0.   引言

季冻土经历大气温度的周期性破坏，土中的水在气态、液态和固态冰之间转换，发生冻胀及冻融循环弱化灾害，是季冻土区建筑物破坏的主要原因^[1]。因此，有必要探寻可靠有效的抗冻胀融沉地基处理技术。

土工格栅/格室等水平及立体加筋材料对土体的冻胀具有约束作用，可以使土体结构更加坚固，提高土体强度，限制冻胀变形。因此，在工程建设中，土工合成材料已用于寒冷地区，在施工期间稳定土工结构，并缓解在低温下使用期间的潜在问题^[2]，逐渐成为防止土工结构冻胀破坏的重要措施之一^[3]。

Savage等^[4]率先对位于美国阿拉斯加州冻土地区的加筋路堤进行足尺试验研究，对土工格栅加筋与未加筋路面的纵向裂缝进行比较，证实了土工格栅在防治冻胀灾害方面具有一定效果。Chai等^[5]推断路基边坡铺设土工格栅的过渡段在解冻期间安全系数增加了11.9%；陈榕等^[6]通过土工格栅在冻土中的拉拔试验表明冻融循环作用提高了土工格栅的加筋效果，经历7次冻融循环后，土工格栅加筋效果增幅为30%左右。

不同于土工格栅水平加筋效果，土工格室作为一种蜂巢状、相互连接的立体土工合成单元，能够有效地约束被包裹的土体，已被越来越多工程证实可有效地提高季节性冻土地区路面的耐久性^[7-8]。Henry等^[7]在全尺寸试验的基础上，在美国佛蒙特州展示了土工格室在防止未铺设道路遭受一次冻融循环损坏方面的好处。Pokharel等^[8]也报道了在加拿大部分地区成功使用土工格室来改善大体积道路的可行性。Huang等^[9]对土工格室加固砂土进行了系列冻融循环及平板载荷试验，试验结果表明，经过5次冻融循环后，土工格室对砂土的峰值冻胀和融化沉降分别降低了18%，34%，刚度和承载力分别提高了40%，253%。综上，土工格栅/格室在抑制冻土地区路基冻胀融沉灾害及冻融循环作用下的加筋效果研究较少^[7]，关于两者在季冻土地区加筋效果的对比更是匮乏。

本文选取四川省阿坝地区典型高原季节性冻土土样，重点研究冻融循环次数对土工格栅水平加筋及土工格室立体加筋土力学性能的影响，并对两者加筋防冻胀融沉效果进行对比分析，可为季节性冻土地区土工加筋结构的合理设计提供数据支撑。

1.   试验装置及材料

1.1   试验装置

试验装置包括冻融循环部分和平板加载部分。冻融循环部分是为了模拟路面层中的自然冻融循环过程而建立的，如图 1所示。该部分由连接冷浴的冷却板、800 mm×800 mm（长×宽）的长方形冻融循环盒组成。模型箱内部尺寸L_m×B_m×H_m=1 m×0.8 m×0.8 m，采用钢板焊接而成。箱体中间是长度为0.8 m的冻结室。在钢板中部0.8 m×0.4 m范围内打设直径为10 mm的透水孔。由于在土体夯实及冻结过程中模型箱会承担较大的外力作用，因此箱墙体采用8 mm厚钢板制作，防止发生变形。为了实现土体只在竖直方向上温度变化，箱体采用双层设计，中部填充5 cm厚石棉，内部箱体四周采用保温棉覆盖，避免温度通过箱墙体水平传递。在融化过程中，通过加热冷却板将温度传递给土体，冷却板与两侧钢板断开连接，防止土体从两侧和底部被加热。冻融循环盒通过安装在铝板上的蛇形铜管连接，铜管的两端与冷浴相连。通过循环制冷剂在铜管内实现制冷或加热循环。

图  1  试验装置示意图

Figure  1.  Schematic of test devices

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加载装置主要包括加载架、加载系统和控制箱。加载板的直径为100 mm，厚度为10 mm。施加的静荷载通过测压元件监测，加载系统可施加的最大载荷约为50 kN，精度为1%。同时在与加载板相连的加载杆顶端布设位移传感器，测量加载过程中加载板的位移。

1.2   试验材料

高原冻土取自高速公路建设项目，位于四川省阿坝县（季节性冻土区），测定土样的粒度成分，土样为黏土质砂，塑限为17.09%，液限为24.00%，塑性指数为6.9，干密度为1.73 g/cm³。

试验中采用聚丙烯材料制作的土工格栅水平加筋材料及高密度聚乙烯材料制作的土工格室立体加筋材料进行加固，如图 2所示。双向土工格栅孔径尺寸为×39 mm，横向肋宽2.4 mm，纵向肋宽1.1 mm，肋条厚度0.8 mm, 极限抗拉强度为30 kN/m。土工格室开口为200 mm×200 mm，高度为100 mm，厚度1.1 mm，断裂片材强度为33.92 kN/m。

