李亚生，周翠英，张惠明

(1.中山大学工学院，广东 广州 510275；2.中山大学岩土工程与信息技术研究中心，广东 广州 510275)

土工格室是20世纪70年代末80年代初，美国工程师团(U.S.Army Corps of Engineers)在对各种网格多孔状加固形式研究基础上，为改善土体或填筑材料在结构和功能方面的特性，而开发出的三维立体网状侧向约束加筋体系—土工格室侧向约束体系GCS(Geocell Confinement System)[1]。从最初利用铝箔和浸透树脂的纸作为格室材料，发展成为由高分子聚合物宽条带经强力焊接而成[2]。其特点是伸缩自如，施工方便，使用时只需张开格室填充土石材料并压实即可形成具有一定厚度的加筋垫层。通过改变格室的深度，格室板块组合等，可获得刚性或半刚性的板块，它广泛应用于软基处理、边坡防护、挡土墙的修建、桥头跳车的处理、沙漠路基处理、滩头处理及机场建设等[3-4]。与此同时，对土工格室的理论研究也逐步开展，并取得了一些成果，比较典型的有：Bathurst等[5]根据Henkel和Gilbertd的橡皮膜理论进行了土工格室和土相互作用的研究，得出了土体视黏聚力增加的结论；Rqjagopalk[6]作了进一步的实验分析，证实了该结论的正确性；国内的顾良军，杨晓华,林法力[7-8]开展了土工格室结构层抗变形性能模型试验及拉伸性状试验，对土工格室结构层的性能有了进一步认识; 俞永华等[9]对土工格室的桥头楔形柔性搭板作用性状进行了有限元仿真研究；赵明华等[10]进行了土工格室+碎石桩复合地基的承载机理分析及其试验研究；孙希珩等[11]对土工格室在土质边坡防护中的应用进行了探讨。但目前对土工格室的研究还远远落后于工程实践。码头岸坡等边坡的加固模式及其研究，一直以来都是岩土工程界关注的焦点[12-14]，对岸坡的加固中，土工格室一直被作为坡面的防护材料来使用和研究[15-17]，抗滑加固功能即全部由抗滑桩、预应力锚索等来承担，这限制了土工格室的应用。鉴于此，结合珠海一杂件码头的实际情况，提出了一种联合抗滑桩的土工格室加固岸坡新方法，分析了联合抗滑桩的土工格室作用机理，探讨了其计算模型和方法，通过应用验证了该模型的适用性。

1 岸坡加固机理

采用抗滑桩联合土工格室加固岸坡，即在传统抗滑桩加固岸坡的基础上，于坡顶或一定深度处的土中水平铺上一层或多层土工格室，并将其和抗滑桩相交处固定连接，以此利用土工格室和抗滑桩、土的相互作用联合加固岸坡，其加固模式如图1所示，土工格室示意图如图2 所示。

图1 联合抗滑桩的土工格室加固岸坡模式

图2 土工格室示意图

土工格室不同于一般的平面加筋材料，其为三维立体结构，和土体等的相互作用比一般的加筋材料更为复杂，一般认为其有强大的当量侧向约束力效应、网兜效应及应力扩散和柔性筏基效应。联合抗滑桩的土工格室加固岸坡机理体现在以下方面。

1.1 土工格室的紧箍作用及其梁板效应

土工格室里铺填的土石材料，在被夯实及其上土体压力和载荷的作用下，产生侧向膨胀，对土工格室的侧壁向外挤压，从而导致格室侧壁对其内土石材料产生侧向约束力和竖向摩擦力，如图3所示。侧向约束力的极限值主要由格室材料的抗拉强度和焊缝强度控制，由于土工格室的上两项强度都很高，因而在上部荷载的作用下，其可以提供很大的侧向约束力和竖向摩擦力。

侧向约束力的实际值由格室内土石材料的变形及格室材料的模量等决定，对土体来说，这相当增加了一个附加的侧向压力Δσ3，根据Bathurst等[5]对Henkel和Gilbertd橡皮膜理论(The Rubber Membrane Theory)的分析，可得

图3 土工格室的侧向约束力及竖向摩擦力

(1)

