2023, Vol. 40扩展功能
文章信息
- 黄玉纯.
- HUANG Yu-chun
- 降雨入渗对土工格室加筋路基动力响应的影响研究
- Study on Influence of Rainfall Infiltration on Dynamic Response of Geocell-reinforced Subgrade
- 公路交通科技, 2023, 40(11): 61-71
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2023, 40(11): 61-71
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2023.11.008
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文章历史
- 收稿日期: 2022-09-25
土作为道路工程中普遍应用的路基填料，尽管分类, 成因与命名不相同，但由于其变形模量较小，在荷载作用下易产生较大沉降变形，虽具有一定的抗压强度但抗拉强度很低，因而土体在竖向荷载作用下沉降时周围易产生隆起等。尤其是对于路基工作区范围以内，车辆荷载大，在各种自然因素下受到的影响更大。在路基强度不足或路面裂缝等情况下，雨水入渗很可能导致水损病害发生。尤其是持续降雨与大频率交通荷载同时存在时，会使得水损破坏进一步加剧。
土体加筋是提高路基整体强度的一种技术，可减少路基的沉降及土体的横向挤出。加筋筋材一般为抗拉强度较高的柔性材料，与路基土体共同承载荷载。有静载试验研究表明，采用土工格室或者土工格栅加筋的路基比未加筋路基抗变形能力显著提升[1-3]土工材料加筋可有效提高路基的强度及稳定性，控制路基的不均匀沉降和侧向变形，同时减小建筑用地和施工成本，具有良好的可靠性和经济性。
Dash[4]发现土工格室加固路基的效果取决于土工格室的强度、刚度、孔径开口尺寸和肋的方向等因素。Latha等[5]通过数值模拟发现高度大的土工格室表现出深梁的特性，沉降更均匀，从而产生相对均匀的压力分布。Mengelt等[6]指出填充物对土工格室发挥的效果起到了决定性的作用，不同的填充物土工格室的性能迥异。范永丰等[7]认为仅浅层铺设土工格室和格室植草对深层稳定性提高效果相对不明显，同时指出坡角、格室高度、格室焊距和植草密度对土工格室加固边坡稳定性有着重要影响。宋飞等[8]对土工格室加筋砂土进行了大型动三轴试验研究，发现同样的轴向变形格室加筋土的动应力幅值明显大于素砂土，土工格室加筋能有效限制塑性变形的发展，提高土体的动模量。黄玉纯等[9]通过土工格室加筋对挡墙填方路基承载性能的模型试验，发现加筋除了对承载力的影响显著，同时对路基初始模量有较大改善，其中首层格室所受拉应力和提升速率均远大于其余层。张冰冰等[10]发现土工格室风积沙路基对动车辆运动的速度幅值、动加速度幅值、动应力幅值有显著的衰减能力。
交通动力荷载也会影响路基的使用寿命，尤其是浅层路基[11]。同等当量条件下，动荷载对一般路基的瞬时影响深度要大于静荷载[12-15]，在加筋路基中情况有所改善[16-19]，筋材可通过网兜效应将竖向动载更均匀地分散到路基中。降雨也会改变路基的动力响应，有研究表明相同条件下，降雨时路基更容易损伤[20-22]。
Wang等[23]对动车荷载下黄土路基动力响应进行研究，发现动应力随着轴重的增加而线性增加。Qi等[24]通过动三轴试验发现动荷载下路基的累计变形和孔压均为非线性增长趋势，交通荷载对上述两项的影响随路基深度增加而显著减小。蔡袁强等[25]的研究表明交通荷载下路基中孔隙水压力增加，进而导致地基中出现液化，所以孔隙水压的增肌是诱发路基翻浆冒泥的关键原因。郑水明等[26]研究了不同交通荷载及车速对高速公路路基的影响，结果表明，在实际车速范围内，竖向动应力随深度增加而减小，当动荷载达到一定值后，应力扩散深度增幅将降低；动荷载相同条件下，在路基表层竖向动应力随车速增大而减小，但行车速度变化对应力扩散深度影响很小。Wang等[27]研究表明降雨强度影响填料渗透性，加速细颗粒损失以及混合体结构的改变，导致路基产生失稳或较大不均匀变形。李亮等[28]结合实际工程算例分析发现降雨入渗会造成路基土体基质吸力减小，土体黏聚力降低，进而使路基稳定性下降。邓逆涛等[29]认为降雨条件下路基水害表现为冲刷导致的路基表层破坏及入渗引发的路基内部侵蚀，主要表现为沉降、坡面滑动等现象。Xin等[30]对干湿循环后的路基土进行了一系列动三轴试验，结果发现含水率增加会导致弹性模量的减小；干湿循环的进行会使土弹性模量逐渐衰减，直至稳定，路基土的性能在干湿循环等复杂条件下会降低。Guo等[31]对考虑降雨条件下的非饱和膨胀土中渗流和湿胀过程进行了数值模拟研究，模拟结果显示在降雨条件下，膨胀路基的破坏形式是从坡脚发展的滑动破坏，路基表层的基质吸力和抗剪强度降低。