图  2  土工格栅及土工格室示意图

Figure  2.  Schematic of geogrid and geocell

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2.   试验过程及工况布置

2.1   试验过程

试验土体共高700 mm，其中下层300 mm为石子，模拟刚性基层；上层400 mm为路基土体，在封闭系统中研究上部约120 mm土体经受冻融循环的过程。这也符合季节性冻土区的真实情况，即只有冻深内的土体经历冻融循环，而深层土体则不经历冻融循环。

水平及立体加筋土和非加筋土的含水率为22.5%，为饱和土体。通过仔细控制含水量和压实度，在整个试验过程中实现了较均匀的试验条件。参考以往研究^[10]，试验时土工格栅加筋长度约为4.8B，试验中u，h分别为0.25B，0.25B。土工格室加筋长度定为4.5B，距表面距离u取为0.4B，加固层高度h=B，L=4B。土工格栅/格室加筋土地基示意图如图 3所示。

图  3  土工格栅/格室加筋地基示意图

Figure  3.  Schematic diagram of geogrid/geocell reinforced foundation

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为了测量冻融过程中土体温度的变化，在土体不同位置处布置了热电偶。图 4显示了非加筋土中的热电偶布置示意图。在距离冷却板50，100 mm的表面各布置9个T型热电偶，如图 4（a）所示。除此之外，如图 4（b）所示，在距顶板120，20 mm处分别布置一个热电偶。将4个激光位移传感器放置在冷却板上方的架子上，以测量冻胀和融沉。

图  4  冻融循环过程中土体的热电偶布置示意图

Figure  4.  Layout of thermocouple in clay sands during freeze-thaw cycle

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冻融循环试验在土体压实后进行，箱体侧部阀门在冻融循环过程中保持关闭状态，以模拟封闭的冻融循环条件。冷却板放置在平整的压实土表面上，冷冻过程中，冷浴温度设置为-25℃，使土体从上到下冷却。当距顶板120 mm土体低于0℃时，冷冻阶段停止。模型箱侧面及底面为室温，约为15~20℃，对应实际工程中路基内土体大致温度。随后，融化过程开始，设置冷浴温度为25℃。当距顶板120，100，50，20 mm处土体温度均大于0度时，融化过程完成，这也代表了一个冻融循环过程的完成。

土体经历一定的冻融循环周期（0，1，5次冻融循环）后，从试验箱上拆除冷却板及保温装置，进行静态平板载荷试验。加载采用伺服电机控制，测压元件的容量约为3 MPa，精度为0.01%。静载以增量形式施加，每级增量为20 kPa，对试验过程中竖向位移和荷载进行实时测量。试验过程中出现沉降急剧增大或某级荷载下24 h内沉降速率没有相对稳定时可认为土体已破坏，即可终止试验。

2.2   工况布置

在未加筋土、土工格栅水平加筋和土工格室立体加筋土中进行了9组模型试验。每组试验设计0，1或5个冻融循环，然后进行静态平板载荷试验。试验方案如表 1所示。所有冻融循环试验均在封闭系统中进行，试验中假定土工材料对传热没有影响。

表  1  模型试验组别

Table  1.  Details of model tests

试验编号	试验材料	冻融循环次数	温度监测	冻胀监测	平板加载试验
GR-1	未加筋土体	0	否	否	是
GR-2		1	是	是	是
GR-3		5	是	是	是
GR-4	土工格栅水平加筋土体	0	否	否	是
GR-5		1	是	是	是
GR-6		5	否	是	是
GC-7	土工格室立体加筋土体	0	否	否	是
GC-8		1	是	是	是
GC-9		5	否	是	是

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3.   试验结果

3.1   温度变化

图 5为一次冻融循环过程中非加筋土（试验编号GR2）、土工格栅水平加筋土（试验编号GR5）和土工格室立体加筋土（试验编号GC8）温度随时间的变化。冷却板以下50，100 mm处土体的温度曲线是对应水平截面上多个热电偶的平均读数。图 5（a）为一个冻融循环过程中非加固土体的温度演化曲线。冷却阶段直到120 mm处温度小于0℃为止。冻结过程刚开始时，各测点温度基本呈线性下降，在冰点处达到一个平台，然后在低于冰点的温度继续下降。长平台的存在是土中的水由液态转化固态冰时放热的结果。靠近冷却板的土体或深度较浅的土体，平台较短，这意味着较浅的土体比较深的土体更早结冰，表明冻结锋按预期向下推进。在解冻过程中，温度的变化趋势与冻结过程相反。温度在冰点以上或以下随时间呈线性变化。与在冻结过程中发现的平台相似，在解冻过程中，平台在土体的浅层处也伸展得更短，这也证实了加热过程也是向下进行的。图 5（b），（c）为土工格栅/格室加筋土的温度演化过程。对比图 5（a）和图 5（b），（c）可以看出，水平/立体加筋土与非加筋土表现出相似的温度-时间历程，特别是两者冰点处的相变持续时间几乎相同。这表明，在冻融过程中，土工材料的加筋对传热的影响可以忽略不计。

