摩擦模型定义为加筋体与填料在边界面上的剪应力和正应力的比值。根据不同土样和受力情况的试验结果，粘土界面似摩擦角的值大都在30°~35°左右，残余12 博士学位论文界面似摩擦角约在30°上下，界面似摩擦角比砂土的内摩擦角要稍微大了一些。但是现有可查询到的试验结果表明，加筋材料与填料边界面的似摩擦系数变异性很大，主要是因为能影响它的因素很多。总结起来，有可能影响界面似摩擦系数的几个主要因素：①土体种类：包括土体的抗剪强度，相对密度，剪胀或剪缩效应等；②加筋材料的几何形状，表面摩擦特性，拉伸模量大小等；③初始土压力等条件；④试验采用的方法和加载过程。(2)准粘聚力原理是另一种被广泛引用的解释，有将其作用归于复合材料的倾向，它假设填料与筋材共同作用形成了具有各向异性的复合材料。由于土工格室的弹性模量远大于松散的填土体的弹性模量，充分利用材料间的相互作用，取长补短，有点类似于钢筋混凝土，比如土样在单轴压力下受到压密的同时将在侧向鼓胀力作用下发生横向的变形。如果在土中布置有土工合成材料，由于它存在对填土体的摩阻力，约束了土样的侧向变形，鼓胀压力被摩阻力所消耗或减弱，这就相当于在土中增加了一个被动的反力，宏观上表现为土体的粘聚力增加，所以观察到土的侧向变形有所减小，从而提高了填料与筋材形成的复合土体的强度和刚度。准粘聚力原理可以用对加筋土样与未加筋土样分别进行三轴对比试验的结果来支持。1.4.2加筋土计算方法研究现状俞仲泉使用离心机进行了模型试验，探讨了土工织物对堤基的加固机理，证明采用土工织物与砂组成的复合体垫层对加固路堤基础有着明显的效果，不仅可以减少堤中心线附近的最大沉降，而且可以减少地基内的水平位移，有助于堤基的稳定性的提高，试验中还观察到了土工织物与砂垫层有相互滑动的迹象，故而[70]在设计时，必须考虑土工织物与砂垫层之间的接触特性。李广信基于“等效附加应力”理论，在加筋土的应力应变关系中成功加入了考[71]虑筋材影响的等效附加应力法，提出了具有的等效的附加应力表达式。这种新的计算方法，无需引进或建立任何新的本构关系，完全可以使用已有的关于土本构和计算参数，只用一个代替筋材的作用的等效附加应力值，即可进行加筋土的应力变形计算。殷建华建议了一种模拟软土上土工合成材料的数学模型，它在Pasternak剪切假定的基础上，在模型中增加了变形相容条件，并引入了土工合成材料的刚度参[72]数。与现有的二维模型和三维模型比较，该模型在变形和拉力的计算方面获得了更好的成果。徐少曼认为土工织物加筋效应是多种作用的综合效果，其中包含了土工织物13 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究的抗拉作用，土工织物与填料间的摩擦作用和加筋层具有的应力扩散作用。综合考虑后加筋土的整体安全系数大幅度提高，更加接近实测情况，可见，如果在计算中仅仅考虑抗拉作用一项的作用是不能切合实际情况的。因此，徐少曼的考虑[73]更为合理。应用数值计算的优势是可以考虑复杂的边界条件、材料模式和外载荷分布，将其应用于加筋路基工程中，可以使我们对路基应力变形的规律有更深入的了解。而占主流的有限单元法对此问题大体上有三种处理思路，一是类似与钢筋混凝土结构中对钢筋的处理，使用的加强筋单元，另一种是把筋材和填充其中的土体看着一个整体参与计算，使用根据经验或来自试验的复合材料替代参数。最后一类是撇开加筋筋材，采用附加应力的概念对土体施压初始围压来模拟。[74]~[78]国内外部分学者使用有限元分析加筋土时的成果主要如下：Andrawas.K.z.等人对土单元使用E，v双曲线Dunkan-Chang非线弹性材料模式，填土与加筋筋材间的接触面单元采用双曲线非线性弹性接触模型来描述，而对加筋筋材单元使用多项式表述的非线弹性模型。张道宽在考虑土工合成材料与填土的相互作用时，综合两个无厚度的接触面单元和模拟加筋作用的拉杆单元构成一种新的单[79]元，用它来离散计算区域，这种糅合单元能较好地适应大变形的要求。乐翠英[80]等在计算加筋垫层处理的油罐地基时主要是使用横观各向同性材料模型。李艳春在分析土工格栅与土相互作用时，分开考虑土工格栅的纵向肋与横向肋，认为纵向肋的作用是抗拉，它与填土之间使用无厚度的古特曼（Goodman）单元以模拟相互作用；而横向肋的作用时抗挠，横向肋与填土之间采用两结点弹簧单元来[81]模拟相互作用。介玉新使用等效成附加应力的概念来模拟土工合成材料的加筋作用，沿着加筋筋材的方向作用在土体单元上，而不考虑土工合成材料与土的接[82]触，有限元模型中只包含土体单元，简化了建模过程，这使得分析技术便于被掌握。1.4.3土工格室应用与加固机理的研究现状法国路桥实验室（LaboratoireRegionaldespontsetChaissees）率先开始研制土工格室，上个世纪七八十年代将其命名为“Armater”；美国工程兵师团和普利斯德公司合作共同推出了可以用在沙漠和滩涂地区的军事演习中的土工格室（Geowebcellularconfinementsystem）。Geoweb后来发展成包含多种规格的一系列产品，并被广泛应用于坡面防护、铁路道床与基床、路基基层和面层、临时道路修建等多种工程领域。格室片材的表面开始采用布纹或开孔来加强与填料间的摩擦；为了与周围环境相融合，材料的颜色也有黑色、绿色、黄褐色之分。批量生产销售的土工格室大多呈网格状，由高密度聚乙烯（HDPE）或者改性后的共聚丙烯条带使用超声波焊技术连接而成，大体与Geoweb接近。目前，我国对土工格室进行了14 博士学位论文广泛的应用和研究，也取得了一定的经验和成果。总结起来，对于土工格室的加固机理方面的研究成果主要有：理查德（RichardJ.Bathilsf）等人通过三轴试验研究了土工格室加筋砂土试样的强度特性。试验中考虑加不加土工格室和填料的密度，使用三类土样来对比研究：（1）无土工格室中密砂；（2）有土工格室松散砂；（3）有土工格室中密砂。试验结果如表1.1所示：表1.1是否使用土工格室的不同密度砂土的强度（引自文献[83]）试验类型视粘聚力/kPa摩擦角/°无格室中密砂5.845.4有格室松散砂156.042.1有格室中密砂190.044.4试验结果表明：在围压相同的情况下，含土工格室的试样测得的偏应力值远大于没有土工格室的试样的实验值；含土工格室的试样在大变形的情况下出现峰值应力平台，在后期还表现出“应变硬化”的特征，对此现象给出的解释是土工格室能通过相互连接的有一定高度的片材对填入其内的填料产生很强的水平方向上的限制作用，而且会产生竖直方向上的摩擦作用，当轴向荷载作用时，本只受围压约束的侧向膨胀变形受到额外的限制，用应力圆图来表示试验结果时，对比无土工格室的试样，强度线的截距增大，也就是意味着粘聚力有了很多的提高。根据这类试验结果，人们认为使用土工格室材料来改善填土体时能大幅度提高砂土土样的粘聚力，并称之为视粘聚力或表观粘聚力，而对土样的摩擦角基本没有多少影响。杨果林用配筋煤矸石混凝土制作成面板和网格组合成轻型加筋土挡土墙，做[85]了一系列模型试验，其中煤矸石填料的粘聚力为1.68kPa，内摩擦角为34.26°，堆积状态下坡角约为35.74°，加筋后形成的坡角至少提高了9.5°，并且随着网格间距的减小，形成的坡角越大，当间距为20cm时最大可达到88.6°，近乎直立。根据这类试验结果，人们认为使用格室类材料可以改善填料的内摩擦角，具有显著的摩擦加筋作用。贾胜娟对上述两条结论作出了分析和评判，认为究竟什么原理起主导作用要[86]视使用的加筋材料的性能而定，比如土中增设一些柔性的只具有抗拉作用的加筋材料后，复合体强度提高表现为粘聚力更大，而内摩擦角几乎不变，当土中加入非柔性加筋材料后，其复合体强度提高表现为粘聚力和内摩擦角皆会有很大提高，其强度线可以简化为倾角截距都提高的一条摩尔包线，见图1.4。15 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究b△φca23△cRR31R2c1φ010203σ1σ3fσ3σ1f△σ3f图1.4非柔性加筋材料土样的摩尔圆示意王炳龙等为开展不同高度的土工格室整治铁路基床沉陷问题时，通过试验测得了列车荷载通过时基床土内的动应力数据，分析了高度不同时的轨下动应力的差异，并据此计算的换填厚度。分析表明，若格室高度越高，轨下动应力衰减愈[87]快，要求换填厚度则越小。图1.5为以极限承载力滑移线理论为基础的荷载传递模式图，被广泛引用来从[88]-[90]理论上证明土工格室处置效果。在没有土工格室的情形时，如图1.5a在荷载的作用下，主动区受压下沉，并将力向两侧传递给过渡区，过渡区又将力向被动区传递，当荷载接近临界荷载时被动区就会不可避免地发生形变而隆起。沿滑移线（常被假定为螺旋线）的剪切抗力决定了地基的承载能力，不仅在沙基地上可以十分明显的体会到以上原理的真实过程，在软基公路上也可以找到这种的作用模式，只不过其形成的速率比砂上的变化缓慢。而有格室存在的情形下，如图1.5b由于格室壁的侧阻力，以及填料与格室层的摩擦力所形成横向阻力，抑制了过渡区和被动区的横向移动倾向，从而使路基的承载能力得以提高，同时格室结构层也有反压的作用。以上这个滑移线理论有一定的可取之处，但是他计算的结果和实际有较大的差别，有可以改进的地方。荷载被动状态区滑移线主动状态区过渡区a)无格室的情况16 博士学位论文荷载土工格室摩阻力主动区被动区被动区过渡区过渡区滑移线b)有土工格室的情况图1.5滑移线荷载传递模式[91]赵明华总结归纳了土工格室不同于传统平面加筋的机理，指出了土工格室的特殊性和复杂性，它与填土一起构成一种柔性结构层，能提高地基的强度和刚度，减少地基的沉降和不均匀沉降。认为这一结构层的主要作用体现如下：(1)侧向约束效应。(2)网兜兼隔离效应。(3)应力扩散和柔性筏基效应。在不同的工程中土工格室所起的主导作用不同。在一般地基条件下，侧向约束作用起主要作用；但对于软土路基处理来说，土工格室的柔性筏基和应力扩散效应则发挥着更大的作用。陈昌富等将土工格室结构层视为柔性薄板，而由散体材料桩组合的复合地基[92]假定为Winkler地基，采用非线性理论推导出大挠度柔性薄板的挠度计算公式，以此来推算土工格室垫层与散体材料桩组合型复合地基工后沉降。由于土工格室是只是水平方向的加筋处理，虽然具有一定的荷载扩散作用，但是对于一些特殊的情况，如深厚的软基，不均匀的地层，刚柔结合部位等，处理效果还是不够理想，于是结合土工格室又涌现出了一些新的处理措施，如本文将研究的软弱土地区的低路堤方案，还有桩网结构处置，双向增强处置（土工格室+碎石桩法，土工格室+砂井，土工格室+刚性桩，土工格室+低强度砼桩法），土工格室混凝土路面体系等。饶为国等根据自己的工程实践经验提出了一些基于一般复合地基的实用沉降[93]-[95]计算方法，认为桩—网复合地基的总沉降量为上部加筋土部分的总压缩量、加固区的总压缩量、压缩层厚度内加固区下卧层的总压缩量及垫层的总压缩量之和。并以薄板模拟网垫单元，基于弹性薄板变形理论和Winkler弹性地基模型，提出了桩—网复合地基桩土加固区的工后沉降量计算方法。饶为国等还给出了三点[96]法计算桩—网复合地基桩土加固区的工后沉降量计算公式。[97]-[102]赵明华等提出了以土工格室为主要组成部分的内涵宽广的双向增强处置法，并据此发展了按变形控制的双向增强体复合地基优化设计计算方法，采用17 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究可考虑水平约束的Winkler地基模型，推导出路堤柔性荷载作用时弹性地基梁下复合地基桩土应力比、承载力及容许填土高度的计算式，提出双向增强体复合地基承载力计算方法。土工格室混凝土路面的研究还没有广泛开展，虽然诸多试验表明土工格室具有扩散荷载的能力，但没能对扩散荷载的机理，即其原因和过程做出明确的解释，东南大学倪富建，韩燕认为对于土工格室混凝土面层扩散荷载的机理认识不清，借鉴现有的连续路面力学分析方法的合理性较差，对此他们进行了一系列的试验[103]研究，包括抗压，抗折，干缩温缩等，并建立了平面应变有限元分析，进而在江苏和安徽修建了两段试验路段，通过一年的观察认为效果良好，并建议了最佳的磨耗层厚度。但是之后就未见有其他在土工格室在路面结构使用中的报道。1.5本文主要研究内容随着国家路网以及城市外环线工程的广泛铺开，在软弱土路段，尤其是湖区和沿海地区的软弱土区域修筑高等级公路已不可回避。因此，如何有效地控制软弱土地区路基的沉降量，保护生态环境，少占耕地资源，并降低工程造价，已成为公路建设中亟待解决的问题。根据现有的计算方法，因为低路堤本身高度小，自重荷载小，可以确定路堤的总沉降值将会显著低于同等条件下的一般高度的路堤，如能进一步解决交通荷载的扩散问题，可以预见其工后的沉降值，差异沉降量也将在可控范围内，所以低路堤不失为一种值得考虑符合科学发展观的解决方案。本文旨在解决软弱土地区内进行低路堤设计中的荷载扩散问题，提出将土工格室与其内碎石等填料组成的加筋基层置于路堤顶部，构成一种新型的土工格室低路堤-刚性路面结构体系，并计划以理论分析辅以数值模拟计算为手段，通过室内模型试验对比的途径来研究此体系的适用性，以期能为同类软弱土地区的公路工程提供一种经济有效的解决模式。本文的主要研究内容：(1)通过对国内外已有的相关文献的总结分析，较深入的了解有关低路堤结构、路基对交通荷载的响应，以及作为加筋土类中重要一员的土工格室的应用与加固机理的知识，为下一步开展的土工格室低路堤-刚性路面体系的研究进行知识储备；(2)对拟在新体系中作为路面下面层的土工格室结构层的适用性展开讨论，着重对其抗弯能力和抗冲刷能力进行分析研究；(3)对土工格室低路堤-刚性路面体系进行受力特性研究，其间利用ADNIA程序对张拉过程进行模拟分析，验证土工格室充分展开成近正菱形的优越性；在分析新体系的应力应变传递特性的基础上，总结出适合它的路面应力计算模型；(4)对土工格室低路堤-刚性路面体系进行沉降分析，着重探讨新体系在控制18 博士学位论文差异沉降方面的效果，并对差异沉降的影响因素进行数值模拟正交试验分析，寻找改善其控制差异沉降量功用的关键因素。(5)根据相似理论的指导，选用合适的模型试验材料，设计并完成两组共六个小项的室内模型试验，并对试验成果进行分析，结合试验数据探讨土工格室低路堤-刚性路面体系的处治效果。19 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究第2章土工格室结构层作为下面层的适用性研究2.1概述一般来说弱粘结的岩土材料抗拉强度很小，让其直接承受弯矩作用是极不明智的，但在结构工程中广泛应用的钢筋混凝土材料给了我们启发，如今在土体中设置水平向的加筋材料形成的复合土体在边坡防护，软基处理，挡土墙等岩土工程领域得到日益广泛的重视。如前所述，土工格室结构层的主要是高强的蜂窝状土工格室内填填料组合而成，为了兼顾排除从接缝处渗下的路面水，本文考虑填料为渗透系数较大的碎石材料。而对土工格室结构层作为刚性路面的下面层的适用性进行研究，本文认为应着重考虑它的抗弯拉能力与抗冲刷能力。2.2土工格室结构层的抗弯能力若从宏观上将土工格室结构层视为弹性梁或弹性板，则格室结构层的弯曲模量则是其力学分析模型的关键参数。目前国内关于土工格室结构层模量的测试与取值情况大体如下：顾良军运用承载板试验方法来确定采用的填料种类、土工格室规格不同的垫[104]层的模量，测得以黄土为填料的变形模量大小介于40MPa~46.5MPa；以粗砂为填料的变形模量约为40MPa。杨爱武运用有限元分析为手段对垫层采用土工格室加筋的路堤进行了研究[105]，在他的分析中三维加筋的格室结构层采用的是线弹性模型，模量取值为500MPa，波松比0.25。张志国运用基于Winkel地基的弹性地基梁理论对采用土工格室加筋的垫层进[106]行求解，在他的解算中对弹性模量取值为50MPa。张福海运用基于双参数弹性地基上的梁板方法将采用土工格室加筋的垫层看[107]作可以承受水平弯拉应力的薄板进行求解。在他的解算中，格室结构层模量依据室内试验结果取值为200MPa，波松比0.34。周正兵运用广泛使用的商业有限元程序ANSYS对采用土工格室加筋的条形[108]地基的进行了分析。在他的计算中模量分别取值为50MPa、100MPa、150MPa，泊松比0.25。[109]刘俊彦同样是运用有限元来分析典型的采用土工格室加筋的断面。他根据现场测试情况，将填料为密砂时弹性模量取值为200MPa，波松比0.3。俞永华等运用计算机仿真的手段对采用土工格室加筋的柔性搭板的进行了探20 博士学位论文[110]讨，在他计算中复合体的模量取值由大到小为E=500MPa、200MPa、100MPa、70MPa、30MPa。华锋运用室内外载荷板试验对土工格室沙结构层宏观模量进行了研究，研究[111]中探讨了不同压实度、不同大小的承载板和不同的加载方式对其的影响。室内试验时得出了宏观模量变化范围很大，从30MPa至400MPa都有测得。韩明在运用有限元对位于软土上的加筋路堤进行分析时，对具有三维加筋作[112]用的土工格室体采用弹性本构，模量取值为500MPa，泊松比0.25。[113]陈昌富在其博士后出站报告中运用等代板方法计算土工格室层的沉降时，依据试验成果对土工格室加筋层的弹性模量取值为600MPa，泊松比为0.2。而为探讨参数变化时的影响，模量取值变化范围为600～12000MPa。邓岳保运用简支叠梁模型在室内进行了一系列的格室垫层的模量测试试验[114]-[115]，认为格室结构层弯曲弹性模量值与土工格室规格、填料类别及填料密实度等参数密切相关。他测得的格室结构层弯曲模量结果如下：碎石填料大规格格室结构层梁在受弯时弹性模量在50～100MPa，平均值约为70MPa；粉土格室结构层梁在受弯时弹性模量在40～80MPa，均值约为60MPa；碎石填料小规格格室结构层梁在受弯时弹性模量在35～55MPa，平均值约为45MPa。土工格室和填料组合成的复合体属于复合材料，如果用在本文提出的土工格室低路堤-刚性路面结构体系中，则可概化为多层板体系，而土工格室复合结构层表现出来的宏观抗弯刚度参数的合理确定方法与取值将是对其进行力学分析的关键问题。为了厘清土工格室结构层的抗弯能力主要影响因素，本章参照文献[114]的思路，考虑如图2.16所示的简支土工格室结构层叠梁体系，四分点加载，测量跨中挠度，拟通过国际国内久负盛名的ADINA有限元程序反分析出格室结构层的模量。具体步骤如下：(1)对单竹胶板梁试验进行建模，计算出不同模量下跨中挠度；(2)拟合有限元模拟数据求到模量和挠度增量间的关系，并得到其经验关系式；(3)以邓岳保同学所做的试验所得挠度数据，内插算出适合有限元计算的竹胶板梁的模量取值，并计算双层梁和三层梁情况下的挠度数据用以验证有限元模型的有效性；(4)根据格室层与竹胶板间摩擦系数（可试验测出），建立起含接触关系的叠梁有限元模型；(5)变换格室结构层模量，得到叠梁体系的格室层模量与跨中挠度间拟合关系；(6)再根据后续试验所得的跨中挠度增量数据，推算出不同条件下土工格室结构层的模量。2.2.1叠梁试验的有限元反分析[114]文献中开展了以竹胶板（长宽高分别为2.4m*0.2m*0.028m）为对象的单梁，双层梁，三层梁的叠梁试验，通过材料力学的理论公式计算出竹胶板材料弯拉模量，并建议取值6600MPa，主要试验数据引摘如下表，荷载增量为20kg：21 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究表2.1跨中荷载—挠度曲线(引自文献[114])2实验拟合公式R挠度增量(mm)单梁y=0.5941x0.999711.957双层梁y=0.2923x0.99965.883三层梁y=0.2057x0.99954.140对此实验建立三维有限元分析模型：图2.1叠梁试验三维模型图模型概要：为有效利用计算机资源，可以将不同片数组成的叠梁在一次计算中模拟，并便于比较，如图2.1所示；根据试验条件采用简支边界，左边刀口支座通过限制沿梁板轴线的x向位移与z方向的变形来实现，右边的圆柱支座通过限制z方向上的变形来模拟，支座间间距2m，y方向上的刚体为则通过ADINA结构模块特有的矩阵稳定(matrixstabilization)选项来控制，关于此技术的具体原理可参考软件的英文帮助文档。整个模型采用三维实体8节点单元划分网格，单片梁板长方向划分48个单元，宽方向划分4个单元，高度上分为3个单元，实践证明此网格划分密度是经济高效的；因为邓岳保已完成的实验结果表现出良好的线性关系，故在本文模拟中对竹胶板采用弹性材料，模量分别取6600，6000，5000，3000MPa来试算。试验荷载通过作用在节点组上的法向集中力Z-Force来模拟，分五步施加，第一步每个节点10N，共10kg，第二、三、四、五步同为20N，总荷载达到900N，即90kg；两层或三层竹胶板叠梁的情况下板间设置接触，接触规律用库伦摩擦类型来定义，摩擦系数取值为0.5。图2.2模量与跨中挠度增量间的经验关系22 博士学位论文根据有限元计算结果整理出单层梁情况下的模量与跨中挠度间曲线关系如图2.2所示：计算表明随着模量的逐渐变小，跨中挠度会相应变大，但不是线性的关系，采用二次曲线可以很好的拟合它（R>0.998）。[102]将文献中的单层梁情况时的挠度增量数据，即参变量x，以11.957代入图2.2中的经验关系式可得竹胶板的模量为5328MPa，近似取为5300MPa，然后更改有限元模型（详见图2.1）中的材料弹性模量参数，重新计算，以验证他的试验结果，来证明本文建立的有限元模型的正确性。模拟计算出的Z-方向上的整体变形如下图2.3所示，可见相同的荷载作用时，单层梁的挠度变形最大，这符合一般的规律图2.3单层、双层、三层竹胶板梁的Z方向上整体变形为了更清楚的与实验数据进行比较，考虑到梁体厚度方向上的本身的变形很小，沿单片竹胶板梁的下表面中线节点定义“modelline”，如图2.4所示，以方便提取沿着梁轴线的挠度变形数据。图2.4单层竹胶板梁下表面的model-line定义图2.5单层竹胶梁轴线上的挠度随荷载的变化在ADINA的后处理菜单中可以绘出所定义的model-line上z方向变形（可近23 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究似认为是梁轴线的挠度）随所加荷载的变化曲线：软件搜寻出的各加载步下Z方向（即挠度）最大变形信息如下：ADINA:AUIversion8.8.1,4December2012:***NOHEADINGDEFINED***LicensedfromADINAR&D,Inc.FiniteelementprogramADINA,responserangetypeload-step:ScanningforabsolutemaximumoverlineDANLIANGZHONGXIAN:VariableZ-DISPLACEMENT:-5.90229E-03,time1.00000E+00,node1838-1.77069E-02,time2.00000E+00,node1838-2.95115E-02,time3.00000E+00,node1838-4.13161E-02,time4.00000E+00,node1838-5.31206E-02,time5.00000E+00,node1838***Endoflist.因单梁中线上的最大Z向变形都在跨中的1838号节点上出现，所以它代表着跨中挠度，将各荷载时间步对应的总荷载与跨中挠度绘于图2.6中。图2.6单层竹胶梁跨中挠度随荷载的变化从上面的图2.6可见，跨中挠度与施加的总荷载间表现出良好的线性相关性（R=1），当荷载增量为20kg时，有限元计算出的挠度增量为11.8045，拟合公式为y=-0.5902x-0.00002，与试验数据相对偏差为-1.275%，吻合得很好。