综上，动载和降雨会导致路基损伤，路基工作区深度以内的结构体为损伤主体，而加筋则可提高路基抗损能力。本研究基于一系列模型试验，研究动载和降雨同时作用于加筋路基的情况，分析加筋对复杂条件下路基工作区的影响及路基的响应规律。依据相似理论设置了无加筋路基、土工格室加筋路基两种缩尺寸模型，通过加载机施加半正弦荷载模拟交通荷载、自制降雨系统模拟降雨条件，研究交通荷载及降雨入渗共同作用下两种路基的动力响应，并分析了各因素的影响。建立全尺寸道路模型进行数值计算，研究了加筋层数对路基承载特性的影响。并结合筋材内部应力性状，分析了计算结果，期待对土工格室加筋路基在水损病害严重地区的广泛应用提供理论支持。
1 模型试验 1.1 试验仪器及材料综合考虑加载场地的尺寸限制及减小尺寸效应的要求，按照实际工程中单车道结构作等比例尺寸缩放，比例系数为1∶3.5，其余物理量由量纲分析法确定，如表 1所示。
| 物理量 | 几何尺寸L | 密度γ | 弹性模量E | 泊松比 μ |
应力 σ |
集中力 F |
位移 S |
| 相似常数 | CL=1/3.5 | Cγ=1 | CE=1 | Cμ=1 | Cσ=1 | CF=1/12.25 | CS=1/3.5 |
根据缩尺模型，确定模型箱尺寸为120 cm×69 cm×85 cm(长×宽×高)，模型箱内侧四周均匀涂抹凡士林以减小土体和模型箱侧壁的摩擦，同时铺设聚四氟乙烯薄膜起到吸收边界的作用。加载装置采用数控伺服动载试验机加载，数据采集装置采用DH5922N动态采集仪，通过桥盒与BW-01型土压力盒(量程为100 kPa，防水性能良好，采样频率500 Hz)连接使用。
试验用土为江西省某公路路基用土，对土样进行了颗粒分析试验及室内基本物性指标测定。基层及路基的颗粒级配曲线见图 1。级配试验结果中，基层土及路基土的d50分别为5.50 mm和0.16 mm，Cu分别为131.15和5.71，Cc分别为2.95和1.43，所用土体的级配良好。路基填土的主要物理指标见表 2，该土样为粉砂土。
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| 图 1 颗粒级配曲线 Fig. 1 Particle gradation curves |
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| 压实度/% | 含水率/% | 液限/% | 塑限/% | 塑性指数 | 最优含水率/% | 最大干密度/(g·cm-3) | 颗粒相对密度 |
| 95 | 18.5 | 30.6 | 21.1 | 9.5 | 14.8 | 1.93 | 2.65 |
试验中所采用的土工格室模型由焊接的改性聚乙烯土工格室根据尺寸相似比1∶3.5改造而成，借助专用装订机将条带与条带间进行连接并采用细铁丝对原焊接节点处进行3圈捆绑固定，以此模拟钢钉插接作用。
1.2 试验方案本试验组分为两类：试验组为土工格室加筋路基，对照组为无加筋路基。试验时结合有无降雨条件设置4种工况，如表 3所示。
各工况中基层及路基的尺寸均按照图 2布置，其中路基边坡坡度为1∶1.5。土工格室共铺设3层，分别位于路基面以下12.15，26.45，33.6 cm处。测试元件的埋设布置方案相同，以土工格室加筋工况为例，动态土压力盒的布置方案如图 3所示。在加载板正下方5，19.3，33.6 cm处分别布置了①, ②, ③号3个动态土压力盒，以测量路基应力沿路基深度的分布规律；在①, ②, ③号土压力盒水平面上路基外侧9 cm处分别布置了④，⑤，⑥号3个动态土压力盒，用来测量水平向距离荷载不同距离处的应力衰减规律。
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| 图 2 测点布置(单位: cm) Fig. 2 Layout of measuring points(unit: cm) |
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| 图 3 有限元模型尺寸(单位: cm) Fig. 3 Dimensions of FEM(unit: cm) |
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试验通过加载器施加固定幅值及频率的半正弦波荷载模拟循环交通荷载，荷载形式采用单圆接触，轴载设置为140 kN。为减小尺寸效应的影响本试验未设置面层，通过在加载器上连接厚1 cm，直径17.3 cm的橡胶垫以此模拟面层缓冲作用，25 cm厚沥青路面结构相应的基层表面应力为293.1 kPa[32-33]，确定模型试验加载幅值为6.89 kN。根据公路交通繁忙时期的车流量，确定动荷载频率为1 Hz。
本试验将降雨视为雨水直接入渗。参考气象部门的降雨强度标准，12 h内降雨量30~69.9 mm为暴雨。取12 h内降雨量60 mm为本次试验降雨工况，结合模型箱内部的平面尺寸120 cm×66 cm，按照降雨强度换算降雨5.56 h为22.02 L容量的雨水。在长期循环荷载加载中，同步进行连续5.56 h降雨。
