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摘 要： 摘 要：利用土工織物治理巖溶塌陷后的路基，較傳統(tǒng)的治理方法有明顯的優(yōu)勢(shì)。通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)研究土工織物錨固區(qū)長(zhǎng)度 L 在塌陷區(qū)活動(dòng)底板寬度 B 不同倍數(shù)時(shí)對(duì)土壓力、豎向位移和織物拉力的影響規(guī)律，并與不加筋對(duì)比。結(jié)果表明, 土工織物加筋時(shí)塌陷區(qū)加筋墊層下方土壓力
摘 要：利用土工織物治理巖溶塌陷后的路基，較傳統(tǒng)的治理方法有明顯的優(yōu)勢(shì)。通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)研究土工織物錨固區(qū)長(zhǎng)度 L 在塌陷區(qū)活動(dòng)底板寬度 B 不同倍數(shù)時(shí)對(duì)土壓力、豎向位移和織物拉力的影響規(guī)律，并與不加筋對(duì)比。結(jié)果表明, 土工織物加筋時(shí)塌陷區(qū)加筋墊層下方土壓力隨著塌陷發(fā)生而快速減小，最終因土工織物與下方脫離土壓力為 0;不加筋時(shí)該處土壓力隨塌陷發(fā)生也快速降低，但趨于一個(gè)穩(wěn)定值;錨固長(zhǎng)度 L = 2.0B、1.0B 時(shí)土工織物控制填土豎向位移的能力相近，且明顯優(yōu)于 L = 0.5B 和 L = 0.25B，穩(wěn)定區(qū)土工織物拉力隨遠(yuǎn)離塌陷區(qū)而快速減小，距離塌陷區(qū) 1.0B 處拉力接近于 0。試驗(yàn)印證針對(duì)巖溶路基塌陷后的治理和回填過(guò)程中鋪設(shè)適當(dāng)長(zhǎng)度的土工織物具有良好的治理效果。
關(guān) 鍵 詞：巖溶路基塌陷;土工織物;模型試驗(yàn);錨固長(zhǎng)度;土壓力
1 引 言
我國(guó)可溶巖面積占國(guó)土面積的 1/3 以上，地下水的過(guò)渡開(kāi)采和城市管道鋪設(shè)、養(yǎng)護(hù)工作的不足使巖溶區(qū)路基塌陷事故時(shí)有發(fā)生，嚴(yán)重威脅人們的生命財(cái)產(chǎn)安全、城市建設(shè)乃至經(jīng)濟(jì)發(fā)展[1-3]。塌陷發(fā)生后的傳統(tǒng)治理手段已顯現(xiàn)出一定弊端諸如常用的填埋壓實(shí)治理手段治標(biāo)不治本、具有復(fù)發(fā)性[4]、注漿法、剛性跨越法及深基礎(chǔ)法[5-7]存在工期長(zhǎng)、造價(jià)高、施工質(zhì)量難以控制等問(wèn)題。土工織物本身具有良好的反濾特性，近年來(lái)高強(qiáng)土工織物抗拉強(qiáng)度得到較大提升，最大可達(dá) 1 600 kN/m，利用土工織物加筋反濾特性治理巖溶塌陷問(wèn)題較傳統(tǒng)的治理方法有一定優(yōu)勢(shì)。
關(guān)于土工合成材料治理塌陷的研究，已取得不少成果，按加筋材料大致可歸納為通過(guò)土工格柵或土工格室加筋，以提高巖溶塌陷區(qū)地基承載力，預(yù)防土洞危害，優(yōu)化治理方案[8-12]和未具體明確加筋材料，統(tǒng)一對(duì)加筋體進(jìn)行研究[13-16]兩類。在試驗(yàn)方面，賀煒等[17]對(duì)多層加筋墊層防治巖溶塌陷進(jìn)行了大比例模型試驗(yàn)。Huckert 等[18]對(duì)圓形塌陷下加筋材料和路基面的變形行為進(jìn)行了足尺模型試驗(yàn)。在數(shù)值方面，萬(wàn)梁龍等[19]利用 PLAXIS 軟件研究了圓形塌陷直徑、路堤高度和筋材參數(shù)等對(duì)加筋路基性狀的影響。Tran 等[20]利用離散元獲得了巖溶塌陷影響下加筋路基的應(yīng)力場(chǎng)、位移場(chǎng)。在理論方面，陳福全等[21]揭示了受塌陷影響的低填方加筋路基荷載傳遞機(jī)制。