發布時間：2022-03-07所屬分類：工程師職稱論文瀏覽：1次
摘 要： 摘 要：利用土工織物治理巖溶塌陷后的路基，較傳統的治理方法有明顯的優勢。通過室內模型試驗研究土工織物錨固區長度 L 在塌陷區活動底板寬度 B 不同倍數時對土壓力、豎向位移和織物拉力的影響規律，并與不加筋對比。結果表明, 土工織物加筋時塌陷區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，較傳統的治理方法有明顯的優勢。通過室內模型試驗研究土工織物錨固區長度 L 在塌陷區活動底板寬度 B 不同倍數時對土壓力、豎向位移和織物拉力的影響規律，并與不加筋對比。結果表明, 土工織物加筋時塌陷區加筋墊層下方土壓力隨著塌陷發生而快速減小，最終因土工織物與下方脫離土壓力為 0;不加筋時該處土壓力隨塌陷發生也快速降低，但趨于一個穩定值;錨固長度 L = 2.0B、1.0B 時土工織物控制填土豎向位移的能力相近，且明顯優于 L = 0.5B 和 L = 0.25B，穩定區土工織物拉力隨遠離塌陷區而快速減小，距離塌陷區 1.0B 處拉力接近于 0。試驗印證針對巖溶路基塌陷后的治理和回填過程中鋪設適當長度的土工織物具有良好的治理效果。
關 鍵 詞：巖溶路基塌陷;土工織物;模型試驗;錨固長度;土壓力
1 引 言
我國可溶巖面積占國土面積的 1/3 以上，地下水的過渡開采和城市管道鋪設、養護工作的不足使巖溶區路基塌陷事故時有發生，嚴重威脅人們的生命財產安全、城市建設乃至經濟發展[1-3]。塌陷發生后的傳統治理手段已顯現出一定弊端諸如常用的填埋壓實治理手段治標不治本、具有復發性[4]、注漿法、剛性跨越法及深基礎法[5-7]存在工期長、造價高、施工質量難以控制等問題。土工織物本身具有良好的反濾特性，近年來高強土工織物抗拉強度得到較大提升，最大可達 1 600 kN/m，利用土工織物加筋反濾特性治理巖溶塌陷問題較傳統的治理方法有一定優勢。
關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土工格柵或土工格室加筋，以提高巖溶塌陷區地基承載力，預防土洞危害，優化治理方案[8-12]和未具體明確加筋材料，統一對加筋體進行研究[13-16]兩類。在試驗方面，賀煒等[17]對多層加筋墊層防治巖溶塌陷進行了大比例模型試驗。Huckert 等[18]對圓形塌陷下加筋材料和路基面的變形行為進行了足尺模型試驗。在數值方面，萬梁龍等[19]利用 PLAXIS 軟件研究了圓形塌陷直徑、路堤高度和筋材參數等對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力場、位移場。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制。付宏淵等[22]在防治路基巖溶塌陷的水平加筋體設計方法中，將錨固段端部加筋體應變及錨固段傳力長度作為設計關鍵。張東卿等[23]建立了考慮加筋體滑移效應的加固鐵路巖溶路基的設計方法。本次針對巖溶區路基塌陷后的治理開展研究，圖 1 為采用土工織物治理巖溶區路基塌陷的示意圖。在考慮安全性的同時應使路基治理范圍盡量小，即需要選取合理的錨固長度[24]。借鑒經典的 Trapdoor 試驗方法，針對實際工程中常出現的長條形路基塌陷，開展符合平面應變條件的室內大比例模型試驗，著重探討土工織物錨固長度對土壓力、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 室內模型試驗
2.1 試驗模型
現場為河池市城區西環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 1.5 m，寬 1.2 m，塌陷深約 4 m。模型試驗按 1:5 縮尺，如圖 2 所示，試驗環境見圖 3。
2.1.1 模型箱
試驗模型箱采用由槽鋼焊接而成主體框架結構，長度方向一側面為 8 mm 厚鋼板，另一側面為 25 mm 厚鋼化玻璃，以在試驗填筑階段對填土的壓實度控制和沉降階段對塌陷區填土的粒子圖像測速處理。模型箱長 1.5 m、寬 0.6 m、高 1.5 m，模型塌陷區寬度 B 取 0.3 m，兩側穩定區 0.6 m。試驗模型箱下部由槽鋼焊接成剛性穩定區與塌陷區空間(見圖 2)，固定底板與活動底板為剛性鐵框架，在填土荷載作用下的變形可忽略不計，沉降裝置采用可精確控制的機械升降方式，最大可沉降為 60 mm。
