包承綱，汪明遠(yuǎn)，丁金華，3

(1.長(zhǎng)江科學(xué)院土工研究所，武漢 430010;2.中國(guó)水電顧問(wèn)集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，杭州 310024;3.浙江大學(xué)巖土工程研究所，杭州 310058)

1 加筋土工程設(shè)計(jì)中存在的問(wèn)題

自20世紀(jì)60年代，加筋土作為一種新的工程措施，正式登上土木工程的舞臺(tái)以來(lái)，迅速受到工程師的青睞，并被廣泛地應(yīng)用。但與許多其它工程技術(shù)一樣，加筋土的理論原理研究總是落后于實(shí)踐的發(fā)展，至今仍缺乏合理的設(shè)計(jì)方法，為此，不得已采用一些變通的或經(jīng)驗(yàn)的做法，但這樣做有時(shí)可能造成很大的誤差。

作為散體的土，當(dāng)其中加入加筋材料后，它的性質(zhì)發(fā)生了很大的變化，土體中顆粒的移動(dòng)受到了約束，它的整體性增強(qiáng)了，從而改變了土體中應(yīng)力和應(yīng)變的分布，破壞型式也發(fā)生了變化。然而由于對(duì)加筋土的機(jī)理認(rèn)識(shí)不足，當(dāng)分析加筋土結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性時(shí)，仍然沿用傳統(tǒng)非加筋土均勻土坡的圓弧法，只是在筋材的界面上增加一個(gè)摩擦力而已。顯然，這樣的算法不可能反映加筋土體的真實(shí)性狀，因?yàn)榻畈牡挠绊懖粌H僅是一個(gè)摩擦力的作用，而是改變了整個(gè)加筋土體的力學(xué)性狀。由此導(dǎo)致了加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的浪費(fèi)。國(guó)際土工合成材料學(xué)會(huì)前主席Richard.J.Bathurst等人對(duì)目前流行的加筋擋墻設(shè)計(jì)方法(如AASHTO的簡(jiǎn)化方法等)的保守性提出了嚴(yán)厲的批評(píng)［1］(R.J，Bathurst et，2005)。他們對(duì)現(xiàn)存的運(yùn)行良好的幾十個(gè)加筋擋墻實(shí)例進(jìn)行分析，認(rèn)為為滿(mǎn)足長(zhǎng)期穩(wěn)定需要的加筋量?jī)H為上面流行方法要求的一半左右，甚至有的僅為要求的1/8。這種簡(jiǎn)化方法在我國(guó)也頗為流行。為了建立一種新的合理方法，最需弄清的問(wèn)題就是加筋的機(jī)理，本文主要討論的正是采用拉拔試驗(yàn)探究土工格柵的加筋機(jī)理問(wèn)題。

研究加筋機(jī)理的一個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題，是要分析結(jié)構(gòu)物的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)及其變化過(guò)程，計(jì)算方法就是工作機(jī)理的公式表達(dá)。加筋土體中包含著土、筋材，還有筋材與土之間的界面，所以可認(rèn)為是三個(gè)相。分析加筋土體的機(jī)理，就要分別研究這三相的性狀，分析其中每一相所受的力、變形、應(yīng)力和應(yīng)變，同時(shí)探究三相之間的相互作用。其中，弄清界面的特性對(duì)了解加筋土的工作機(jī)理尤為重要。以下先對(duì)土工格柵的特性以及格柵與土之間的界面性狀進(jìn)行分析，爾后再研究整個(gè)加筋土體的性狀。

2 土工格柵的特性

目前巖土工程中的加筋材料主要是土工格柵，其中尤以單向格柵應(yīng)用最廣，雙向格柵和三向格柵也有應(yīng)用?，F(xiàn)在分析一下，單向土工格柵(圖1)是如何起加筋作用的。

格柵對(duì)土體的加筋作用來(lái)自于格柵對(duì)土的摩阻力，它約束了土顆粒的移動(dòng)。該摩阻力由3部分組成:縱肋條(Longitudinal rib)與土的摩擦力，橫肋條(Transverse rib or Transverse bearing member)與土的摩擦力，以及橫肋條(包括橫肋結(jié)點(diǎn))與土的咬合力(bearing resistance)。前兩者取決于縱、橫肋條的面積和筋材與土之間界面的摩擦系數(shù);而后者除與土粒粒徑組成有關(guān)外，主要取決于橫肋及其結(jié)點(diǎn)的面積、厚度以及橫截面的形狀(橫肋結(jié)點(diǎn)的厚度往往大于橫肋條的厚度)(Wilson-Fahmy R F，Koerner R M 和Sansone L J(1994)［2］及包承綱，2008)［3］。

