基层加固透水人行步道受力性能试验研究

李学民， 孙敬文， 安雪晖， 宋小软， 张冠方

（1.中电建路桥集团有限公司，北京 100000； 2.清华大学土木水利学院，北京 100084；3.北方工业大学土木工程学院，北京 100144）

我国城市雨洪灾害问题突出，为了有效减轻城市雨洪排水设施的负担、降低城市雨洪灾害的风险，具有高渗透性能的以级配碎石作为主要基层的透水铺装结构被广泛地应用于设计荷载要求较低的道路［1-3］. 但级配碎石层由松散材料压实而成，整体受力性能较弱，在较大荷载作用下容易局部塌陷变形从而导致路面出现错台、隆起等病害，若能对级配碎石层进行整体加固则可有效避免此类病害发生［4-6］.

常规人行步道的铺装结构自下而上分为素土垫层、级配碎石层、透水混凝土层、找平层及面层，承载力设计值仅要求达到3.5～5.0 kPa，属于Ⅲ型道路，一般人行步道的受力性能均能满足要求，但渗透性能却较差［7-10］. 本文提出在Ⅲ型道路中增厚级配碎石层，并采用土工格室对碎石层进行柔性约束，同时取代透水混凝土层的改良铺装结构，在有效提升道路渗透性能的同时，保证铺装结构的受力性能仍满足Ⅲ型道路的需求［11］. 为了研究改良后透水铺装结构的可行性，进行了实际道路铺装试验及受力性能研究［12-16］.

1 现场工程概况

现场试验地点位于山东省济南市章丘区全民健身中心，该项目的休闲广场、健身人行步道、球类运动场地、娱乐活动等区域均采用透水铺装结构，属于Ⅲ型道路. 图1为章丘全民健身中心规划平面图，经现场研究考察，决定选取靠近全民健身中心西门附近的健身人行步道区域进行铺装试验. 人行步道宽3 m，道路试验区域长约15 m，在此区域内选取相邻的两块3 m×5 m的区域分别进行改良透水铺装结构和常规透水混凝土铺装结构的铺筑试验.

图1 章丘全民健身中心规划平面图Fig.1 Plane layout of Zhangqiu national fitness centre

2 试验方案设计

2.1 铺装方案设计

两类铺装的结构层总厚度一致，具体铺装结构设计方案见图2.

图2 两类透水铺装结构组成Fig.2 Compositions of two types of permeable pavement structures

常规透水铺装结构采用的是现场实际工程的原设计方案，结构组成自下而上分别是：①素土垫层；②150 mm级配碎石层；③100 mm C25透水混凝土层；④30 mm干硬性水泥砂浆找平层；⑤50 mm透水砖面层.

改良透水铺装结构采用的是通过前期实验室研究优选出的一种铺装方案，结构组成自下而上分别是：①素土垫层；②250 mm土工格室加固级配碎石基层（其中土工格室高200 mm，焊距400 mm，具体材料参数见2.2小节，上覆碎石保护层50 mm）；③30 mm干硬性水泥砂浆找平层；④50 mm透水砖面层.

2.2 材料及参数

铺装结构使用的主要材料包括素土、土工格室、级配碎石、透水混凝土、找平砂浆、透水砖，主要性能参数如下：①素土：采用现场原土. ②土工格室：材质为聚乙烯，格室高度200 mm、焊距400 mm，片材厚度1.0 mm，格室壁上分布有10 mm直径的透水孔，格室片单位宽度的断裂拉力为245 N/cm，焊接处抗拉强度109 N/cm，极限拉应变0.1. ③级配碎石：最大粒径不超过26.5 mm，小于或等于0.075 mm 颗粒含量不超过3%，最大干密度为1.87 g/cm3. ④透水混凝土：设计强度为C25，水泥标号为P.O42.5，骨料采用粒径为5～10 mm的碎石，配合比为水泥∶碎石∶减水剂∶增强剂∶水=407∶1720∶10.5∶12.6∶126，实测7 d 抗压强度为18.5 MPa，28 d 抗压强度为28.0 MPa. ⑤找平砂浆：采用干硬性水泥砂浆，水泥仍采用P.O42.5，中砂，配合比为水泥∶砂∶水=1∶6∶0.5. ⑥透水砖：采用淄博鲁冠镁铝耐火材料厂生产的烧结透水砖，规格为200 mm×100 mm×50 mm，抗压强度平均值为50.1 MPa，透水系数0.664 mm/s.

2.3 施工流程

两类铺装结构的主要铺筑流程分别简述如下，施工流程如图3所示.

图3 铺装施工流程图Fig.3 Paving construction flow chart

常规透水铺装结构：①开挖路槽及清理基底；②分层填筑并压实素土垫层；③分层填筑并夯实级配碎石层；④浇筑透水混凝土层；⑤铺设找平层及透水砖.