综上，模拟交通荷载为幅值6.89 kN，频率1 Hz的半正弦循环荷载，总加载次数为10万，在加载5万次时采用自制降雨系统模拟降雨入渗，加载至7万次时停止降雨，时长5.56 h。
2 数值模型通过有限元软件Abaqus建立双向四车道三维全尺寸的道路模型，考虑路基为对称结构，取一侧双车道为计算模型，X方向为道路纵断面方向，Y方向为深度方向，Z方向为道路横断面方向。取线路方向12 m为计算长度，路基边坡坡度为1∶1.5。道路模型共分为4层：15 cm厚沥青混凝土面层，25 cm厚级配碎石基层, 2 m厚粉土填筑路基和10 m厚地基。土工格室的铺设方式为路基高度内等间距铺设3层土工格室，格室焊距为600 mm，高度为200 mm。模型尺寸及加筋方案如图 3所示。
道路模型结构主要分为面层、基层、路基、地基及土工格室等5部分。其中路面结构层和土工格室采用线弹性本构模型，所有土体采用Mohr-Coulomb本构模型，该模型的屈服面函数如下：
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(1) |
式中，ϕ为屈服面的倾斜角，即材料的摩擦角，其范围为0°~90°；c为材料的黏聚力；Rmc的值与θ和ϕ有关，它们之间的关系控制了屈服面在π平面上的形状，
| 材料 | 容重/(kN·m－3) | 弹性模量/MPa | 泊松比 | 黏聚力/kPa | 内摩擦角/(°) | 渗透系数/(cm·s-1) |
| 面层 | 23 | 1 300 | 0.30 | — | — | 6.4×10-5 |
| 基层 | 21 | 1 000 | 0.32 | — | — | 3.2×10-5 |
| 路基 | 18 | 30 | 0.28 | 15 | 22 | 5.8×10-7 |
| 地基 | 18 | 30 | 0.28 | 15 | 22 | 5.8×10-7 |
| 格室 | 15 | 2 500 | 0.25 | — | — | — |
模型网格如图 4所示。土工格室是一种水平方向受拉性能较好，但受压性能较差的立体加筋体系，类似于薄膜材料，因此采用线弹性的基于连续体的实体壳单元S4R进行模拟，土体及路面结构的单元类型为六面体单元C3D8R。以无加筋路基模型为例，整个模型共80 467个节点，74 316个单元。
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| 图 4 网格划分 Fig. 4 Grid division |
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边界条件设置为沿线路方向及左右边界进行水平位移约束，模型底部进行水平及垂直位移约束，结构顶部及坡面方向上不设置约束，模型边界设置无限边界单元。各结构层设置为面与面接触，接触属性为“硬”接触。通过内置区域约束模拟土体和土工格室间的相互作用[34]。
如图 3所示，试验组加筋位置有3个，由上到下分别命名为①，②，③。试验时，分为仅在①处加筋，在①②处加筋和在①②③处同时加筋3种情况。移动荷载采用子程序Vdload实现移动施加，荷载大小为140 kN，形状为矩形，速度为80 km/h。
对于降雨工况的模拟，先建立无雨情况的静水位作用，设置初始地下水位为零水位，并随深度静水孔压线性增加。通过初始计算获得降雨入渗前地基和路基的初始有效应力，在降雨入渗模型计算时，导入该入初始预应力场。
降雨时，考虑雨水全部入渗且整个道路模型均受降雨荷载作用。降雨强度参考气象局标准中的暴雨，即12 h内降雨量为30~70 mm，本研究取60 mm，换算为降雨强度q=0.005 m/h。按照此降雨强度分析区域顶面及边坡下的地基层设置降雨荷载，由于边坡坡度为1∶1.5，按照坡度折减之后的降雨强度为0.003 33 m/h。计算时，将降雨强度作为表面孔隙流施加到模型上。
3 结果分析 3.1 降雨入渗对无加筋路基的动力响应影响分析 3.1.1 对动应力峰值的影响图 5为无加筋路基各测点动应力峰值的变化曲线。图中曲线表明，未降雨前路基各测点的动应力峰值基本维持稳定，1#~6#测点分别为32.64，19.47，7.51，5.04，12.95 kPa和8.27 kPa。除4#测点外，降雨过程中，1#测点至6#测点的动应力峰值均有增大，1#测点及2#测点峰值增幅较明显，其余测点增幅较小，具体增幅分别为：8.95%(1#)，10.37%(2#)，11.05%(3#)，4.48%(5#)，4.72%(6#)。4#测点动应力峰值由5.04 kPa下降为4.84 kPa。
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| 图 5 降雨入渗作用下无加筋路基动应力峰值的变化 Fig. 5 Variation of peak dynamic stress of unreinforced subgrade under rainfall infiltration |