試驗(yàn)表明，在剛開(kāi)始受力時(shí)，土體變形不大(土粒移動(dòng)不大)，此時(shí)，摩擦力占摩阻力的主要部分，但隨著變形的增大，咬合力很快顯露，當(dāng)達(dá)峰值時(shí)，咬合力就是主要部分了(可能達(dá)80%以上)，而摩擦力則占較小的份額(如圖2)?？梢?jiàn)，如何使格柵具有較大的咬合力，是土工格柵設(shè)計(jì)的主要原則之一。格柵的這種工作機(jī)理可以從Palmiera(2007)［4］的研究中得到說(shuō)明，如圖3所示。Dyer(1985)采用光彈法觀察加筋格柵承荷桿件周?chē)膽?yīng)力分布情況的光彈試驗(yàn)也證實(shí)了這種分析，如圖4所示。

圖1 單向格柵的平面結(jié)構(gòu)Fig.1 Uniaxial geogrid(plane)

圖2 格柵摩阻力的組成Fig.2 Composition of geogrid’s frictional resistance

圖3 格柵摩阻力作用示意Fig.3 Schematic of geogrid’s frictional resistance action

圖4 格柵周?chē)鷳?yīng)力分布照片F(xiàn)ig.4 Stress distribution in soils around the geogrid

橫肋的咬合力擾動(dòng)了界面及界面兩側(cè)一定范圍土體內(nèi)的顆粒，促使它們移動(dòng)、滾動(dòng)、錯(cuò)動(dòng)甚至剪破，于是就產(chǎn)生了抗力，導(dǎo)致加筋土體強(qiáng)度的提高。由此知道，筋材加筋的機(jī)理，不僅僅是界面摩擦的直接影響，而且更由于界面上下一定厚度的土體被調(diào)動(dòng)而造成的間接加固作用。橫肋之間保持一定距離，是為了防止各個(gè)橫肋的影響范圍互相干擾而設(shè)定的。在每條橫肋的影響范圍互不干擾的情況下，橫肋的間距小些，格柵的總咬合力就會(huì)大些。Palmeira等(1989)的試驗(yàn)也表明，土工格柵橫肋間距、橫肋間距與橫肋邊長(zhǎng)(或直徑)之比、橫肋間距與土體平均粒徑之比等對(duì)峰值拉拔力及界面應(yīng)力－位移關(guān)系有明顯影響。

表1 土工格柵的力學(xué)指標(biāo)Table 1 Mechanical properties of geogrid

其次，從上面的敘述還可以想到，格柵的厚度對(duì)加筋效果也會(huì)有很大的影響。以PE80(1)和PE80(2)為例，當(dāng)兩者在相同的填土和試驗(yàn)條件下進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，后者的拉拔力要比前者大30%～35%，而且達(dá)到峰值的相對(duì)位移較小，界面的切向剛度較大(圖5、表2)。

圖5 2種土工格柵的單寬拉拔力與筋土相對(duì)位移關(guān)系曲線Fig.5 Curves of unit pullout force vs.relative displacement between soil and reinforcement

表2 2種PE80單向拉伸土工格柵的幾何尺寸Table 2 Sizes of two kinds of uniaxial geogrid PE80

格柵摩阻力的發(fā)揮還與荷載有關(guān)，D.T.Bergado等(1994)認(rèn)為，低法向應(yīng)力下土工格柵的拉拔阻力主要由筋土表面摩擦力提供;較高法向應(yīng)力下，抗拔力以橫肋阻力為主。

3 筋材與土界面的特性研究

筋材與土的界面可以看作加筋土中獨(dú)立的一個(gè)相，界面特性的研究是了解加筋機(jī)理的重要依據(jù)。這里采用與筋材在土中的工作狀態(tài)較為接近的拉拔試驗(yàn)進(jìn)行研究。

3.1 拉拔試驗(yàn)

拉拔試驗(yàn)采用大型疊環(huán)式剪切儀進(jìn)行(圖6)，

圖6 大型疊環(huán)式剪切儀Fig.6 Large multi-ring shear apparatus

試樣尺寸為600mm×600mm×600mm。

試驗(yàn)的土料系壓實(shí)風(fēng)化膨脹巖(土)，加筋材料采用高密度聚乙烯(HDPE)單向格柵，單向格柵試樣包含有2個(gè)完整網(wǎng)格和3條橫肋，多種傳感器用來(lái)量測(cè)拉拔荷載、各條橫肋的位移量、各個(gè)疊環(huán)的位移等參數(shù)。