利用同样的方法，可以提取出双层竹胶板梁的有限元模型中跨中挠度增量为5.845，与试验数据的相对偏差为-0.652%；三层梁的模型挠度增量为3.881，与试验数据的相对偏差为-6.252%，通过单层梁反分析出的模量值，用于双层梁、三层梁的数值模拟时，数据吻合良好，证明了本文通过有限元程序在反算竹胶板梁的弯拉模量时具有可操作性。进一步分析叠层梁内的应力分布，将有利于我们了解类似体系的受力特点，绘出三层梁沿轴线纵剖面处的应力矢量分布图如下：24 博士学位论文图2.7三层梁纵沿轴线剖面处的应力矢量分布放大三层梁在不同的接触情况下的应力矢量分布图可见，虽然受层间摩擦力的影响，但各层梁底依然存在较大的拉应力，各层梁都有自己的受弯中心轴，详见图2.8.a，整个体系最大拉应力为2880kPa；层间完全粘结的三层叠梁的应力矢量分布则大不相同，各层梁间应力矢量分布表现出单梁时的特性，只有一条中心轴，详见图2.8.b，整个体系最大拉应力为980kPa，这一结果启示我们如可设法提高面层与土工格室结构层间的结合程度将有效减小层内可能产生的拉应力，但对于我们研究路基路面结构体系来说，不同材料层间完全结合殊为不易，且将导致在温度梯度下产生较大的拉应力，可能影响到长期使用性能。a）层间摩擦系数为0.5时b）层间完全粘结时图2.8应力矢量分布图放大而层间接触力的分布情况如下图2.9图2.10所示：可以看出，接触力趋向集25 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究中在荷载作用处与支座支撑处，且方向不是竖直的，存在着水平方向上的分力，这一点合乎常理，表明层间有相互运动的趋势，应考虑板与板之间的摩擦作用。不同层数的梁层间接触力分布上的差别主要是，在三层梁的情况下，最上面的梁间接触力主要分布在荷载作用的1/4跨处，承载跨度约为1m，主要受力段为中间的二分之一区段，中间那层梁的接触力主要是集中在在支座处；而双层梁的梁间接触力在荷载作用处与支座处分布比较均衡，这都与整体支撑在路基的上的路面板有所差别，故而在条件允许的情况下，应该寻找更为与实际工程更为相近的试验方法来确定土工格室结构层的抗弯模量。图2.9三层梁时上下两组接触面上的接触力分布图2.10双层梁时接触面上的接触力分布以上的分析表明通过有限元程序反分析出叠梁体系的中间层的模量具有可行性，下面将进一步依据同样的有限元建模过程来模拟中间层为土工格室结构体的叠梁试验，其中上下层竹胶板的模量按照上面确定出的值取为5300MPa，摩擦系数取0.5，土工格室结构体长度为2.2m，高度为0.1m，但其模量分别取20，50，75，100，125，150，200，300，500MPa来计算，由于格室结构层的承载能力比竹胶板弱，而且厚度较大，重力可能会对结构的变形产生较大影响，本次模拟中3考虑重力的影响，取其土工格室结构层密度为1800kg/m，竹胶板密度为130032kg/m，重力加速度g=10m/s。模拟过程为第一步时计算重力，后逐级施加20kg的荷载直至160kg。计算表明各模量取值下，跨中位移变化趋势相似，取模量75MPa时跨中位移随荷载的变化为例，见图2.11。26 博士学位论文图2.1175MPa时各荷载步的跨中位移变化图图2.1275MPa时自重下的Z方向变形图（放大10.48倍）我们可以注意到在自重的作用下，上面板并不会于与格室结构层紧密接触，见图2.12，与实际情况是吻合的，所以第一级荷载作用时，板底跨中位移增量相比其它荷载步较大，在计算荷载增量时应予剔除。图2.13、图2.14分别表示的是格室结构层模量为75MPa时在120kg荷载下的整体变形图和接触力分布图，可见上下层板间在加载后会紧密接触，且接触力在水平方向上有分力，与实际的情形类似。图2.1375MPa120kg荷载作用下格室结构层叠梁整体变形图27 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究图2.1475MPa120kg荷载作用下接触面上的接触力分布统计出各模量下跨中位移增量列于表2.2。表2.220kg增量荷载作用下跨中挠度增量均值模量/MPa跨中挠度增量均值/mm204.6237504.25172753.962161003.703021253.4741503.270782002.926763002.415965001.78974在EXCEL中绘出模量与挠度的散点图，并用三阶、四阶多项式拟合，详见下图2.15，拟合公式为：32⎧⎪−+−+17508.x21939.x10013.x16887.E=⎨（2.1）432⎪⎩44415.x.x.x−+−+748644879515391.x.20752a）三阶拟合b）四阶拟合图2.15叠梁试验中模量与挠度增量间的拟合关系应该说明的是，虽然上述拟合公式的精度较高，涉及到的变量也少，但它产生于特定的试验条件下，只适用于文献[114]所提出的试验方法下的数据处理，不28 博士学位论文过通过有限元反分析建立拟合公式的思路是可行的，下面涉及到的叠梁试验的数据处理上受益颇多，可以为类似试验提供有益的参考。2.2.2土工格室结构层抗弯拉能力的叠梁试验[114]~[115]借鉴材料学科中的复合材料夹层结构的弯曲性能测试试验，邓岳保尝试用叠梁试验来研究土工格室结构层的宏观抗弯刚度，用以评价其抗弯拉能力，他主要开展了不同填料种类，压实度和不同规格的土工格室结构层的模量的测定工作，本文在其试验的基础上研究不同的展开宽度的影响，在确定了最佳展开宽度后进一步开展不同填料种类与级配组成的结构层的抗弯模量测试。表2.3不同展开角度下碎石格室结构层叠梁测试试验内容试验组号纵向展开宽度/cm试验次数编号试验1193组19-js试验2163组16-js试验3133组13-js试验4103组10-js如前所述本文叠梁实验的主要目的是测定不同的展开宽度情况下不同填料（级配碎石-js，不含2.36mm以下颗粒开级配碎石-ks，黄土-ht）的土工格室结构层的弯曲模量，而密实度的影响已经有了明确的结论，密实度越高，力学性能会越好，故本实验中要求各填料密实度不低于95%；首先进行同一种级配碎石材料填入单个格室纵向展开宽度为19cm、16cm、13cm、10cm的土工格室内的试验，比较不同展开宽度度下的弯曲模量变化规律，为便于后续对比分析，对各试验进行编号如表2.3所列：试验的主要步骤如下：（1）摆好墩座，按设计尺寸要求安放下层竹胶板形成简支梁体系；为便于压实填料，在开始加载前应在跨中设临时支撑。（2）展开土工格室，用一定宽度小木板在格室壁内支撑保证格室横向宽度；（3）通过控制填料总质量用插捣法密实填料填料，在填入80%左右时取走支撑用小木板，并整平；（4）安放上层竹胶板；（5）四分点处安装分配梁；（6）在跨中架设2个百分表，记录初读数（7）取走下层竹胶板下临时支撑，开始分级加载，每级20kg，共8级，记录各级荷载下的稳定挠度值。开展土工格室抗弯拉能力评价的叠梁试验的示意图如图2.16所示：29 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究砝码荷载P分配梁砝码荷载竹胶板E1挡挡E2板格室体板E1百分表L=200cm图2.16土工格室结构层弯曲模量测试试验试验所用土工格室为燕山石化研究所生产的HDPE高强土工格室，焊点间距20cm，片材高10cm，片材厚0.12cm，焊点强度620N，随机抽取的两条试样送检的主要物理力学指标如下表2.4所列：表2.4土工格室产品性能参数表项目单位测试方法1＃2＃拉伸屈服强度MPaASTMD6382223挠曲模量MPaASTMD638800800冲击强度J/MASTMD25699低温脆化温度°CASTMD746-50-52负荷下热变形温度°CASTMD64870100抗环境开裂hrASTMD1693≥1000≥1000在第一组叠梁试验中土工格室内填充材料为级配碎石，其颗粒分析试验成果3如图2.17所示，通过击实试验确定，最佳含水量为4.5%，最大密实度2.31g/cm。图2.17级配碎石组分曲线试验主要过程如图2.18所示。30 博士学位论文图2.18格室展开宽度为19cm时叠梁试验图片挠度测试数据如下图2.19所示：表现出很强的规律性，在第一级20kg的荷载下挠度的增量都比较的小，主要是因为受重力影响在加载开始之前上层板并没有和中间的格室结构层夹层紧密接触，第一级荷载主要是由上层板来承担，在下层板板底测得挠度增量会较小；由于受加载面的影响本次试验最大荷载只有160kg，从图中可以看出，其后的各级荷载作用时表现出较好的线性关系。图2.19不同展开宽度下级配碎石格室结构层叠梁跨中挠度随荷载的变化数据按照试验计划，为进一步探讨对土工格室结构层抗弯拉能力的影响因素，还将比较不同填料下，如级配碎石，开级配碎石（不含2.36mm以下），黄土的格室结构层的模量变化，所以对前面试验中跨中位移增量较小的19cm展开宽度下的格31 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究室结构层叠合梁，按同样的试验步骤进行了2组共4次试验，其中开级配碎石的级配曲线如下图2.20所示，黄土的击实试验曲线如下图2.21所示：图2.20开级配碎石组分曲线2.022.001.98)31.961.941.921.90干密度（g/cm1.881.861.845.07.09.011.013.015.017.0含水量(%)图2.21黄土击实试验曲线试验测得不含2.36mm以下颗粒的开级配碎石的最佳含水量为3.6%，最大密33实度2.15g/cm，黄土最优含水量为10.9%，最大干密度为1.991g/cm。试验测得挠度数据如下图2.22所示：图2.2219cm展开宽度时不同材料叠梁跨中挠度随荷载的变化数据32 博士学位论文2.2.3叠梁试验成果分析本次试验对级配碎石填料格室结构层叠梁试验共进行了不同展开宽度下4组共8次的试验，对试验中表现较好19cm展开宽度下的格室结构层梁又进行了不同填料情况下2组共4次试验，整理出各级荷载作用下的跨中挠度增量均值，并通过有限元计算出的拟合公式（式2.1）可以求得其弯曲模量值。表2.5不同条件下每级荷载挠度、模量反算值试验编号1#表/mm2#表/mm挠度增量均值/mm3阶拟合值4阶拟合值模量均值/MPa19-js3.5263.5403.533117.5118.8118.116-js3.7573.7413.74995.895.995.813-js3.8833.8863.88483.482.683.010-js3.9973.9693.98374.773.374.019-ks3.6433.6033.623108.1109.0108.619-ht3.8113.8213.81689.589.289.4在每级20kg荷载作用下跨中挠度增量及其模量反算值如表2.5所列。若将模量反算的均值以柱状图（图2.23）的形式表现出来，可以看出当填料为级配碎石时，随着展开宽度由10cm变化到19cm，模量反算值有较大的变化，增加了约59.6%，表明格室的展开宽度对弯曲模量值有较大的影响，在实际工程中应尽可能的将格室展开至近菱形，使格室的纵向长度和横向宽度相近，以获得更好的加筋作用，提高格室体梁的弯曲性能；当展开宽度固定，采用级配碎石填料将获得更好的抗弯拉能力，采用细颗粒含量缺失的开级配碎石，模量稍有降低（约8.1%），采用黄土时降低幅度较大（约24.3%），从抗弯拉的能力来看，使用碎石作为填料比黄土作为填料会更为理想，但碎石填料是开级配或是密级配的影响就不那么明显。图2.23不同试验条件下模量反算值对比柱状图33 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究2.3土工格室结构层抗冲刷能力众所周知，混凝土刚性路面的长期使用性能主要与路基和基层有关，良好的路基和基层是保证水泥混凝土路面长期有效运营的前提。目前，以水泥、石灰、粉煤灰稳定碎石为代表的半刚性基层在工程中被广泛使用，但在温、湿变化作用下半刚性基层将产生较大的收缩变形从而导致基层裂缝，在车辆荷载的反复作用下半刚性基层也会产生疲劳开裂，裂缝的存在使得通过路面接缝下渗的道路表面雨水，进入基层内部甚至影响到路床，这些自由水在行车荷载尤其是重载作用下能产生很大的动水压力，使得基层材料受到剧烈的冲刷，从而在面层与基层之间形成细料浆，随着细料浆的不断增加，致使基层和路基强度大大降低，再加上行车荷载的反复作用，形成错台，唧泥，脱空等病害，并最终将裂缝反射到路面结构上，导致路面结构的损坏。20世纪80年代，国外已经开始有了关于基层材料的抗冲刷能力的研究报道。Machan.G&Diamond.S对掺量比不同的水泥土和石灰土展开了抗冲刷能力的试验[116]研究。DemPsey.BJ通过对比试验验证了水泥稳定的密级配碎石基层在动态应力的条件下容易产生卿泥的病害，而水泥稳定开级配碎石基层没有此现象，但会造[117]成过大的路基压缩量进而导致路面的破坏。Vanwijk首次提出了刚性路面的卿[118]-[120]泥预测模型。Dixon，Rbertson在昆士兰州(Queensland)的试验路上进行足尺路面试验，结果显示，当有水分积聚在路面的裂缝内或没有结合的层间交接面[119]上，轮载每通过一次，卿泥都有可能发生。Hansen对板底冲刷的速度和水压力[121]进行现场试验研究，最大流速可达0.91m/s，动水压力最高可达70kPa。据黄立[122]葵的介绍，1990年美国联邦公路管理局(FHWA)曾就不同类型的基层对混凝土抗冲刷性能的影响进行了评价，考察了不同气候条件下的95个刚性路面试验段后提出了结论：抗冲刷性能最差的是水泥稳定类基层，性能一般的是水泥含量少的贫混凝土基层，密级配沥青稳定基层，性能不稳定，而可以透水的粒料基层整体抗冲刷性能最好，所以想要获得最好抗冲刷性能最好借鉴表现最好的考察路段采用透水类基层。[123]《公路路面基层施工技术规范》JTJ034-2000中就曾要求采取措施以保证基层材料的抗冲刷能力，对无机稳定粒料类土中细骨料的大小及其含量作出了控制性的规定，并限制使用某些不耐冲刷的无机结合料的使用范围。目前，对基层材料的抗冲刷能力进行了研究有很多，国内用于道路基层材料抗冲刷试验的装置主要有：各式各样的简易冲刷桶、振动台、沙爱民提出的MTS试验机冲刷试验装置[124][125]、胡力群自行研制的道路试验冲刷机等。为了改善半刚性基层的抗裂性能，很多研究者开始关注半刚性基层的配合比设计，试图通过调整水泥、石灰、粉煤[126]~[137]灰的掺量或颗粒料的级配组成，或者掺合纤维来达成目的。34 博士学位论文对于本文提出的土工格室碎石结构层，因为它是铺设在刚性的路面板下，因而也需要考虑它的抗冲刷能力。2.3.1刚性路面下基层冲刷的机理除了连续配筋混凝土路面，刚性路面一般都存在接缝，虽然有填缝料，但在使用一段时间后无可避免的因为老化而存在缝隙，使得路面水可以渗透入基层，当基层又存在排水不良的问题时，水将积聚在路面板下，长此以往无可避免的将导致半刚性基层材料表面浸泡软化，同时在车辆荷载的形成的动水压力日积月累的作用下，就极易产生冲刷破坏，进而形成板底脱空，导致错台，唧泥甚至断板等病害。所以归纳起来基层冲刷的机理主要有两个方面，一是水的浸泡软化，二是动水压力的反复作用。2.3.1.1水的浸泡软化作用一般说来，常见基层材料的浸水强度比标准养护条件下要低，尤其是石灰稳定类材料，在饱水条件下的实测强度仅为干燥状态下的70%左右，当石灰的掺入剂量较低的情况下下降更为明显，只有约50%，主要的原因就是石灰是属于不同于水泥的气硬性粘结料，水分浸泡环境将导致强度无法形成，所以目前高等级公路上已经很少直接采用石灰稳定基层，而是掺入一定比例的粉煤灰，形成二灰稳定基层。由于粉煤灰与石灰、水之间的化学反应作用，使得碎石或土之间相互胶结，具备较好的力学性能，据调查了解它的现场抗压强度一般在3MPa以上，顶面的回弹模量值较高，在600~1200MPa之间，但由于受施工水平的影响，其顶面回弹模量的变异水平一般在0.25以上，属于较高的范围，影响了其可靠性。水泥稳定类材料一般具有较好的强度，不过浸水软化强度也有降低，只是程度上不及石灰稳定类的明显，通过控制水泥掺量可将浸水与干燥状态下的强度比控制在85%以上，现场的顶面回弹模量值在800~2000MPa之间，目前为我国高等级公路建设中的首选基层类型。贫混凝土基层是最近发展起来的刚性基层类型，它的抗压强度在一般在10~20MPa之间，基层顶面回弹模量高达1200~2700MPa，强度刚度都很高，耐冲刷性也好，浸泡后软化程度低，但其抗裂性能一般，容易在温度与湿度的变化下因抗拉强度较低的特性产生表面裂纹，进而发射到面层上。毫无疑问，水分的侵入将导致基层材料的力学性能的劣化，降低基层表面的抗磨损能力，可以归结成产生冲刷现象的主要内在原因。在实际工程中，基层材料的浸水软化现象是普遍的，上述三种类型基层的路用性能对比如表2.6所示：表2.6不同类型基层路用性能对比类型强度刚度浸泡软化程度抗裂性能二灰稳定基层较高一般一般一般水泥稳定基层较高较高较低较好贫混凝土基层很高高低一般35 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究2.3.1.2动水压力的反复作用当交通荷载在刚性水泥混凝土路面板上移动作用时，将对路面板产生向下的压力，由于水体积模量巨大，基本上是不可压缩的，原本汇集在板底的自由水在交通荷载的压力下产生高速流动，将反复的冲刷基层的表层，基层表层的细小颗粒将变得松散，然后被水流冲刷带走，若水量较多，水流的流动压力较大，挟裹着细小颗粒的自由水就可能从路面板之间的接缝喷射而出，形成典型的唧泥现象。随着交通荷载的移动离开受力面板之后，面板将向上回弹变形，板底会出现负压力吸力，又将之前挤压出的水吸回路面板下的空隙内，水在路面板回弹的过程中，再一次冲刷基层表面松散的颗粒。所以板底积聚的自由水随着行车荷载的重复作用，不断地冲刷基层材料表面颗粒，日积月累，基层顶面一些松散颗粒逐步被冲刷掉，并带出路面结构，就形成路面板底的脱空现象。一般来说，当路面交通荷载越大，路面板综合回弹变形也将越大，造成的水流压力与流速越高，那么冲刷基层材料的能力也越大，基层表面颗粒流失的速度越快，最终导致唧泥、脱空现象越来越严重。上述交通荷载下动水压力对基层的反复作用过程如图2.24所示：行进方向刚性路面板自由水受挤压后，流动冲刷基层表面基层a)交通荷载在刚性路面板上移动行进方向唧泥刚性路面板接缝处易形成脱空b)交通荷载驶近接缝唧泥行进方向刚性路面板回弹自由水受板回弹形板底脱空面积扩大，可能成的负压作用，再导致错台、断板次冲刷基层表面c)交通荷载驶离接缝图2.24动水压力的反复冲刷作用图示归结起来，动水压力的反复作用是导致基层产生冲刷的外在因素，而水对基36 博士学位论文层的浸泡软化作用是内在因素，若想有效提高抗冲刷能力就必须从这两方面着手，做到“内外兼修”。2.3.2提高土工格室结构层抗冲刷能力的措施如果采用土工格室结构层作为路面板的直接支撑层，它也将受到水的冲刷，但由于碎石本身孔隙率较大，具备良好的渗透性，如果配合好路基排水，路面板下将不会产生积聚的自由水；加上碎石颗粒的自身强度较高，它受物理性质稳定的土工格室片材侧限约束而形成的整体具有较大的强度、刚度结构层，即使受水浸泡，软化作用也十分有限。借鉴土工膜袋防冲刷的成功经验，再考虑在格室结构层上覆以一层透水土工布，减少动水压力对结构层的直接冲刷作用，则可做到标本兼治，保证土工格室碎石结构层的抗冲刷能力。总结起来可以采取以下几条措施来提高土工格室结构层的抗冲刷能力：(1)将格室片材充分展开，同时保证格室内填料的密实度，形成整体的强度与刚度；(2)做好路基内部排水设施，防止水分积聚在路面板下；(3)选择合适的填料种类，以避免水对填料的浸泡软化作用；(4)在结构层顶面辅以土工布减少可能产生的动水压力的直接冲刷作用。2.4小结本章的内容是探讨土工格室结构层作为下面层的适用性，主要分为土工格室结构的抗弯能力和抗冲刷能力两部分。在总结已有研究成果的基础上，设计了6组叠梁实验来研究土工格室碎石结构层的弯曲模量影响因素；并简要分析了刚性路面下基层冲刷的机理，总结了提高土工格室碎石结构层的抗冲刷能力的措施，得到了以下成果：(1)从宏观上将土工格室结构层视为弹性梁或弹性板，则格室结构层的弯曲模量则是其力学分析模型的关键参数；(2)基于叠梁的概念开展的土工格室结构层的弯曲模量测试实验，可以通过有限元分析，定量的建立起弯曲模量与跨中挠度的经验关系，思路清晰，计算简便，可作为同类型实验的数据处理工作的参考；(3)不同条件下叠梁试验结果表明：格室的展开宽度对弯曲模量值有较大的影响，在实际工程中应尽可能的将格室展开至近菱形，使格室的纵向长度和横向宽度相近，以获得更好的弯曲性能；当展开宽度一定，使用碎石比黄土作为填料更为理想，但级配组成的影响就不那么明显；(4)刚性路面下基层的冲刷现象机理的内因可归结是积聚于板底的自由水的浸泡软化作用，外因是交通荷载导致的动水压力的反复冲刷作用；37 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究(5)采用土工格室碎石结构层可以在基层中形成良好的排水通道，且因其不同于水泥，二灰稳定类粘结性半刚性基层的强度与刚度的形成机理，它受到的水的软化作用较小；(6)在土工格室结构层上覆一层透水土工布，可减少动水压力对结构层的直接冲刷作用，保证土工格室碎石结构层的抗冲刷能力。38 博士学位论文第3章土工格室低路堤-刚性路面体系受力特性分析3.1概述为软弱土地区设计的土工格室低路堤-刚性路面结构体系的组成主要如图3.1所示，其组成部分及功能如下：(1)刚性混凝土路面板，直接承受交通荷载与温度变化产生的内力；(2)土工格室加筋结构层，考虑为三层式结构：上部为单层透水土工布，一方面防止路面接缝渗下的水对土工格室结构层的直接冲刷，另一方面减少路面板与土工格室结构层间的摩擦阻力；中部为土工格室加筋结构层，它具备一定的抗弯抗剪能力，进一步扩散传来的上部荷载，并可增大路面结构的阻尼系数，从而降低车辆通过路面接缝时的振动冲击效应；(3)低路堤填土，在保证交通荷载扩散的前提下，尽可能的减少下部地基的承受的恒载，从而控制路基的总沉降量，并节约宝贵的土地资源，降低工程造价；(4)软弱地基土，若过于工程性质极差，还需设置竖向排水体（砂井、碎石桩、塑料排水板等）以完成施工期预压，提高强度与稳定性，满足刚性路面对路基回弹模量E0的要求。土工格室基层上铺透水土工布刚性路面板路堤路堤填土填土中软弱心竖向排水体地基土线图3.1土工格室低路堤-刚性路面结构体系组成土工格室低路堤-刚性路面体系的新颖之处在于，路面板下的土工格室加筋体属于三维立体加筋形式，展开后的格室内充填碎石等排水性质良好的散体材料，可以形成一种具有较大抗弯刚度的结构层，该结构层与一般的平面加筋层如土工格栅、土工布等不全相同，相互连接的格室壁限制了其内填料的侧向变形，承载变形特征类似于梁板结构，有助于交通荷载扩散；防水土工布的铺设一方面阻滞了运营期沿纵横缝出现的雨水的渗水通道，另一方面也有利于保持施工时混凝土39 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究路面的水泥浆；而低矮的路堤直接减小了下部软弱土承受的长期荷载，因为每将路堤高度降低1m将减负16~18kPa左右，这对控制软土地基的总变形极为有利；而对于工程性质极差的含水量较高的软土地基可设置竖向排水体（砂井、碎石桩、塑料排水板等），结合施工期预压利用排水固结功能来充分挖掘土体本身的承载潜能，以控制总体沉降。目前有关此体系的研究才开始起步，为进一步丰富和完善土工格室低路堤-刚性路面体系的设计计算理论，本章拟对其承载特性做进一步深入分析，探讨其作用机理。3.2土工格室的工程特性3.2.1土工格室的作用机理土工格室一般由高强塑料类片材经超声焊接而成三维网状结构它折叠起来运输，在现场张开后充填砂、碎石等材料并压紧密实，从而形成一种具有强大侧向约束力和抗弯刚度的三维立体加筋复合结构层，如图3.2所示：图3.2土工格室国内外学者对土工格室结构层的承载进行了较为深入的研究：[138]Rea和Mitchell采用纸质格室研究加筋砂的特性，其主要的研究内容是受荷面积与位置，单位格室片长度、格室高度以及下伏层刚度对加筋效果的影响。