付宏淵等[22]在防治路基巖溶塌陷的水平加筋體設(shè)計(jì)方法中，將錨固段端部加筋體應(yīng)變及錨固段傳力長(zhǎng)度作為設(shè)計(jì)關(guān)鍵。張東卿等[23]建立了考慮加筋體滑移效應(yīng)的加固鐵路巖溶路基的設(shè)計(jì)方法。本次針對(duì)巖溶區(qū)路基塌陷后的治理開(kāi)展研究，圖 1 為采用土工織物治理巖溶區(qū)路基塌陷的示意圖。在考慮安全性的同時(shí)應(yīng)使路基治理范圍盡量小，即需要選取合理的錨固長(zhǎng)度[24]。借鑒經(jīng)典的 Trapdoor 試驗(yàn)方法，針對(duì)實(shí)際工程中常出現(xiàn)的長(zhǎng)條形路基塌陷，開(kāi)展符合平面應(yīng)變條件的室內(nèi)大比例模型試驗(yàn)，著重探討土工織物錨固長(zhǎng)度對(duì)土壓力、填土豎向位移和土工織物拉力分布的影響。圖 1 土工織物治理路基塌陷 Fig.1 The use of geotextile in roadbed subsidence treatment
2 室內(nèi)模型試驗(yàn)
2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>
現(xiàn)場(chǎng)為河池市城區(qū)西環(huán)路路面塌陷處治工程，塌陷坑周邊土體為砂土，塌陷形成的路面坑洞尺寸為長(zhǎng) 1.5 m，寬 1.2 m，塌陷深約 4 m。模型試驗(yàn)按 1:5 縮尺，如圖 2 所示，試驗(yàn)環(huán)境見(jiàn)圖 3。
2.1.1 模型箱
試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖洳捎糜刹垆摵附佣芍黧w框架結(jié)構(gòu)，長(zhǎng)度方向一側(cè)面為 8 mm 厚鋼板，另一側(cè)面為 25 mm 厚鋼化玻璃，以在試驗(yàn)填筑階段對(duì)填土的壓實(shí)度控制和沉降階段對(duì)塌陷區(qū)填土的粒子圖像測(cè)速處理。模型箱長(zhǎng) 1.5 m、寬 0.6 m、高 1.5 m，模型塌陷區(qū)寬度 B 取 0.3 m，兩側(cè)穩(wěn)定區(qū) 0.6 m。試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖湎虏坑刹垆摵附映蓜傂苑�(wěn)定區(qū)與塌陷區(qū)空間(見(jiàn)圖 2)，固定底板與活動(dòng)底板為剛性鐵框架，在填土荷載作用下的變形可忽略不計(jì)，沉降裝置采用可精確控制的機(jī)械升降方式，最大可沉降為 60 mm。
2.1.2 測(cè)量系統(tǒng)
試驗(yàn)中活動(dòng)底板沉降量由 YWJ―50 型機(jī)電百分表通過(guò)磁性底座固定在活動(dòng)底板下方測(cè)得，由微型土壓力盒獲得土壓力數(shù)據(jù)，土工織物拉力數(shù)據(jù)由溫度自補(bǔ)償?shù)拿夂敢惑w箔式電阻應(yīng)變片監(jiān)測(cè)。監(jiān)測(cè)器件導(dǎo)線均接入 uT7121Y 靜態(tài)應(yīng)變儀，用網(wǎng)線連接電腦由數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)軟件內(nèi)實(shí)現(xiàn)定時(shí)(1 次/秒)采集數(shù)據(jù)。微型土壓力盒 T1～T6 平面布置情況與 Y1～Y6 應(yīng)變片在織物上粘貼的位置如圖 4 所示。由CCD高速工業(yè)相機(jī)和MicroVec V3軟件組成的粒子圖像測(cè)速系統(tǒng)(PIV)對(duì)塌陷區(qū)砂土豎向位移數(shù)據(jù)進(jìn)行高頻率采集與初步計(jì)算分析，通過(guò) Tecplot 等后處理軟件對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)一步處理。
2.2 試驗(yàn)材料