3.2 界面特性分析

典型的拉拔試驗(yàn)成果如圖7所示，圖中橫坐標(biāo)為時(shí)間(對(duì)于等應(yīng)變?cè)囼?yàn)，即是拉拔位移)，此即為拉拔力與位移關(guān)系曲線。圖中，單寬拉拔力存在一個(gè)峰值，大約出現(xiàn)在拉拔時(shí)間50～70min(相當(dāng)于位移15～21mm)左右，U1，U2，U3分別代表橫肋 1，2，3 的位移?？煽闯觯煌瑱M肋位移的啟動(dòng)時(shí)間是不同的，在高法向荷載下尤其明顯，在50kPa下3條橫肋開(kāi)始啟動(dòng)的位移各為3，5，6mm，但在200kPa和400kPa下，其值均分別為3，8，15mm。由此可知，拉拔試驗(yàn)中格柵各點(diǎn)的位移是不同的，當(dāng)U1發(fā)生位移而U2=0時(shí)，橫肋1與橫肋2之間的格柵被拉長(zhǎng)，此時(shí)橫肋3尚未受力;一旦U3啟動(dòng)后，此時(shí)整個(gè)格柵試樣都有位移了，表明格柵已全部受力?？梢酝茰y(cè)，此時(shí)的位移不僅有格柵的伸長(zhǎng)，也有格柵的平移。

曲線(U2－U3)代表橫肋2與橫肋3之間的伸長(zhǎng)，對(duì)于荷載200kPa情況，當(dāng)超過(guò)60min以后，該曲線的變化趨緩，接近 90min后(相當(dāng)于位移27mm)曲線變平;對(duì)于400kPa情況，相應(yīng)的值為120min(位移36mm)，此時(shí)，格柵只有平移而沒(méi)有伸長(zhǎng)了。對(duì)應(yīng)于拉拔力，則也已基本達(dá)到穩(wěn)定值，說(shuō)明加筋的作用已發(fā)揮到極限。

從上分析可知，格柵在拉拔中的受力有一個(gè)漸進(jìn)的過(guò)程，界面的屈服也是一個(gè)漸進(jìn)的過(guò)程，U1的發(fā)生，說(shuō)明第一橫肋點(diǎn)的屈服，依此類(lèi)推，而整個(gè)格柵的平移反映了界面的完全屈服。格柵的剛性越低，格柵越容易伸長(zhǎng)，這種漸進(jìn)過(guò)程就越顯著，因此，格柵的剛性(模量)與它的加筋功能的發(fā)揮密切相關(guān)，但格柵模量值的重要性在以往是認(rèn)識(shí)不足的。

從圖7的3個(gè)曲線圖還可發(fā)現(xiàn)，在小的垂直荷載下(50kPa)，3條(U－時(shí)間)曲線十分靠近，表明3條橫肋的啟動(dòng)時(shí)間一致，也說(shuō)明它們的受力情況比較均勻。相反，當(dāng)荷載較大時(shí)(大于200kPa)，這種不均勻性就增加了，換言之，荷載越大，格柵不同部位的不均勻性越大，屈服的漸進(jìn)過(guò)程也越顯著，同時(shí)也說(shuō)明，荷載越大，格柵充分發(fā)揮加筋作用的位移也越大?？芍疾旄駯诺募咏顧C(jī)理還必須注意垂直荷載的大小。

圖7 不同荷載下拉拔力與拉拔位移和各橫肋位移關(guān)系曲線Fig.7 Relation curves of pullout force vs.pullout displacement of geogrid vs.each crosswise rib under different pressures

3.3 界面的強(qiáng)度

不同荷載下界面平均摩阻力與筋材位移的關(guān)系示于圖8。

圖8 界面平均摩阻力與筋材位移關(guān)系Fig.8 Relation curves of average frictional resistance at the interface vs.displacement of reinforcement

從圖8看到，界面的應(yīng)力應(yīng)變曲線峰值不很明顯，當(dāng)曲線達(dá)到最大值后，進(jìn)入塑性變形狀態(tài)。但在其他幾組試驗(yàn)中，應(yīng)力應(yīng)變曲線基本上屬應(yīng)變硬化型。若以筋材與土的位移的平均值((U1+U3)/2)為橫坐標(biāo)，則幾組不同含水量與干容重試樣的平均拉拔力與平均相對(duì)位移的曲線如圖9所示(試驗(yàn)組別參看表3)。

