土工合成材料加筋复合桥梁结构(geosynthetic reinforced soil-intergrated bridge system，GRS-IBS)是美国联邦高速公路管理局(FHWA)开发的新一代单跨桥梁技术[1]，具有施工速度快、用材经济环保的优势，可有效缓解桥头跳车的问题，具备良好的耐久性和抗震性能[2]．2018年的美国现行规范收集了数百座使用GRS技术的复合桥梁结构[3]．我国大湾区、江浙沪等沿海地区有多条支流和湖泊，对中小跨度桥梁的需求日渐增长．采用桩基支承桥台的传统桥梁结构施工周期长、维护成本高，桥头跳车问题也给通行的车辆带来损伤，给车上乘客带来不适感．应用GRS-IBS可以缩短施工周期并且节省成本，提供良好的承载性能与耐久性，并能有效缓解桥头跳车的问题．但沿海地区广泛分布有深厚淤泥、淤泥质黏土、淤泥质粉质黏土等饱和软黏土地层，软土的高含水量、高压缩性、大孔隙比及低强度导致地基的承载力低、工后沉降大，不利于施工及结构安全．目前国内外学者针对GRS桥台开展了大量的研究，结果表明：填土的压实度及摩擦角、桥台的高度、筋材的间距和刚度、荷载施加的位置是影响GRS桥台变形的主要因素[3-4]；GRS桥台的内部破坏面被认为是呈近似双线性的，从桥台桥座脚跟开始，向下移动到中间高度附近的交叉点，然后线性发展到面板的底部[5-6]．然而，目前的GRS桥台工程大部分都选择在良好的地基条件下建造，模型试验和数值模拟研究则普遍假设地基为刚性，考虑地基条件的GRS桥台研究较少，仅有巴西和美国的学者[7-10]考虑在软土地基上的GRS桥台研究并开展了少量的现场试验和数值模拟工作．陈建峰等[11-14]通过现场测试、离心模型试验、数值模拟等多种方式研究了加筋土挡墙在软土地基上的破坏形式与稳定性，考虑墙面形式、筋材长度与层数等因素对挡墙工作特性的影响，得到了不同工况下的软土地基沉降、土压力与孔隙水压力发展规律以及挡墙顶面沉降、筋材拉力分布等，并对软土地基下的加筋土挡墙设计方法进行了深入讨论，但研究内容主要是MSE(mechanical stabilized earth)结构在支挡结构上的应用，与GRS结构作为支承结构用作桥台时的受力机理与特征不同[15]．综上所述，目前国内外关于GRS桥台在软土地基上应用的研究比较欠缺，须开展系统的研究以探讨GRS桥台在软土地区的适用性及GRS桥台应用在软土地基时的受力变形特点．本研究以石英砂和高岭土模拟两种不同类型的地基土，通过对模型分级加载研究加筋土桥台在软土地基和砂土地基上的承载性能，获得加筋土桥台在两种不同地基土类型上的沉降、墙面水平位移、竖向土压力增量分布、筋材应力分布及破坏规律．1 模型试验概况1.1　模型与材料模型试验模拟的原型结构为一高度4 m的GRS桥台，地基土厚度为3 m，受室内试验条件的限制，试验模型按几何相似比1:5进行缩尺，根据相似理论[16]得到的其他参数的相似关系见表1，表中λ为相似比尺．10.13245/j.hust.238765.T001表1试验相关参数的相似关系变量理论相似比试验相似比长度λ5应力λ5应变11内摩擦角11筋材刚度λ225填料密度11弹性模量λ5试验模型箱的内部尺寸为1.5 m×0.8 m×1.7 m(长×宽×高)，模型箱底部设有排水孔，用于制备软土地基时固结排水．缩尺GRS桥台模型高度为0.8 m，长度为0.8 m；地基土厚度为0.6 m，长度为1.5 m，制备软土地基时须排水固结以提高强度，因此在地基土的上下两面各布置了5 cm厚的砂垫层用于排水．试验的地基土选用325目苏州高岭土．高岭土的相对密度为2.62，塑限为26.4，液限为45.6，塑性指数为19.2，饱和重度为17.4 kN/m3．砂土地基和试验桥台的填料用三种不同粒径的石英砂混合而得，填料的不均匀系数Cu=2.9，曲率系数Cc=0.9，最大和最小干密度分别为1.87和1.37 g/cm3．试验过程中按相对密实度70%控制桥台的压实度，通过GRS应力路径三轴仪测得填料相对密实度为70%时的黏聚力c=0 kPa，内摩擦角φ=42°．试验选用双向塑料土工格栅作桥台筋材，筋材长0.56 m(70%的桥台高度)，竖向加筋间距为0.05 m(共14层)．利用万能试验机测得其应变达5%时的拉力为7.67 kN/m，通过标定测得实际肋条整体应变值为通过应变片测量局部应变值的1.16倍．