他在试验时分别将荷载作用在格室连接处和格室中央处。试验研究结果表明该加筋砂复合体的破坏以冲剪破坏为主。[139]Bathurst和Crowe在研究作为柔性重力式挡土墙的墙面的格室加筋体时，进行了土工格室加筋砂复合柱体的单轴压缩试验和土工格室加筋层与土体之间的剪切试验，在其分析中主要是采用环向应力理论来解释土工格室的特殊的加筋机理。Dash等在研究土工格室加筋砂垫层作为条形基础的持力层时，进行了室内模[140]型试验，主要研究了土工格室长、宽、高，格室垫层的整体高度、宽度、基础40 博士学位论文表面与垫层表面之间的距离，格室片材的抗拉强度以及内填砂的相对密度等参数变化对格室加筋效果的影响。国内方面，依托实体工程，长安大学公路学院对格室结构层的工程特性进行[141]-[142]了较为较为全面的研究，他们通过压缩、拉伸和剪切等多种试验方法，主要研究了西北地区区域性黄土作为填料时土工格室结构层的力学性质，并与砂，碎石等常用填料进行了对比，认为黄土也可以作为填料使用，这一结也间接说明土工格室对填料的加固作用具有普遍性，适应范围很广。同时还得出了以下结论：在软弱地基上铺设土工格室结构层，承载力一般能提高到原来的5~6倍；片材焊距和厚度对土工格室结构层的强度影响不大；填充进格室内的填料的越密实，土工格室结构层的整体强度越大；原本粘聚力越小的填料，使用土工格室加筋后承载力提高的幅度越大。结构层的抗剪强度因土工格室的加入而有所提高，其应力应变曲线表现出明显的加工硬化现象；将高度较大的土工格室变成相同高度但分成多层的时，抗剪强度的增长明显。结构层的拉伸破坏过程可以分为三个阶段：格室受拉阶段、格室与填料间共同受拉阶段和整体破坏阶段，土工格室的拉伸强度取决于最小的焊点强度等。河海大学的研究团队为探讨何种填料填入土工格室内才能达到最好的效果[107]，分别对素土、水泥土、石灰土等填料在土工格室加入的前后进行了压缩对比试验，进而确定各种土工格室结构层复合材料的应力应变关系，求得变形模量。[143]叶方才等在粘土地基上铺设不同焊距或高度的土工格室粗砂结构层分别进行了载荷板试验，试验得到：地基承载力相比以前有了很大的提高；格室焊距对土工格室结构层抗压性状没有明显的影响；格室高度对土工格室结构层抗压性能亦无明显的影响。[144]另外，马卓军等也通过三轴试验研究了土工格室加筋粘性土的强度特性。从以上研究的动态来看，目前针对格室结构层的研究对象包括：土工格室内填黄土、土工格室内填砂、土工格室内填粘土、土工格室内填水泥土等。试验手段包括直剪试验、三轴试验、压缩试验、拉伸试验和拉拔试验。具体的结论虽有不同，但均证明了格室加筋结构体能提高浅层地基承载力；土工格室结构体比未加筋土体具有更高的强度和刚度；而布置方式、填料密实度、格室规格以及加载方式等均对格室结构层的力学特性有影响。由上可知，应用土工格室来加固地基具有适用范围广，可以使用很多种填料；它可以说是一种机械式的土体加固技术，不需用水和其它添加剂来进行化学反应，所以不会改变填料的颗粒成分以及相互联接等基本性状，也不会对土体产生二次污染，主要通过土工格室与填料之间的相互作用来达到加固的目的。土工格室结构体内在作用机理主要体现在：如图3.3所示，格室片材侧壁对填入其中的填料具有较强的侧向约束作用，在填筑压实和荷载作用下可形成侧限效41 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究应，限制填料发生过大水平变形，同时侧壁的摩擦作用可以承担一部分竖向荷载，有助于扩散荷载。该结构体外部作用机理主要体现在：它作为柔性结构层，局部荷载作用下具有网兜效应，可均化应力，减小相邻板块间的差异沉降，表现为具有较强的抗弯和抗剪刚度，承载变形特征类似于梁板结构，能够有效扩散应力和减小竖向位移，同时侧向约束力的存在将减小上下结构的侧向位移，增强路堤的稳定性。荷载格室壁侧向约束力侧向约束力筋材拉力Tr筋材拉力Tr侧限摩擦力侧限侧向约束力侧向约束力路基反力图3.3土工格室作用机理分析[102]总体而言，土工格室的作用机理主要体现在以下几个方面。1.加筋作用土工格室与其他的土工合成材料一样，主要是起到加筋作用，而这种加筋作用主要体现在提高土体的抗剪强度上。已有的直剪试验表明，土工格室加筋作用主要是土体视粘聚力的提高，它对内摩擦角提高的幅度则相对很小；三轴剪切试验表明，土工格室加筋土的应力应变关系曲线呈加工硬化特征，表明其加筋效果要强于一般的平面加筋类材料。土中设置土工格室结构体后可有效提高地基压缩模量、起到扩散附加荷载、传递拉应力的作用。2.侧向约束作用土工格室对土体的侧向约束作用主要体现在两个方面：一是相互连接的格室侧壁对填入其中的填料具有较大侧向约束作用，在竖向荷载下可形成侧限效应，有效防止填料发生过大侧胀变形而破坏，同时侧壁与填料间的摩擦作用，可承担一部分竖向荷载。二是由于土工格室加筋体与土体模量相差较大，上部荷载作用下两者变形不协调，接触界面会产生相互错动或错动趋势，从而在土工格室加筋体与其上下表面的土体的间产生侧向约束力，该约束力可有效阻止土体的水平位移，即表现为格室加筋体的侧向约束作用。3.网兜兼隔离效应土工格室加筋结构体虽具有较大抗弯刚度，但在局部荷载作用下也会出现一定的下挠变形，从而在土工格室结构体内形成拉力，所以可认为土工格室加筋垫层提供了一向上的托举力，此即为网兜效应。此外土工格室结构层还可将上部填42 博士学位论文土和下部路基有效隔离，起到扩散上部荷载、均化应力的作用。4.柔性筏板效应将土工格室加筋结构体置于路面板下，有些类似于钢筋混凝土的扩展基础层，可有效扩散上部传来的交通荷载、降低路基顶面峰值应力、改善路基受力形态和减小路基沉降与不均匀沉降等。土工格室加筋结构层，不同于一般基层，首先表现为具有抗弯拉性能，这是因为土工格室的塑料片材本身具有较大的抗拉强度，在填料内有序分布，由于它具有一定的高度（5cm、10cm，20cm等），展开后将松散填料体分割成一个个的蜂巢状格室并限制其在竖向受荷时的横向变形，起到类似于混凝土结构中的钢筋骨架的作用，整体来看整个结构表现出柔性筏板效应，具有较大的抗弯和抗剪刚度，因此可有效改善下部路基的荷载分布，提高路基结构的承载力和减小不均匀沉降。应该注意的是在不同的受荷形式下，起主导作用的土工格室的作用机理是有所区别的，其中加筋作用与侧向约束作用始终存在，但只有当荷载作用范围与土工格室的铺设范围相比较小时，如受集中力或局部荷载时，网兜效应才比较明显；而当荷载作用范围与土工格室铺设范围差不多时，类似柔性筏板效应则更加突出。所以，本文认为将土工格室引入到级配碎石层中，可以提高级配碎石层模量，约束其易松散的缺点，从而大幅提高级配碎石层的刚度和强度，使级配碎石基层模量与刚性混凝土面层模量更好的匹配，增强级配碎石基层抵抗永久变形的能力，它保持柔性基层的优点，又没有半刚性基层在温湿荷载交替下易开裂的缺点，起到路面与路基间刚柔过渡，均化应力的作用，对于提高重交通荷载下公路刚性路面寿命具有十分积极的意义。3.2.2土工格室的张拉过程模拟分析土工格室使用时需要展开，由对叠梁试验结果的分析可知，展开的程度不同对格室结构体的弯曲模量是有较大影响的，一般生产厂家与施工方都建议将格室展开为近似正菱形，对其中缘由却很少有人注意到，本节将通过对展开过程的模拟分析，来对此作出说明。模拟软件依然使用ADINA有限元程序，假设格室片材的焊距为0.4m，片材厚度为1.2mm，高度为0.1m，取五个小格室，将两个焊点间的格室片材划分为100份，采用2节点梁单元建立起有限元分析模型，如图3.4所示：所建立的模型包含4条格室片材，片材的焊点处为建模方便用1mm长的相同材料代替焊接点连接起来，格室材料采用线弹性本构模型，取弹性模量为1000MPa，模拟时固定左边的两个焊点的x向位移，但允许其y向的位移，同时限制两个中间焊点的y向位移，以消除整体的刚体位移，采用位移加载的方式，在100个时间步内沿着x方向均匀的将其展开，加载的作用点为固定焊点的对称位置。43 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究图3.4土工格室展开过程分析的有限元模型通过计算发现，展开过程中的弯矩和轴力微乎其微，如第70步时最大弯矩值为0.0896N·m，轴力值也很小，只有0.4722N，对于强度较高的格室片材而言，这意味着在张拉过程中片材长度将基本不发生改变，见下图3.5。图3.5第70步时土工格室的片材中的弯矩与轴力分布图计算出展开过程中的格室形状变化如图3.6所示：从图中可以直观的看到此过程模拟是符合实际情况的，单个格室纵向长度逐步增大，横向的宽度不断的缩小，而通过观察可以认为在展开过程中片材的形成的形状与正弦或余弦曲线极为相似，后续的拟合分析也证明了这一点。a）第10步b）第20步c）第30步44 博士学位论文d）第60步e）第50步f）第40步g）第70步h）第80步i）第90步j）第100步图3.6土工格室展开过程中的形状变化取中间格室的右边线为model-line，可以绘制出变形过程曲线，如图3.7所示：图3.7中间土工格室的变形过程曲线（第10、40、70、100步）提取张拉过程中此model-line上部分节点的坐标信息，列表如表3.1所示：45 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究表3.1model-line上部分节点坐标信息第10步第40步第70步第100步节点号x坐标y坐标x坐标y坐标x坐标y坐标x坐标y坐标410.06770.39820.26770.37190.46770.30530.66770.1571460.06870.35830.27170.33210.47540.26620.68380.1215500.07130.31840.28220.29360.49510.23150.71720.0999540.07520.27850.29730.25660.52190.20190.75550.0886580.07980.23880.31540.22090.55250.17620.79500.0825620.08480.19910.33480.18590.58480.15260.83480.0785660.08990.15940.35430.15100.61710.12900.87460.0746700.09450.11970.37240.11530.64780.10340.91420.0685740.09830.07990.38750.07830.67460.07370.95250.0572780.10100.04000.39800.03970.69420.03900.98580.0356820.10200.00000.40200.00000.70200.00001.00200.0000860.1010-0.04000.3980-0.03970.6942-0.03900.9858-0.0356900.0983-0.07990.3875-0.07830.6746-0.07370.9525-0.0572940.0945-0.11970.3724-0.11530.6478-0.10340.9142-0.0685980.0899-0.15940.3543-0.15100.6171-0.12900.8746-0.07461020.0848-0.19910.3348-0.18590.5848-0.15260.8348-0.07851060.0798-0.23880.3154-0.22090.5525-0.17620.7950-0.08251100.0752-0.27850.2973-0.25660.5219-0.20190.7555-0.08861140.0713-0.31840.2822-0.29360.4951-0.23150.7172-0.09991180.0687-0.35830.2717-0.33210.4754-0.26620.6838-0.12151220.0677-0.39820.2677-0.37190.4677-0.30530.6677-0.1571对土工格室展开后的曲线形状进行拟合，以第40步为例，交换xy的坐标信息输入ORGIN数学分析软件，采用其内置的波形非线性拟合公中的sin函数“y=y0+A*sin(Pi*(x-xc)/w)”进行拟合，拟合效果非常好，详见见下图3.8，图3.9：0.42DSineFitofD0.400.380.360.34x坐标0.320.300.280.260.24-0.5-0.4-0.3-0.2-0.10.00.10.20.30.40.5y坐标图3.8对第40步格室片材形状进行拟合的曲线图46 博士学位论文图3.9拟合信息摘要截图对上表model-line上的坐标数据进行分析，可得出张拉过程中焊点间片材的长度不变，依旧保持在0.4m左右，这也验证了有限元模拟分析出来的格室片材中的弯矩与轴力图是合乎逻辑的，也证明了本次对格室的展开过程模拟是正确的。计算整理出中间格室的纵向长度和横向宽度变化如下图3.10所示：图3.10土工格室的纵向长度与横向宽度随展开过程中的变化曲线由于张拉后格室具有对称性，单个格室围成的面积可以用单个格室横向宽度与纵向长度的乘积的一半来表示，张拉过程中的面积变化如下图所示，由数学知识类比可知，周长一定时，当纵向长度与横向宽度相等的时候，则单个格室的面积为最大，伴随着格室片材的逐步展开，单个格室的面积是先变大后变小，如图47 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究3.11所示。图3.11片材长度0.4m的土工格室面积随展开过程中的变化曲线由于填满密实填料的土工格室结构层，在主要承受竖向压力时有发生横向变形的趋势，如果格室片材未能展开到位，在横向变形的作用下格室片材首先会进一步展开，此过程中片材的拉力依然不会明显增加，它对填料的约束作用将大为减弱，故而生产厂家和实际施工中都倾向于将格室展开为近正菱形，以便取得更好的使用效果。此结论对其它片材长度与焊点间距的土工格室具有普适性。3.2.3土工格室结构层的承载力计算土工格室加筋结构层无疑是属于加筋土的一种，它是水平向加筋体复合地基的一种特殊形式，其承载力可参照水平向加筋体复合地基进行计算。目前常用的水平向加筋体复合地基承载力计算方法有Binquet和Lee极限承载力计算公式、[145]Nishigata-Yamaoka公式和Florkiewicz承载力公式等。国内外许多学者采用三轴压缩试验等探讨了土工合成材料加筋土、砂石或者碎石的承载变形特性，提出了“等效围压原理”和“准粘聚力（或称为似粘聚力）原理”。但是土工格室属于三维加筋体，与一般的平面加筋材料又有所不同，在计算时应基于上面两个原理并考虑土工格室本身承载变形特点。[150]Chandrasekaran等给出的多层平面土工合成材料加筋砂土的轴向承载力计算公式为：Rtan(αφa)KRD−1Pe=πσavDKav(3.1)max3Ktan(αφ)aa式中：σ3—三轴试验围压，kPa；2°Ka—朗金主动土压力系数，由Ka=−tan(45φ/2)计算；R—三轴试验试样的半径，m；D—每层加筋体的间距，m；48 博士学位论文φa—筋土间界面摩擦角；α—取决于筋土界面有效摩擦力的系数，对于土工织物和土工格栅，建议取0.65；φ—填料的内摩擦角。Kav—水平土压力系数，其计算式为：KK+abK=(3.2)av2其中Kb为系数，其计算式为：1K=(3.3)b212tan+φ[151]Bathurst等基于足尺试验得到的使用土工格室加筋材料而增加的土体粘聚力为：∆σ3cK=(3.4)rp22°式中：Kp—朗金被动土压力系数，由Kp=+tan(45φ/2)计算；∆σ3—因土工格室的三维限制效应而增加的围压，kPa；其计算方法可参[152]照Henkel等（1952）根据常规三轴试验中橡皮膜对试验结果的影响而提出的箍张力理论计算公式为：2M⎛⎞11−−εa∆=σ⎜⎟(3.5)3⎜⎟−D1ε0a⎝⎠式中：M—土工格室的抗拉刚度，kN/m；εa—应力应变曲线中屈服点对应的轴向应变；D0—试样的初始直径，m。reinfocedφunreinfocedφcompositewithcomfinementunreinfocedct010203σ1σ3uσ1uσ3△σ3f[153]图3.12土工格室加筋土似粘聚力计算的莫尔圆（摘引于Rajagopal）[153]-[154]而印度学者Rajagopal等基于三轴压缩试验则探讨了土工格室加筋土的应力-应变关系，用莫尔应力圆表示的结果如图3.12所示，由图可知：49 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究⎧1sin++φφ1sin⎪σσ=+=22cKσ+cK13rp3rp⎨1sin−−φφ1sin(3.6)⎪σσσ=+K()∆⎩1p33求解式（3.6）则可得到如（3.4）的似粘聚力cr的计算公式。[159]杨晓华等通过承载板试验研究了土工格室加筋地基的承载力，所得结果表明，软基铺设土工格室结构层后整体承载力提高了5～6倍；他们认为土工格室加筋体复合地基极限承载力由三个部分组成，他提出的计算公式为：123qqqq=++(3.7)ffff12其中，q为格室对填料的侧限和侧壁摩阻力所提供的承载力贡献值，q为格室加ff3筋提供的承载力贡献值，q为原地基的承载力，其计算公式分别如下所示：f1°φq=∆+σtan(45)(3.8)f32232sinppθβqqc+=+N+N(3.9)ffcqBr式中：φ—格室内填料的内摩擦角；∆σ—围压，计算式同上，kPa。3p—格室片材的抗拉强度，kN/m；θ—土工格室加筋体在基础边缘的倾斜角，取θ=14.3°~18.7°；r—土工格室张拉后形成的等效圆的半径，m；β—折减系数，一般取0.5；c—地基土体的粘聚力，kPa；B—基础宽度，m：Nc、Nq—地基极限承载力系数；仔细观察上式，可以看出杨晓华考虑土工格室加筋特性时主要用了片材抗拉强度p与倾斜角θ这两个参数，其中θ与基础下格室体受力变形后的形状有关，不好确定。还有部分学者视土工格室加筋体为置于Winkler地基上的弹性地基梁或板，利[83]用p-s曲线来确定土工格室加筋地基的承载力，具体方法参见相关文献。3.3土工格室低路堤-刚性路面体系的应力应变传递特性3.3.1交通荷载如前所述，结合实际的路面平整度，所关心的车辆有着不同的运动状态，对交通荷载可以进行不同的描述：当车辆静止在路面上时，交通荷载可被描述为点荷载或圆形或矩形的分布荷载；若车辆在平整度好的路面上行驶时，交通荷载可被描述为大小和方向不变但位置改变的移动荷载；若车辆行驶在平整度非常差的路面时，车轮偶尔会脱离路面，特别是存在错台的情形下将发生不可忽视的振动，这时则可以用冲击荷载的形式来描述它。一般路面都会存在一定程度的不平，所50 博士学位论文以交通荷载常以稳态正弦波动荷载来描述，而随机动荷载模型，因其太过复杂，可操作性不强，很少使用。很多研究者在分析交通荷载的应力扩散问题上，将车轮与路面的接地面积假设为矩形，荷载大小均匀分布，静止时取为车轮轴重除以接地面积；以一定速度运动时，根据实验或实测结果总结出路堤内部的应力与速度正相关关系，如中山[59]大学汤连生教授等提出的速度系数kv对其静止时的压力值q0用下式进行提高。qkvv=+(1v)q0（3.10）式中：v为车速，以m/s计。汤教授根据模型试验计算出速度系数kv均值在0.105左右，不过此系数拟合时没有考虑模型相似比的影响，因为如果将其推广到实际公路上常见的速度60，80，100，120km/h来算，q..=275~45q，这个值相对路面设计规范中给出的考虑v0与实际差异和动载的综合系数kc（取值为1.0~1.15），有很大的差异，可见公式3.10采用的速度系数明显偏大。[47]对于交通荷载的冲击作用，黄立葵等建议按照路面不平整度与交通荷载的移动速度v（km/h）来考虑其附加的冲击作用：qqvv=+(1δ)0（3.11）δ为冲击作用系数一般不大于2，按照下公式计算：vδ=av（3.12）vq为轮载，a与路面不平整度相关，取值可参考文献中提供的表格。03.3.2土工格室低路堤-刚性路面体系内的应力应变传递由于理论上的解析公式难以获取，现今在路基路面设计领域遵循的经验公式也多以试验数据整理，数值分析（有限元，有限差分，无网格法）的成果为基础，因而本节尝试应用有限元程序ADINA来比较有无土工格室的两种情况下的低路堤-刚性路面体系内的交通荷载应力应变传递的差异。考虑一个典型的土工格室低路堤-刚性路面体系的路基断面，路面厚度26cm，纵缝间距为4m，单向三主车道（3*4m）和一应急或非机动车道（3m），土工格室结构层高40cm，其下碎石基层厚40cm，低路堤填高1m，地基为软土，厚度向下取为7米，水平方向离开坡脚设置为15m，这个值大于五倍的路堤和路面的总高度，以消除边界的影响。根据相关设计规范和手册和计算精度的要求，合理的选择如下表3.2所列的材料参数：51 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究表3.2ADINA有限元分析材料参数取值材料名称弹性模量E(MPa)泊松比粘聚力c(kPa)内摩擦角ϕ(°)3混凝土路面31×100.167---土工格室基层20000.209040碎石基层3000.3533路堤填土2000.35830软土层600.4515为简单起见，采用平面应变计算模式，不考虑实际工程中在路面板间设置的拉杆与传力杆，但在路面板之间以及路面与基层间设置接触面来考虑他们间的相互作用，荷载作用位置选择在常出现断裂的板边处，采用两个集中荷载以模拟单轴双轮的一侧作用，计算分三步，首先计算重力荷载下的整体应力，获得初始应力状态；第二步将总荷载升至50kN，第三步升至100kN，观察混凝土路面板内最大主拉应力的变化，荷载下路基内竖直方向上的Z向应力分布与基层表面上的Z向应力分布，以及路基内部塑性区的分布，所建立的网格划分模型如下图3.13所示：图3.13平面应变计算模型网格划分对于无土工格室结构层的情况，由于基层都是采用摩尔库伦材料准则，则用材料组3中的原碎石基层的材料参数来取代代表土工格室碎石基层的单元组4所用的材料组，从而巧妙的使得网格划分可保持一致，便于后续的比较。通过平面应变有限元分析得出的路面板内主拉应力（sigam-p1）分布情况如下：对于有土工格室基层的断面，在自重作用下最大主拉应力出现在紧急停车道板（或非机动车道）板底，大小约为400kPa；随着作用在板边的车轮荷载有0增加到50kN，在受荷位置的两侧板顶出现较大的拉应力但尚未超过边板板底的拉应力，当荷载增加到100kN时，直接承受荷载的板顶1951#节点上出现最大的主拉应力993kPa，详见图3.14.a。52 博士学位论文a)有土工格室基层时b)无土工格室基层时图3.14路面板内主拉应力分布对于无土工格室基层的断面，在自重作用下最大主拉应力出现在紧急停车道板（或非机动车道）板底，大小约为330kPa；随着作用在板边的车轮荷载由0增加到50kN，在受荷位置的两侧板顶同样出现较大的拉应力，直接受荷板板顶的拉应力超过了边板板底的拉应力，达到了810kPa左右，当荷载增加到100kN时，1959#节点所在的直接承受荷载的板顶出现最大的主拉应力约1700kPa，远远大于有土工格室基层时的情况，详见图3.14.b。两种情况下的路面板内的最大主拉应力分布与大小的差别显而易见，证明了土工格室的存在将大大改善混凝土路面板的受力状态，这对提高路面疲劳寿命，或者是路面板在最大轴载下的不至于一次断裂的可靠工作能力，保持运营期内路面的服务品质都有积极的作用。