圖9 平均拉拔力與平均相對(duì)位移關(guān)系曲線Fig.9 Relation curves of average pullout force vs.average relative displacement

從中可看出，填土的含水量較高時(shí)，應(yīng)力應(yīng)變曲線接近彈塑性性狀;含水量較低時(shí)，硬化型的特征比較明顯。

界面的強(qiáng)度曲線為一直線，填土濕度主要影響似凝聚力，而干密度則更多地影響似摩擦角，如表3，表中也列出了不同類(lèi)型格柵的有關(guān)數(shù)據(jù)，其說(shuō)明將在稍后進(jìn)行。

表3 不同填土狀態(tài)、不同格柵類(lèi)型的界面強(qiáng)度參數(shù)Table 3 Strength parameters of the interface of several geogrids

3.4 界面上的法向應(yīng)力和剪應(yīng)力

前面敘及，界面的特性取決于界面上的應(yīng)力和應(yīng)變，界面屈服過(guò)程的漸進(jìn)性和不均勻性反映的是應(yīng)力應(yīng)變的變化及其不均勻性。界面上的應(yīng)力分析采用數(shù)值模擬方法進(jìn)行。

根據(jù)拉伸曲線(圖10)，并考慮到工程中格柵的應(yīng)變不會(huì)很大，故格柵以線性材料模擬。

根據(jù)拉拔試驗(yàn)，當(dāng)上覆荷載不大于200kPa時(shí)，界面的特性接近彈塑性特性，故界面以理想彈塑性模擬之，且當(dāng)界面摩阻力小于抗剪強(qiáng)度時(shí)，它與筋材相對(duì)位移為線性關(guān)系。

界面的抗剪強(qiáng)度符合摩爾－庫(kù)倫準(zhǔn)則，強(qiáng)度參數(shù)如表3。數(shù)值模擬的對(duì)象為一土工格柵在膨脹土中的拉拔過(guò)程，以與拉拔試驗(yàn)成果對(duì)比。填土尺寸為60cm×60cm×60cm，格柵置于其間，寬45cm，埋入土中長(zhǎng)度為59cm。填土頂部施加均布荷載。數(shù)值模型網(wǎng)格如圖11，坐標(biāo)x軸為格柵拉出方向。拉拔結(jié)束時(shí)填土中豎向應(yīng)力分布的云圖示于圖11。

圖10 PE80單向格柵拉伸曲線Fig.10 Tension curve of uniaxial geogrid PE80

圖11 拉拔結(jié)束時(shí)填土中豎向應(yīng)力分布云圖(上覆荷載50 k Pa，云圖中數(shù)字系壓力大小)Fig.11 Distribution of vertical stresses in reinforced soil at the end of pullout test(pressure=50kPa)

土中的格柵在界面屈服時(shí)的法向應(yīng)力分布如圖12(a)和12(b)所示?？梢?jiàn)法向應(yīng)力分布并不均勻，拉拔端較小，而最大值靠近末端(自由端)，最大與最小相差25%左右。但這種不均勻是在拉拔試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)展的，如圖12(c)所示，這可能與試驗(yàn)裝置的結(jié)構(gòu)有關(guān)。

不難想象，法向應(yīng)力的不均勻，也會(huì)使界面的摩阻力不均勻，從界面摩阻力分布的等值線看出(圖中未表明)，靠近非拉拔端的摩阻力大些，為36.8kPa，而接近拉拔端的值為33.8kPa，相差 10%左右。但是這個(gè)不均勻性與上覆壓力有關(guān)，上覆壓力越大，不均勻性也越大。這與前面試驗(yàn)表明的界面的屈服是一個(gè)漸進(jìn)過(guò)程的結(jié)論是一致的。

然而，界面摩阻力的分布并不代表筋材本身所受應(yīng)力的分布，研究表明，拉拔試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，格柵的水平應(yīng)力以拉拔端為最大，向自由端逐漸變小。由此必然導(dǎo)致格柵本身的應(yīng)變也是拉拔端最大，自由端最小，圖13示出了拉拔試驗(yàn)結(jié)束時(shí)格柵的拉伸變形分布。

圖12 格柵在界面屈服時(shí)的法向應(yīng)力分布Fig.12 Normal stress distribution when the geogrid yields at interface