桥台墙面采用模块式墙面，模块为自制的水泥砂浆砌块，尺寸为16 cm×10 cm×5 cm(长×宽×高)．制作砌块时在砌块上预留钻孔．建造模型时不同层模块采用错缝堆放，筋材夹在两层砌块之间，并在预留孔中插入钢棒，钢棒穿过格栅单元并与格栅的第一条横肋接触，以提供机械连接．1.2　模型制备制作模型之前，在模型箱两侧及背面粘贴0.2 mm厚的聚四氟乙烯薄膜并涂上凡士林，正面的钢化玻璃涂抹硅油以减小边界阻力，在模型箱底部排水口的位置粘贴一层钢丝网和土工布以防止砂土从排水口漏出．软土地基施工前在底部铺设一层5 cm厚的砂垫层，并在其上铺设一张土工布以避免高岭土泥浆渗入砂层中．将高岭土按水土质量比1:1进行搅拌，拌匀后分三次倒入模型箱中．在第一次和第二次倒入后放置孔隙水压力计，在高岭土全部倒入模型箱后，将高岭土泥浆刮平，布置一张土工布后铺设5 cm的砂垫层．为加快软土地基排水固结，采用电渗固结法在地基顶面和底面的两张土工布上各粘贴了12块25 cm×20 cm的铁片，铁片直接与地基接触，地基上方的铁片接直流电源正极，地基下方的铁片连接直流电源负极，直流电源设定电压为50 V．地基制备完成后，将排水阀打开，用自制的加载设备对地基施加10 kPa的压力，并在24 h后将压力升至20 kPa，地基固结过程中通过补水使水位维持在砂垫层以上以保证地基土饱和，每日记录地基的沉降并采集孔隙水压力数据，当地基24 h内的沉降小于1 mm且孔隙水压力值趋于稳定时，判断地基土的固结基本完成．地基固结完成后移除加载设备，将地基土上部的砂垫层清除，并将地基上部的铁片移除，将地基土顶面刮平，采用便携式十字板剪切仪在地基土上取点测试强度，测得深度为10，20，30，40，50 cm的地基土不排水抗剪强度分别为12.2，14.2，16.2，20.6，23.2 kPa．地基土固结完成后开始铺筑桥台，桥台共分为16层，每层厚5 cm，桥台施工的顺序为：在指定位置放置墙面砌块；铺砂并刮平；压实砂层；放置格栅；插入钢棒并放置下一层砖块夹住格栅．重复以上步骤直至桥台制备完毕，在设定的层数布置传感器，并连接到采集仪上．桥台铺筑完成后，在拟定的位置布设位移传感器．1.3　监测与加载方案试验监测的主要内容包括桥台加载区的沉降、墙面的水平位移、桥台内部的竖直土压力增量、土工格栅的应变及软土地基的孔隙水压力，采用数码相机按1 Hz的频率对模型正面进行拍摄以实时监测桥台整体变形趋势，传感器的布置如图1所示．10.13245/j.hust.238765.F001图1模型传感器布置示意图(mm)传感器布置完成后将条形加载板放置在设计的位置，条形加载板长0.78 m，宽0.2 m，加载板放置于墙面砌块右侧10 cm处．采用加载设备对桥台进行分级加载：前100 kPa每级荷载增加10 kPa，在加载至100 kPa后，每级荷载增加20 kPa，每级荷载停留5 min 等待各传感器的读数稳定，当某级荷载下桥台的沉降突然增大或桥台前方地基土出现明显的隆起或桥台墙面的水平位移达到桥台自身高度的10%时判断模型破坏，停止加载．2 试验结果分析2.1　桥台变形图2为两组试验结束时的变形图，试验过程中由于传感器量程的原因，最大的荷载仅施加到400 kPa．由图2可见：砂土地基组的桥台没有显著的变形，而软土地基组的桥台有较大的变形，加筋区整体下陷，并伴随明显的桥台前方地基土隆起．10.13245/j.hust.238765.F002图2两组试验结束时的变形图图3为两组试验的荷载(p)­沉降(s)曲线．由图3可见：砂土地基组桥台在上部荷载作用下沉降呈线性增大，当加载至400 kPa时，沉降为6.9 mm；软土地基组桥台在上部荷载作用下沉降呈非线性增大，一开始与砂土地基组接近，随着荷载的增大沉降差距逐渐增大，当荷载增大至140 kPa时，沉降急剧增大至35 mm，说明该组模型已发生破坏．10.13245/j.hust.238765.F003图3两组试验的荷载­沉降曲线图4为两组试验在不同上部荷载作用下的墙面水平位移(L)沿桥台高度(H)分布．由图4可见：砂土地基组桥台的墙面位移几乎可以忽略不计，在400 kPa上部荷载作用下最大的墙面位移仅有1.7 mm．荷载达到300 kPa时墙面呈鼓肚状，这与一般的模块式加筋土挡墙和桥台的墙面变形规律一致[17-18]．