2.1.2 測量系統
試驗中活動底板沉降量由 YWJ―50 型機電百分表通過磁性底座固定在活動底板下方測得，由微型土壓力盒獲得土壓力數據，土工織物拉力數據由溫度自補償的免焊一體箔式電阻應變片監測。監測器件導線均接入 uT7121Y 靜態應變儀，用網線連接電腦由數據采集分析系統軟件內實現定時(1 次/秒)采集數據。微型土壓力盒 T1～T6 平面布置情況與 Y1～Y6 應變片在織物上粘貼的位置如圖 4 所示。由CCD高速工業相機和MicroVec V3軟件組成的粒子圖像測速系統(PIV)對塌陷區砂土豎向位移數據進行高頻率采集與初步計算分析，通過 Tecplot 等后處理軟件對試驗數據進一步處理。
2.2 試驗材料
模型試驗填土材料為桂林漓江砂，自然晾曬和室內烘干過 2 mm 篩獲得潔凈干砂，由常規土工試驗，測得物理指標見表 1，漓江砂的顆粒級配曲線如圖 5 所示。根據實測的顆粒篩分試驗結果，桂林漓江砂為顆粒級配不良的粉砂。試驗采用醫用紗布模擬土工織物[25]，相關物理力學指標見表 2。醫用紗布既定位置上粘貼應變片以監測織物受拉情況，并在試驗前對粘貼的應變片進行標定，得到拉力− 應變片讀數曲線，如圖 6 所示。
2.3 試驗方案
共設置了 5 組試驗，研究土工織物錨固長度對試驗結果的影響，方案見表 3，其中試驗 Z5 沒有模型土工織物加筋，便于對比加筋效果。
2.4 試驗步驟
試驗步驟：(1)為減小模型試驗箱邊界效應，在試驗模型箱除鋼化玻璃面布置雙層 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一層約 50 mm 厚的砂土將其覆蓋，然后在其上鋪設相應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變片并對應變片進行了檢測標定。(2)分層填入砂土，每層砂土厚 100 mm，用電動平板壓實機充分壓實，控制壓實系數為 96%，填筑高度達到 1 000 mm 后靜置 60 min。(3)安裝并調試粒子圖像測速設備(PIV)，控制沉降裝置使活動底板以 2 mm/min 的速率沉降至 30 mm 停止，數據采集系統和粒子測速系統對土壓力、織物拉力和填土位移同步記錄，繼續沉降直至模型土工織物與活動底板分離為止(見圖 7)，或者土工織物被拔出、撕裂破壞。(4)試驗過程中，人工觀察活動底板與模型土工織物的貼合狀態，記錄分離時底板的沉降量。
3 試驗結果
由圖 4 可見，土工織物在穩定區的加筋長度為 L，塌陷區活動底板的寬度為 B、沉降量為 S，塌陷區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，定義相對沉降 d 為活動底板沉降量 S 與底板寬度 B 的比值。
3.1 土壓力
圖 8 為塌陷區土工織物下不同土壓力隨相對沉降變化的曲線。從圖中可以看出，在各模型試驗中塌陷區土壓力變化曲線大致分為陡降和緩變兩個階段，陡降階段發生在相對沉降 d = 0～0.33%時，各試驗組塌陷區土壓力迅速減小，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 82% 以上。荷載降低是由土拱效應和拉膜效應造成，但此階段土工織物變形較小，拉膜效應未充分發揮，荷載轉移主要是由土拱效應發揮造成[26];在緩變階段(d = 0.33%～10%)，塌陷區土壓力變幅相對較小，不加筋組 T1 土壓力由 8.35 kPa 繼續降低至 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%，表明此時活動底板不再承受填土荷載，土工織物的拉膜效應進一步充分發揮。