圖13 拉拔試驗(yàn)結(jié)束時(shí)格柵的變形分布Fig.13 Deformations of geogrid at the end of pullout test

可見(jiàn)，上覆荷載越大、格柵厚度越小，格柵的拉伸變形量越大，但該拉伸變形在拉拔端最大，漸變至自由端為零，故筋土相對(duì)位移沿筋材分布逐漸變小。

4 加筋土的性狀研究

研究采用三軸試驗(yàn)和數(shù)值分析方法進(jìn)行，也考慮工程實(shí)際的性狀。

試驗(yàn)的填土采用膨脹性泥灰?guī)r風(fēng)化土，筋材采用PET雙向格柵，試樣尺寸為101mm×200mm，對(duì)不同加筋層數(shù)的土樣進(jìn)行了無(wú)側(cè)限和固結(jié)不排水試驗(yàn)，以研究它們的應(yīng)力應(yīng)變、破壞模式、加筋效果和強(qiáng)度的影響因素，并與相應(yīng)的未加筋土作比較。

圖14為無(wú)側(cè)限試驗(yàn)的應(yīng)力應(yīng)變曲線，可見(jiàn)，加筋對(duì)土的應(yīng)力應(yīng)變性狀有很大的改變，應(yīng)變軟化程度隨筋材層數(shù)的增加而減弱，峰值應(yīng)變隨筋材層數(shù)的增加而增加，表明土體抵抗破壞的能力顯著增強(qiáng)。同時(shí)，強(qiáng)度峰值的大小也隨層數(shù)加多而增大，尤其當(dāng)筋材由1層增至3層時(shí)。但加筋層數(shù)對(duì)切向剛度的影響有限，因?yàn)楫?dāng)應(yīng)變小于0.5%時(shí)，不同層數(shù)的曲線幾乎重疊在一起。還應(yīng)指出，上述特性還與土的含水量關(guān)系密切，含水量較低時(shí)(低于該土的最優(yōu)含水量15%時(shí))，這種特性更顯著，但當(dāng)含水量超過(guò)最優(yōu)含水量后，加筋層數(shù)的影響就削弱了。土的密度也影響加筋土的強(qiáng)度，但這種影響只有在3層加筋后才表現(xiàn)得比較明顯，在1層加筋時(shí)變化不大。加筋土的破壞模式的典型形狀如圖15所示。

圖14 無(wú)側(cè)限壓縮試驗(yàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線(不同加筋層數(shù))Fig.14 Stress-strain curves of unconfined compression test on reinforced soil

圖15 不同層數(shù)加筋土無(wú)側(cè)限試驗(yàn)試樣破壞形態(tài)Fig.15 Failure patterns of reinforced soil specimens with different layers of geogrids after unconfined compression test

從圖中看出，加筋土的破壞形態(tài)與均勻的無(wú)加筋土不同，受筋材阻隔，連續(xù)的破裂面變?yōu)槎鄬有∑屏衙妫嚇拥膫?cè)向鼓脹不明顯，抗剪切的能力也因此增強(qiáng)?？梢?jiàn)，對(duì)實(shí)際土坡，如果土中的筋材未被剪斷，則通過(guò)筋材的滑弧是不可能形成的，故常規(guī)的土坡穩(wěn)定滑弧分析法，需作研究。

有側(cè)限的固結(jié)不排水剪試驗(yàn)和固結(jié)排水剪試驗(yàn)的應(yīng)力應(yīng)變曲線示于圖16。可以看出，CU未加筋的曲線一般呈現(xiàn)彈塑性特性或輕微硬化特性，加筋土則屬應(yīng)變硬化型，強(qiáng)度的峰值也隨加筋層數(shù)有所提高;而CD則均呈硬化特性，只是其硬化程度隨加筋而提高。強(qiáng)度參數(shù)也與加筋層數(shù)有關(guān)(見(jiàn)圖17)，只是似凝聚力的影響似乎更大些。

加筋土的這些特征是與加筋后土體應(yīng)力應(yīng)變情況的變化有關(guān)的。由數(shù)值分析所得的成果進(jìn)一步驗(yàn)證了上述的認(rèn)識(shí)。未加筋土及加筋土破壞點(diǎn)的剪應(yīng)變率分布見(jiàn)圖18，定義剪應(yīng)變率為單元廣義剪應(yīng)變與單元尺度之比，可較準(zhǔn)確反應(yīng)土體中剪切帶分布與破壞模式。

圖16 加筋膨脹土三軸試驗(yàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.16 Stress-strain curves of triaxial test on reinforced expansive soil