模型試驗(yàn)填土材料為桂林漓江砂，自然晾曬和室內(nèi)烘干過(guò) 2 mm 篩獲得潔凈干砂，由常規(guī)土工試驗(yàn)，測(cè)得物理指標(biāo)見(jiàn)表 1，漓江砂的顆粒級(jí)配曲線如圖 5 所示。根據(jù)實(shí)測(cè)的顆粒篩分試驗(yàn)結(jié)果，桂林漓江砂為顆粒級(jí)配不良的粉砂。試驗(yàn)采用醫(yī)用紗布模擬土工織物[25]，相關(guān)物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表 2。醫(yī)用紗布既定位置上粘貼應(yīng)變片以監(jiān)測(cè)織物受拉情況，并在試驗(yàn)前對(duì)粘貼的應(yīng)變片進(jìn)行標(biāo)定，得到拉力− 應(yīng)變片讀數(shù)曲線，如圖 6 所示。
2.3 試驗(yàn)方案
共設(shè)置了 5 組試驗(yàn)，研究土工織物錨固長(zhǎng)度對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，方案見(jiàn)表 3，其中試驗(yàn) Z5 沒(méi)有模型土工織物加筋，便于對(duì)比加筋效果。
2.4 試驗(yàn)步驟
試驗(yàn)步驟：(1)為減小模型試驗(yàn)箱邊界效應(yīng)，在試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖涑摶Ａ娌贾秒p層 0.3 mm 厚聚四氟乙烯薄膜，減小填土與箱壁的摩擦力。在既定位置固定土壓力盒后鋪設(shè)一層約 50 mm 厚的砂土將其覆蓋，然后在其上鋪設(shè)相應(yīng)尺寸的模型土工織物，模型土工織物既定位置上已提前粘貼好應(yīng)變片并對(duì)應(yīng)變片進(jìn)行了檢測(cè)標(biāo)定。(2)分層填入砂土，每層砂土厚 100 mm，用電動(dòng)平板壓實(shí)機(jī)充分壓實(shí)，控制壓實(shí)系數(shù)為 96%，填筑高度達(dá)到 1 000 mm 后靜置 60 min。(3)安裝并調(diào)試粒子圖像測(cè)速設(shè)備(PIV)，控制沉降裝置使活動(dòng)底板以 2 mm/min 的速率沉降至 30 mm 停止，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和粒子測(cè)速系統(tǒng)對(duì)土壓力、織物拉力和填土位移同步記錄，繼續(xù)沉降直至模型土工織物與活動(dòng)底板分離為止(見(jiàn)圖 7)，或者土工織物被拔出、撕裂破壞。(4)試驗(yàn)過(guò)程中，人工觀察活動(dòng)底板與模型土工織物的貼合狀態(tài)，記錄分離時(shí)底板的沉降量。
3 試驗(yàn)結(jié)果
由圖 4 可見(jiàn)，土工織物在穩(wěn)定區(qū)的加筋長(zhǎng)度為 L，塌陷區(qū)活動(dòng)底板的寬度為 B、沉降量為 S，塌陷區(qū)中部填土的不同高度為 h，不同 h 高度處填土的豎向位移量為 s，定義相對(duì)沉降 d 為活動(dòng)底板沉降量 S 與底板寬度 B 的比值。
3.1 土壓力
圖 8 為塌陷區(qū)土工織物下不同土壓力隨相對(duì)沉降變化的曲線。從圖中可以看出，在各模型試驗(yàn)中塌陷區(qū)土壓力變化曲線大致分為陡降和緩變兩個(gè)階段，陡降階段發(fā)生在相對(duì)沉降 d = 0～0.33%時(shí)，各試驗(yàn)組塌陷區(qū)土壓力迅速減小，不加筋組 T1 土壓力由初始的 16.8 kPa 降低至 8.35 kPa，降幅比值(減小的土壓力與初始土壓力的比值)為 50.3%。加筋組 T1 土壓力均降低至 3 kPa 以下，降幅比值達(dá) 82% 以上。荷載降低是由土拱效應(yīng)和拉膜效應(yīng)造成，但此階段土工織物變形較小，拉膜效應(yīng)未充分發(fā)揮，荷載轉(zhuǎn)移主要是由土拱效應(yīng)發(fā)揮造成[26];在緩變階段(d = 0.33%～10%)，塌陷區(qū)土壓力變幅相對(duì)較小，不加筋組 T1 土壓力由 8.35 kPa 繼續(xù)降低至 6.64 kPa，整體降幅比值為 60.3%;加筋組(除 Z4 外) T1 土壓力降低至 0 kPa，降幅比值為 100%，表明此時(shí)活動(dòng)底板不再承受填土荷載，土工織物的拉膜效應(yīng)進(jìn)一步充分發(fā)揮。