由圖 8(a)可見，緩變階段的 T1 土壓力隨錨固長度的不同而表現不同，隨著相對沉降的增大，試驗 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 時對應的相對沉降 d 依次為 7.0%、7.3%和 8.3%，表明此時的土工織物與活動底板脫離(見圖 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揮。此外，Z1、Z2 土壓力變化幅度較為一致，Z3 相對較大一些。對于錨固長度較短試驗 Z4(L/B = 0.25)和未加筋試驗 Z5，緩變階段的土壓力在小幅增大后趨于穩定，穩定后土壓力值分別為 4.1 kPa 和 6.64 kPa 左右，這說明活動底板仍承擔一定的上覆土壓力，拉膜效應未得到充分的發揮(Z4)或不存在(Z5)。拉膜效應未得到充分的發揮可能是由于錨固長度過短而發生了拔出破壞。T1 的監測結果表明，土工織物加筋后可以很好地發揮其拉膜效應，大幅降低甚至消除土工織物下的土壓力，有利于防止再次發生塌陷，但加筋材料需要有一定的錨固長度，錨固長度不足(Z4)時則不能完全發揮土工織物的拉膜效應。由圖 8(b)可見，加筋試驗 Z1～Z4 緩變階段的 T2 土壓力隨活動底板沉降而逐漸降低，土壓力降為 0 kPa 時對應相對沉降 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 時對應的相對沉降 d。這是由于沉降發生后土工織物持續發揮拉膜效應，塌陷區土工織物呈近似懸鏈線狀態，土工織物在靠近塌陷區與穩定區邊界處的撓度最小，中部位置(T1 處)撓度最大，因此塌陷區邊界的土壓力盒(T2)較中部位置(T1)先與土工織物分離，表現為土壓力的較早歸 0;不同組 T2 歸 0 時對應相對沉降 d 不同也說明了錨固長度對拉膜效應的發揮有一定的影響。對于不加筋試驗組(Z5)，T2 土壓力穩定后土壓力值為 3.88 kPa，小于 T1 穩定后土壓力值。這是因塌陷區邊界位置處的填土在沉降過程中會受到兩側穩定區填土的影響，一部分豎向荷載轉化為與邊界的摩擦，同時因邊界的約束使得該區域填土主應力發生偏轉，導致邊界附近的土壓力較塌陷中部位置減小更多，與文獻[27]取得的結論一致。
圖 9 為穩定區土工織物下不同土壓力隨相對沉降變化的曲線。圖 9(a)中，Z1～Z4 試驗中 T3 土壓力變化曲線大致分為 3 個階段：(1)d = 0～1%階段，Z1～Z4 在 T3 處土壓力增長幅度較大，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%時各組土壓力均小于 Z5，隨著沉降量的繼續增大，各組土壓力變化曲線逐漸變緩趨于穩定，穩定后 Z1～Z4 在 T3 處土壓力值依次為 22.22、22.96、23.74、24.57 kPa，Z5 土壓力在相對沉降 2%時為 25.87 kPa，此后基本保持穩定。圖 9(b)中，各模型試驗中 T4 土壓力在經歷不同幅度的增長后逐漸穩定，d = 0～1%階段增長速度較快，錨固長度越長增長幅度也越大，此時 Z1～ Z5 土壓力增長幅度依次為 6.37、6.14、5.38、4.47、 3.52 kPa;d = 1%～5%階段增長速度逐漸放緩，之后土壓力趨于穩定，穩定后加筋組土壓力均顯著大于不加筋組，此時 Z1、Z2 的土壓力約為 26.64 kPa，而 Z5 土壓力為 20.93 kPa。對比圖 9 兩條曲線可知，加筋試驗組在相對沉降 d = 1%～5%階段，T3 土壓力有所降低，T4 土壓力有一定增長，且降幅與增幅大致相對應;不加筋組土壓力無明顯變化。說明此階段土工織物拉膜效應進一步充分發揮，將塌陷界面附近荷載(T3)傳遞至穩定區(T4)。
圖 10 為不同土壓力(T1～T6)在相對沉降 d = 1%和 5%時沿水平位置的分布曲線。圖 10(a)中， T1～T2 塌陷區土壓力較初始土壓力降低，T3～T5 穩定區土壓力有不同程度的增長，特別是靠近塌陷邊界的 T3 增長顯著，越遠離塌陷邊界增長幅度越小;穩定區不加筋組土壓力均大于不加筋組。對比圖 10 兩個圖可知，隨著塌陷的持續進行，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，變為小于不加筋組;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，說明加筋各組土壓力在土拱效應和拉膜效應的共同作用下由塌陷區向穩定區轉移，塌陷區土壓力降低，穩定區土壓力增大，加筋情形下土壓力增大的區域向距離塌陷界面更遠發展，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土拱效應進行荷載轉移，土壓力增大的區域更集中于塌陷界面的穩定區附近，在較為集中附加應力作用下臨近塌陷邊界的穩定區域可能會失穩，由此帶來塌陷面積進一步擴大。