选取如下图3.15中黑色圆点所组成的model-line，则可以方便的直接在ADINA自带的后处理模块内，绘制出荷载作用位置下的沿深度的竖向应力变化曲53 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究线，如下图3.16：图3.15荷载下沿深度的model-line图3.16有土工格室基层荷载下沿深度的竖向应力变化曲线从荷载作用点下竖向应力沿深度的分布（图3.16）中可以看出：在车轮荷载作用下，沿着深度竖向方向Z向总应力先减小后增大，转折点约发生在碎石基层与路堤填土的接触面处，越往下重力荷载的影响占据的比重越高，反映出轮载的影响深度有限，计算证实了现行的路基工程设计与施工中提高上部路基压实度的要求是合理的；为便于比较有无格室下的差异，提取两次有限元分析所得的数值，将其绘制在图3.17中，从图中可以看出在相同的荷载下，竖向应力沿着深度的变化曲线是相似的，都是先减小后增大；但有土工格室时路面下的竖向应力较无土工格室时明显偏大，数值上为其2倍左右，但是衰减得也快，在深度为0.5m以下时总的竖向应力就比无格室时要小，而后在2m以下也就是软基内部则趋向同一分布，这一现象表明土工格室结构层的存在可以将竖向车轮荷载产生的应力更多的消耗在了上层路基中，从而减少了软基中的总应力，将更多的应力集中在要求较高，质量较好的上部路基中。图3.18为有无土工格室基层两种条件下直接受荷板下路基表面的竖向应力分布的对比，可见在100kN的车轮荷载作用下，有土工格室时，直接受荷点下竖向54 博士学位论文应力远大于无土工格室时，但离开荷载直接作用处，竖向应力很快变小，体现了土工格室结构层更大的荷载吸收能力，这一点对承受动态的交通荷载应力的路基非常的重要，从图3.18中观察出，受车轮荷载影响的压应力分布的范围也更广，体现出土工格室结构可调动更多的板下土体来承担荷载。两相对比表明了本文提出的土工格室低路堤-刚性路面体系的先进性。-40000有格室50kn-60000无格室50kn-80000-100000-120000-140000STRESS-ZZ(Pa)-160000-180000-200000-2200000246810DISTANCE(m)a）50kN下的竖向应力的比较-50000-100000-150000-200000-250000有格室100knSTRESS-ZZ(Pa)无格室100kn-300000-350000-4000000246810DISTANCE(m)b）100kN下的竖向应力的比较图3.17有无土工格室基层时相同荷载下竖向应力变化曲线500000-50000-100000-150000有格室100kN-200000无格室100kNSTRESS-ZZ(Pa)-250000-300000-350000-40000045678DISTANCE(m)图3.18有无土工格室基层时直接受荷板下基层表面竖向应力分布曲线55 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究同时有限元模型可以给出两种体系的在不同荷载作用下的塑性区分布，如图3.19所示，在相同的车轮荷载作用下，40cm的土工格室碎石基层与40cm碎石层的组合相较直接铺筑在80cm碎石层的体系，塑性区分布明显较小，发展的深度也较浅，体现了土工格室基层的作用。a)有土工格室基层时b)无土工格室基层时图3.19有无土工格室基层时不同荷载下的塑性区分布56 博士学位论文3.4土工格室低路堤-刚性路面结构体系受力分析3.4.1土工格室低路堤-刚性路面体系传力路径如前所述，本文研究的对象是土工格室低路堤-刚性路面体系，从上往下概化成混凝土路面板，下接具有一定抗弯抗剪刚度的土工格室结构层，结构层下为较低高度的路堤，再往下是软弱土地基（过于软弱，则需另行进行一定方式的地基处理），是一多层结构体系。其横断面如下图3.20所示：土工格室结构层40～50刚性路面24～35路堤地面线填土中软弱心地基土线图3.20土工格室低路堤-刚性路面体系分层横断面图图3.21土工格室低路堤-刚性路面体系竖向车轮荷载传递示意如图3.21所示，在移动的车轮荷载的作用下，力将先通过刚性路面板向下扩散传递给土工格室结构基层，因为路面板的刚性半径r一般在0.6~1.2m之间，小于路面板的平面尺寸，传递给土工格室基层的荷载在空间上分布不均，但经过具有一定抗弯刚度的格室柔性结构层的进一步分散后作用在低路堤上荷载会相对均匀，最后通过路堤的扩散作用，可以认为最终传递给地基的荷载会更加均衡。57 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究因为常规路面板平面尺寸都远大于其厚度，故可以看着是弹性薄板，依据我国的近年刚刚颁布实施的《公路水泥混凝土路面设计规范》（JTG-D40-2011）附录[160]B.1.1规定，弹性地基双层板模型，适用于无机结合料类基层或沥青类基层上混凝土面层，旧混凝土路面上加铺分离式混凝士面层，面层和基层或者新旧面层作为双层板，基层底面以下或者旧面层底面以下部分按弹性地基处理。弹性地基单层板模型适用于粒料基层上混凝土面层，旧沥青路面加铺混凝土面层；面层板底面以下部分按弹性地基处理。至于路面板与格室基层间的粘结与摩擦作用，因为本体系因考虑提高抗冲刷能力而引入了一层的复合土工布，可以认为其粘结作用微乎其微。而土工格室碎石结构层，具有一定抗弯能力，类于柔性筏板层，所以本文所提出的土工格室低路堤—刚性路面体系的力学模型可参照弹性地基分离式双层板模型来计算分析。3.4.2弹性地基模型在我国路面板计算分析中，弹性模型在土体介质的模拟中一直处于主流位置，经常采用的有温克尔弹性模型、双参数弹性模型、三参数弹性模型和弹性半空间[161]模型等。3.4.2.1温克尔弹性模型温克尔(Winkler)弹性模型，亦可称为液体地基模型，见图3.22，其假设土体介质表面任意一点的位移w(x，y)与作用在该点的应力q(x，y)成正比，而与作用在其他各点的应力无关，其特征函数为:wxy()，，=kqxy×()（3.13）式中k为地基反力系数(Pa/m)，亦称为压缩基床系数，物理意义是使土介质产生竖向单位位移时需要的竖向应力的大小。q(x,y)xz图3.22温克尔地基模型温克尔弹性地基模型的重要特征是，只在荷载作用的区域下产生位移而在此荷载区域之外变形为零，这实际上是把土体介质地基人为分割成无数的小土柱组成的体系，在分析时用一根根独立的弹簧代替土柱支撑地基板，而各弹簧之间互58 博士学位论文不影响。但按照温克尔假设，土体间剪切应力没法在地基内传递，导致地基板的沉降只发生在基底范围之内，这与很多的实际情况不相符。但温克尔地基模型形式上简洁，具有参数较少的特点，长期以来在极大的范围内得到了广阔的应用。3.4.2.2双参数弹性模型最早的双参数弹性模型由费洛年柯一鲍罗基契(Filonenko一Boredich)提出，是假设存在在常值拉力T作用下的弹性薄膜，连接着温克尔地基中各弹簧单元如图3.23所示，从而使得土体间的应力传递具有连续性，其特征函数为:2qx,y()=×kwx,y()−×∇Twx,y()∂∂22（3.14）2∇=+22∂∂xy式中：k，T—表征土体模型的两个弹性常数；2▽—二阶拉普拉斯算子。q(x,y)弹性薄层xTTz图3.23费洛年柯-鲍罗基契地基模型而若以一个抗弯刚度为D的弹性薄板代替Filonenko-Borodich模型中的弹性薄膜则得到海滕涅(Hetenyi)模型，其特征函数为：22qx,ykwx,yD()=×()−×∇∇wx,y()（3.15）q(x,y)剪切层xz图3.24帕斯特尔纳克地基模型如果考虑有水平方向上剪切作用存在于原本只能竖向受力且各不相干的温克尔弹簧间，则可得到帕斯特尔纳克(Pasternak)模型。这种水平方向上的相互作用通59 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究过一层竖向单元组成的剪切层连接着温克尔弹簧单元，如图3.24所示，这个剪切层能横向传递剪力但是竖向上却不可压缩，帕斯特尔纳克模型假设它在x，y平面上是各向同性的，用剪切基床系数Gp来表示，Gp依赖于地基土的剪切变形，其特征函数为：2qx,ykwx,yG()=×()−×∇pwx,y()（3.16）符拉索夫(Vlazov)模型是不同于以上思路的另一种双参数地基模型，对弹性连续介质引入某种假设来限制弹性层内位移的可能分布，以变分法为基础，而建立起的一种双参数地基模型。它针对平面应变问题在z方向上引入函数h(z)来描述w(x，z)的变化规律，此模型的特征函数表述成：2qx,y()=×kwx,y()−×∇2twx,y()2HE′⎛⎞dhz()kd=∫⎜⎟z()11−+µµ′′()⎝⎠dz（3.17）02EE/′=−00()1µµµµ′=−00()1式中：k、t—与限定函数h(z)土体弹性模量E0及泊松比µ0有关的常数。瑞斯纳(Reissner)模型是通过引进位移和应力的约束，简化各向同性线弹性连续介质的基本方程而推导得出的。假设厚度为H的整个土层内的xy平面内的应力较小，可以略去。其特征方程为：22C2CwC−∇=−∇wqq（3.18）124C1式中，C1、C2—与土层弹性模量E和剪切模量G有关的常数。3.4.2.3三参数地基模型利夫金改进了温克尔地基模型的特征函数来分析矩形基础板的反力分布性质，提出三参数地基模型，其特征方程为：−−−αξη()m()1qx,y()=×+k(1βe)×wx,y()（3.19）式中：k—表征地基土体基本刚度的基床系数；α，β—描述基础以外土体对地基刚度和接触压力分布影响的无量纲参数；ζ，η—对应于xy的变换坐标，ζ=x/a，η=y/b；a，b—矩形基础的半长与半宽；m—矩形基础的半长与半宽的比值60 博士学位论文3.4.2.4弹性半空间模型弹性半无限空间体地基模型具有能够扩散应力和变形的特点，这比文克尔地基模型合理，各向同性半空间是弹性半空间理论中最简单的情况，土体介质的性质由地基土的变形模量E0和泊松比µ0来表征。当集中荷载P作用于弹性半空间土体表面时，布辛奈斯克(Boussinnesq)公式给出了解答，更一般的情况下，当作用于地表面某矩形区域上的荷载为分布荷载q(x,y)，地基板底地基位移与荷载间有如下关系式：1−µabq,(ξη)0wx,y()=∫∫ddξη（3.20）πE−−ab220()()xy−+−ξη上式中，ξ和η为区域中内任意点沿x和y方向的坐标，3.4.2.5层状横观各向同性模型实际上，地基土往往按照不同的年代沉积而成，在竖向上有分层的特点，在各层内包含的土粒的性质相近，但各层却有着较大的差别，因为不同的年代有的颗粒组成不尽相同，且在沉积过程中的不同的形态的颗粒的沉积方向不同，宏观上地基土在水平方向和竖直方向的性质(变形模量、泊松比和剪切模量等)就存在差异，但是按层来看却又是各向同性的，由此提出的土体模型称为层状横观各向同性模型。3.4.3规范法土工格室-刚性路面路面应力计算模型[160]按照规范上的解释，弹性地基双层板模型，适用于无机结合料类基层或沥青类基层上混凝土面层，旧混凝土路面上加铺分离式混凝士面层，面层和基层或者新旧面层作为双层板，基层底面以下或者旧面层底面以下部分按弹性地基处理。虽然土工格室碎石结构层，不属于无机结合料类基层，更不是沥青类基层，但它具有一定抗弯能力，类于柔性筏板层，所以本文所提出的土工格室低路堤—刚性路面体系的力学模型可参照弹性地基分离式双层板模型来计算分析其路面板内的应力，弹性地基分离式双层板分析模型如图3.25.b所示：PsPs刚性面层Echcvc刚性路面板层EchcvcEt碎石基层E1h1土工格室结构层EbhbvbEtEihiEihiEi+1hi+1Ei+1hi+1E0E0a）单层b）双层板图3.25参考规范提出的弹性地基板计算模型61 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究设计轴载Ps在上层板临界荷位处产生的荷载应力σps应按下式确定：-314510.×065..−2094σ=rhP（3.21）psgcs1+D/Dbc设计轴载Ps在下层板临界荷位处产生的荷载应力σbps应按下式确定：-314510.×068..−2094σ=rhP（3.22）bpsgbs1+D/Dcb上式为力学分析加经验总结出来的，参考了国内外对刚性路面的最新研究成果，其中混凝土刚性面层板相对刚度半径r可由下式计算：13/r.DD/gc=+121⎡⎣()bEt⎤⎦（3.23）混凝土层刚性路面板的截面弯曲刚度Dc与土工格室结构层的弯曲刚度Db由下式计算：3EhccD=（3.24）c2121()−vc3EhbbD=（3.25）b2121()−vb板底地基各层的当量回弹模量Et，由下式计算：α⎛⎞ExEE=⎜⎟（3.26）t0E⎝⎠0α为当量回弹模量拟合公式的回归系数：α=+086026..ln(hx)（3.27）Ex、hx为粒料层当量回弹模量和当量厚度：nn22EExi=∑()hii/∑h（3.28）ii==11nhhxi=∑（3.29）i=1上面公式中Ei、hi为粒料结构层的回弹模量和厚度；E0为路床顶综合回弹模量。[160]JTG-D40-2011规范为常见路面结构层参数总结了经验参考值，详见其其附表E.0.2，但对于本文提出的土工格室结构层的材料的弯曲弹性模量规范没有给出参考值，考虑不同地域格室填料的不同，本文建议其用于路面板应力计算时弹性模量的取值范围800~5000MPa，代表值为2000MPa。3.4.4算例分析参考JTG-D40-2011规范条文说明中的B.7中的计算示例1，公路自然区划Ⅱ区拟新建一条二级公路，路面宽7m，路基为低液限粘土，路床顶距地下水位平均1.62 博士学位论文2m，可用粗集料以花岗岩为主。拟采用普通混凝土路面。经交通调查得知，设计轴载Ps=100kN，最重轴载Pm=180kN，当路堤采用粉土质砾（GM）填高为1m[160]时，计算比较采用土工格室碎石基层与普通级配碎石基层下的临界荷位处的荷载应力。初拟普通混凝土面层厚度为0.23m，基层厚0.40m。普通混凝土板的平面尺寸4.5m×3.5m纵缝为设拉杆平缝，横缝为不设传力杆的假缝，路肩面层与行车道面层等厚并设拉杆相连；取普通混凝土面层的弯拉强度标准值为4.5MPa，相应弯拉弹性模量与泊松比为29GPa、0.15。，取低液限粘土路床回弹模量80MPa。取距地下水位1.2m时的湿度调整系数为0.75，由此得到路床顶综合回弹模量为80×0.75=60MPa。粉土质砾（GM）的回弹模量取200MPa，取级配碎石基层回弹模量为300MPa，而采用土工格室碎石结构层时分别采用单层板模型和双层板模型的计算公式，对其模量都取2000MPa。详细的计算比较如下表3.3所列：表3.3规范法计算对比表项单位碎石基层土工格室结构层单层板单层板双层板ExMPa213.793448.276200.000Hxm1.4001.4001.000DcMPa30.08030.08030.080DbMPa--11.111α0.9470.9470.860EtMPa199.994403.353168.977rm0.6430.509-rgm--0.756σMPa1.5481.3141.266psσMPa--0.149bpsσMPa2.6902.2842.200pmσMPa--0.259bpm由本算例计算结果可以得出，采用土工格室碎石基层对比级配碎石基层，若按规范法的双层板模型来计算土工格室结构层上的刚性路面板应力，相对刚度半径由0.643m变大到0.756m，将使得路面板在设计轴载下的设计荷载应力由1.548MPa减小到1.266MPa，减小282kPa约18.2%，减小在最重轴载下的荷载应力491kPa左右。上表同时以单层板模型(如图3.25.a)所示，计算了将碎石基层换成土工格室结构层时的设计荷载应力变化，减小的幅度约为15.1%。计算结果表63 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究明土工格室-低路堤刚性路面体系无论是按单层板还是双层板来计算，都将有效减少路面板的荷载应力，这对于以疲劳破坏为主的混凝土路面来说意义重大，将有效的延长其使用寿命。3.5土工格室低路堤-刚性路面体系设计方法如前述分析可知，本文所研究的土工格室低路堤-刚性路面体系可以概化为多层弹性体系，采用国内现行的力学-经验方法来进行设计，具体设计步骤如下：（1）收集并分析交通参数采集初始年日平均交通量和交通组成、轴载谱，确定方向分配系数和车道分配系数。在此基础上计算轴载换算系数和设计车道标准轴载日作用次数，选定设计使用期和交通量年平均增长率，计算设计使用期内标准轴载的累计作用次数；（2）初拟路面结构一般应按当地交通状况、环境（气温和降水）、土基（土质、地下水位）、材料供应和性质、公路等级和交通繁重程度，来选择路面结构层次组合及各层的类型和材料组成，对路堤高度较低，交通荷载扩散可能不均匀的路段建议使用本文提出的这种新型结构，拟定各结构层的厚度、面层板的平面尺寸及接缝类型和构造；（3）判断是否有必要进行软基处理在力学性质较差的软土路段还应验算路堤沉降和软基承载力，若无法满足使用要求，则需要对软土路基进行进一步的处理，以提高其强度与模量。（4）混合料组成设计及设计参数确定设计面层和基层混合料的配合比，通过试验确定混凝土的设计弯拉强度fr和弹性模量Ec，土工格室结构层弹性模量Eb以及、基层、垫层和土基的回弹模量，计算按公式（3.28）确定基层顶面的当量回弹模量值；（5）计算面层板荷载疲劳应力σpr由弹性地基分离式双层板分析模型计算此体系在标准轴载作用下临界荷位（纵缝边缘中部）处的最大荷载应力；按纵向接缝类型选取应力折减系数；按设计使用期内标准轴载累计作用次数计算荷载应力疲劳系数；按交通等级选定综合[160]安全系数；按规范上提供的公式（B.2.1）综合以上系数得到面层板的荷载疲劳应力σpr；（6）计算面层板温度疲劳应力σtr由所在地公路自然区划选择最大温度梯度，按规范公式计算最大温度翘曲应[160]力和温度疲劳应力系数，按规范上提供的公式（B.3.1）求得温度疲劳应力σtr；（7）检验初拟路面结构[160]按规范上提供的公式（3.0.4-1）或（3.0.4-2）检验混凝土面板的荷载疲劳64 博士学位论文应力与温度疲劳应力之和与可靠度系数的乘积是否小于并且接近于混凝土的弯拉强度标准值。如满足，则初拟路面结构的面层厚度可以作为设计的路面结构，如不满足，则调整初拟结构层次（建议优先考虑调整土工格室结构层厚度），重复上述2、4、5、6设计步骤，直至满足要求为止。3.6小结目前有关土工格室低路堤-刚性路面体系的研究才开始起步，为进一步丰富和完善它的设计计算理论，本章主要对其承载特性做进一步深入分析，探讨其作用机理，并通过平面应变有限元模型在ADNIA中计算了交通荷载导致的应力应变在路基中的扩散问题，并对新体系中路面板的荷载应力计算模式展开了讨论，得到了以下成果：(1)提出了软弱土地区的土工格室低路堤-刚性路面结构体系的主要组成部分，并分析了各部分的功能；(2)土工格室具有一定高度的塑料片材具有较大的抗拉强度，在填料内有序分布，展开后将松散填料体分割成一个个的蜂巢状格室并限制其在竖向受荷时的横向变形，起到类似于混凝土结构中的钢筋骨架的作用，整体来看整个结构表现出柔性筏板效应，具有较大的抗弯和抗剪刚度，可有效改善下部路基的荷载分布，提高路基结构的承载力和减小不均匀沉降；(3)在不同的受荷形式下，起主导作用的土工格室的作用机理有所区别，其中加筋作用与侧向约束作用始终存在，但只有当荷载作用范围与土工格室的铺设范围相比较小时，如受集中力或局部荷载时，网兜效应才比较明显；而当荷载作用范围与土工格室铺设范围差不多时，类似柔性筏板效应则更加突出。(4)对焊点间距为0.4m的土工格室进行了展开过程的有限元模拟，模拟得出在张拉过程中，格室片材的形状类似正弦或余弦曲线，焊点间格室片材长度基本不变，当纵向长度线性增大时，横向宽度以曲线形式不断缩小，格室围成的面积则先减小后增大，当单个格室的横向宽度与纵向长度相等时围成的面积最大，故而生产厂家与实际工程中大多建议将土工格室展开成近正菱形。(5)将土工格室结构层置于路面板下，有些类似于钢筋混凝土的扩展基础，可有效扩散上部传来的交通荷载。ADINA有限元定性的分析表明土工格室结构层的存在将大大改善混凝土路面板的受力状态，对提高路面疲劳寿命，保持路面的服务品质都有积极的影响，并让路基内部应力更快的衰减，从而减小塑性区分布；(6)土工格室低路堤-刚性路面体系的设计计算，可以参考JTG-D40-2011规范中采用的弹性地基双层板分析模型，计算实例表明，采用土工格室碎石结构将大大的减少路面板临界荷位处荷载应力。65 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究66 博士学位论文第4章土工格室低路堤-刚性路面体系的沉降分析4.1概述一般在软弱土区域内设计与施工公路路堤存在着三个主要问题：①路基的稳定问题；②软基的沉降问题；③软基的处置方法与填筑过程控制问题。上述三个问题相互影响，彼此关联：首先软基的处置方法与软基的沉降密切相关，而路基的失稳是软基沉降失控时的必然结果。因而沉降计算是在软弱土区域内设计公路路堤时的关键问题。为了保证施工期与工后地基的稳定，原《公路软土地基路基设计与施工技术[146]规范》(JTJ017-96)要求施工期的控制标准为：路堤中心线地面沉降速率每24小时小于1cm；坡脚水平位移速率每24小时小于0.5cm，这一点实质上是要求在设计时应该考虑填土速率和地基沉降的关系，以免导致地基失稳破坏。同时现有研究早已证明软基的沉降是与时间高度相关的问题，为保证公路运营期路面质量，原JTJ017-96规范还要求的工后容许沉降量在一般路段小于30cm，桥头段小于10cm，这一点实质上是要求考虑沉降与时间的关系。以目前的研究水平来看，软基的固结变形分析最常采用的方法为先运用弹性力学理论来求解土体中应力分布，然后按弹塑性力学的方法来计算土体的沉降。最常见的方法是用分层总和法来计算土体最终沉降量，同时用各种维度的固结理论来分析沉降和时间的关系来估算工后沉降量。另一类分析方法则是根据试验或经验参数选择土体的本构关系，用数值解法求解公路工程的沉降问题。以上这些分析方法有一个弊端，它仅根据不变的内部应力求土体变形或者是单独作固结分析来计算变形和时间的关系。当然用土的蠕变或流变理论虽可以建立荷载、沉降与时间之间的模型，但将其普遍用于工程实践中还有一定的困难。4.2土工格室低路堤-刚性路面体系沉降分析计算典型的道路结构一般由面层、基层以及土基三部分组成。面层直接承受交通荷载的作用，基层将路面传递下来的荷载分散传递到土基表面，在严密的施工步骤与质量保证（压实度，含水量）的前提下，由于面层和基层的强度和模量都显著高于土基，尤其是软弱土区域内未经处理的土基，所以道路的变形主要是由土基的沉降所引起的。低路堤情况下交通荷载产生的应力因为路堤高度有限，很有可能导致扩散不均，在其反复作用下，路基土各点的累积残余变形也将不会相同，从而导致不均匀沉降，严重影响到运营期公路的使用品质，而且过大的不均匀沉67 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究降会使路面结构破坏，为避免上述情况的出现，最常用的方法是对土基进行处置(换填，堆载预压，水平加筋，桩，桩网双向处置等)，来提高其强度与模量，以适应不均匀的应力分布从而减少其差异沉降。但此类方法一般耗时费力，造价较高。故而从路面结构入手，减少交通荷载下的不均匀应力的方法也值得尝试。本文研究的土工格室低路堤-刚性路面体系就是对此的一种尝试。严格来说，土工格室低路堤-刚性路面体系的沉降计算涉及到土工格室结构层与低路堤和路面间的相互作用，但对于沉降计算而言，本文认为无需对此详细区分，可以参照惯常做法将其自身重力整体视为均布荷载或者是梯形分布荷载，但需要考虑交通荷载的影响，来计算应力分布后再按照分层总和法来计算总沉降值。在沉降计算模型中，路堤自重引起的荷载应力的确定是个关键的问题，Perloff[147]等针对该问题提出了“弹性土堤法”，而我国的铁路设计规范中一般将其简化，常用的简化方法主要有比例荷载法和均布荷载法（见图4.1）。