由圖 8(a)可見(jiàn)，緩變階段的 T1 土壓力隨錨固長(zhǎng)度的不同而表現(xiàn)不同，隨著相對(duì)沉降的增大，試驗(yàn) Z1～Z3 的 T1 土壓力在短暫緩慢增大后逐漸減小，為 0 kPa;Z1～Z3 土壓力降為 0 kPa 時(shí)對(duì)應(yīng)的相對(duì)沉降 d 依次為 7.0%、7.3%和 8.3%，表明此時(shí)的土工織物與活動(dòng)底板脫離(見(jiàn)圖 7)，土工織物起到了防治塌陷的作用，其承載性能得到了充分發(fā)揮。此外，Z1、Z2 土壓力變化幅度較為一致，Z3 相對(duì)較大一些。對(duì)于錨固長(zhǎng)度較短試驗(yàn) Z4(L/B = 0.25)和未加筋試驗(yàn) Z5，緩變階段的土壓力在小幅增大后趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定后土壓力值分別為 4.1 kPa 和 6.64 kPa 左右，這說(shuō)明活動(dòng)底板仍承擔(dān)一定的上覆土壓力，拉膜效應(yīng)未得到充分的發(fā)揮(Z4)或不存在(Z5)。拉膜效應(yīng)未得到充分的發(fā)揮可能是由于錨固長(zhǎng)度過(guò)短而發(fā)生了拔出破壞。T1 的監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，土工織物加筋后可以很好地發(fā)揮其拉膜效應(yīng)，大幅降低甚至消除土工織物下的土壓力，有利于防止再次發(fā)生塌陷，但加筋材料需要有一定的錨固長(zhǎng)度，錨固長(zhǎng)度不足(Z4)時(shí)則不能完全發(fā)揮土工織物的拉膜效應(yīng)。由圖 8(b)可見(jiàn)，加筋試驗(yàn) Z1～Z4 緩變階段的 T2 土壓力隨活動(dòng)底板沉降而逐漸降低，土壓力降為 0 kPa 時(shí)對(duì)應(yīng)相對(duì)沉降 d 依次為 2.67%、 3.33%、4.67%和 7.0%，均小于同組 T1 土壓力降為 0 kPa 時(shí)對(duì)應(yīng)的相對(duì)沉降 d。這是由于沉降發(fā)生后土工織物持續(xù)發(fā)揮拉膜效應(yīng)，塌陷區(qū)土工織物呈近似懸鏈線狀態(tài)，土工織物在靠近塌陷區(qū)與穩(wěn)定區(qū)邊界處的撓度最小，中部位置(T1 處)撓度最大，因此塌陷區(qū)邊界的土壓力盒(T2)較中部位置(T1)先與土工織物分離，表現(xiàn)為土壓力的較早歸 0;不同組 T2 歸 0 時(shí)對(duì)應(yīng)相對(duì)沉降 d 不同也說(shuō)明了錨固長(zhǎng)度對(duì)拉膜效應(yīng)的發(fā)揮有一定的影響。對(duì)于不加筋試驗(yàn)組(Z5)，T2 土壓力穩(wěn)定后土壓力值為 3.88 kPa，小于 T1 穩(wěn)定后土壓力值。這是因塌陷區(qū)邊界位置處的填土在沉降過(guò)程中會(huì)受到兩側(cè)穩(wěn)定區(qū)填土的影響，一部分豎向荷載轉(zhuǎn)化為與邊界的摩擦，同時(shí)因邊界的約束使得該區(qū)域填土主應(yīng)力發(fā)生偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致邊界附近的土壓力較塌陷中部位置減小更多，與文獻(xiàn)[27]取得的結(jié)論一致。