10.13245/j.hust.238765.F004图4不同上部荷载作用下的墙面水平位移沿桥台高度分布软土地基组桥台在荷载较小下的墙面变形较小，最大位移发生在顶部；当荷载逐渐增加到120 kPa时，位移幅值增大，但趋势基本相同；当荷载进一步增大到140 kPa时，墙面位移趋势发生明显变化，随墙面高度降低逐渐增大，在靠近底部的测点测得最大墙面位移为16.4 mm，这主要是由于软土地基承载力不足发生剪切破坏，此时桥台的破坏形式为整体失稳破坏[19]．在砂土地基的条件下，模型桥台无论是沉降还是墙面位移都比较小，在施加400 kPa竖向荷载下仍然没有破坏的征兆，考虑是由于缩尺、筋材刚度较大及在筋材和墙面施加了较强的机械连接的原因而导致模型的整体刚度较大．在桥台刚度较大的情况下，地基是影响模型变形破坏的主要因素，软土地基组桥台承载力相较砂土地基组大幅下降，变形增大．软土地基组桥台表现出较好的变形协调性，在地基变形较大的情况下，墙面位移最大值仅为桥台自身高度的2%．与常规的加筋结构受荷时在加载区下方产生局部沉降的现象不同，软土地基组桥台破坏时其顶面的沉降为加筋区整体沉降，加筋区整体形成了一个筋土复合体．软土地基形成薄弱层，当在桥台上方施加局部作用力时，作用力传递至加筋复合体并使其整体在软土地基上产生变形．2.2　竖向土压力图5为桥台在上部荷载作用下竖向土压力增量分布，实线为AASHTO方法；虚线为FHWA方法．由图5可见：两组试验的竖向土压力增量均随着桥台高度降低逐渐减小，且在桥台上半部减小的速率更快．两组试验的竖向土压力增量随深度的变化相似，砂土地基中竖向应力增量减小速率稍快．总体而言，竖向土压力增量的分布受地基土类型的影响较小．10.13245/j.hust.238765.F005图5桥台在上部荷载作用下的竖向土压力增量分布将试验测试结果与两种美国现行规范中的土压力增量计算方法进行比较，其中美国联邦高速公路局(FHWA)的方法采用基于弹性理论的Boussinesq解，在计算中考虑了加载位置与墙面距离的影响；而美国公路与运输协会(AASHTO)[20]采用的2:1竖向土压力分布方法没有考虑加载位置与墙面距离的影响．当桥台高度大于0.58 m时，FHWA方法的计算值比AASHTO方法大，当桥台高度小于0.58 m时则相反．在小于120 kPa的上部荷载作用下，两组试验的测量结果均与FHWA方法更符合．2.3　筋材应变图6为两组试验筋材在上部荷载作用下的应变(ε)分布，l为与桥台墙面的距离．由图6可见：两组试验各层的应变值均随着施加的荷载增大而增大，其中砂土地基组桥台各层应变最大值均在距离墙面0.1 m处，这与张逍等[21]试验中水平净距为20 cm的模型的应变结果较为相似．10.13245/j.hust.238765.F006图6桥台筋材在上部荷载作用下的应变分布同时，较高层筋材(第7，10，13层)在加载区下方应变值也较大．软土地基组第7和第10层的应变最大值在距离墙面0.4 m附近，超出了加载区(0.1~0.3 m)范围，这是因为筋材末端随着加筋复合体的下陷发生了弯曲，产生了较大拉应变．将1~10层筋材的最大值进行连线可以获得和Zheng等[6]提出桥台破坏面一致的双折线，但相比之下本研究得出的破坏面往筋材末端移动，这与图2(b)中桥台的变形结果一致．将两组试验应变大小进行对比可得：在相同的荷载及相同的高度下，软土地基组桥台的筋材应变更大，这主要是由于软土地基在附加应力作用下产生较大(差异)变形，加筋区内部也产生较大变形，导致筋材应变较大．3 结论a．地基土类型对桥台变形和稳定性有较大影响，软土地基组桥台在140 kPa荷载作用下达到破坏，桥台破坏时加筋区整体下沉，墙面位移随高度降低逐渐增大；砂土地基组桥台在试验能施加的最大荷载400 kPa作用下的变形仍较小．b．地基土类型对竖向土压力分布的影响较小：两种不同类型地基土桥台竖向土压力增量均随着高度降低逐渐减小，且在桥台上半部减小的速率更快．将土压力增量测量值与两种现行美国规范中的计算方法进行比较，在小于120 kPa的竖向荷载作用下，FHWA采用Boussinesq的计算值与试验结果更符合．c．在相同竖向荷载作用下，砂土地基组各层筋材应变的最大值均在加载区正下方，尤其是较高层筋材．软土地基在附加应力作用下产生较大(差异)变形，加筋区内部也产生较大变形，导致在同样高度处软土地基组筋材应变比砂土地基组大．