蒋关鲁等引述[148]Bozozuk和Leonards关于土质路堤地面下不排水孔隙压力的现场观测资料，认为“弹性土堤法”计算值更接近于路堤基底的实际应力分布。陈昌富等认为应具体情况具体分析，当路堤土与地基土刚度相近时，路基基底应力近似呈梯形分布；但当加铺土工格室加筋垫层存在较大的刚度差异时，应考虑路堤与垫层之间剪切[149]变形的影响，采用“弹性土堤法”的计算基底应力近似呈矩形分布。为简化计算，本文认为路堤荷载可近似为均布荷载。b/2b/2b/2b/2路路基基中HH中γα线αα线αBBa）典型路堤形式b）比例荷载法b/2b/2b/2b/2路路基基中/B中Q线ααα线αB弹性土堤法比例荷载法c）均布荷载法（Q为路基路面总自重荷载）d）弹性土堤法与比例荷载法比较图4.1路堤荷载应力计算方法因为低路堤的情况下，交通荷载应力的影响范围可能会超出路堤高度，沉降计算中则应该考虑其影响，根据弹性地基上弹性布幸奈斯克解，集中荷载作用下的竖向应力为：68 博士学位论文3Pσ=（4.1）车22πH偏保守的取上式中H为低路堤与路面的总厚度，P为相应公路等级下的重车车轮荷载，计算出σ作为交通荷载在路堤底面的荷载应力与路堤自重应力叠加车后，应用被广泛认可的分层总和法模型来计算总沉降量。故而对土工格室低路堤-刚性路面体系可建立如下所示的计算模型：¦自/BQBhi软基第i层pi图4.2低路堤沉降计算模型方法p为路堤与交通荷载按地基的扩散角扩散后的荷载应力，一般规定计算的深i度取到pHii≤0.10.2~∑γi为止，具体计算步骤可以参考土力学教材。工后沉降计算则可根据软基的固结参数进行估算。鉴于目前在设计阶段对总沉降量与工后沉降的计算是基于沉降固结分析而得到的估算值，其能否与实际发生值相符取决于多方面的因素，如钻探取样的质量与代表性，室内土工试验成果的整理水平，计算参数的选取是否正确，以及是否按设计的要求做好软基处理与控制填筑速度等。一般有条件的工程都会要求有专业的软基监测单位依据实时监控数据来指导施工过程，以避免机械的按照估算出的沉降值来安排施工，引起预压时间不足就铺筑路面导致运营期路面发生过大沉降等问题，或是不必要的延长预压期，耽误整体工期安排。4.3土工格室低路堤-刚性路面体系差异沉降的有限元计算本章的目的主要在于分析土工格室低路堤-刚性路面体系在控制差异沉降方面的效果，因为以常用的各种弹性地基梁板法为代表的解析法的解答，仅在特殊荷载作用形式与边界条件下存在，同时也局限于弹性地基（winker，双参数地基）的假设，对本文所研究的多层路基结构要先作合理的简化将其均匀化，而且地基参数的取值虽有规范和手册给出的建议值，但在具体定值上不同的人有不同的取法，很难统一起来。故而在计算方法的选择上，本章将继续以有限元定性分析计算为主。依旧选择如3.3.2节中的有限元模型为基本模型，比较路面下有无土工格室结69 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究构层的沉降差异，并与设置同样厚度同样参数的土工格室垫层于地基表面的情况两相对比。4.3.1有无土工格室结构层的差异沉降通过ADNIA有限元程序计算出在100kN板边荷载作用下，有土工格室结构层的整体变形如图4.3所示，最大变形为12.5mm：图4.3有土工格室结构层时整体变形图无土工格室结构层是整体变形如图4.4所示，最大变形为14.0mm：图4.4无土工格室结构层时整体变形图比较图4.3与图4.4可以清晰的看出，有土工格室结构层存在时，虽未考虑路面板间的拉杆和传力杆，在路基内部的变形较大区域（红色）扩展到了相邻的非直接受荷板下，直观的体现出了土工格室结构层的均化变形的作用。选取路堤下表面上的节点组成model-line，提取线上各点的在各级荷载下的沉降值，按照与路堤左侧中心线的距离绘制成图4.5中，从图中可以看出，在不考虑轮载只考虑路基填料自重的时候，有无土工格室差别不大，但当板边作用50kN荷载时差异开始显现，当荷载增加至100kN的时候，差异已经非常明显，荷载作用点下地基表面的沉降曲线曲率变化很直观的显示这种差异。70 博士学位论文-0.0060-0.0065-0.0070-0.0075-0.0080-0.0085-0.0090有格室自重-0.0095有格室50kn有格室100kn-0.0100无格室100knZ-DISPLACEMENT(m)无格室50kn-0.0105无格室自重-0.0110-0.0115-2024681012141618DISTANCE(m)图4.5有无土工格室结构层时路堤下表面沉降曲线将路堤下地基表面的沉降值列于表4.1中。表4.1有无土工格室的差异沉降与处置效果沉降/mm有格室结构层无格室基层自重50kN100kN自重50kN100kN最大沉降-8.798-9.564-10.670-8.806-9.667-11.274最小沉降-8.558-8.484-8.389-8.553-8.528-8.409差异沉降0.2401.0802.2810.2531.1382.866处置效果-4.90-5.15-20.40———从表中可以得出以下认识，在其他条件一致的情况下，以无土工格室结构层的低路堤为比较对象，设置土工格室结构层后可以有效减小地基表面的差异沉降，当荷载越大，对差异沉降的控制效果越好，50kN时为减少5.15%，100kN时为减少20.4%，这对目前屡禁不止的超载现象尤为有利。4.3.2土工格室结构层与垫层的处置差异修改上面建立的有限元模型，在地基表面下0.4m深度区域内设置和土工格室结构层同样材料参数的垫层，同时将土工格室结构层和碎石基层合并使用碎石的材料参数，其他诸如边界，荷载，计算步骤等条件不变，建立的有限元网格如下图4.6所示：71 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究图4.6土工格室垫层的有限元计算模型计算发现，在板边车轮荷载用两个时间步（2*1）从0加到100kN，程序不再收敛，将时间步长设置为10*0.2后，将每步荷载分成5个小步来计算，计算顺利进行，这有些类似于路堤填时最好分级施加，这也从侧面反映出若将土工格室层下移到地基表面后，体系的承载能力将有所降低。下图4.7为总荷载为100kN时的整体变形图，在最大变形区域的分布上有点类似于无土工格室的情形，从这一方面来讲，使用土工格室作垫层的表现将逊色于采用土工格室结构层的情形。采用土工格室垫层时的整体变形如图4.7所示，最大变形为13.0mm图4.7土工格室垫层时整体变形图-0.0060-0.0065有格室自重有格室50kn-0.0070有格室100kn-0.0075垫层100kn垫层50kn-0.0080垫层自重-0.0085-0.0090-0.0095-0.0100Z-DISPLACEMENT(m)-0.0105-0.0110-0.0115-2024681012141618DISTANCE(m)图4.8土工格室作垫层和基层时路堤下表面沉降曲线72 博士学位论文同样选取路堤下表面上的节点组成model-line，提取线上各点的在各级荷载下的沉降值，与采用土工格室结构层的数据按照与路堤左侧中心线的距离绘制在图4.8中，从图中可以看出，整体来看，虽然用垫层置换了地基中部分深度的软土，但它比采用土工格室结构层的总沉降值大一些，但在控制差异沉降上两者表现相当，甚至稍好于采用土工格室结构层作为下面层时的表现。将两种情况的路面板下地基表面的沉降值列于表4.2中，同时处置效果一行的数据表明相对于格室垫层，使用土工格室结构层，差异沉降值会较大，但是它对荷载变化不甚敏感，50kN和100kN下同为增大29%左右。咋一看来这一结果并不能证明，将土工格室结构层移动到路面层下是更为明智的处理方法，但是仔细观察图4.8中在荷载作用点附近的差异沉降，两种方案在局部荷载作用下的差异沉降控制能力是相当的。表4.2有无土工格室的差异沉降与处置效果沉降/mm有格室结构层格室垫层自重50kN100kN自重50kN100kN最大沉降-8.798-9.564-10.670-9.248-9.905-10.786最小沉降-8.558-8.484-8.389-9.000-9.068-9.014差异沉降0.2401.0802.2810.2480.8371.771处置效果-3.2728.9528.77--—4.4差异沉降影响因素的正交分析在一新的课题研究中，我们需要通过一定次数的试验获取数据来指导实际的生产活动。对试验数据进行科学的统计分析，可以帮助我们找出问题的主要矛盾方面及它们之间的相互关系，明确出问题的内在规律，从而获得课题的最优解决方法。对于单因素多水平的试验，可以采用黄金分割比（0.618）法、对分法、交替法、调优法等来解决，但对于多因素多水平的问题，上述方法就捉襟见肘、无法胜任了。而正交设计是数理上完备的基于方差分析模型的部分因子设计方法，是解决多因素多水平试验问题的有效方法，能以较少试验次数的确定出试验结果对各影响因素的敏感性。4.4.1正交试验设计法要进行正交分析，首先必须安排正交试验获取数据。正交试验设计是一种可以科学的安排多因素多水平试验的数学方法。它主要是基于上个世纪四十年代由芬尼(D.J.Funney)、普莱凯持(R.L.Plackett)、伯曼(J.P.Burman)和罗(C.R.Rao)等人提出的，在五十年代初期由日本统计学家“田口玄一”在从事生产质量管理时进一步73 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究[162]总结出的一种试验设计方法。采用正交表安排试验，具有科学严谨，试验次数较少、便于推广等优点。其方法的本质可以概括为“均匀分散，综合可比”，均匀分散使选择的试验组合具有有代表性，整齐可比则是指便于进行试验数据的处理。由于这种方法可以通过相对较少的试验次数与简便的分析方法，获得较好的结果，因而在多因素多水平影响的敏感性分析中得到广泛应用。正交试验设计的关键是试验指标、影响因素及因素水平的选取与试验计算方案的确定。根据给定需要考察的因素及各因素的水平，选择与之相适应的正交表Ln(r1×r2×…×rm)。其中L表示正交表；n表示正交表行数(即需要安排的试验次数)，而m表示该正交列数(即试验可安排的因子数)，且第j个因素有rj个水平。在生产m中的是等水平正交表，即：r1=r2=…=rm=r，简记为：Ln(r)，表示对m个影响因素的r个水平需要进行n次试验，如果各因素的水平数不同则需用到混合正交表。对正交试验结果的分析一般是采用极差分析法，又称直观分析法。他主要是在考虑A因素时，认为其它因素对结果的影响是均衡的，各水平的差异是由于A因素本身引起的。简单介绍下极差分析的基本知识，如用A,B,…表示不同的因素；r为试验中考虑的不同因素的水平个数；Ai代表着因素A的第i个水平（i=1,2,…,r）；Xij代表着因素j在第i水平上的开展的试验(i=1,2,…,r；j=A,B,…)。用变量Yijk代表试验结果，假设它服从正态分布，那么在Xij下进行n次试验可得到n个试验指标Yijk[163]（k=1,2,…n），则Kij计算公式如下：nKij=∑Yijkk=1(4.2)对正交试验结果的分析，通常采用直观分析法或称极差分析法，通过下面的公式4.3计算极差Rj：Rj=−max{KK12j,jr,LL,Kj}min{KK12j,jr,,Kj}(4.3)式中：Kij—因素j水平号为i的所有试验结果之和。一般的情况下，求得的各个因素的极差互不相等，代表着各因素的对试验指标的影响不同。某个因素的极差愈大，说明当这个因素的改变对试验指标的影响也愈大。极差最大的那个因素对试验指标的影响最大，可以认为是最重要的影响因素；极差次大的那个因素，可以认为是相对重要的因素，以此类推便可对各影响因素进行排序。极差最小的因素虽然不能确定是不重要的因素，但能肯定当该因素在所选用的因素水平范围内变化时，对该试验指标的影响较小。极差分析方法的优点是方法简单、直观、计算量较少，缺点是不够精确，只能得出各因素对试验指标影响的相对大小而不能确定每个因素对试验指标的影响74 博士学位论文是否显著及显著性的大小。采用方差分析可以弥补极差分析的不足。方差分析本质上是通过分析离差平方和给出的，故习惯上称之为方差分析。本章还同时采用了方差分析方法对试验结果进行分析，它一方面既弥补了极差分析方法无法对影响因素进行显著性检验的不足，同时还可以与极差分析的结果进行对比。4.4.2差异沉降的影响因素及水平与正交试验表从前面章节的分析可知在软弱土地区，因为路堤高度有限，低路堤情况下交通荷载产生的应力的扩散不均是导致差异沉降产生的主要外在原因，而软基的变形性质以及其天然的变异性则是根本的内在原因。从上往下来看可能影响到交通荷载应力扩散能力的角度来看，路面的厚度与模量，土工格室结构层的厚度与模量，路堤的高度与模量是主要的影响因素，而体系软基的变形性质的模量决定着整体沉降的大小，也是在计算中应该考虑的，按理来说软基的厚度也是至关重要的但对于具有的工程来说，除了换填处理，它的厚度一般认为不会发生变化，因而在这个因素水平上就没有差别，可将其排除在敏感性分析外。至于软基在空间内的变异性涉及到太多将使得问题大大的复杂化本文暂不考虑，假设软基的性质是均匀的。显然本文拟考虑的上述7个因素之间是彼此独立的，如果假设各个因素的水平分为3级，按照各个因素的经验取值范围，按照相近的变动水平确定每个水平的代表值，详见表4.3：表4.3影响因素及水平表结构层低路堤影响路面厚路面模结构层低路堤软基模模量模量因素度/m量/MPa厚度/m高度/m量/MPa/MPa/MPa水平10.20290000.38000.310030水平20.23300000.410000.412540水平30.26310000.512000.515050不同正交表适用于数量不同的影响因素、因素的不同水平级数，因而要根据具体的情况来决定正交表的选取，因为本文选择的上述的7个因素都是考虑有数7量为3的变化水平，则应选用水平数相同的L18（3）的标准正交表来安排数值模拟实验计划，见表4.4，正交表格的是有专用的格式的，下面本文将用它来研究土工格室低路堤-刚性路面体系在板边车轮荷载作用下的路面板间的差异沉降，确定出影响因素的相对大小和显著性水平。75 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究7表4.4正交数值模拟试验安排表L18（3）因素路面厚路面模结构层结构层低路堤低路堤软基模度/m量/MPa厚度/m模量高度/m模量量/MPa/MPa/MPa实验10.2290000.38000.810030实验20.2300000.41000112540实验30.2310000.512001.215050实验40.23290000.31000115050实验50.23300000.412001.210030实验60.23310000.58000.812540实验70.26290000.48001.212550实验80.26300000.510000.815030实验90.26310000.31200110040实验100.2290000.51200112530实验110.2300000.38001.215040实验120.2310000.410000.810050实验130.23290000.412000.815040实验140.23300000.5800110050实验150.23310000.310001.212530实验160.26290000.510001.210040实验170.26300000.312000.812550实验180.26310000.48001150304.4.3差异沉降的敏感性分析以3.3.2节的在ADINA有限元软件中建立的平面应变分析模型为基础，软基厚度依然取为7m，路面纵缝间距为4m，变化表4.4中涉及到的因素水平，以荷载作用位置处板间差异沉降为试验指标，如下图4.9所示：车轮荷载非直接受荷板板间差异沉降量受荷板图4.9板间差异沉降量示意图76 博士学位论文以试验1的数值模拟试验为例，路面厚度为0.2m，土工格室结构层厚度0.3m，低路堤填土高度为0.8m，软基总厚度为7m，宽度为26.1m，模型的网格划分如图4.10所示：图4.10试验1网格划分计算出的整体沉降（z-displacement）如图4.11所示：图4.11试验1整体沉降云图板间差异沉降取位于非受荷板板角的1602号节点与位移受荷板的1766号节点之间的z方向距离，屏幕截图如图4.12所示：图4.12试验1板间差异沉降量77 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究为便于分析，将所有18次模拟出的荷载作用位置处路面板差异沉降量的试验结果汇总到表4.5中：表4.5ADINA数值模拟试验结果结构低路路面路面结构低路软基层模堤模差异沉因素厚度模量层厚堤高模量量量降量/mm/m/MPa度/m度/m/MPa/MPa/MPa实验10.2290000.38000.8100301.0543实验20.2300000.410001125400.514252实验30.2310000.512001.2150500.278691实验40.23290000.310001150500.548437实验50.23300000.412001.2100300.545754实验60.23310000.58000.8125400.462393实验70.26290000.48001.2125500.430153实验80.26300000.510000.8150300.495288实验90.26310000.312001100400.729091实验100.2290000.512001125300.452513实验110.2300000.38001.2150400.556347实验120.2310000.410000.8100500.58411实验130.23290000.412000.8150400.526878实验140.23300000.58001100500.427724实验150.23310000.310001.2125300.682302实验160.26290000.510001.2100400.394349实验170.26300000.312000.8125500.665029实验180.26310000.48001150300.548328通过对数值试验得到的车轮荷载作用位置处的差异沉降量进行直观的极差分析，由各因素极差的大小，来反映因素变化时对土工格室低路堤-刚性路面体系差异沉降的影响，计算出的极差越大，就说明该因素的影响越大，试验结果对这个因素越敏感。表4.6给出了车轮荷载作用位置处板间差异沉降的均值及极差R，可以看出各因素对差异沉降量影响大小的顺序为：土工格室结构层厚度>低路堤高度>软基模量>低路堤填土的模量>土工格室结构层模量>路面板厚度>路面板模量。从极差分析结果来看，控制土工格室低路堤-刚性路面体系差异沉降的关键因素是土工格室结构层的厚度，其次是低路堤的高度。这一点不难理解，因为这两项因素直接关78 博士学位论文系到车轮荷载通过路堤传递到软基表面上的应力分布情况；而在常见的取值范围内路面板的厚度与模量变化对板间差异沉降的影响不大，处于次要位置。表4.6正交试验极差分析表结构层低路堤路面厚路面模结构层低路堤软基模因素模量模量度/m量/MPa厚度/m高度/m量/MPa/MPa/MPa均值K10.5730.5680.7060.5800.6310.6230.630均值K20.5320.5340.5250.5360.5370.5340.531均值K30.5440.5470.4180.5330.4810.4920.489极差R0.0410.0340.2880.0470.1500.1310.141当不考虑各因素之间的交互作用，且认为各项因素都可能产生误差时，对包含3个因素水平的正交试验而言，若取显著性水平为0.05，则对应的F临界值为3.74，若某因素的F值高于此临界值表示它对试验结果有显著的影响，对本文所做的数值试验结果进行方差分析，各因素的试验结果方差分析详见表4.7。表4.7正交试验方差分析表因素偏差平方和自由度F比F临界值显著性路面厚度/m0.00520.0773.740-路面模量/MPa0.00320.0463.740-结构层厚度/m0.25323.9013.740**结构层模量/MPa0.00820.1233.740-低路堤高度/m0.06921.0643.740-低路堤模量/MPa0.05320.8173.740-软基模量/MPa0.06320.9713.740-误差0.4514---由表4.7可见，土工格室结构层的厚度对试验结果的影响是显著的，其次是低路堤的填土高度，其他因素的影响相对较小，得出的结论与极差分析法一致。表明了若要控制好差异沉降，最有效的方法是提高土工格室结构层的高度和低路堤的填土高度。4.5小结当以低路堤的形式新建公路时，传递到地基面上的总荷载无疑是大大减小的，但是低路堤情况下交通荷载产生的应力因为路堤高度有限，很有可能导致扩散不均，在其反复作用下，路基内各点的累积残余变形也将不会相同，从而导致不均匀沉降，土工格室低路堤-刚性路面体系的沉降计算涉及到土工格室结构层与低路79 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究堤和路面间的相互作用，但对于沉降计算而言，本文认为无需对此详细区分，可以参照惯常做法将其堤身重力整体视为均布荷载或者是梯形分布荷载，并考虑交通荷载的影响，来计算应力分布后再按照分层总和法来计算总沉降值。通过有限元模拟计算，定性的比较了路面下有无土工格室结构层时的沉降对比，并与设置同样厚度同样参数的土工格室垫层于地基表面的情况进行了对比，并对可能影响到板间差异沉降的7个因素设计了3个因素水平的正交试验，得出了以下结论：(1)当在刚性路面下有土工格室结构层存在时，虽未考虑路面板间的拉杆和传力杆，在路基内部的变形较大区域扩展到了相邻的非直接受荷板下，直观的体现出了土工格室结构层的均化变形的作用。(2)在其他条件一致的情况下，与无土工格室结构层的低路堤刚性路面相比，设置土工格室结构层可以有效减小地基表面的差异沉降，当荷载越大，对差异沉降的控制效果越好；(3)采用土工格室结构层比以土工格室结构层置换地基中的软土的总沉降值小一些，但在控制差异沉降上两者表现相当；(4)对正交试验结果的极差分析与方差分析都表明，各因素对差异沉降量影响大小的顺序为：土工格室结构层厚度>低路堤高度>软基模量>低路堤填土的模量>土工格室结构层模量>路面板厚度>路面板模量。所以要控制好板间差异沉降，最有效的方法是提高土工格室结构层的高度和低路堤的填土高度。80 博士学位论文第5章土工格室低路堤-刚性路面体系模型试验设计5.1概述因为本文提出的土工格室低路堤-刚性路面体系研究才刚刚起步，缺少真正意义上的原型工程，即便是以土工格室结构层作为基层使用的实例也少之又少，目前为止仅能查到同济大学的侯航舰在其毕业论文中为改善半刚性基层时作过一些[164]有益的探讨，他利用现场承载板检测，通过BISAR软件来反算路面基层的单层模量，得出了土工格室对于提高级配碎石基层模量效果显著的结论。利用试验手段探讨公路路基的承载和变形机理，国内外已有不少研究实例，主要的方法有现场试验、原位监测、室内模型试验、离心模型试验等。其中现场试验和原位监测的数据来源于实体工程中具体研究对象的真实工作状态，它反映的规律更加贴近工程实际，数据价值较高，但是现场试验和原位监测往往存在影响因素多且难控制、试验时间和资金成本高，较难探讨试验要素（处置方法，路堤高度，填料种类等）改变的影响等缺点；在室内进行的足尺和缩尺模型试验，虽不能以原状地基为基础，但其操作性相对而言更强，试验要素的可控性更好，且工程量和资金消耗均有限，因此对于探讨土工格室低路堤-刚性路面体系的承载和变形机理的规律性研究，室内模型试验应该是优先考虑的方法。