現有土拱模型可以計算荷載傳遞后穩定區土壓力，但計算結果均為一定值[2, 28]，其可視為一定影響范圍內穩定區的平均土壓力。本次試驗結果表明，無論加筋與否，穩定區土壓力隨距離塌陷界面遠近而變化，越遠則越接近初始土壓力(無土拱效應)。對于土工織物治理巖溶路基塌陷，土拱效應不僅起到荷載轉移的作用，還直接影響到土工織物在穩定區所能提供錨固力的大小(越靠近塌陷界面豎向土壓力越大)，需要進一步研究穩定區距塌陷界面不同遠近土壓力的精確分布。本次試驗中 Z5 初步發現，穩定區豎向土壓力大致呈遞減的指數形式分布。
3.2 填土豎向位移
通過 PIV 對填土豎向位移進行觀測，圖 11 為試驗 Z5 中相對沉降 d = 5%時 PIV 處理所得位移云圖。為便于分析，選取塌陷區中心線上 h = 0.0、0.1、 0.2，…，1.0 m 共 11 個位置點作為豎向位移數據提取點，見圖 4(a)。讀取提取點的豎向位移量 s，得到各組塌陷區中心線上不同填土高度處的豎向位移量，用于數據分析對比。圖 12 為各組試驗 h = 0.1 m 提取點處填土的豎向位移量 s 隨相對沉降 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，沉降結束時豎向位移 28.6 mm，表明此處填土幾乎隨著活動底板同步沉降;加筋錨固長度 L≥1 倍塌陷寬度的試驗(Z1、Z2)曲線斜率最小，傾角約為 15º 左右，且變化趨勢較為一致;加筋錨固長度 L = 0.5、 0.25 倍塌陷寬度的試驗(Z3、Z4)曲線傾角分別約為 25º、35º，介于前兩種情形之間，可見錨固長度越長越有利于控制加筋上方填土沉降，但超過 1 倍塌陷寬度治理效果提高的相對有限。從圖 12 中還可以看出，加筋組在沉降后期(d = 6.67%～10%)曲線呈現出一定的水平趨勢，且錨固長度越長趨勢越明顯，表明此時土工織物加筋使填土沉降不隨活動底板沉降而變化的趨勢。
圖 13 為沉降(相對沉降 d = 10%)結束時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底板(h 越小)的位置豎向位移越大，相同填土高度處所對應各組豎向位移不同。當 h = 0.2 m 時 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。加筋錨固長度 L = 2.0B、1.0B 的試驗(Z1、Z2)豎向位移曲線較為接近且數值較小，其他組試驗(Z3～Z5)的位移曲線依次向上排列。
在各模型試驗中，填土豎向位移量均隨填土高度的增加逐漸減小，至某一高度以后數值約為 0，此高度為塌陷對塌陷區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，且隨著進一步的塌陷會貫穿至頂影響上部結構變形穩定性;加筋試驗組 Z4、Z3 依次減小，影響高度分別約為 0.6 m 和 0.4 m，試驗組 Z1、Z2 的影響高度最小均在 0.3 m 高度處，說明土工織物對其以上填土的豎向位移有很好地控制，且加筋長度越長效果越好，但 L > 1B 塌陷寬度的效果相對有限; 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，沉降結束時 Z4、 Z5 在 h = 0 m 處填土豎向位移等于活動底板最終沉降量(S = 30 mm)，說明 Z4、Z5 組填土(包括土工織物)未與活動底板分離。Z1～Z3 豎向位移小于活動底板最終沉降量說明土工織物已與活動底板分離。以上從填土豎向位移角度說明錨固長度足夠下土工織物治理塌陷問題的有效性，與前文從土壓力(T1)角度所獲得的結論一致。