改良透水铺装结构：①开挖路槽及清理基底；②分层填筑并压实素土垫层；③张拉并固定土工格室；④向土工格室内填筑级配碎石并压实，土工格室加固层上覆的未加固碎石层需保证同样压实度；⑤铺设找平层及透水砖.

施工中采用SVH80C 型手扶双钢轮压路机进行压实，每层压实度均应达到93%以上.

2.4 加载方案

为模拟人行步道实际使用过程中行人持续穿行的工作状态，现场加载采用重物堆载法施加等效均布荷载［17-19］. 为避免荷载过大损坏道路，最大试验荷载取Ⅲ型道路最大设计承载力（3.5～5.0 kPa）上限的1.2倍［20-22］，即最大试验荷载强度为6.0 kPa. 试验荷载分六级施加，第一级荷载强度为1.0 kPa，每一级荷载强度增量为1.0 kPa.

两类铺装结构的重物堆载均在划定的加载区域内进行，每个加载区域均由6个1 m×1 m的加载区格组成，为避免出现拱效应，相邻加载区格之间留有15 cm的间距. 试验使用沙袋作为重物进行人工堆载，每个沙袋重25 kg，每级荷载需要加堆4个沙袋. 每个加载区格的堆载需同步进行，每一级荷载施加完毕后持荷10 min. 图4、图5分别为加载区格及重物堆载图片.

图4 加载区格（黄线区域）Fig.4 Loading compartment（yellow line area）

图5 重物堆载Fig.5 Heavy loading

2.5 测试方案

为了测试人行步道在荷载作用下的受力性能，分别在两类铺装结构的结构层下方预埋了土压力计，用以测量基底应力随荷载的变化及基底应力分布情况，并在改良方案的土工格室壁上粘贴了若干应变片，用以测量土工格室在荷载作用下的横向、竖向应变变化及应变的分布情况.

基底应力测点分布见图6，测点布置在1/4加载区范围内，采用DYB-1型土压力计，预埋于素土垫层表层下5 cm处，常规铺装和改良铺装的测点编号分别为t1′～t6′和t1～t6，见图6 a和图6 b. 土工格室的应变测点布置见图7，测点分布对应于路面的不同部位，每个测点处均粘贴一横、一竖两个应变片，Hi表示第i号横向应变测点、Si表示第i号竖向应变测点，如：图中“H（S）2”表示第2号测点部位有横向和竖向两个应变片. 采集设备采用DH3820静态应变测试分析系统.

图6 基底应力测点分布（单位：mm）Fig.6 Distribution of substrate stress measurement points（Unit：mm）

图7 土工格室应变测点布置（单位：mm）Fig.7 Layout of strain measuring points in geocells（Unit：mm）

3 试验结果及分析

3.1 荷载作用下人行步道基底应力分析

3.1.1 基底应力随荷载的变化 图8a、b分别为常规透水铺装与改良透水铺装人行步道的基底土应力随荷载的变化曲线，图中“荷载”表示每个加载区格的荷载. 常规铺装结构的t2′测点土应力数据异常，不再对其进行分析. 由图可知，两种铺装结构各测点处的基底应力均随荷载的增加而增大，改良铺装的各测点基底应力相差不大，最大应力均未超过0.5 kPa，常规铺装各测点应力值则差异明显，中心测点t1′和次中心测点t4′的最大应力分别达2.37 kPa和1.22 kPa，这两个测点的基底应力增长速率也远大于改良铺装. 表明改良铺装结构中的土工格室能够有效地分散传递荷载，使基底压应力更加均匀.

图8 两类铺装结构的基底应力随荷载变化情况Fig.8 Variation of substrate stresses of two types of pavement structures with loading

3.1.2 基底应力分布 图9a、b分别为各级荷载下两类铺装结构的基底应力分布情况，为便于作图及分析，图中横坐标按各测点与加载区域中心（加载区域中心指6个加载区格的形心，即t1或t1′测点所处位置）的直线距离进行排列. 可以看出：图9b中改良铺装结构的基底应力在各级荷载作用下的分布都相对较为均匀，加载区域边缘测点t3、加载区域外测点t5与加载区域中心测点t1的应力值无明显差异，最大基底应力不到0.5 kPa；而图9a中常规铺装结构在前两级荷载下各测点基底应力尚较均匀，但随荷载增大，基底应力分布明显呈中心大、周边小的规律，中心测点最大应力达2.37 kPa. 表明改良铺装结构中的土工格室对碎石层在荷载作用下的扩散和塌落变形起到了有效地约束作用，使得碎石层整体刚度明显提升，同时土工格室的三维网状关联作用和竖向承托作用对应力的传递起到了明显的均化和分散效果，从而使碎石层分散传递荷载的能力更强、基底应力分布更加均匀；而常规铺装结构的透水混凝土层虽刚度较大，但一旦碎石基层压实度不够均匀，则容易出现局部塌陷及应力集中的现象.