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上述结果表明，湿润状态下靠近荷载中心区域测点动应力峰值增大越为明显。降雨过后路基中的含水率增大，孔隙水压力增大，土颗粒之间的黏聚力减小，从而降低了颗粒对动力荷载的扩散能力，同一位置所分担的振动能量相应增加，动应力峰值也随之增大。4#测点因位于荷载作用的边缘位置，因路基含水率升高导致荷载扩散能力减弱，故其测点值出现减小的现象。降雨结束后，各测点动应力峰值逐渐减小并最终趋于稳定，但最终稳定值仍略大于降雨开始前的动应力峰值。
3.1.2 对路基工作区的影响在路基的某一深度Za处，当车轮荷载引起的垂直应力σz与路基土自重引起的垂直应力σb相比所占比例很小，仅为1/5~1/10时，该深度Za范围内的路基称为路基工作区。
图 6为各测点动应力峰值随路基深度的变化曲线。按照差分法，以动应力衰减90%作为交通荷载有效作用深度进行计算，可知降雨前荷载的有效作用深度为47.20 cm，根据相似比换算成实际深度约为165.21 cm。降雨后荷载的有效作用深度为47.84 cm，根据相似比换算成实际深度约为167.43 cm。可见降雨入渗不但使路基扩散顶部荷载的能力减弱，同时增大了荷载的影响范围。
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| 图 6 降雨入渗前后路基竖向动应力峰值随路基深度的变化 Fig. 6 Peak vertical dynamic stress of subgrade varying with subgrade depths before and after rainfall infiltration |
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3.2 土工格室加筋对路基动力响应的影响分析 3.2.1 对路基动应力峰值的影响
图 7为不同竖向深度, 不同水平分布范围内的动应力时程曲线。曲线表明各测点应力时程曲线与荷载的时程曲线变化趋势相同且周期频率相同，各测点间的间距较小，应力迟滞现象不明显。
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| 图 7 交通荷载作用下土工格室加筋路基的动应力时程曲线 Fig. 7 Curves of dynamic stress and time history of geocell reinforced subgrade under traffic load |
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图 8为各测点动应力峰值随深度的变化曲线。加筋后，1#，2#，3#测点对应动应力峰值分别减小了2.41%，5.60%，17.31%。由此可见，土工格室加筋层对整体的柔性筏基效应及网兜效应显著。
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| 图 8 土工格室加筋前后路基竖向动应力峰值随路基深度的变化 Fig. 8 Peak vertical dynamic stress of subgrade varying with subgrade depths before and after geocell reinforcement |
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3.2.2 对路基工作区的影响
加筋前荷载的有效作用深度为47.20 cm，根据相似比换算成实际深度约为165.21 cm。土工格室加筋后荷载的有效作用深度为42.18 cm，根据相似比换算成实际深度约为147.63 cm。土工格室加筋使路基扩散顶部荷载的能力增强，加速荷载的衰减和扩散，同时减小了荷载的影响深度。
3.3 降雨入渗对土工格室加筋路基动力响应的影响分析 3.3.1 对动应力峰值的影响与无加筋路基相同，在降雨入渗作用下，加筋路基各测点动应力峰值同样成增大趋势。降雨后，各测点动应力峰值逐渐减小并最终趋于稳定，但最终稳定值仍略大于降雨开始前的动应力峰值。
3.3.2 对路基工作区的影响图 9土工格室加筋路基各测点动应力峰值随路基深度的变化曲线。降雨前荷载的有效作用深度为42.18 cm，根据相似比换算成实际深度约为147.63 cm。降雨后荷载的有效作用深度为45.42 cm，根据相似比换算成实际深度约为158.97 cm。可见降雨入渗在加筋路基中同样增大了荷载的影响深度。