圖 14 為通過 T1 土壓力分析、填土豎向位移分析和人工觀測記錄所得的各試驗與土工織物分離時相對沉降的對比。土壓力與填土豎向位移分析所得結果較為接近，人工觀測結果相對偏大，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，但錨固長度過短則達不到既定效果(土工織物與活動底板未分離，持續同步沉降)。
3.3 土工織物拉力
土工織物錨固長度是土工織物治理巖溶區路基塌陷設計的一個重要內容，織物的受力分布范圍是確定錨固長度選擇的重要依據。圖 15 為試驗 Z1 中各位置應變片所測應變數據通過圖 6 標定曲線換算成的織物拉力與相對沉降關系曲線。Y1～Y5 曲線大致可分為 3 個階段：(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，結合前文土壓力增長過程分析，表明此階段筋材的拉膜效應未充分發揮，荷載轉移主要通過土拱效應;(2)d = 1%～5%階段，土工織物受力快速增大，Y1～Y3 增長幅度明顯快于 Y4～Y5，此階段拉膜效應得到充分發揮;(3)d = 5%～10%階段，Y1～Y5 土工織物拉力逐漸達到穩定，穩定后 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;在塌陷全過程中，穩定區 Y6 處土工織物拉力未得到增長，拉力幾近為 0，表明 Z1 土工織物錨固長度設置過長，末端部分土工織物未充分發揮拉伸受力性能。
圖 16 為相對沉降分別為 1%、5%和 10%時各加筋試驗組不同水平位置處的織物拉力分布。從圖中可以看出，塌陷區中部土工織物拉力(Y1)與塌陷邊界兩側的土工織物拉力(Y2、Y3)均大于穩定區土工織物拉力(Y4～Y6)，穩定區各水平位置上織物拉力值隨遠離塌陷邊界逐漸減小;在 d = 1%時各模型試驗中土工織物拉力較小，拉膜效應未充分發揮，d = 5%時試驗 Z1～Z3 塌陷區及塌陷界面附近土工織物拉力相對 d = 1%時得到了較大幅度增加，但 Z3(L = 0.5B)增幅小于 Z1～Z2、Z1～Z3 穩定區織物拉力增長幅度隨遠離塌陷邊界而減小，1 倍塌陷寬度以外的區域增加不明顯，Z4(L = 0.25B)的 Y3 數據出現異常，傳感器失效，且塌陷區土工織物拉力增加幅度相對較小，結合圖 16 中 Z4 活動底板未與織物分離，表明 Z4 可能發生拔出破壞。在 d = 10%時，Z1～Z2 塌陷區及塌陷界面附近土工織物拉力進一步增大，Z3～Z4 幾乎無增幅，Z3 的 Y3 與 Z1 的 Y1 數據出現異常，前者可能由于織物拔出量較大造成。觀察各相對沉降下 Z1、Z2 中土工織物拉力增長情況，二者基本同步;特別是在 d = 10%時，試驗 Z1 和 Z2 中 Y5 處土工織物拉力接近于 0，試驗 Z1 中 Y6 處土工織物拉力等于 0。
試驗結果表明，錨固長度 L = 0.25B、0.5B 是不足的，L = 2.0B 可能太長，合理的錨固長度應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主要通過以下兩部分作用發揮：塌陷區及塌陷界面附近織物受到的張拉力作用和穩定區織物受到土中拉伸的錨固力作用;前者在設計中應考慮筋材的抗拉強度，后者應考慮筋材與土的相互作用[29]。
在加筋組試驗中，足夠錨固長度的土工織物能夠通過拉膜效應使土工織物與活動底板分離(見圖 14)，保證填土不受織物下方塌陷持續沉降的影響。根據陳福全等[30]提出的加筋體撓曲方程和長條形塌陷加筋體上部總豎向荷載的計算方法，可求得試驗結束時塌陷區中部 Y1 的拉力解析計算結果。試驗結束時塌陷區中部土工織物的豎向位移量和活動底板與土工織物分離時的沉降量數值相等，故將圖 16 中通過 T1 土壓力分析和填土豎向位移分析所得活動底板與土工織物分離時沉降量的均值作為其取值。圖 17 為塌陷區中部 Y1 拉力的理論計算與本次試驗結果對比。
相關知識推薦：論文發表哪個環節時間長
由圖 17 可見，Z1～Z3 試驗結果與計算結果相差較小，計算值略大于試驗值，Z4 對比偏差相對較大，是由于 Z4 筋材的錨固長度不足導致筋材被拔出，織物隨活動底板持續沉降，塌陷區筋材的張拉受力未能充分發揮。此外，土工織物的計算值與試驗值均小于其抗拉強度，說明土工織物治理巖溶路基塌陷需要在塌陷區具有足夠的抗拉強度以及需要穩定區織物提供足夠的錨固力。