图  5  一次冻融循环过程中土工格栅/格室加筋土与未加筋土温度随时间的变化曲线

Figure  5.  Temperature evolution of geogrid/geocell-reinforced soil and unreinforced soil with time during one freeze-thaw cycle

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3.2   冻融循环过程中的竖向沉降

冻胀、融沉等竖向变形是寒冷地区路面破坏的主要原因，因此监测冻融过程中的隆起和沉降非常重要。图 6（a）给出了一次冻融循环过程中未加筋土冻胀融沉的演变过程。随着冻结过程的进行，未加筋土达到3.0 mm的峰值冻胀，随后冻胀保持，直至解冻过程开始。随着解冻过程的进行，隆起转为沉降，残余隆起值约为0.55 mm。图 6（b）为土工格栅水平加筋土在一次冻融循环过程中冻胀融沉的演变过程。随着冻结过程的进行，土工格栅水平加筋土达到3.05 mm的峰值冻胀。随着解冻过程的进行，隆起转为沉降，残余隆起值约为0.62 mm。图 6（c）为土工格室立体加筋土在一次冻融循环过程中的冻胀融沉的演变过程。随着冻结过程的进行，土工格室立体加筋土达到2.6 mm的峰值冻胀，而融化过后的残余隆起值约为0.58 mm。

图  6  一次冻融循环过程中的冻胀演化曲线

Figure  6.  Frost-heave under one freeze-thaw cycle

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图 7为5次冻融循环过程中未加筋和加筋土体的累积峰值冻胀和融化沉降。图中融沉量定义为峰值冻胀量与残余隆起值之差。随着冻融循环次数的增加，冻胀峰值在第一个冻融循环过程中急剧增加，但在随后的冻融循环过程中冻胀增量逐渐减小。与冻胀隆起类似，融化沉降在第1个冻融循环过程中增加最多，随后逐渐减少。上述结果表明，冻融循环对土体的影响在第1个冻融循环最大，表明野外新修道路应在第1个冻融循环后方可通车。而对于融化沉降，水平及立体加筋土体的数值始终小于未加筋土体。

图  7  每次冻融循环后非加筋土和加筋工况下土体的冻胀

Figure  7.  Frost-heave of unreinforced and reinforced sands after each F-T cycle

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图 7表明，土工格栅水平加筋在一个冻融循环后可使融化沉降减少2%，土工格室立体加筋在一个冻融循环后可使冻胀隆起和融化沉降分别减少8%和24%。此外，从第2到第5个冻融循环中持续较低的冻胀隆起和融化沉降也证实了土工格栅/格室加筋对抑制冻胀融沉有一定作用。总的来说，经过5次冻融循环后，土工格栅水平加筋使冻胀隆起和融化沉降分别减少了5%，6%；土工格室立体加筋使冻胀隆起和融化沉降分别减少了4%，17%。综上，立体加筋的防冻胀效果与水平加筋相当，防融沉效果优于水平加筋。

3.3   荷载位移曲线

在冻融循环试验之后进行了平板加载试验，结果如图 8。根据荷载-位移曲线确定土体的承载力和初始刚度。根据曲线上的最大曲率点确定承载力；土体的刚度，又称地基反力系数，定义为曲线的初始斜率。5次冻融循环后，水平加筋对冻融循环土体的承载力和刚度分别提高了75%，29%，立体加筋对冻融循环土体承载力和刚度分别提高了388%，40%。综上，立体加筋对承载力及刚度提高效果优于水平加筋。

图  8  不同冻融循环次数加固及未加固地基荷载-沉降曲线

Figure  8.  Load-settlement curves of reinforced and unreinforced clay sands with different freeze-thaw cycles

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4.   结论

以土工格栅水平加筋及土工格室立体加筋为例，通过室内冻融循环及平板载荷模型试验对不同冻融循环次数的地基冻胀融沉及承载特性进行了分析，对比了两者的加筋防冻胀融沉效果，得到3点结论。

（1）在5个冻融循环过程中，峰值冻胀和融沉主要发生在第1个冻融循环，因此建议季冻土地区新修道路应在第1个冻融循环后方可通车。

（2）立体加筋在季节性冻土中的防冻胀融沉效果优于水平加筋。经过5次冻融循环后，水平加筋使冻胀隆起和融化沉降分别减少了5%，6%，土工格室立体加筋使冻胀隆起和融化沉降分别减少了4%，17%。

（3）水平及立体加筋可以抑制冻融循环产生的承载力弱化，立体加筋在季节性冻土中的加固效果优于水平加筋。试验表明，水平加筋对冻融循环土体的承载力和刚度分别提高了75%，29%，立体加筋对冻融循环土体的承载力和刚度分别提高了388%，40%。