式中，M为土工格室材料模量，kN/m；d0为格室初始直径；εc为格室允许的径向应变；εa为格室的轴向应变。

对土工格室加固的该层土体，由于附加侧向压力Δσ3的存在，相当于改善了其性能，以黏聚力的增量形式表示，称之为“视黏聚力”，其可表示如下

(2)

式中，φ为土石材料的内摩擦角，

上述的作用机理，使土工格室里面的土石材料，相对格室外的土体更致密，其和土工格室材料作为一整体，具有一定的抗压、抗弯、抗拉、抗剪能力，可当做梁板考虑。

格室侧壁对土石材料的竖向摩擦力最大值与格室材料和土石材料间的摩擦角及侧向压力相关，表示如下

τ=(σ3+Δσ3)·tgφ

(3)

式中，σ3+Δσ3为侧向总压力，φ为格室材料与其内土石材料间的摩擦角。

竖向摩擦力使竖向载荷部分地传递给土工格室，再由土工格室及其相邻致密的土体向外传递，这也是土工格室复合结构层可当作梁板考虑，分散竖向载荷并向远处传递的原因。部分岸坡的重力及载荷传到坡后远处的土体中，部分岸坡的重力及载荷通过土工格室传到抗滑桩上，再通过桩传到桩底的持力层中，这相当于减少了岸坡的高度，即“削坡”，同时，增加了抗滑桩的轴向压力，有利于提高其抗弯能力。

1.2 土工格室复合结构层的水平摩擦及抗拉拔作用

土工格室层以上的土体，一般比较薄，相对格室层基本没滑动的趋势，可认为其和格室层间不存在摩擦力，而土工格室层以下的土体，相对土工格室层，有向坡前滑动的趋势，这必然导致格室层对其有向坡后的摩擦力，由此增加了抗滑力(矩)，该摩擦力可表达为

f=c+σ1tgφ

(4)

式中，c为格室层与其下土体间的黏聚力，σ1为格室层对下面土体的竖向应力，φ为格室层与其下土体间的摩擦角，因为格室层中，主要是格室内的土石材料和其下土体接触，格室片材只占很小的比例，因此，其黏聚力和摩擦角，其实就是土石材料和土体间的黏聚力和摩擦角。

抗滑桩在岸坡土体的作用下，上部有向坡前挠曲的趋势，对格室有拉拔力，反之，格室对其有抗拉拔的作用，该作用力改善了抗滑桩的内力分布，提高了其抗滑能力，显示出基于抗滑桩的土工格室作用模式有一定的优越性。

土工格室复合结构层的锚固抗拔力即由(潜在)滑动面后土体对其摩擦力提供。

1.3 土工格室复合结构层的抗剪作用

在岸坡的滑动面或潜在滑动面处，水平横铺的土工格室复合结构层会受滑坡推力的剪切作用，该反力即为格室复合结构层的抗剪作用力，其极限值与格室复合结构层的抗剪模量相关。

2 联合抗滑桩的土工格室加固岸坡模型

由以上对土工格室加固机理的分析可知，土工格室复合结构层可把其上的土压及载荷分散传递到坡后远处及坡前的桩上，从内部作用看，是由于格室的紧箍作用，导致格室和其内土石材料紧密结合，并通过竖向的摩擦力，将竖向载荷向外扩散。从整体上看，可将土工格室和其内土石材料视为有一定抗压、抗拉、抗弯及抗剪能力的均质等代梁板，根据梁板理论建立其计算模型。

2.1 模型的建立

图4 土工格室复合结构层的力学模型

把土工格室复合结构层铺设于岸坡中，沿岸坡方向一般比较长，岸坡及格室均处于平面应变状态，可把岸坡及格室复合结构层当作一维地基梁考虑，取单位宽度计算。将土工格室和桩的连接点处作为原点，取坐标轴如图4，根据弹性地基梁的理论，可建立微分方程。沿梁长x方向取微分段梁dx进行分析，其上作用分布荷载q和地基反力p，根据微分梁单元竖向(y方向)力及力矩的平衡，则

∑Y=0，Q-(Q+dQ)+p·dx-q·dx=0

(5)

略去二阶微量，整理后得

(6)

而梁的挠曲微分方程为

(7)

将(7)式进行二阶微分，再将式(5)、(6)代入，最后可得

(8)

对整根梁，即有

(9)