为了更深入地探讨土工格室低路堤-刚性路面体系的承载性状和变形机理以及其应用于软弱土地基上的优势，本文拟通过设计两组室内模型试验对其进行对比研究。5.2相似理论相似理论从现象发生和发展的内在规律性(数理方程)和外部条件(定解条件)出发，以描述现象的数理方程在量纲上必须是阶次相同原则（不受单位制选择的影响）为前提，若外部条件相似则可通过线性变换之类的数学手段而得到了相应的结论。相似理论是关于试验的理论，用以指导试验的根本布局问题，在结构模型试验研究中，只有模型和原型保持相似，才能由模型试验结果推算出原型结构的相应结果。它为模型试验提供关于尺度的缩小或放太，参数的提高或降低，介质性能的改变等方面的指导，目的在于以最低的成本和在最短的运转周期内摸清我们所研究对象的内部规律性。在探索物理现象背后本质的自然规律的过程中，人们以相似理论为指导，形成了一种研究自然界和工程中具体的相似现象的方法，这类方法被称为相似方法，81 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究其中最为直观的手段就是模型试验，它是指基于实验室条件，采用缩小的或放大的模型对实际工程中可能发生的现象进行模拟研究。模型试验的设计应该以相似理论为基础，基于相似理论进行设计的模型试验所得结果才能够反映工程实际。相似理论与模型试验的关系是是相辅相成，它们共同促进了相似理论学科的发展。相似理论的最主要价值在于它指导模型试验上。尽管相似理论本身是一个比较严密的数理逻辑体系，但因其处理的问题一般都是极其复杂的，所以实际的应用起来，不可能做到很精确，但我们应该做到尽可能的相似。5.2.1相似三定理相似理论是说明自然界和工程中各种相似现象相似原理的学说，其基础可以[165]概述为由基尔皮契夫（M.B.KnphneB）等人总结提出的关于相似的三大定理。相似第一定理：两个相似的系统，单值条件相同，其相似判据的数值也相同。相似第二定理：当某一现象可以由n个物理量的之间的函数来描述，若这些物理量中只含有的基本量纲数为m时，则必然能得到相似判据(n-m)个。相似第三定理：凡具有同一特性的现象，当单值条件系统的几何性质、介质(的物理性质、起始条件和边界条件等彼此相似，且由单值条件的物理量所组成的)相似判据在数值上相等时，则这些现象必定相似。这三条定理是相似理论所包含的最为核心的内容。相似三定理明确了模型满足什么条件、现象时才能相似，它是模型试验所必须遵循的法则。相似第一定理主要是相似现象的性质，可描述为“所有相似现象的相似准则的数值相等”，具体包含以下四点含义：（1）从遵循的自然规律出发，相似常数的选择必须满足一定的约束条件；（2）在几何形状上，相似对象的之间具有一致性；（3）从空间和时间上来说，描述相似现象的变量相互成比例；（4）相似现象可以用完全相同的表述进行描述。相似第二定理主要用于推导相似判据，具体应用中又称为π定理，当要描述某现象的各种量之间的关系时，可表示成相似准则之间的函数关系，即：f()π，，，ππLL=0(5.1)12n相似第三定理是进行模型试验时应遵循的理论指导原则，反映了模型现象相似于原型现象的必要条件，具体包含以下2点：（1）现象相似的第一个必要条件是相似现象都服从于同一自然规律；（2）现象相似的第二个必要条件是单值条件相似，主要包括：①几何条件相似。即物体的几何形状应按单值提出且满足下式：82 博士学位论文xyz原原原===c(5.2)xyz模模模②介质条件相似，又称为物理条件相似，即物体的物理属性如密度，泊松比等应满足下式：ρµ′′′g===ccc,,LLρµgρµg(5.3)③边界条件相似。即模型所处空间的边界条件应与原型相似；④初始条件相似。即物体所处应力、位移和速度等初始条件应与原型相似；5.2.2模拟土工格室低路堤-刚性路面体系的相似准则本文室内模型试验以软弱土地基上修建公路路基时采用土工格室低路堤-刚性路面体系为模拟的对象，一般来说软土含水量在30%～50%之间，土性较差，同时需要特别注意的路段软土厚度都较大，但路堤填土荷载一般都会超载预压与地基沉降稳定后进行，同时根据已有的研究，交通荷载的影响深度有限，考虑到影响路基路面体系的承载和变形形状的因素太多，尚无统一的经验方程描述，所以本文拟采用量纲分析法推导此项模型试验的相似准则。所有的物理力学方程都由一些物理量组成，任何物理量都有一定的量纲。量纲分为两类：一类是基本量纲，它们是彼此独立，不能互相导出的，必须人为地设定；另一类是导出量纲，可由基本量纲导出。在SI单位制中定义了七大基本量纲，分别是长度m、质量kg、时间s、电流A、热力学温度K、发光强度cd、物质的量mol；其余物理量的量纲均可由上述基本量纲推导，如速度的量纲按定义可由长度和时间组成，其量纲为长度/时间，以[L/T]表示。重量的量纲，按牛顿运动定律由质量和加速度组成，其量纲为质量×长度÷时间^2，以[MLT^-2]。量纲分析所根据的重要原理是任何物理定律必需跟其计量物理量的单位无关。因为任何有意义的方程式，其等号左边与右手的量纲必需相同。检查有否遵循这一规则是进行量纲分析最基本的步骤。量纲分析法首先确定模型试验所需采用的物理量。表5.1列出了模型试验设计应考虑的物理量及其对应因次（即为量纲）。根据已有经验可知，软土层厚度和其他特性尺寸包括路基路面各组成部分的宽度、厚度等对路基路面承载和变形特性有不可忽略的影响，在量纲分析中必须加以考虑；软土、路堤填土、土工格室结构层和碎石层等的压缩模量对路表沉降有着直接影响，量纲分析中必不可少；根据前章有限元分析结果可知，加筋基层模量与路面弹性模量的扩散作用对复合地基沉降计算的影响不可忽略，软土含水量、孔隙比虽对路基的应力应变影响较大，但它们的量纲为1且间接反映在软土压缩模量等参数中，故在量纲分析可不83 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究予考虑。此外，因实际工程中软土的重度对体系的变形影响很小，量纲分析时将其归入次要物理量而不予考虑。另由静载试验p-s曲线可知，试验所重点关心的量—体系承载力和沉降变形实际上是相互关联的（p-s曲线上极限承载力对应一定的沉降值），量纲分析时可只取其中之一即可，本文在此取承载力p为独立的物理量。表5.1物理量及采用情况表物理量符号因次（或量纲）备注软土厚度HL采用路堤各层厚度l1l2l3l4L采用软土含水量w1不用软土孔隙比e1不用-3软土密度γsFL不用-3路堤平均密度γFL不用-2软土压缩模量EsFL采用-2加筋基层模量EgFL采用-2路面弹性模量EFL采用地基承载力pF被决定量地基沉降sL不用量纲分析法的核心是写出量纲方程。被决定量p及其影响因素之间的关系为：f(,,,,,pEEEHllll,,,)0=(5.4)sg1234其因次关系式为：a1−−−222aaa234aaaaa56789[]FFLΠ=[]⎡⎤⎡⎤⎣⎦⎣⎦FL⎡⎤⎣⎦FL[][][][][]LLLLL(5.5)由上式写出因次矩阵为：⎡⎤aaaaaaaaa123456789⎢⎥pEEEHllll⎢⎥sg1234(5.6)⎢⎥F111100000⎢⎥⎣⎦L022211111−−−模型物理量的个数为9，因次矩阵主要包含力和长度两个基本量，所以它的秩为2，因而无因次数群（Π项）的个数应为7个（9-2=7）。由[Π]的右边总因次为零的条件可得方程组如下：⎧aaaa=−−−1234⎨(5.7)⎩222aaa=−−+a+a+a++aa23456789Es令a3=1，aa49...=0，即可解得相似准则为：Π=1，若令aa39...中某一个为E84 博士学位论文EgHElE1lE2lE31，其他为0则还可解得：Π=2，Π=3，Π=4，Π=5，Π=6，EpppplE4Π=。7p5.3模型试验方案在相似理论的指导下，考虑到现阶段重点关注的土工格室碎石基层的加入对低路堤-刚性路面体系的影响，本文设计了两组具有可比性的室内模型试验，简述如下：（1）试验1：有土工格室结构层的软土上低路堤刚性路面模型试验；（2）试验2：无土工格室结构层的软土上低路堤刚性路面模型试验；试验内容包含路基回弹模量测试、往复车载试验、板底脱空下的往复车载试验、静载荷试验，试验路面静载荷破坏试验和冲击荷载破坏试验六个部分。A33C3A22C2行车道2行车道1超车道A11C1a)平面图混凝土面层行车道2行车道1超车道碎石或格室碎石基层1:1路堤填土泡沫重塑软土板b)剖面图图5.1模型试验示意图(单位：mm)考虑到先期进行的试验小项可能会对后续试验初始条件产生影响，最令人信服的处理办法是每次试验前都按标准流程填筑好软基，土质路堤和基层以及路面，但在在校学习期间限于精力与财力将无法完成如此旷日持久和消耗巨大的试验，85 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究在详细分析了各拟进行的试验小项的影响后，结合试验的主要目的，认为软土层在依次进行各项试验后依然具备可比性，故拟将两组试验各分成三个阶段，首先进行第一组，再进行第二组，藉此比较有无土工格室结构层相互间的差异，来研究软土上土工格室低路堤-刚性路面体系的承载和变形特性。具体流程如下：第一阶段依次填好软土，路堤土和基层后（试验1为土工格室碎石基层，试验2为碎石基层），首先进行路基回弹模量测试，然后浇筑路面板进行往复车载试验，再在整个路面板中心位置上用模型小车加载以观测路基内土压力与空隙水压力的变化，之后在各路面板中心试冲为冲击荷载试验确定所需的落距；第二阶段，重新填筑软土以上的路堤填土，基层，路面板后，进行板底脱空下的往复车载试验；第三阶段，重新填筑软土以上的路堤填土，基层，路面板后，进行路面静载荷破坏试验和冲击荷载破坏试验。模型试验平剖面示意图如图5.1所示：实验方案的顺利实施证明了以上安排的合理性。详细的各小项试验过程及成果分析见下章。5.3.1模型试验相似条件本次模型试验的相似条件包括材料相似、几何及物理条件相似、边界条件相似和初始条件相似等内容。5.3.1.1材料相似本次模型试验所选材料包括软土、路堤填土、碎石材料、土工格室材料，路面混凝土材料等均参考可能的实际工程取用，保证了试验材料与原型在本构模型上的一致性。软土拟选用长沙地区湘江支流靳江河边的河漫滩冲积软土；采用实验室地槽内的黄色含砂粘土模拟路堤填料，它的压实性能较好，填筑路堤时采用满足几何相似比的分层厚度逐层填筑方式，以保证路堤填料的压实度与原型基本一致，采用工程中常用的方法，首先在室内利用轻型击实试验获得硬粘土的击实曲线并确定其最佳含水量和最大干密度，然后选择合适的含水量以控制来得到原型一致的压实度。碎石采用干净级配碎石，最大直径dmax<25mm；土工格室选用北京燕山石化公司提供的高强度TGGS系列土工格室，高度为3.5cm。5.3.1.2几何及物理条件相似模型试验的几何相似和物理相似条件主要如下：（1）几何条件相似。模型试验的几何尺寸包括路基各组成部分的几何形状、高度等均应与原型相似，具体来说，主要是指路基宽度，填土层高度，碎石层高度，土工格室加筋碎石层和路面高度等的几何相似比相等，即为：""BBiicc===(5.8)BHii'BBii86 博士学位论文式中：cBi、cHi—分别表示路基宽度等和软基高度等的几何相似比，以下均同；B′′、B′—分别表示模型和原型中的路基底面宽度，m。′、′′—分别表示原型和模型中的物理量，以下均同（2）物理条件相似。即模型试验材料的本构关系应与原型一致。此条件在材料相似即已自动满足，具体可用公式表示为：γss′′wE′′E′′′′Eg′′cccc==1，，，==1==1======1...c1(5.9)γ′′′′wEEsgE′γwEEEssg式中：w—表示含水量相似比；3γs′′、γs′—分别表示模型和原型中的桩体密度，g/cm。在模型试验中可通过调节软土的含水量使之与原型相同，虽然无可回避的存在扰动，经过静置一段时间后将有所恢复，依旧可认为模型和原型软土的压缩模量基本一致，可用相同的土体材料本构关系来描述，碎石基层和土工格室结构层中用到的碎石材料均与原型一致，他们的密实程度可人工干预调节至与原型大致相当，因此可认为模型与原型所用的材料等的压缩模量基本一致。对于岩土问题，即便是同一场地内相同的施工过程，原型材料的变异性也存在较大的可能，很难做到完全一致，所以上文所述的基本一致是近似相等而非绝对相等。5.3.1.3边界条件相似模型试验不可能不与空间发生联系而孤立的存在，必然在边界上存在关系，因此模型试验尚需满足一定的边界条件。在本文模型试验中考虑的边界条件主要如下：（1）横向柔性边界条件。在横向上路基的影响范围是有限的，一般在坡脚外路基横向应设置为无刚性限制的柔性边界。通常的做法是通过在横向边界处设置[91]柔性气囊或者直接预留一定的柔性变形宽度，即可认为满足了路基横向柔性边界条件。考虑到柔性气囊不易操作且较为昂贵，本试验采取预留一定柔性变形宽度并在最外侧安置10cm泡沫板将此处边界设置在影响范围之外的方法来满足路基横向边界条件。（2）纵向平面应变条件。考虑到公路路基的长度远大于横断面的尺度，可将其简化为平面应变问题，即路基纵向位移为零，剪应力均为零。本文通过在模型箱侧壁设置加劲肋条形成刚性约束以满足纵向平面应变条件。（3）持力层边界条件。地基持力层一般是基岩或者很硬的土层。持力层本身压缩变形很小，可认为是相对刚性的。本文通过在模型底部直接设置一楼室内混凝土地面上来满足这一边界条件。（4）排水边界条件。实际工程中由于地质情况复杂多变，路基的排水条件也极为复杂，模型试验的排水边界条件很难与原型完全一致。考虑实际工程中软基87 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究一般为单面排水，模型试验通过在模型箱底部平铺一层不透水薄膜并向侧壁卷起直到软基顶部进行模拟；同时路基顶面等不设置模型材料以外的任何排水和隔水措施，以尽量满足排水条件与原型相近。（5）其他边界条件。要设计一个模型满足所有边界条件与原型相同几乎是不可能的事情，具体操作时只能有主有次的采用措施让重要边界条件近似满足。如模型箱侧壁的摩擦作用会对软基受力和变形产生影响，可通过在模型箱侧壁粘贴一层较薄的光滑的聚四氟乙烯膜来控制摩擦的影响，同时根据圣维南原理，即使存在边界摩擦，它只对边界附近土体应力和位移产生影响，仪器埋设时则尽量远离模型箱边界。5.3.1.4初始条件相似初始条件包括初始应力场、位移场和速度场。总所周知，岩土材料的承载特性与应力路径相关，对于主要承受重力荷载的岩土模型试验，因为有缩尺比例，模型内部的应力场分布形式虽与原型一致，但大小有别，这是属于1g岩土模型试验的固有弊端，除非采用ng离心模型否则在初始应力场上无法做到一致。表5.2模型试验中基本参数的取值物理量模型单位几何缩尺比备注按对称性原理路基宽度1.22m10:1模型取半幅宽软基厚度0.65m10:1－路堤填土高度0.25m10:1－边坡坡角45°－－基层高度0.04m10:1－路面厚度0.04m10:1－路面板长0.5m10:1－路面板宽0.375m10:1－格室高度3.5cm2.9：1高宽比相似3软土容重16.0kN/m－－软土含水量35%－－－碎石材料Rmax<25mm－自然级配路面混凝土标号C30－－－但对于本文这种定性研究的试验，初始应力场的差异，不会造成本质上的影响。在位移和速度场的模拟上，因路基选址一般要避开不稳定地带，初始的位移和速度场应该为0，所以在软土填筑完毕后应在模型箱中静置一段时间，以保证软基不出现因固结为完成而在正式试验开始后自重作用下的位移。88 博士学位论文根据上述相似条件，同时借鉴湖南大学岩土工程研究所已经开展的一系列模[83]型试验的经验，拟选取几何相似比为1:10，可确定本次模型试验主要参数取值如表5.2所示。5.3.2模型试验装置设计本次试验地点位于湖南大学土木工程学院南楼第一层的地基试验室。整个试验系统由模型箱、加载系统及数据采集系统三大部分组成。5.3.2.1模型箱该模型箱原为进行岩质边坡桥梁桩基的承载特性而设计，模型箱由四块厚度为1cm的钢板通过40角钢连接而成，其成型尺寸为2220mm×1600mm×1000mm(长×宽×高)，并在两块较长的侧壁钢板上钻孔，使用三排40的角钢通过螺栓固定在钢板上以增加模型箱的整体刚度，经过多次试验后依然完好，证明模型箱是牢固可靠的，如图5.2。图5.2模型箱5.3.2.2加载装置如上所述本次试验的试验小项较多，涉及到的加载装置也较多，下面按照相对顺序择要介绍。在路基回弹模量测试时，采用通过交通部技术鉴定的北京今谷神剑测控技术研究所PFWD-1500型手持式落锤弯沉仪，如下图5.3所示。考虑到需要在碎石垫层表面测试，使用直径为20cm的承载板，落距为1m，锤重15kg，仪器可直接记录存储荷载和位移峰值，并将数据实时的显示在面板上，取得数据后，按照有关换算公式进行数据处理，即可得出回弹模量的值。89 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究图5.3手持式落锤式弯沉仪控制箱在往复车载试验采用自行研制的能实现来回运动的模型小车。小车参照550kN标准车辆荷载后轴组按1:10缩尺比例制造，前后轴距14cm，轮距18cm，采用允许承载50kg的直径为5cm塑胶轮，小车自重14.1kg，车内能最多装进18个10kg的标准砝码。由加装变速箱的强制式搅拌机驱动将圆周运动转变为往复直线运动的连杆体系，以控制的小车运动距离和速度，驱动机构的原理见图5.4。平面铰1l连杆1曲柄r小车R定向轴承连杆2®平面铰2L转轮图5.4驱动机构示意图若以上图所示状态为初始状态(t=0)，转轮中心为原点，连杆2轴线为Y轴，当转轮以一定的角速度旋转时，连杆2左端水平位置响应为：2222yrwt=+cos(ππ/2)+rcos(wt+/2)+lr−(5.10)式中：r—曲柄长度；l—连杆1的长度；w—转动角速度；π/2—相位角。模型小车与驱动装置实物的不同视角下照片如图5.5所示：90 博士学位论文图5.5模型小车与其驱动装置实物图进行板中静载试验观测路基内土压力与空隙水压力的变化时，为了方便加载同样使用了往复车载试验中的模型小车，试验时将其置于整个路面板的中心位置，每次在车厢内堆放若干个10kg的标准砝码来施加不同等级的荷载。支点杠杆支点2滚柱力传感器承载板吊钩路面路基砝码篮固定端图5.6路面静载破坏试验加载装置示意图（单位：mm）路面静载试验使用的加载装置利用杠杆原理自行制作，装置示意图如图5.6所示，其杠杆比为(1500+250)/250=7，在理想状态下意味着每在右侧的砝码篮中放入一个10kg的标准砝码（100N），将传递给载荷板700N的力，同时为了准确性起见，在荷载板上安置了一个具备数显功能的电子力传感器。试验中将此套加载装置的固定端的支点通过钢丝绳限制在模型箱侧壁上，依靠其重力为加载杠杆提供反力。这套加载装置以恒定的重力荷载代替常用的液压千斤顶和反力梁系统，克服了其在静载荷试验过程中随着土体沉降的加大而荷载变小需要不断补压的弊端，提高了施加荷载的稳定性，可以避免采用昂贵的液压伺服系统，同时也减轻了试验人员的工作强度，特别适合需要的荷载量不大的情况。使用的仪器设备主要是千分表，力传感器，数字读数仪，与路面接触的荷载91 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究板直径为30mm。实物见图5.7。图5.7路面静载破坏试验加载装置64735接触面直径D落距h211-路基；2-路面；3-重物；4-吊环；5-冲头；6定滑轮；7-拉绳图5.8路面冲击破坏试验加载装置路面冲击破坏试验：公路交通荷载具有明显的时间和空间分布的非周期性，但是模拟和计算的难度较大，一般试验室内用交变的疲劳试验机来进行，然而此方法对完整的路面结构体系也较为不便。鉴于本项试验的主要目的是观察有无土工格室的不同情况下，不同荷位处的破坏形态，故采用的方法比较简单与直接，以一定的重力和速度冲击路面板，路面冲击破坏试验使用的加载装置示意如图5.8所示，其中定滑轮为安装在可移动的手拉葫芦之上。根据前述第一阶段试验中的试冲经验，冲头与路面板接触面为30mm直径的圆形时，20kg的重物，1.2米高的落距可一次冲坏搁置在土工格室碎石基层上的混凝土板，并选定此冲击荷载为标准荷载。92 博士学位论文5.3.2.3数据采集系统按照试验方案，本模型试验需要采集的数据主要包括：路基回弹模量测试中的荷载与位移峰值；往复车载试验中各路面板中心处沉降；静载荷试验中的土压力和孔隙水压力的变化；板底脱空时往复车载试验中板块间的差异沉降；路面静载荷破坏试验时荷载的大小与沉降值。本次试验搭建的数据采集系统如图5.9所示：图5.9土压力和孔隙水压力数据采集控制台路基回弹模量测试中的荷载与位移峰值可以由PFWD-1500手持式落锤弯沉仪配套的采集箱自动获取并记录存储；往复车载试验中各路面板中心处沉降可以通过全站仪测得。静载荷试验中的土压力（钢弦式土压力盒，量程为0.1MPa）和孔隙水压力（钢弦式渗压计，量程为0.1MPa）的变化，可由厂家（长沙三智电子）提供的数据监测箱自动或手动测得其应变值，并可连接计算机按照换算公式和标定资料转化为压力值后进行存取，具体的计算公式为：P=Kε(5.11)ε=()()εε−−KTT−(5.12)iT00i式中：P—待求的土压力值，单位为MPa；K—标定系数，查厂家提供标定表中各土压力盒的对应值；KT—温度系数，本次试验所用的土压力盒KT=0.26，孔隙水压力计KT=0.39；ε,ε—分别为各时刻采集到的应变测试值及其初始值。i0TT,—分别为各时刻采集到的温度测试值及其初始值i0板底脱空后往复车载试验中板块间的差异沉降可以使用游标卡尺人工测量；路面静载破坏试验中载荷板的沉降由量程为30.0mm的百分表进行量测、荷载大小直接由数显电子力传感器测得；而荷载作用下路基内的动土压力则由具备高频93 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究率采样能力的DC104-r动态应变记录盒连接丹东三达生产的量程为0.2MPa的动土压力计测得，如图5.10所示。图5.10DC104-r动态应变记录盒5.3.2.4测量仪器布置如前所述，本次试验仅在两组对比试验的第一阶段的往复车载试验与整个路面板中心上用模型小车静态加载试验的过程中，要求观测路堤内、路基内部土压力与空隙水压力的变化，以研究路面上作用的荷载的向下传递关系，所以仪器埋设布置如图5.11所示，布置原则是沿着模型中线在重点关注部位埋设。此外，由于试验条件限制，在本次试验中并没有埋设仪器以观测土体内部的分层沉降。动土压力盒4个土压力盒12个ch4ch3孔隙水压计1个注：1.压力盒与孔隙水压计旁数字表示连接到数据采集仪上的通道号2.标注单位为cma)软基顶面94 博士学位论文土工格室（或碎石）路肩行车道Ⅱ行车道Ⅰ超车道基层ch2:1路堤填土1泡ch4ch3沫软土板ch1b)中剖面图5.11路基内及路堤内测量仪器布置图5.3.3模型试验材料本次试验中模型试验材料选择主要如下：1.软土：选用长沙地区湘江支流靳江河边的河漫滩冲积软土，其物理力学性质如表5.3所示。表5.3软土相关物理力学参数项目液限塑限土粒天然含水量塑性指数软土参数40.6～41.724.7～25.32.56～2.580.30～0.3515.8～16.110090807060504030201001001051粒径(mm)图5.12碎石级配曲线2.碎石：碎石主要用来填筑碎石基层和土工格室碎石基层，因为基层厚度有限，只为40mm，所以本次室内模型试验所采用的碎石经过筛分后组合成密级配，以求获得最佳压实效果，控制其最大粒径不超过25mm，其级配曲线分别如图5.12所示。3.路堤填土：采用地槽实验室内压实性能较好的黄色含砂粘土作为低路堤路堤填料，填筑前采用轻型击实试验获取填料的击实曲线如图5.13所示，可得最大95 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究干密度为d＝1.87g/cm3，对应最佳含水量为w=13.5%。