圖 9 為穩(wěn)定區(qū)土工織物下不同土壓力隨相對(duì)沉降變化的曲線。圖 9(a)中，Z1～Z4 試驗(yàn)中 T3 土壓力變化曲線大致分為 3 個(gè)階段：(1)d = 0～1%階段，Z1～Z4 在 T3 處土壓力增長(zhǎng)幅度較大，土壓力均大于 Z5;(2)d = 1%～5%階段，各組土壓力均有不同幅度的降低，Z1、Z2 降低幅度最大，由 27.43 kPa 降低至 23.05 kPa;(3)d = 5%時(shí)各組土壓力均小于 Z5，隨著沉降量的繼續(xù)增大，各組土壓力變化曲線逐漸變緩趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定后 Z1～Z4 在 T3 處土壓力值依次為 22.22、22.96、23.74、24.57 kPa，Z5 土壓力在相對(duì)沉降 2%時(shí)為 25.87 kPa，此后基本保持穩(wěn)定。圖 9(b)中，各模型試驗(yàn)中 T4 土壓力在經(jīng)歷不同幅度的增長(zhǎng)后逐漸穩(wěn)定，d = 0～1%階段增長(zhǎng)速度較快，錨固長(zhǎng)度越長(zhǎng)增長(zhǎng)幅度也越大，此時(shí) Z1～ Z5 土壓力增長(zhǎng)幅度依次為 6.37、6.14、5.38、4.47、 3.52 kPa;d = 1%～5%階段增長(zhǎng)速度逐漸放緩，之后土壓力趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定后加筋組土壓力均顯著大于不加筋組，此時(shí) Z1、Z2 的土壓力約為 26.64 kPa，而 Z5 土壓力為 20.93 kPa。對(duì)比圖 9 兩條曲線可知，加筋試驗(yàn)組在相對(duì)沉降 d = 1%～5%階段，T3 土壓力有所降低，T4 土壓力有一定增長(zhǎng)，且降幅與增幅大致相對(duì)應(yīng);不加筋組土壓力無(wú)明顯變化。說(shuō)明此階段土工織物拉膜效應(yīng)進(jìn)一步充分發(fā)揮，將塌陷界面附近荷載(T3)傳遞至穩(wěn)定區(qū)(T4)。
圖 10 為不同土壓力(T1～T6)在相對(duì)沉降 d = 1%和 5%時(shí)沿水平位置的分布曲線。圖 10(a)中， T1～T2 塌陷區(qū)土壓力較初始土壓力降低，T3～T5 穩(wěn)定區(qū)土壓力有不同程度的增長(zhǎng)，特別是靠近塌陷邊界的 T3 增長(zhǎng)顯著，越遠(yuǎn)離塌陷邊界增長(zhǎng)幅度越小;穩(wěn)定區(qū)不加筋組土壓力均大于不加筋組。對(duì)比圖 10 兩個(gè)圖可知，隨著塌陷的持續(xù)進(jìn)行，不加筋組各位置土壓力變化較小;加筋各組 T3 土壓力有所降低，變?yōu)樾∮诓患咏罱M;加筋各組 T4～T5 土壓力較不加筋組顯著增大，T6 位置處土壓力增幅幾乎可忽略，說(shuō)明加筋各組土壓力在土拱效應(yīng)和拉膜效應(yīng)的共同作用下由塌陷區(qū)向穩(wěn)定區(qū)轉(zhuǎn)移，塌陷區(qū)土壓力降低，穩(wěn)定區(qū)土壓力增大，加筋情形下土壓力增大的區(qū)域向距離塌陷界面更遠(yuǎn)發(fā)展，有利于提高土工織物治理塌陷的效果;不加筋組由于僅通過(guò)土拱效應(yīng)進(jìn)行荷載轉(zhuǎn)移，土壓力增大的區(qū)域更集中于塌陷界面的穩(wěn)定區(qū)附近，在較為集中附加應(yīng)力作用下臨近塌陷邊界的穩(wěn)定區(qū)域可能會(huì)失穩(wěn)，由此帶來(lái)塌陷面積進(jìn)一步擴(kuò)大。
現(xiàn)有土拱模型可以計(jì)算荷載傳遞后穩(wěn)定區(qū)土壓力，但計(jì)算結(jié)果均為一定值[2, 28]，其可視為一定影響范圍內(nèi)穩(wěn)定區(qū)的平均土壓力。本次試驗(yàn)結(jié)果表明，無(wú)論加筋與否，穩(wěn)定區(qū)土壓力隨距離塌陷界面遠(yuǎn)近而變化，越遠(yuǎn)則越接近初始土壓力(無(wú)土拱效應(yīng))。對(duì)于土工織物治理巖溶路基塌陷，土拱效應(yīng)不僅起到荷載轉(zhuǎn)移的作用，還直接影響到土工織物在穩(wěn)定區(qū)所能提供錨固力的大小(越靠近塌陷界面豎向土壓力越大)，需要進(jìn)一步研究穩(wěn)定區(qū)距塌陷界面不同遠(yuǎn)近土壓力的精確分布。本次試驗(yàn)中 Z5 初步發(fā)現(xiàn)，穩(wěn)定區(qū)豎向土壓力大致呈遞減的指數(shù)形式分布。
3.2 填土豎向位移