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| 图 9 降雨入渗前后加筋路基竖向动应力峰值随路基深度的变化 Fig. 9 Peak vertical dynamic stress of reinforced subgrade varying with subgrade depths before and after rainfall infiltration |
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3.3.3 交通荷载及降雨入渗作用下的土工格室加筋机理分析
图 10和表 5的数据表明，降雨入渗导致路基含水率升高，路基填料间的摩擦力和嵌锁力减弱，路基对上部荷载扩散能力减弱，同时增大了荷载的影响深度，具体表现为路基动应力增大以及路基工作区增加。而土工格室加筋路基因其加筋层的柔性筏基及网兜作用，增强了扩散上部荷载的能力，其三维限制作用加速了荷载的衰减，具体表现为路基动应力减小以及路基工作区变浅。
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| 图 10 各工况路基竖向动应力峰值随路基深度的变化 Fig. 10 Peak vertical dynamic stress of subgrade varying with subgrade depths under each working condition |
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| 1# 测点/kPa |
2#号测点/kPa | 3# 测点/kPa |
4# 测点/kPa |
5# 测点/kPa |
6# 测点/kPa |
路基工作区/cm | |
| 工况1 | 32.64 | 19.47 | 7.51 | 5.04 | 12.95 | 8.27 | 165.21 |
| 工况2 | 35.56 | 21.49 | 8.34 | 4.84 | 13.53 | 8.66 | 167.43 |
| 工况3 | 31.85 | 18.38 | 6.21 | 4.97 | 12.48 | 7.37 | 147.63 |
| 工况4 | 34.28 | 19.80 | 7.46 | 4.64 | 13.13 | 8.38 | 158.97 |
降雨条件下，加筋路基(工况4)与无加筋路基(工况2)相比，1#，2#，3#测点动应力分别减小了3.70%，7.86%，10.55%，路基工作区减小了5.05%。这说明采用土工格室加筋有效地减弱了降雨入渗引起的动应力增大以及路基工作区增加的问题。同时，虽然在降雨条件下加筋路基(工况4)的动应力要大于无降雨情况下的无加筋路基(工况1)，但其路基工作区却更小，这进一步说明土工格室加筋对提高路基扩散荷载能力的重要意义。
3.4 土工格室加筋层数对路基动力响应影响的数值分析 3.4.1 计算合理性验证数值仿真建立在诸多假设基础之上，因此要对数值模型的合理性进行验证。本研究通过数值模型的计算结果与模型试验的测试结果进行对比分析，加以验证。
图 11为路基竖向动应力峰值的实测值与计算值的比较图。无加筋无降雨路基(工况1)，计算值在路基顶面及路基深度1 m处与实测值吻合较好，在路基深度1 m范围内小于实测值。无加筋降雨路基(工况2)，在路基深度1 m范围内计算值与测试值吻合度较高。加筋无降雨路基(工况3)，在路基深度1 m范围内计算值略小于测试值。加筋降雨路基(工况4)，在路基深度1 m范围内计算值与测试值吻合度较高。总体来看，在降雨条件下，无加筋路基与加筋路基数值模拟计算值与实测值均吻合较好；在无降雨条件下，虽然无加筋路基及加筋路基实测值略大于计算值，但两者动应力在路基深度1 m范围内均呈快速衰减趋势，且4种工况下路基动应力大小规律符合实测结论，所以可验证此数值模型的合理性，可依此模型进行多工况分析。
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| 图 11 各工况路基竖向动应力峰值随路基深度变化的实测值与计算值 Fig. 11 Measured and calculated values of peak vertical dynamic stress of subgrade varying with subgrade depth under each working condition |
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3.4.2 加筋层数对路基动力响应的影响
建立无加筋, 1层土工格室加筋, 2层土工格室加筋及3层土工格室加筋的道路结构模型，计算分析在140 kN轴重，80 km/h交通荷载作用下路基的动力响应问题。
(1) 无降雨入渗情况
图 12为各加筋工况下路基竖向动应力峰值随路基深度的变化曲线。表 6为对应各工况下采用以动应力衰减90%为标准计算所得的路基工作区。与无加筋路基相比，加筋1层时，动应力最大值减幅6.40%；加筋2层时，动应力最大值减幅8.98%；加筋3层时，动应力最大值减幅10.44%。可知，路基动应力峰值与加筋层数成负相关，即加筋层数越多，动应力峰值越小。虽然动应力峰值与加筋层数成负相关，但随着加筋层数增加，动应力峰值的减小率变小。路基工作区深度与加筋层数同样成负相关。