1.9)31.8(g/cm1.7dρ1.6干密度1.58101214161820含水量ω(%)图5.13路堤填土击实曲线4.土工格室：本次模型试验采用北京燕山石化研究所生产的高度为3.5cm的土工格室，与实际工程中的土工格室材料属性完全相同，保证了本构关系的一致性，其主要技术参数如表5.4所示：表5.4土工格室技术参数表项目单位测试方法数值拉伸屈服强度MPaASTMD63823挠曲模量MPaASTMD638800冲击强度J/MASTMD2568低温脆化温度℃ASTMD746-23负荷下热变形温度℃ASTMD648100抗环境开裂hrASTMD1693≥10005.混凝土路面板：使用含早强剂的C30混凝土浇筑，并要求留150mm立方块标准试样并测定其强度，以备后续试验分析时采用。5.4小结本章在相似理论的指导下，考虑到现阶段重点关注的土工格室碎石基层的加入对低路堤-刚性路面体系的影响，设计了两组具有可比性的室内模型试验，藉此来比较有无土工格室结构层相互间的差异，来研究土工格室低路堤-刚性路面体系的承载和变形特性。在实验方案的拟定中将模型试验中的六个小项分成三个阶段来进行，第一阶段依次填好软土，路堤土和基层后（试验1为碎石基层，试验2为土工格室碎石基层），首先进行路基回弹模量测试，然后浇筑路面板进行往复车载试验，再在整个路面板中心上用模型小车加载以观测路基内土压力与空隙水压力的变化，之后在各路面板中心试冲为冲击荷载试验确定所需的落距；第二阶段，重新填筑软土96 博士学位论文以上的路堤填土，基层，路面板后，进行板底脱空下的往复车载试验；第三阶段，重新填筑软土以上的路堤填土，基层，路面板后，进行路面静载荷试验和冲击荷载试验。实验方案的顺利实施证明了以上安排的合理性。参照550kN标准车辆荷载后轴组按1:10缩尺比例制造了模型小车，由加装变速箱的强制式搅拌机驱动将圆周运动转变为往复直线运动的连杆体系，成功的控制了小车运动距离和速度，实现了交通荷载的周期性模拟。在路面静载破坏试验中利用杠杆原理结合现场条件设计了一套简单的加载装置，以恒定的重力来加载，克服了试验千斤顶和反力梁系统在静载荷试验过程中随着土体沉降的加大而荷载变小需要不断补压的弊端，提高了施加荷载的稳定性，在不使用液压伺服系统的前提下减轻了试验人员的工作强度。97 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究第6章模型试验过程及成果分析6.1概述从前一章的模型试验方案设计可知，本文的室内试验共将进行两组平行的试验，每组有六个小项试验，以是否重新填筑路堤和路面结构为界划分在三个阶段内进行，试验的目的是通过比较有无土工格室结构层时的差异来研究软土上土工格室低路堤-刚性路面体系的承载和变形特性，为将来的具体工程应用积累经验。6.2软土上低路堤刚性路面板的填筑过程在每组试验中，重塑软土层是整个模型试验的基础，其施工质量至关重要，因软土层内需要埋设土压力和孔隙水压力测试仪器，并保证它们在后续试验过程中能发挥作用，施工难度较大所以须特别注意。模型试验对象填筑步骤主要如下：1.重塑软基填筑，从土场取回河漫滩冲积软弱土后（见图6.1），将土体强制搅拌均匀并用塑料薄膜覆盖静置24h，覆膜的目的主要是防止土体水分的散失，使其含水量达到基本一致后及时测定含水量，并按计算好的比例加水再次搅拌均匀，分别用塑料薄膜包裹土体静置24h，使其含水量达到基本一致，再次测定其含水量。确认土体含水量基本达到预期值并均匀一致后，及时在模型箱内分层填筑。填筑软基的同时，依照图5.11所示方案在预设位置埋设1个孔隙水压力计，12个土压力盒，3个动土压力盒。图6.1河漫滩冲积软弱土实物分层填筑65cm的重塑软基，每层约11cm，共分6层填筑并挤压夯实，按照以往经验，软基填筑完毕后同样需用塑料薄膜及时覆盖软土并静置48小时，然后在不同深度和位置处取软土试样共4组进行密度、含水量和抗剪强度指标等的土98 博士学位论文工试验，其结果见表6.1。表6.1重塑软基取样试验结果3含水量（%）密度（g/cm）粘聚力（kPa）内摩擦角（º）34.71.8120.311.234.41.8221.510.533.21.7922.711.933.81.8522.411.4由上表可见本此试验填筑的重塑软基的含水量、密度以及强度分布均比较均匀，故而可视为均质土体。软基的物理力学特性基本上符合《公路软土地基路堤设计与施工技术规范（JTJ017-96）》中的相关规定，能满足模型试验要求。2.路堤填筑，路堤采用黄色含砂粘土（见图6.2）分3层填筑，虚铺层厚约10cm，人工压实至总厚度25cm，并在路堤顶部预设位置安装最后一个动土压力盒。图6.2砂质粘土实物3.基层填筑，在已完成的土质路堤表面上铺设并张拉高度为3.5cm土工格室，张拉时应在边缘设置短钢筋固定土工格室以保证格室充分张开，然后按由内到外的顺序充填碎石并压实整平形成加筋碎石结构层厚度约为4cm。完工后的土工格室碎石基层如下图6.3所示：然后可进行路基回弹模量的测试。4.面层浇筑，使用添加早强剂的C30混凝土，浇筑纵横分缝的4cm厚混凝土面层，并留两组标准立方块试样在同条件下养护，测定其7天和28天的强度，各板长约500mm，板宽375mm。至此用于模型试验土工格室低路堤-刚性路面体系的准备完毕，采集路基路堤内部埋设的各测量仪器的初始读数后，可以进行后续的试验。当每一阶段的试验小项完成后按照相同的标准重新填筑路堤，基层与路面。而对比试验中只是在碎石基层中不铺设土工格室，其它步骤要求一致。99 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究图6.3土工格室碎石基层6.3路基回弹模量测试路基回弹模量是反映其强度和稳定性的一个重要指标，它表征路基在荷载作用下的可恢复变形性质。目前道路工程中常用的检测手段包括贝克曼梁式弯沉仪、承载板、滚动动力弯沉仪(RDD)，落锤式弯沉仪(FWD)和便携式落锤弯沉仪(PFWD)等，结合实验室的条件，本项试验采用相对快捷方便的PFWD来研究其路基回弹模量变化。6.3.1PFWD测试回弹模量的原理便携式落锤弯沉仪（PFWD），由加载装置、数据采集装置与数据分析与显示装置三个部分构成。其工作过程简要描述为：选好测点，安放好仪器，将一定重量的落锤提升至预定的高度，然后松开卡扣，落锤会自由下落击撞设有数据采集装置的承载板，在落锤的冲击作用下，承载板将力传递给待测土层，传感器依据待测土层的性质差异会有不同的反应，数据采集装置将记录此过程中压力与位移传感器的数据并通过数据分析与显示装置记录显示出来。进而可采用圆形垂直刚性分布荷载作用下的弹性半空间理论分析解（式6.1）来计算路基回弹模量值[26]（实为动态回弹模量值）。22pr-π（）1µ0E=(6.1)p4l0式中：p—实测的承载板所受压力(kPa)；r0—承载板半径(mm)，通常采用半径为50~200mm，厚度为1~2cm的承载板；µ—泊松系数，一般取0.25~0.35；100 博士学位论文l0—实测的承载板中心弯沉(µm)；Ep—路基动态回弹模量(MPa)。6.3.2路基回弹模量测试本项试验使用通过了交通部技术鉴定的北京金谷神箭测控技术研究所生产的PFWD-1500型手持式落锤式弯沉仪，考虑到需要在碎石垫层表面测试，使用直径为20cm的承载板，落距为1m，锤重15kg。在完成了路堤分层填土并施工完基层后，按照图6.4所示的梅花形布置的点位顺序，在两组试验中分别依次进行路基回弹模量测试。图6.4回弹模量测试点位及顺序示意图6.5回弹模量测试6.3.3路基回弹模量测试成果分析将仪器记录存储下来的荷载和位移数据按照公式6.1换算整理后得到各点位处的动态回弹模量值汇总后绘制在图6.6中，通过比较两者的均值可以得出，在基层加入土工格室后可提高路堤的综合动态回弹模量60%左右。101 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究120均值：112.75110无土工格室100有土工格室9080动态回弹模量/MPa均值：70.41706002468101214点号图6.6基层内有无土工格室的动态回弹模量对比图分析两组试验各点位处动态回弹模量值得统计特征(详见表6.2)，由表可知，两组试验数据各自的标准差较小，变异系数也都小于4%，平均绝对偏差分别为2.10688和1.69856，极差在8Mpa左右，约为其平均值的10%左右，表明所选用的PFWD-1500型便携式落锤弯沉仪的测试结果可靠。表6.2各点位处动态回弹模量值统计特征平均值标准差变异系数平均绝对偏差极差无格室70.412.530960.035952.106888.09602有格室112.752.328850.020661.698568.445056.4往复车载试验6.4.1往复车载试验过程在完成路基回弹模量测试之后，及时浇筑试验计划中的C30混凝土路面板，待强度到达要求后，可以开始往复车载试验。使用第五章加载装置一节中已经详述过的模型小车和驱动装置，本次试验w取0.5rad/s，r为58cm，l取120cm，相位角为0。模型小车连同码放的砝码总重为184kg，板下最大拉应力为2.5MPa左右，约为C30混凝土板设计弯拉强度的50%，实现的最大走行速率为0.32m/s，完成一次往复运动时间为12.5s，平均速度约为0.185m/s，模型小车的运动速度曲线如图6.7所示：102 博士学位论文图6.7模型小车的运动速度随时间的变化试验在行车道试验在行车道Ⅰ上(如图6.8所示)进行，使用全站仪测量并记录小车每往复运行1000次后的各板块（见图6.9）的路面中心高度，用以计算往复荷载作用下的各路面板中心的沉降量，记录在表6.3，表6.4，表6.5中，在沉降趋于稳定或是路面板出现破坏后终止试验。图6.8往复车载试验103 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究A33C3A22C2A11C1a)平面图路肩行车道Ⅱ行车道Ⅰ超车道b)立面图图6.9模型试验中车道及板块划分示意图（单位mm）同时测量记录各动土压力盒的数据，设置其采样频率为100Hz，即每隔0.01秒获取一个电阻值读数，并依据标定资料将其转化土压力值，以描述不同位置处压力随时间的变化。因本小项试验荷载较小，且孔隙水压力计埋设的位置有点靠下，孔隙水压力在往复车载作用过程中变化不大，基本维持在很低的水平上，不过对于此种粘性软土，土压力盒测得数据应该包含有孔隙水压力的影响，实际上为土水合力。表6.3行车道Ⅰ上各板块中心的沉降碎石基层中无格室碎石基层中有格室运行次数B1B2B3B1B2B3第1000次后3.0673.6953.6571.5651.7791.712第2000次后3.9994.8874.8962.4832.682.561第3000次后4.6115.4885.4282.8813.2622.997第4000次后5.1915.895.6692.9953.6023.479第5000次后5.45.9715.753.0543.7643.681104 博士学位论文表6.4行车道Ⅱ上各板块中心的沉降碎石基层中无格室碎石基层中有格室运行次数A1A2A3A1A2A3第1000次后0.5290.6490.4961.841.0320.949第2000次后0.8510.7780.8712.4951.9051.734第3000次后1.0611.0651.1552.7192.472.426第4000次后1.151.1121.2833.0112.7822.707第5000次后1.1951.1391.3483.0932.8542.728表6.5超车道上各板块中心的沉降碎石基层中无格室碎石基层中有格室运行次数C1C2C3C1C2C3第1000次后0.6470.831.1491.9181.6691.399第2000次后1.0331.1321.5222.5582.3621.826第3000次后1.2841.2391.5952.6812.5462.295第4000次后1.5171.4351.7462.8622.5972.346第5000次后1.6021.5791.782.8912.6072.3876.4.2往复车载试验成果分析将两组试验各路面板块中心的沉降数据按所处车道绘制在一起，见图6.10图6.10~图6.12，可以看出随着模型小车作用次数的增加，各板块路面中心高度都不断的减小，沉降不断增大，但在运行一定次数后都会趋于稳定，这符合交通荷载下路堤沉降的基本特性。运行次数(千次)运行次数(千次)n=0n=1n=2n=3n=4n=5n=0n=1n=2n=3n=4n=50.00.00.51.00.51.51.02.02.51.53.03.52.04.04.5B1无格室2.5A1无格室路面沉降量（mm）B1有格室路面沉降量（mm）A1有格室5.0B2无格室3.0A2无格室5.5B2有格室A2有格室6.0B3无格室3.5A3无格室B3有格室6.5A3有格室图6.10行车道Ⅰ路面沉降量对比图图6.11行车道Ⅱ路面沉降量对比图105 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究运行次数(千次)n=0n=1n=2n=3n=4n=50.00.51.01.52.02.5C1无格室C1有格室路面沉降量（mm）3.0C2无格室C2有格室3.5C3无格室C3有格室图6.12超车道路面沉降量对比图在荷载作用的行车道Ⅰ上，加设有土工格室结构层的路面高度变化(沉降)要小于作为对比试验的无土工格室碎石基层，其中运行5000次后加设土工格室的行车道Ⅰ平均沉降为3.499mm，最大的沉降为B2号板的3.764mm，而试验2中行车道Ⅰ的平均沉降为5.707mm，最大沉降依然发生在B2号板，大小为5.971mm，比较发现土工格室的加入能减少直接承受荷载的车道整体沉降约39%，减少最大沉降约37%。在试验1中不直接承受荷载的车道Ⅱ平均沉降为2.892mm，超车道板的平均沉降为2.628mm，与直接承受荷载的行车道Ⅰ的差异沉降平均值分别为0.607mm和0.871mm。在试验2中不直接承受荷载的行车道Ⅱ平均沉降为1.228mm，超车道板的平均沉降为1.654mm，与直接承受荷载的行车道Ⅰ的差异沉降平均值分别为4.479mm和4.053mm。往复车载试验的数据表明：将土工格室铺设到碎石基层中形成的土工格室低路堤-刚性路面体系在交通荷载的反复作用下，相邻车道间的差异沉降比较小，土工格室有均化不同车道之间差异沉降的效果。土工格室的加入不但可减少直接承受荷载车道的整体平均沉降（本次试验得到的降低幅度约为39%），而且能带动相邻板块下土体协同工作，减少相邻车道间的差异沉降（本次试验得到的降低幅度约为83%）。表6.6各土压力盒测得的压力/kPa有格室无格室动土压力CH1CH2CH3CH4CH1CH2CH3CH4重力11.821.756.216.2311.791.756.206.20最大值13.467.168.508.5214.169.729.649.64车载反应1.645.412.292.292.377.973.443.44因为其它条件一致，我们可以推测出这一试验结果的最有可能的原因是由于106 博士学位论文土工格室结构层的柔性筏板和应力扩散效应，在路面板下起到类似传力杆的协同受力的作用，从而均化了作用于路基顶面的荷载应力，使得整个路面板的沉降更加均匀。通过分析埋设在不同位置的四个动土压力盒测得往复荷载下压力，也可验证以上观点，数据如上表6.6所示。由表中数据可见往复车载试验开始前，两组试验相同位置处的压力值基本相同；在车载试验过程中，当碎石基层中有土工格室存在时，无论是软基内部的CH1号动土压力盒、基层下的CH2号动土压力盒，还是埋设在软基表面的CH3，CH4号动土压力盒，测得的数据都小于对比试验中相应的数据。由测得最大值减去本次试验小项开始前的重力作用下的数值，可以得到往复车载下的反应如表中第三行所列，经过土工格室碎石基层的扩散，作用在软基表面的压力（2.29kPa）比没有土工格室的情况下的3.44kPa，减少幅度在三分之一左右，截取两组试验数据各自其中的一段，将其绘制在图6.13图6.14中，更易看出其差异。1412有格室CH110有格室CH2有格室CH38有格室CH46土压力/kPa42005101520时间/t图6.13碎石基层中有土工格室时压力随时间的变化（截取一段时间内）1412无格室CH1无格室CH210无格室CH3无格室CH486土压力/kPa42005101520时间/t图6.14碎石基层中无土工格室时压力随时间的变化（截取一段时间内）对比图6.13和图6.14可以看出，路面板下有土工格室碎石基层时，模型小车107 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究在不同深度处引起的应力峰值较小，同时各点处埋设的动土压力盒更早的受到影响（体现在各波形在时间上跨度更大），这定性的说明了土工格室的存在有利于路面板下地基的协同作用，将荷载分散传递给更广的范围。6.5静载荷试验6.5.1静载荷试验过程如前所述，静载荷试验是在第一阶段完成往复车载试验后进行的，加载方式是在B2号路面板上使用模型小车分五级加载，每级60kg直到小车的最大承载能力300kg，每级荷载维持24小时，测量并记录每级荷载结束时路基内各土压力盒数据变化，同时测量记录每级试验中的孔隙水压力变化，列于表6.7，表6.8中。表6.7有土工格室时各土压力盒、孔隙水压力计测得的压力/kPa荷载/kg编号位置/cm01474134194254314ch256.25（8）1.782.456.6710.7414.5618.6225.762518.75（33）6.827.227.668.228.789.089.63ch337.5（33）6.837.318.6810.1511.3312.7414.12656.25（33）6.847.6811.2514.6217.7721.0924.16ch475（33）6.787.098.339.5510.7311.8913.132793.75（33）6.796.887.237.698.168.749.3128112.5（33）6.26.136.546.957.357.767.911718.75（65.5）11.2811.6512.2412.8913.4314.0714.72ch156.25（65.5）11.3112.1913.5314.4215.3916.2617.111893.75（65.5）11.3211.7112.3712.9213.4614.0914.7519131.25（65.5）5.35.325.325.315.335.325.3320168.75（65.5）5.15.125.145.125.135.125.14156.25（60.5）0.351.032.163.214.274.985.86表6.7中，第二列中的位置为离模拟路基对称线的水平距离，括号内的数据是指与路面的垂直高差；连接到表中最后一行的1号通道的为孔隙水压力计；表中所列为各级荷载下的最大值；连接到29、30、31、32号通道的四个土压力盒在实验过程中发现测试数据异常，将弃用，表中不包含其数据，甚为遗憾。下表6.8同此说明。108 博士学位论文表6.8无土工格室时各土压力盒、孔隙水压力计测得的压力/kPa荷载/kg编号距离/cm01474134194254314ch256.25（8）1.754.4810.0116.1121.8427.9333.642518.75（33）6.797.257.457.788.128.38.63ch337.5（33）6.87.329.8811.1312.1313.3314.492656.25（33）6.849.6816.2820.5224.4928.6732.54ch475（33）6.797.329.5810.6211.6212.6113.662793.75（33）6.786.897.197.467.758.098.4428112.5（33）6.226.246.266.276.266.286.291718.75（65.5）11.1711.5211.8212.0212.2612.5212.77ch156.25（65.5）11.3712.2814.3916.7118.1319.6421.321893.75（65.5）11.3111.7312.0512.2712.5612.8313.119131.25（65.5）5.295.345.325.345.335.355.3320168.75（65.5）5.115.145.145.135.155.155.13156.25（60.5）0.341.263.345.686.958.4110.046.5.2静载荷试验成果分析通常静载荷试验成果主要是指p-s试验曲线，载荷试验最能反映土工格室处治前后的地基承载力提高和沉降减小的效果，但在本小项实验中，重点关注的是不同处治方式下应力的扩散作用，根据实验测得不同深度处（软基表面，软基表面下32.5cm）水平方向上的各级荷载土压力大小绘制在下图6.15中。从a），b）中可以看出土工格室碎石基层的均化荷载能力明显强于普通的碎石基层，相同的条件下在加载总重为314kg时软基表面的最大土应力减少了25.8%左右，且相邻路面板下土压力的差异更小。a）有格室软土路基表面土压力分布b）无格室软土路基表面土压力分布109 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究c）有格室软土路基内部土压力分布d）无格室软土路基内部土压力分布图6.15水平方向上静载荷试验中应力扩散的差异对比从c），d）中可以看出在软基内部（模拟软基表面下32.5cm处）两组试验差异也比较明显，最大土应力减少了19.7%左右，沿着水平方向上分布上更为平坦。应力均匀意味着路堤发生差异沉降的可能性更小，有利于道路整体服务品质。使用埋设于荷载作用中心下不同深度处的土压力盒（CH2、26、CH1）的数据，可以绘出不同荷载下路基内部土压力沿深度的传递曲线如图6.16所示：a）有格室深度方向上土压力b）无格室深度方向上土压力图6.16路基内部土压力沿深度的传递曲线a）有格室深度方向上荷载压力b）无格室深度方向上荷载压力图6.17路基内部荷载压力沿深度的传递曲线为更好表现出路基内部荷载压力随深度的传递规律，将各数据扣除自重的影响后绘制在图6.17中。可以看出两组试验中荷载压力的影响深度上存在着明显的110 博士学位论文差别，碎石基层中加设了土工格室后，以当路面上同样承受总重为314kg的荷载时为例，第一层土压力盒（埋设于土工格室结构层下，距离路面约8cm深处）测得的最大土压力为24kPa，经过各层的应力扩散至软基内部（模型试验中测试深度为32.5cm，软基厚度的一半处）衰减到了5kPa左右，对比试验组中为10kPa，减小了约五成，效果明显。埋设于软基内部的孔隙水压力计的整理后的监测结果，见图6.18，因为根据有效应力原理，孔隙水压力=总应力-有效应力，在外荷载一定的情况下，总应力是不变的，孔隙水压力的会随着时间逐渐消散，孔隙水压力的最大值之间的差异也表明了有土工格室时传递到软基内部的孔隙水压力明显的小于不设土工格室时。图6.18静载荷试验中孔隙水压力时程曲线6.6板底脱空往复车载试验6.6.1板底脱空的模拟如前所述，板底脱空是指路面板块底部的基层材料流失或发生较大塑性变形导致板块底局部悬空的现象。由于局部悬空，板块在荷载作用下容易产生相对较大的弯沉，导致裂缝张开并扩展甚至形成贯通裂缝，致使混凝土路面板过早发生破坏。脱空现象产生的主要原因有：(1)板块接缝处破损或基层排水不良，自由水下渗滞留于层间，在交通荷载反复作用下高速流动发生唧泥现象，软化并带走基层材料；(2)超过设计值的轮载使各支承层发生不可恢复的累积塑性变形，以致于板底与基层之间发生分离；(3)由于施工质量不良，对路堤和基层的压实不均匀，致使地基发生不均匀沉降造成脱空。