通過(guò) PIV 對(duì)填土豎向位移進(jìn)行觀測(cè)，圖 11 為試驗(yàn) Z5 中相對(duì)沉降 d = 5%時(shí) PIV 處理所得位移云圖。為便于分析，選取塌陷區(qū)中心線上 h = 0.0、0.1、 0.2，…，1.0 m 共 11 個(gè)位置點(diǎn)作為豎向位移數(shù)據(jù)提取點(diǎn)，見(jiàn)圖 4(a)。讀取提取點(diǎn)的豎向位移量 s，得到各組塌陷區(qū)中心線上不同填土高度處的豎向位移量，用于數(shù)據(jù)分析對(duì)比。圖 12 為各組試驗(yàn) h = 0.1 m 提取點(diǎn)處填土的豎向位移量 s 隨相對(duì)沉降 d 的變化情況。
從圖 12 中可以看出，該位置填土的豎向位移量隨活動(dòng)底板沉降大致呈線性增加，但各組曲線斜率不盡相同，不加筋組 Z5 曲線傾角接近 45º，沉降結(jié)束時(shí)豎向位移 28.6 mm，表明此處填土幾乎隨著活動(dòng)底板同步沉降;加筋錨固長(zhǎng)度 L≥1 倍塌陷寬度的試驗(yàn)(Z1、Z2)曲線斜率最小，傾角約為 15º 左右，且變化趨勢(shì)較為一致;加筋錨固長(zhǎng)度 L = 0.5、 0.25 倍塌陷寬度的試驗(yàn)(Z3、Z4)曲線傾角分別約為 25º、35º，介于前兩種情形之間，可見(jiàn)錨固長(zhǎng)度越長(zhǎng)越有利于控制加筋上方填土沉降，但超過(guò) 1 倍塌陷寬度治理效果提高的相對(duì)有限。從圖 12 中還可以看出，加筋組在沉降后期(d = 6.67%～10%)曲線呈現(xiàn)出一定的水平趨勢(shì)，且錨固長(zhǎng)度越長(zhǎng)趨勢(shì)越明顯，表明此時(shí)土工織物加筋使填土沉降不隨活動(dòng)底板沉降而變化的趨勢(shì)。
圖 13 為沉降(相對(duì)沉降 d = 10%)結(jié)束時(shí)各組模型中心線在不同填土高度處的豎向位移曲線。從圖中可以看出，各組填土越靠近活動(dòng)底板(h 越小)的位置豎向位移越大，相同填土高度處所對(duì)應(yīng)各組豎向位移不同。當(dāng) h = 0.2 m 時(shí) Z5 豎向位移最大，為22.1 mm，Z4、Z3次之，分別為11.9 mm和5.2 mm， Z2、Z1 最小，分別為 3.3 mm 和 2.7 mm，較比 Z5 的豎向位移降低了 85%以上。加筋錨固長(zhǎng)度 L = 2.0B、1.0B 的試驗(yàn)(Z1、Z2)豎向位移曲線較為接近且數(shù)值較小，其他組試驗(yàn)(Z3～Z5)的位移曲線依次向上排列。
在各模型試驗(yàn)中，填土豎向位移量均隨填土高度的增加逐漸減小，至某一高度以后數(shù)值約為 0，此高度為塌陷對(duì)塌陷區(qū)填土豎向位移的影響高度。圖 13 中，不加筋組 Z5 填土豎向位移影響高度約為 0.9 m，下部塌陷造成的填土豎向沉降影響范圍較遠(yuǎn)，且隨著進(jìn)一步的塌陷會(huì)貫穿至頂影響上部結(jié)構(gòu)變形穩(wěn)定性;加筋試驗(yàn)組 Z4、Z3 依次減小，影響高度分別約為 0.6 m 和 0.4 m，試驗(yàn)組 Z1、Z2 的影響高度最小均在 0.3 m 高度處，說(shuō)明土工織物對(duì)其以上填土的豎向位移有很好地控制，且加筋長(zhǎng)度越長(zhǎng)效果越好，但 L > 1B 塌陷寬度的效果相對(duì)有限; h = 0 m 處各組豎向位移不同，Z1～Z5 的豎向位移分別約為 22、23、26、30、30 mm，沉降結(jié)束時(shí) Z4、 Z5 在 h = 0 m 處填土豎向位移等于活動(dòng)底板最終沉降量(S = 30 mm)，說(shuō)明 Z4、Z5 組填土(包括土工織物)未與活動(dòng)底板分離。Z1～Z3 豎向位移小于活動(dòng)底板最終沉降量說(shuō)明土工織物已與活動(dòng)底板分離。以上從填土豎向位移角度說(shuō)明錨固長(zhǎng)度足夠下土工織物治理塌陷問(wèn)題的有效性，與前文從土壓力(T1)角度所獲得的結(jié)論一致。