4 結 論
(1)在回填過程中鋪設適當長度的土工織物，不僅可以將全部塌陷區荷載傳遞至穩定區，還可以較好地控制塌陷區上方填土沉降，具有良好的治理效果。
(2)土工織物治理巖溶路基塌陷通過土拱效應和拉膜效應起承載作用，前者在沉降(相對位移小于 1%)較小時便已充分發揮，后者隨著持續沉降而逐漸發揮，相對位移大于 7%后完全發揮，將塌陷區及塌陷界面附近穩定區荷載傳遞至穩定區較深處，有利于提高治理效果。
(3)拉膜效應是通過塌陷區及塌陷界面附近織物受到的張拉力作用和穩定區織物受到土中拉伸的錨固力作用，前者在設計中應考慮筋材的抗拉強度，后者應考慮筋材與土的相互作用;
(4)不同錨固長度對土壓力分布、填土豎向位移和筋材拉力分布均有不同程度的影響，本次試驗結果中土工織物的錨固長度 L = 0.25B、0.50B 是不足的，L = 2.00B 可能太長，合理的錨固長度 L = 1.00B。
本次試驗初步發現，穩定區豎向土壓力大致呈遞減的指數形式分布，需要進一步通過理論分析穩定區距塌陷界面不同遠近土壓力的精確分布。——論文作者：吳 迪 1, 3，吳建建 1，徐 超 2，陳學軍 3，黃 翔 3
參 考 文 獻
[1] 羅小杰, 沈建. 我國巖溶地面塌陷研究進展與展望[J]. 中國巖溶, 2018, 37(1): 101-111. LUO Xiao-jie, SHEN Jian. Research progress and prospect of karst ground collapse in China[J]. Carsologica Sinica, 2018, 37(1): 101-111.
[2] 陳福全, 賴豐文, 李大勇. 受空洞坍塌影響的加筋路基研究綜述[J]. 巖土力學, 2018, 39(9): 3362-3376. CHEN Fu-quan, LAI Feng-wen, LI Da-yong. State of the art in research of geosynthetic-reinforced embankment overlying voids[J]. Rock and Soil Mechanics, 2018, 39(9): 3362-3376.
[3] 石樹靜, 張勤軍, 康志強. 南寧市壇洛鎮巖溶塌陷群成因機制分析[J]. 中國巖溶, 2015, 34(5): 507-514. SHI Shu-jing, ZHANG Qin-jun, KANG Zhi-qiang. Formation mechanism and development process of karst collapses in Tanluo town of Nanning city[J]. Carsologica Sinica, 2015, 34(5): 507-514.
[4] 胡聿涵, 白玉川, 徐海玨. 近 10 年中國城市道路塌陷原因及防治對策分析[J]. 公路, 2016, 61(9): 130-135. HU Yu-han, BAI Yu-chuan, XU Hai-jue. Analysis of reasons for urban road collapse and prevention and control countermeasures in recent decade of China[J]. Highway, 2016, 61(9): 130-135.
[5] 肖劍秋, 喬世范. 婁−新高速公路下伏巖溶塌陷與路基相互作用及治理措施[J]. 鐵道科學與工程學報, 2009, 6(6): 33-38. XIAO Jian-qiu, QIAO Shi-fan. Interaction between karstsubsidence foundation and subgrade in Lou-Xin freeway and its treatment methods[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2009, 6(6): 33-38.
SCISSCIAHCI