为了在实验室内模拟板底脱空现象，在路堤纵向三分之一位置的板块接缝处沿路堤横向用外径为3cm的麻花钻掏空路堤填土，开孔处的路堤深度约为路面下11cm。按试验计划用麻花钻掏空路堤填土时，应该完全横向贯穿路堤，但限于操111 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究作困难，事实上只进入路堤约80cm，在有土工格室的情况下，由于扰动，碎石下落，所成孔洞直径约为6cm，如图6.19所示。在未设土工格室的情况下，掏空进钻相对容易，为使得两组试验更具有可比性同样控制其钻进约80cm，由于没有土工格室的限制作用，所成孔洞直径约为6.8cm。图6.19人工造孔后的板底脱空图6.6.2板底脱空往复车载试验的过程在使用麻花钻以人工方式成功造成板底脱空后，则可开始在路面板上进行往复车载试验，方法如前，不再赘述。但是考虑到板块脱空后应该重点关注在往复荷载下产生的错台现象，使用精度和操作更为方便的游标卡尺来测量小车每往复运行一定次数次后的加载车道上板块接缝处的错台高度差异，并将其记录在表6.9中，在差异沉降稳定或出现断板情况后终止试验。本次试验中无论是土工格室结构层还是普通的碎石基层都没有出现断板情况，但是差异沉降在运行了5000个来回后都趋于稳定。表6.9行车道ⅠB2与B3接缝处高度差异运行次数碎石基层中无格室碎石基层中有格室第1000次后1.2320.308第2000次后1.7680.436第3000次后2.1330.534第4000次后2.3090.593第5000次后2.4340.6086.6.3板底脱空往复车载试验的成果分析将在碎石基层中加设土工格室的板底脱空情况下的往复车载试验结果与平行112 博士学位论文试验2中所采用的无格室碎石基层情况对比，如图6.20所示：运行次数(千次)0123450.00.51.01.52.0有土工格室接缝处差异沉降量（mm）无土工格室2.53.0图6.20B2B3接缝处差异沉降对比从上图可以看出，刚性路面板下碎石基层中有无土工格室两种情况下的区别较为显著，从使用效果上看，土工格室碎石基层明显优于普通的碎石基层。在往复荷载作用3000数次后，下设土工格室碎石基层的路面接缝处的差异沉降逐渐趋于稳定，运行5000次后测得的脱空板块的接缝处差异沉降在数值(0.608mm)上明显小于尚未趋于稳定的无土工格室的普通碎石基层，无土工格室的情形下在经受了同样5000次往复加载后测得的数值为2.434mm，证实了土工格室在路面板下即使出现一定程度的脱空后，依旧可以给路面板提供支撑作用，减少可能出现的错台程度，提高行车舒适性。分析其中的原因是即使部分格室内填料被掏空，格室片材依旧连成整体，依靠网兜效应托住了路面板，并将所受的荷载通过筋材拉力传递到其他板块下，使得差异沉降较小。6.7路面静载破坏试验一般来说，岩土工程中在地基表面上进行的静载试验用来确定地基承载力或者基床系数，对于土工格室结构层的室内静载试验和现场静载试验都已进行了很多研究，取得了一致的结论，即土工格室结构层可大大提高地基的承载能力。但对于本文研究的土工格室低路堤-刚性路面体系来说，静载试验位置最好是在路面上进行，而不应该循例选在基层表面。6.7.1路面静载破坏试验过程在确保试验结果具有对比性的前提下，为了便于利用杠杆原理提供相对稳定的荷载，本次试验对基层中有无格室的对比体系各自的A3、C3号板进行了常规的慢速静载破坏试验，试验方法参考地基综合回弹模量测试之刚性承载板法，采用逐级加载法，在每级荷载沉降值稳定后施加下一级荷载，加载装置是利用杠杆113 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究原理自制加工而成，以砝码篮和用作杠杆的工字钢自重为第一级荷载，大小为0.980kN，以后逐级加上5个10kg重的标准砝码，直至路面板开裂为止。使用的仪器设备主要是千分表，力传感器，数字读数仪，与路面接触的荷载板直径为30mm。试验测得主要数据如表6.10所列。表6.10路面静载破坏试验荷载与沉降数据土工格室碎石基层上碎石基层上A3板边线土工格室碎石基层碎石基层上C3板中A3板边线中点中点上C3板中点点荷载/kg沉降/mm荷载/kg沉降/mm荷载/kg沉降/mm荷载/kg沉降/mm00000000980.032980.05980.016980.0024480.2824480.4784480.0954480.1527980.5947980.9947980.1947980.30411480.91211481.53611480.28611480.45814981.22814982.04814980.38214980.6118481.54618482.57818480.47818480.76421981.86421983.31221980.57421980.91825482.20425484.85225480.67425481.07628982.728——28980.77228981.23232484.394——32480.87232481.395————35980.97435981.858————39481.19439482.746————42982.202——在C3号板板中进行的静载试验照片如图6.21所示，在A3号板长边边线中点进行的静载试验照片如图6.22。114 博士学位论文图6.21C3号板中心荷位处静载荷试验图6.22A3号板长边中点荷位处静载荷试验6.7.2路面静载破坏试验成果分析静载试验成果主要是各种载荷试验曲线。载荷试验直观的反映出了不同类型的地基处治后的地基承载力提高和沉降减小的效果。荷载/kg荷载/kg0500100015002000250030003500400045000500100015002000250030003500400045000.00.00.50.51.01.01.51.52.02.0))mm2.5mm2.53.03.0沉降(沉降(3.53.54.04.04.54.55.05.0a）碎石基层上C3板中点b）土工格室碎石基层上C3板中点图6.23C3号板静载荷破坏试验p-s曲线荷载/kg荷载/kg0500100015002000250030003500400045000500100015002000250030003500400045000.00.00.50.51.01.01.51.52.02.0))mm2.5mm2.53.03.0沉降(沉降(3.53.54.04.04.54.55.05.0a）碎石基层上A3板边线中点b）土工格室碎石基层上A3板边线中点115 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究图6.24C3号板静载荷破坏试验p-s曲线从试验获得的p~s曲线图中可以看出在基层中加装了土工格室后，无论是A3的长边中线加载还是C3板的中心加载曲线都优于对比试验的曲线，其中C3中心加载的破坏荷载39.5kN，对应的沉降量为1.194mm，无格室的C3中心点加载的破坏荷载32.4kN，对应的沉降量为1.395mm，按有限尺寸刚性路面板下综合回弹[33]模量的计算方法，若假设土体模量为10MPa，反算出格室基层的模量约为185MPa，而依根据同样的计算方法，反算出来的普通碎石基层的模量只为70MPa。就模量提高的效应来说，加铺了土工格室相当于使用半刚性基层的效果，原则上可以适应更高等级的公路路基的要求。6.8路面冲击破坏试验6.8.1路面冲击破坏试验过程a）荷位1—中点加载b）荷位2—长边中点加载c）荷位3—板角加载图6.25试验1典型荷位处的裂纹分布情况根据中心荷位处试冲经验，冲头与路面板接触面为30mm直径的圆形时，20kg的重物，1.2米高的落距可一次冲坏本试验使用的搁置在土工格室碎石基层上的混凝土板，并选定此冲击荷载为标准荷载，在两组试验中都以此标准荷载来冲击破坏各块路面板，以下列出三种典型荷位处的冲击试验后的裂纹分布情况，详见图6.25，图6.26。a）荷位1—中点加载b）荷位2—长边中点加载c）荷位3—板角加载图6.26试验2典型荷位处的裂纹分布情况116 博士学位论文6.8.2路面冲击破坏试验成果分析由图6.25可以看出增设了土工格室之后B2板荷位1处中点冲击破坏时裂纹成放射状，相较于基层中没有土工格室的图6.26中的C2板，裂纹显得更为严重；B1板荷位2处长边中点冲击破坏时裂纹呈弧形远达角隅点处，明显不同于对比试验中（图6.26中A3板）长边加载时的沿着板中线断裂的经典破坏模式；两组试验在荷位3处板角冲击加载时的破坏形态基本一致，只是裂纹离开冲击荷载作用的角隅点的距离有些差别，有土工格室时稍大一些。这些现象给我们的第一反应是，在冲击荷载作用下，有土工格室结构层会遭受更严重的破坏，但由于冲击破坏的机理十分复杂，本文认为其中的缘由可以暂且解释为相对较强的底层将更多的能量反射到面层，导致面层破坏更为严重。在试验中观察到的裂纹分布现象定性地说明了路面板下加设土工格室结构层后强度与模量得到了提高。6.9小结本章通过两组平行试验的六个实验小项的成果分析，来比较有无土工格室结构层时的差异，以研究软土上土工格室低路堤-刚性路面体系的承载和变形特性，得出了以下结论：（1）手持式落锤弯沉仪用在碎石基层和土工格室碎石基层的回弹模量测试，数据稳定可靠，通过比较两组试验的的均值，在基层加入土工格室后可提高路堤的综合动态回弹模量60%左右；（2）往复车载试验的数据表明，将土工格室铺设到碎石基层中形成的土工格室低路堤-刚性路面体系在交通荷载的反复作用下，相邻车道间的差异沉降比较小，土工格室有均化不同车道之间差异沉降的效果。土工格室的加入不但可减少直接承受荷载车道的整体平均沉降（本次试验得到的降低幅度约为39%），而且能带动相邻板块下土体协同工作，减少相邻车道间的差异沉降（本次试验得到的降低幅度约为83%）；（3）加设土工格室后，软基表面的最大土应力减少了25.8%左右，且相邻路面板下土压力的差异更小。在软基内部（模拟软基表面下32.5cm处）两组试验差异也比较明显，最大土应力减少了19.7%左右，沿着水平方向上土压力的分布更为均匀；（4）当土工格室存在时，人为路面板下造成一定程度的脱空后，依旧可以给路面板提供支撑作用，减少可能出现的错台情况，提高行车舒适性；（5）比较静载破坏试验得到荷载-位移数据，可以看出土工格室碎石结构层的承载能力有较大的提高，而根据有限尺寸板下模量反算公式可以反算出格室结117 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究构层的模量约为185MPa，普通碎石基层的模量只为70MPa，加铺土工格室可以适应更高等级的公路对路基的要求；（6）路面冲击破坏试验的裂纹分布情况，定性地证明了路面板下加设了土工格室的基层的强度与模量得到较大的提高。118 博士学位论文结论与展望随着国家路网以及城市外环线工程的广泛铺开，在软弱土路段，尤其是湖区和沿海地区修筑高等级公路已不可回避。因此，如何有效地控制软弱土地区路基的沉降量，保护生态环境，少占耕地资源，并降低工程造价，已成为公路建设亟待解决的问题，而且从依托自产资源，摆脱对重交通沥青的依赖，实现可持续发展的角度来看，研究开发具有更好服务功能的混凝土路面结构，解决重载交通下刚性混凝土路面的疲劳断裂、唧泥、错台等问题具有重要的现实意义。本文旨在解决软土路基上低路堤设计中的荷载扩散难题，控制路堤的差异沉降，提出将土工格室与其内碎石等填料组成的加筋结构层置于路基上部，构成一种新型的土工格室低路堤-刚性路面结构体系，并从受力机理分析，室内试验，数值模拟三个方面来研究此体系的特点，取得了如下成果及结论：1.土工格室低路堤-刚性路面体系的承载特性(1)提出将土工格室与其内碎石等填料组成的加筋结构层置于路基上部，构成一种新型的土工格室低路堤-刚性路面结构体系。作为一种新的公路结构型式，因为其综合了土工格室结构层在承载上的优势，低路堤在土地资源节约上的贡献以及混凝土刚性路面在原材料上自给自足、且更适合日益增长的交通量、设计寿命期长等特点，而具备良好的发展潜力。(2)土工格室结构层可有效提高浅层地基承载力，在不同的受荷形式下，起主导作用的土工格室的作用机理有所区别，其中加筋作用与侧向约束作用始终存在，但只有当荷载作用范围与土工格室的铺设范围相比较小时，如承受集中力或局部荷载时，网兜效应才比较明显；而当荷载作用范围与土工格室铺设范围差不多时，类似柔性筏板效应则更加突出。(3)通过对此新结构体系进行有限元定性分析，将土工格室结构层置于路面板下，可有效扩散上部传来的交通荷载，改善混凝土路面板的受力状态，并让路基内部应力更快的衰减，减小塑性区分布，这对提高路面疲劳寿命，保持路面的服务品质都有积极的意义。(4)参考2011版规范中提出采用的弹性地基双层板分析模型进行土工格室低路堤-刚性路面体系的路面结构的设计计算，算例分析表明，采用土工格室结构层将大大的减少路面板临界荷位处荷载应力。2.土工格室结构层作为下面层的适用性(1)基于已成功应用于格室垫层抗弯刚度测试的叠梁试验，开展了6组对比试验，进一步研究土工格室结构层的抗弯能力的影响因素，结果表明：格室的展开宽度对弯曲模量值也有较大的影响，在实际工程中应尽可能的将格室展开至近119 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究菱形，使格室的纵向长度和横向宽度相近，以获得更好的弯曲性能；当展开宽度一定，使用碎石作为填料比黄土更为理想，而填料级配组成的影响就不那么明显。(2)引起刚性路面下基层的冲刷的原因可归结为积聚于板底的自由水的浸泡软化作用与交通荷载导致的动水压力的反复冲刷的共同作用。采用土工格室碎石结构层可以在基层中形成良好的排水通道，且因其不同于水泥，二灰稳定类粘结性半刚性基层的强度与刚度的形成机理，它受到的水的软化作用较小；借鉴土工膜袋在堤坝抗冲刷方面的应用，提出在土工格室结构层上覆一层透水土工布，以减少动水压力对结构层的直接冲刷作用，保证土工格室碎石结构层的抗冲刷能力。3.土工格室低路堤-刚性路面体系的沉降分析(1)计算土工格室低路堤-刚性路面体系的总体沉降时，可以参照惯常做法将其自身重力整体视为均布荷载或者是梯形分布荷载，但需要考虑交通荷载的影响，先计算应力分布后再按照分层总和法来进行。(2)通过数值分析的手段，定性的比较了路面下有无土工格室结构层时车轮荷载作用下的变形差别，结果表明设置土工格室结构层可有效减小地基表面的差异沉降；而且与设置同样厚度同样参数的土工格室垫层于软基表面的情况进行了对比研究，结果表明相对于以垫层形式置换出软基中的部分软土的方案，最大沉降值明显减小，在控制差异沉降上两者表现相当；证明了将土工格室结构层向上移动到路面结构下是可取的，值得进一步开展现场试验的研究。(3)对可能影响到板间差异沉降的7个因素，设计了3个水平的正交试验，对以板间差异沉降为试验指标时进行的极差分析与方差分析都表明，各因素对差异沉降量影响大小的顺序为：土工格室结构层厚度>低路堤高度>软基模量>低路堤填土的模量>土工格室结构层模量>路面板厚度>路面板模量。所以要控制好板间差异沉降，最有效的方法是提高土工格室结构层的高度和低路堤的填土高度。4.土工格室低路堤-刚性路面体系室内模型试验(1)在相似理论的指导下，设计并完成了两组具有可比性的室内模型试验，将模型试验中的6个小项分成3个阶段来进行，藉此来比较有无土工格室结构层相互间的差异，以进一步研究土工格室低路堤-刚性路面体系的承载和变形特性。(2)通过对各小项试验获取的数据的综合分析，获得了以下几点主要结论：①在基层设置土工格室可使路堤的综合动态回弹模量提高60%左右；②往复车载试验的数据表明土工格室低路堤-刚性路面体系在交通荷载的反复作用下，土工格室有均化不同车道之间差异沉降的效果。土工格室的加入不但可减少直接承受荷载车道的整体平均沉降，能带动相邻板块下土体协同工作，减少相邻车道间的差异沉降；③加设土工格室后，软基表面的最大应力减少了25.8%左右，且相邻路面板下压力的差异更小，在软基内部水平方向上土压力的分布更为均匀；④人为在路面板下造成一定程度的脱空后，依旧可以给路面板提供支撑作用，减少可120 博士学位论文能出现的错台情况，这将有利于提高行车舒适性；⑤根据静载破坏试验得到荷载-位移数据，按照有限尺寸板下模量反算公式可以反算出格室结构层的模量有了较大的提高，证明加铺在路面下加铺土工格室结构层可以适应更高等级公路对路基的要求；⑥路面冲击破坏试验的裂纹分布情况，定性的证明了路面板下加设了土工格室的基层的强度与模量得到较大的提高。验证了本文提出土工格室低路堤-刚性路面结构体系的可行性。本论文的主要创新点(1)基于刚性路面与路基的刚柔过渡及应力均化机理，将土工格室与其内碎石等填料组成的加筋结构层置于路基上部，提出一种新型的土工格室低路堤-刚性路面结构体系，能有效地加强路面板之间协同工作能力，传递和均化车辆荷载作用，减少可能发生的不均匀沉降。(2)基于格室垫层抗弯刚度测试的叠梁试验资料，通过有限元反分析，建立了多层板体系中间夹层的弯曲模量与跨中挠度增量间的经验关系公式，不但可用于土工格室结构层抗弯模量测试的试验，也可用于各类叠梁试验的抗弯刚度分析。(3)通过有限元对土工格室使用前必经的展开过程的模拟分析，获得了格室片材在张拉过程中的形状变化函数，结合叠梁试验分析结果，验证了土工格室展开成近正菱形的优越性。(4)基于弹性地基双层板模型，提出了土工格室低路堤-刚性路面结构体系的受力计算模型与方法，并建议了土工格室结构层的模量取值范围，计算分析表明，在路面下铺设土工格室结构层将较大地减少路面板临界荷位处荷载应力，有利于延长路面结构的疲劳寿命。(5)基于弹塑性的m-c本构关系在ADINA8.8环境中，建立了该结构体系考虑路面板之间、路面板与土工格室结构层间接触的平面应变分析模型；并利用正交试验设计法，以板间差异沉降为试验指标，采用极差分析法与方差分析法评价了各因素对板间差异沉降量的影响，从而指出了提高土工格室结构层的高度和低路堤的填土高度是控制好板间差异沉降的最有效的方法。(6)自行研制出一种能成功控制行车距离和速度实现往复运动的模型小车，并基于相似理论，设计并完成了两组具有可比性的室内模型试验，获取了一批试验数据，验证了本文所提出的新型结构体系的可行性。展望随着国民经济的高速发展，科技的进步以及可持续发展的需要，在软弱土地区进行低路堤设计将是大势所趋，但低路堤应力扩散和差异沉降控制是不可回避的问题，本文提出的土工格室低路堤-刚性路面体系正是对此的一种创新尝试，不过鉴于本人的水平及时间关系，尚有如下问题有待解决：(1)本文在对土工格室低路堤-刚性路面结构层进行沉降分析时，还停留在定121 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究性的层面上，只提出了在计算总沉降时需要考虑交通荷载的影响，没有对它作理论上的公式推导并建立起详尽的沉降计算模型，在以后的工作中需要进一步的完善；(2)文中对土工格室张拉过程的模拟分析，本是为了建立起更切合实际的考虑格室片材与填土体之间相互作用的三维有限元模型，但限于此类全面接触模型的复杂程度和个人能力，到目前为止尚未完美解决，在后续的研究中还需再接再厉；(3)土工格室低路堤-刚性路面体系还处于理论研究阶段，在有条件的情况下，应开展现场试验段工程的研究工作，让其接受实践的检验，进而提出完整的设计方法，便于工程应用。122 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博士学位论文同济大学,2008,78-79[165]徐挺.相似理论与模型试验.北京:中国农业机械出版社,1982,62-17133 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究致谢感谢导师赵明华教授：本文是在赵明华教授的悉心指导下完成的，文章的整体架构、内容编排上都凝聚着赵老师的智慧和心血。赵老师治学严谨、知识广博、思路开阔，是我等终生学习的榜样；赵老师谦逊朴实、严于律己，宽以待人的贤者风范，更是我等完善自我的标杆。在湖大求学期间，无论是学习还是生活方面都得到了赵老师耐心的指导和教诲，这让我感动至深，也铭记于心。在此，谨向赵老师及师母致以最崇高的敬意和最衷心的感谢！感谢岩土所老师：感谢陈昌富教授、苏永华教授、曹文贵教授、邹新军老师授、刘晓明老师、罗宏老师在我学习阶段给予的关心和帮助！感谢同窗学友：感谢刘建华、何伟、贺成斌、吴超凡、赵衡、张永杰、张玲、马斌辉、雷勇、尹平保、胡增、刘猛、杨超伟、张根宝等一起度过的这漫长的研究生求学过程；感谢岩土工程研究所这个团结向上的集体，使我克服了学习过程中的艰难与困苦，保持积极向上的进取心！最后感谢深爱着我的父母及家人：感谢你们一直以来对我的支持与鼓励！感谢你们为我创造了良好的生活环境，使我顺利完成了学业！我要特别感谢我的妻子，是你最善良的品性、最无私的关怀让我可以静下原本浮躁的内心，你是我人生中无价的财富！陈炳初2013年4月18日134 博士学位论文附录A攻读学位期间论文、科研及获奖情况一、已发表的学术论文[1]赵明华,陈炳初,黄立葵.土工格室低路堤-刚性路面结构体系模型试验[J].中国公路学报,2011,v.24:1-6[2]赵明华,陈炳初,尹平保,胡增.土工格室碎石基层+刚性路面承载特性模型试验研究[J].岩土工程学报,2012,v.34:577-581[3]赵明华,陈炳初,刘建华.考虑土拱效应的抗滑桩合理桩间距分析[J].中南公路工程,2006,02:1-3+28[4]赵明华,陈炳初,苏永华.红层软岩崩解破碎过程的分形分析及数值模拟[J].中南大学学报(自然科学版),2007,02:351-356[5]赵明华,陈炳初,刘建华.基于Verhulst模型的软土路基沉降预测[J].沈阳建筑大学学报(自然科学版),2007,04:580-583[6]赵明华,刘建华,陈炳初,刘代全.边坡变形及失稳的变权重组合预测模型[J].岩土力学,2007,v.28:553-557[7]陈炳初,赵明华.抗剪强度c,φ求取的改进单纯形寻优解法[J].湖南大学学报(自然科学版),2009,v.36:18-21[8]赵明华,胡增,陈炳初.路堤下桩承式加筋复合地基的桩土应力比[J].公路交通科技,2012,v.29:33-37二、主要参与科研项目[1]国家863计划资助项目:大面积不均匀公路软弱地基按沉降控制双向增强处治技术（2006AA11Z104）；[2]国家自然科学基金项目:散体材料桩复合地基承载机理及其按变形控制设计理论研究（51078138）；[3]高陡横坡条件下桩柱式桥梁设计与施工技术研究（西部交通建设科技项目）；[4]湖南省衡阳至桂阳高速公路路基、桩基岩溶处治技术研究（衡桂高速公路开发有限公司,湖南大学）；[5]湖南省桂阳至临武高速公路路基、桩基岩溶处治技术研究（桂武高速公路开发有限公司,湖南大学）；135 土工格室低路堤-刚性路面体系理论分析与试验研究[6]湖南省宁远至道县高速公路路基、桩基岩溶处治技术研究（宁道高速公路开发有限公司,湖南大学）；[7]湖南省郴州至宁远高速公路路基、桩基岩溶处治技术研究（郴宁高速公路开发有限公司,湖南大学）；[8]湖南省宁远至道县高速公路路基岩溶强夯处治关键技术研究（宁道高速公路开发有限公司,湖南大学）；[9]湖南省桂阳至临武高速公路路基岩溶强夯处治关键技术研究（桂武高速公路开发有限公司,湖南大学）；[10]湖南省汝城至郴州高速公路黄家垄特大桥桩基沉降分析（汝郴高速公路开发有限公司,湖南大学）；三、专利[1]发明专利:赵明华,罗宏,邹新军,张玲,陈昌富,陈炳初,雷勇,马缤辉.散体材料桩膨胀量测试装置:散体材料桩膨胀量测试仪（专利号:ZL200810143735.4）；[2]发明专利:罗宏,赵明华,邹新军,张玲,刘晓明,马缤辉,雷勇,陈炳初,邓岳保.散体材料桩膨胀量测试仪（专利号:ZL200810143670.3）；[3]实用新型专利:罗宏,赵明华,邹新军,张玲,刘晓明,马缤辉,雷勇,陈炳初,邓岳保.一种散体材料桩膨胀量测试仪（专利号:ZL200820159331.X）；136