图9 两类铺装结构的基底应力在各级荷载下的分布曲线Fig.9 Distribution curves of substrate stresses of two types of pavement structures under various loads

3.1.3 两类铺装结构的基底应力差值 为了对比两类铺装结构在相同测点位置上的基底应力差值，选取了1号、4号、6号三个测点进行比较，这三个点位与加载中心的距离分别为0、650、1050 cm，对比曲线见图10，纵坐标表示该测点位置上常规透水铺装与改良透水装的基底应力差值ti′-ti. 可以看出，t1′与t1的差值、t4′与t4的差值、t6′与t6的差值都随荷载增加呈明显的近似线性增大趋势，且越靠近加载中心增大趋势越显著；当荷载为6 kN时，t1′与t1差值为2 kPa、t1′是t1的6.1倍，t4′与t4差值为1 kPa、t4′是t4的5.6倍，t6′与t6差值为0.36 kPa、t6′是t6的4.1倍. 综上，一方面表明荷载越大，土工格室对碎石基层的被动约束作用越强；另一方面表明距离加载区域中心越近，基底应力的分散效果越明显.

图10 常规铺装与改良铺装结构的基底应力差值变化Fig.10 Variation curves of substrate stress differences between conventional pavement and improved pavement structures

3.2 荷载作用下基层土工格室的应变分析

3.2.1 土工格室应变随荷载的变化 图11为改良铺装结构中土工格室应变随荷载的变化曲线，图11 a为横向应变、图11 b为竖向应变. 由图可知：①无论横向还是竖向应变，虽均随荷载增大而增加，但应变值都很小. 当荷载达到6 kN时，最大横向应变和纵向应变分别仅为120 με、55 με，远小于土工格室极限拉伸应变0.1，说明即便在最大设计荷载作用下，土工格室仍处于较低的应力状态，仍具有为碎石层提供被动约束力的巨大潜力. ②横向应变基本均为拉应变，与预期受力方向一致；竖向应变除S4 为压应变外，其他均为拉应变，出现竖向拉应变的原因主要是各格室填充碎石不同步，导致满料一侧格室壁向空料一侧鼓凸的现象. 由于土工格室是柔性材料，致使格室壁呈现竖向弯曲受拉状态，但并不影响土工格室的横向约束作用.

图11 土工格室应变随荷载的变化情况Fig.11 Variation curves of geocell strains with loading

3.2.2 土工格室在不同区域的应变 土工格室横向应变和竖向应变的分布情况分别见图12a、b所示，为便于作图及分析，图中横坐标也按各测点与加载区域中心的直线距离进行排列，同类位置多于一个测点的则取平均值，如：图中“H1（H7）”表明该点取值为H1 和H7 两个测点的平均值. 可以看出：①在各级荷载作用下，两个方向的应变总体分布都相对较为均匀，甚至加载区域边缘半米以外的3号测点处的土工格室也产生了相当数量的应变，该处在荷载为6 kN时的横向应变和竖向应变分别为19 με和48 με；说明土工格室对碎石层的整体加固效果良好，有效提升了铺装结构的整体抵抗变形能力和荷载分散传递能力. ②个别测点应变明显低于周围区域，主要是由于碎石颗粒与格室壁之间会不可避免地留有空隙，受力过程中局部碎石颗粒发生微小移位引起局部格室壁受力不均匀所致. 随着荷载持续增大，碎石层在荷载作用下会更加致密，土工格室对碎石层的被动约束也会更加均匀稳定.

图12 土工格室应变在各级荷载下的分布曲线Fig.12 Distribution curves of geocell strains under various loads

4 结论

本文的试验研究可得出以下主要结论：

1）改良透水铺装结构在荷载作用下的基底应力分布较常规透水铺装结构更加均匀，并能够大幅削减道路中心区域的基底应力集中.

2）在荷载作用下，改良透水铺装中土工格室的横向应变与竖向应变在整个路面范围内分布较为均匀，表明土工格室为碎石基层提供了整体的立体约束与加固作用，并能够有效向四周分散及传递应力.

3）在Ⅲ型道路最大设计荷载作用下，土工格室仍处于较低的应力状态，仍具有为碎石层提供被动约束作用的巨大潜力，说明此类改良透水铺装结构完全能够胜任用于Ⅲ型道路中.

4）采用土工格室加固处理后的改良透水铺装结构不仅能提升碎石基层的整体抵抗变形能力，道路的渗透性能也大幅提高，而且省却了混凝土拌合及养护等工序，大幅缩短了工期，具有很好的环境保护与社会效益.