圖 14 為通過(guò) T1 土壓力分析、填土豎向位移分析和人工觀測(cè)記錄所得的各試驗(yàn)與土工織物分離時(shí)相對(duì)沉降的對(duì)比。土壓力與填土豎向位移分析所得結(jié)果較為接近，人工觀測(cè)結(jié)果相對(duì)偏大，可知采用土工織物可很好地控制上覆填土的變形，保證路基塌陷的治理效果，但錨固長(zhǎng)度過(guò)短則達(dá)不到既定效果(土工織物與活動(dòng)底板未分離，持續(xù)同步沉降)。
3.3 土工織物拉力
土工織物錨固長(zhǎng)度是土工織物治理巖溶區(qū)路基塌陷設(shè)計(jì)的一個(gè)重要內(nèi)容，織物的受力分布范圍是確定錨固長(zhǎng)度選擇的重要依據(jù)。圖 15 為試驗(yàn) Z1 中各位置應(yīng)變片所測(cè)應(yīng)變數(shù)據(jù)通過(guò)圖 6 標(biāo)定曲線換算成的織物拉力與相對(duì)沉降關(guān)系曲線。Y1～Y5 曲線大致可分為 3 個(gè)階段：(1)d = 0～1%階段，各位置土工織物拉力值均較小，呈小幅增加趨勢(shì)，結(jié)合前文土壓力增長(zhǎng)過(guò)程分析，表明此階段筋材的拉膜效應(yīng)未充分發(fā)揮，荷載轉(zhuǎn)移主要通過(guò)土拱效應(yīng);(2)d = 1%～5%階段，土工織物受力快速增大，Y1～Y3 增長(zhǎng)幅度明顯快于 Y4～Y5，此階段拉膜效應(yīng)得到充分發(fā)揮;(3)d = 5%～10%階段，Y1～Y5 土工織物拉力逐漸達(dá)到穩(wěn)定，穩(wěn)定后 Y1～Y3 土工織物拉力大小相近，約為 2.40 kN/m，Y4 拉力大小約為 1.39 kN/m，Y5 拉力值約為 0.18 kN/m;在塌陷全過(guò)程中，穩(wěn)定區(qū) Y6 處土工織物拉力未得到增長(zhǎng)，拉力幾近為 0，表明 Z1 土工織物錨固長(zhǎng)度設(shè)置過(guò)長(zhǎng)，末端部分土工織物未充分發(fā)揮拉伸受力性能。
圖 16 為相對(duì)沉降分別為 1%、5%和 10%時(shí)各加筋試驗(yàn)組不同水平位置處的織物拉力分布。從圖中可以看出，塌陷區(qū)中部土工織物拉力(Y1)與塌陷邊界兩側(cè)的土工織物拉力(Y2、Y3)均大于穩(wěn)定區(qū)土工織物拉力(Y4～Y6)，穩(wěn)定區(qū)各水平位置上織物拉力值隨遠(yuǎn)離塌陷邊界逐漸減小;在 d = 1%時(shí)各模型試驗(yàn)中土工織物拉力較小，拉膜效應(yīng)未充分發(fā)揮，d = 5%時(shí)試驗(yàn) Z1～Z3 塌陷區(qū)及塌陷界面附近土工織物拉力相對(duì) d = 1%時(shí)得到了較大幅度增加，但 Z3(L = 0.5B)增幅小于 Z1～Z2、Z1～Z3 穩(wěn)定區(qū)織物拉力增長(zhǎng)幅度隨遠(yuǎn)離塌陷邊界而減小，1 倍塌陷寬度以外的區(qū)域增加不明顯，Z4(L = 0.25B)的 Y3 數(shù)據(jù)出現(xiàn)異常，傳感器失效，且塌陷區(qū)土工織物拉力增加幅度相對(duì)較小，結(jié)合圖 16 中 Z4 活動(dòng)底板未與織物分離，表明 Z4 可能發(fā)生拔出破壞。在 d = 10%時(shí)，Z1～Z2 塌陷區(qū)及塌陷界面附近土工織物拉力進(jìn)一步增大，Z3～Z4 幾乎無(wú)增幅，Z3 的 Y3 與 Z1 的 Y1 數(shù)據(jù)出現(xiàn)異常，前者可能由于織物拔出量較大造成。觀察各相對(duì)沉降下 Z1、Z2 中土工織物拉力增長(zhǎng)情況，二者基本同步;特別是在 d = 10%時(shí)，試驗(yàn) Z1 和 Z2 中 Y5 處土工織物拉力接近于 0，試驗(yàn) Z1 中 Y6 處土工織物拉力等于 0。