式中，E为格室复合结构层的变形模量，I为惯性矩，EI为抗弯刚度，q(x)为上面土层等对格室层的载荷，p(x,y)为格室层下面土体单位面积的地基反力。

将土体当作线弹性体考虑，根据土工格室横放的特点，其与土接触处均为同一高度，可认为其下各处土的反力系数是一样的，也就是，土的反力和x无关，而格室层之上的土压力为定值，由此

p(x,y)=ky，q(x)=q

k为地基反力系数。

(9)式可化简为

(10)

y=eβx(c1cosβx+c2sinβx)+

e- βx(c3cosβx+c4sinβx)

所以式(10)的通解为

y=eβx(c1cosβx+c2sinβx)+

(11)

根据基于抗滑桩的土工格室受力特点，可确定边界条件如下：

Ⅰ. 土工格室和抗滑桩的连接处，由于桩群在该处与土工格室强力连接，桩的弹性模量很大，可考虑无竖向位移，无转动：即挠度y=0，转角θ=0；

Ⅱ. 土工格室另一端在坡后远处，为自由端，弯矩M=0，剪力Q=0。

由边界条件Ⅱ，x->∞，

c1=0，c2=0，即式(11)为

(12)

c3=c4=-q/k

最后可求得：

(13)

由公式(13)，即可求得土工格室复合结构层的挠度变形，也就是加了土工格室复合结构层后岸坡在该处的沉降，格室下面土体单位面积上的地基反力可由p(x,y)=ky求得，土工格室层和其下土体的摩擦力即可由式(4)求得，此时σ1=p(x,y)=ky。由于土工格室复合结构层的存在，土工格室上的载荷从q减少为p(x,y)，体现了土工格室紧箍作用及其梁板效应，也即“削坡”效应。

2.2 计算参数的确定

3 工程应用

本实例为珠海市洪湾港区一期工程，该工程位于珠海市南屏镇洪湾工业区珠江口西岸，设计岸线总长约391 m，其中150 m岸线曾处理过作为件杂泊位，2005年8月，件杂泊位150 m岸线发生深层滑坡，随后进行了岸坡的加固处理。

用本文提出的加固模式进行处理：沿150 m岸线坡顶处打下几排管桩，土工格室也沿岸线铺满，其和管桩相交处用混凝土浇筑套固，垂直岸坡方向铺到坡后35 m处，格室底铺设砂垫层，格室里充填碎石，并用中粗砂填缝，格室上填筑地基土1.3 m，容重18 kN/m3，即q=23.4 kPa，格室下面地基土的反力系数取k=k·b=5 MPa，格室结构层取其内部碎石材料弹性模量的3倍计算，即E=150 MPa，格室层高0.2 m，I=0.008 m4，β=1.01 m-1。用本文模型的公式计算，和实测值进行对比，如图5所示。

可见计算值和实测值符合得较好。计算值稍偏小，究其原因，是由于填土后一段时间再测量，实测值中，还包括土的固结沉降部分，而本文的计算，是加载后的瞬时沉降，不包括固结沉降部分。

图5 计算值和实测值对比图

4 结 论

1)本文在土工格室的工程应用基础上，针对其在边坡加固的应用中，主要被作为坡面防护材料使用的现状，根据其性能特征，提出了一种新型的土工格室加固岸坡方法：即联合抗滑桩的土工格室加固岸坡新模式。

2)分析了土工格室在该加固模式中的作用机理，即土工格室的紧箍作用及其梁板效应；土工格室复合结构层的水平摩擦及抗拉拔作用；土工格室复合结构层的抗剪作用。并通过对其作用机理的分析阐述了该加固模式的优越性。

3)根据土工格室复合结构层的性能，将其视为有一定抗压、抗拉、抗弯及抗剪能力的均质等代梁板考虑，根据梁板理论建立其核心计算模型。其后根据边界条件对该模型进行求解，并由实际的工程例子验证了该模型的可行性。

4)土工格室在工程的应用，尤其是岸坡加固中的应用，其使用模式及理论分析还需进一步研究；涉及到土工格室一些参数的取值，也有待进一步研究，但初步的研究表明，联合抗滑桩的土工格室加固岸坡模式，是岸坡加固中值得采取的新加固模式。

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