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| 图 12 不同加筋工况下路基竖向动应力峰值随路基深度的变化(无降雨入渗) Fig. 12 Peak vertical dynamic stress of subgrade varying with subgrade depths under different reinforcement conditions (no rainfall infiltration) |
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| 工况 | 路基工作区/m |
| 无加筋 | 1.69 |
| 加筋1层 | 1.57 |
| 加筋2层 | 1.55 |
| 加筋3层 | 1.49 |
(2) 降雨入渗情况
图 13为各加筋工况下路基竖向动应力峰值随路基深度的变化曲线。表 7为对应各工况下采用以动应力衰减90%为标准计算所得的路基工作区。
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| 图 13 不同加筋工况下路基竖向动应力峰值随路基深度的变化(降雨入渗) Fig. 13 Peak vertical dynamic stress of subgrade varying with subgrade depths under different reinforcement conditions (rainfall infiltration) |
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| 工况 | 路基工作区/m |
| 无加筋 | 1.71 |
| 加筋1层 | 1.65 |
| 加筋2层 | 1.63 |
| 加筋3层 | 1.59 |
降雨后，与无加筋路基相比，加筋1层时，动应力最大值减幅2.46%；加筋2层时，动应力最大值减幅3.09%；加筋3层时，动应力最大值减幅3.10%。可知，降雨入渗与无降雨入渗情况下路基动应力峰值与加筋层数间的变化规律相同。路基工作区深度与加筋层数同样成负相关。
3.4.3 筋材拉应力图 14为各加筋工况下土工格室拉应力沿路基横向的变化曲线。当加筋1层时，荷载作用区域内土工格室的拉应力较大，越远离荷载作用区域其值较小。当加筋2层时，第1层土工格室拉应力较大，第2层相对较小。当加筋3层时，同样为第1层土工格室拉应力最大，其余2层拉应力相对较小。即在水平向或竖直向更靠近荷载作用区域的土工格室，其拉应力值越大。这表明对于交通荷载引起的土体变形主要由第1层土工格室起到限制作用。土工格室的拉应力变化规律同样可以解释动应力峰值与加筋层数成负相关，但随着加筋层数增加，动应力峰值的减小率却变小的现象。这是因为第1层土工格室拉应力较大，限制土体的作用较为明显，而其余的格室层由于土体位移较小，未发挥其全部作用。
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| 图 14 土工格室拉应力变化曲线 Fig. 14 Tensile stress curves of geocell |
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4 结论
(1) 降雨入渗引起路基含水率升高，路基土体扩散荷载能力减弱，路基动应力峰值受降雨入渗影响而增大，最大增幅为11.05%；降雨入渗在使路基扩散顶部荷载的能力减弱的同时，还增大了荷载的影响范围，幅值6.89 kN荷载作用下，降雨入渗使无加筋路基的路基工作区由1.65 m增加至1.67 m。
(2) 土工格室可在路基中产生柔性筏基效应及网兜效应，能有效减小路基的动应力，试验中最大减小幅度为17.31%。土工格室加筋可有效降低路基工作区深度。无降雨入渗，幅值6.89 kN荷载作用下，无加筋路基的路基工作区为1.65 m，而土工格室加筋路基的路基工作区为1.47 m。
(3) 在降雨入渗条件下，土工格室加筋路基的动应力峰值也呈增大趋势，但与相同条件下的无加筋路基相比，动应力峰值最大可减小10.55%。在降雨入渗条件下土工格室加筋路基的动应力虽大于无降雨情况下的无加筋路基，但其路基工作区深度却更小。
(4) 在相同条件下，路基动应力峰值及路基工作区深度均与加筋层数成负相关，但存在收敛性。在采用多层土工格室加筋路基时，最上部的土工格室层拉应力较大，限制土体的作用较为明显，而其余的格室层由于土体位移较小，未发挥其全部作用。
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