試驗(yàn)結(jié)果表明，錨固長(zhǎng)度 L = 0.25B、0.5B 是不足的，L = 2.0B 可能太長(zhǎng)，合理的錨固長(zhǎng)度應(yīng)等于或略大于一倍的塌陷寬度。此外，土工織物治理巖溶路基塌陷的拉膜效應(yīng)主要通過(guò)以下兩部分作用發(fā)揮：塌陷區(qū)及塌陷界面附近織物受到的張拉力作用和穩(wěn)定區(qū)織物受到土中拉伸的錨固力作用;前者在設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮筋材的抗拉強(qiáng)度，后者應(yīng)考慮筋材與土的相互作用[29]。
在加筋組試驗(yàn)中，足夠錨固長(zhǎng)度的土工織物能夠通過(guò)拉膜效應(yīng)使土工織物與活動(dòng)底板分離(見(jiàn)圖 14)，保證填土不受織物下方塌陷持續(xù)沉降的影響。根據(jù)陳福全等[30]提出的加筋體撓曲方程和長(zhǎng)條形塌陷加筋體上部總豎向荷載的計(jì)算方法，可求得試驗(yàn)結(jié)束時(shí)塌陷區(qū)中部 Y1 的拉力解析計(jì)算結(jié)果。試驗(yàn)結(jié)束時(shí)塌陷區(qū)中部土工織物的豎向位移量和活動(dòng)底板與土工織物分離時(shí)的沉降量數(shù)值相等，故將圖 16 中通過(guò) T1 土壓力分析和填土豎向位移分析所得活動(dòng)底板與土工織物分離時(shí)沉降量的均值作為其取值。圖 17 為塌陷區(qū)中部 Y1 拉力的理論計(jì)算與本次試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。
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由圖 17 可見(jiàn)，Z1～Z3 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果相差較小，計(jì)算值略大于試驗(yàn)值，Z4 對(duì)比偏差相對(duì)較大，是由于 Z4 筋材的錨固長(zhǎng)度不足導(dǎo)致筋材被拔出，織物隨活動(dòng)底板持續(xù)沉降，塌陷區(qū)筋材的張拉受力未能充分發(fā)揮。此外，土工織物的計(jì)算值與試驗(yàn)值均小于其抗拉強(qiáng)度，說(shuō)明土工織物治理巖溶路基塌陷需要在塌陷區(qū)具有足夠的抗拉強(qiáng)度以及需要穩(wěn)定區(qū)織物提供足夠的錨固力。
4 結(jié) 論
(1)在回填過(guò)程中鋪設(shè)適當(dāng)長(zhǎng)度的土工織物，不僅可以將全部塌陷區(qū)荷載傳遞至穩(wěn)定區(qū)，還可以較好地控制塌陷區(qū)上方填土沉降，具有良好的治理效果。
(2)土工織物治理巖溶路基塌陷通過(guò)土拱效應(yīng)和拉膜效應(yīng)起承載作用，前者在沉降(相對(duì)位移小于 1%)較小時(shí)便已充分發(fā)揮，后者隨著持續(xù)沉降而逐漸發(fā)揮，相對(duì)位移大于 7%后完全發(fā)揮，將塌陷區(qū)及塌陷界面附近穩(wěn)定區(qū)荷載傳遞至穩(wěn)定區(qū)較深處，有利于提高治理效果。
(3)拉膜效應(yīng)是通過(guò)塌陷區(qū)及塌陷界面附近織物受到的張拉力作用和穩(wěn)定區(qū)織物受到土中拉伸的錨固力作用，前者在設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮筋材的抗拉強(qiáng)度，后者應(yīng)考慮筋材與土的相互作用;
(4)不同錨固長(zhǎng)度對(duì)土壓力分布、填土豎向位移和筋材拉力分布均有不同程度的影響，本次試驗(yàn)結(jié)果中土工織物的錨固長(zhǎng)度 L = 0.25B、0.50B 是不足的，L = 2.00B 可能太長(zhǎng)，合理的錨固長(zhǎng)度 L = 1.00B。
本次試驗(yàn)初步發(fā)現(xiàn)，穩(wěn)定區(qū)豎向土壓力大致呈遞減的指數(shù)形式分布，需要進(jìn)一步通過(guò)理論分析穩(wěn)定區(qū)距塌陷界面不同遠(yuǎn)近土壓力的精確分布。——論文作者：吳 迪 1, 3，吳建建 1，徐 超 2，陳學(xué)軍 3，黃 翔 3
參 考 文 獻(xiàn)
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