圖17 加筋層數(shù)對(duì)強(qiáng)度參數(shù)的影響Fig.17 Influence of reinforcement layers on soil strength parameters

圖18 不同加筋層數(shù)加筋土破壞狀態(tài)下的剪切帶Fig.18 Shear zones of reinforced soil with different reinforcement layers during failure

不難發(fā)現(xiàn)，未加筋土體有2條貫穿的對(duì)稱(chēng)剪切帶，剪應(yīng)變明顯集中于剪切帶內(nèi)，2條剪切帶交匯處，即土體中心位置的剪應(yīng)變率最大，土體破壞時(shí)具有明顯的貫穿剪切面，與上述的試樣實(shí)際破壞情況一致。在土體中部加1層土工格柵后，加筋土剪切帶的發(fā)展受到抑制;筋材阻斷了貫穿的對(duì)稱(chēng)剪切帶，在筋材上下部位各形成2條對(duì)稱(chēng)的剪切帶，且其破壞時(shí)的剪切帶剪應(yīng)變率明顯大于未加筋土?？梢?jiàn)，加筋對(duì)土體應(yīng)力場(chǎng)的影響很大，它改變了土體的破壞模式，并引起土體承載能力的提高。對(duì)2層加筋土體，剪切帶出現(xiàn)在2層土工格柵所夾的中部，而當(dāng)筋材層數(shù)更多時(shí)，加筋作用使土體的破壞荷載及其對(duì)應(yīng)的應(yīng)變得以較大提高，破壞時(shí)土體內(nèi)大部分區(qū)域的剪應(yīng)變率明顯較小，土體無(wú)明顯剪切破壞面。

反映在土體的變形上，水平變形因筋材的約束，使水平變形等值線在筋材部位出現(xiàn)拐彎點(diǎn)(圖19(a))，顯示土工格柵對(duì)土體側(cè)向變形有明顯的約束效果，數(shù)值上，加筋土的最大水平變形比未加筋的減少，其范圍也縮小;而試樣的豎向變形則因筋材的“張力膜”效應(yīng)，使其不均勻程度有所降低(圖19(b))。

圖19 加筋土試樣破壞時(shí)的變形Fig.19 Horizontal and vertical deformations of reinforced soil specimen during failure

總之，土體加筋后其應(yīng)力應(yīng)變特性發(fā)生了改變，隨變形的增加加筋土往往不發(fā)生軟化，即使有時(shí)出現(xiàn)峰值，其對(duì)應(yīng)的應(yīng)變也較大。筋材的存在改變了土體破壞的形狀，剪切帶不再連續(xù)或者在筋材之間形成多條剪切帶，從而使土體抵抗剪切破壞的能力增強(qiáng)了。

5 加筋機(jī)理研究

由以上分析可知，筋材的作用主要是通過(guò)筋材與填土之間的界面對(duì)土體的約束而發(fā)生的。界面上的摩阻力阻止了土體的過(guò)大側(cè)向位移，并改變了整個(gè)土體的應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)，從而改變了土體的破壞模式。筋材的存在阻斷了或改變了圓弧滑動(dòng)面的發(fā)展，剪切帶的形狀也會(huì)發(fā)生很大的改變，這些都有助于土體抵抗破壞能力的增強(qiáng)。

加筋機(jī)理的研究曾有不少文章發(fā)表，筆者在幾年前也對(duì)此做過(guò)專(zhuān)門(mén)的討論。在該文中，筆者提出了加筋的機(jī)理為:＇界面的直接加筋作用和界面兩側(cè)一定范圍的土體由于應(yīng)力場(chǎng)的變化而引起的間接影響帶，即間接加固作用＇的觀點(diǎn)。這里再根據(jù)近來(lái)得到的一些成果，對(duì)加筋機(jī)理作進(jìn)一步的分析。

圖20是一個(gè)很有說(shuō)服力的試驗(yàn)成果。該試驗(yàn)是在疊環(huán)式拉拔試驗(yàn)儀上完成的(與第2節(jié)所述相同)。當(dāng)置于試樣中間的格柵受拉時(shí)，界面上下的所有疊環(huán)均被帶動(dòng)，而產(chǎn)生一定的位移量。此即表明，筋材周?chē)耐馏w顆粒也在發(fā)生移動(dòng)、翻滾、錯(cuò)動(dòng)等變化，不管法向壓力是50kPa還是300kPa，它的影響范圍都在30cm(儀器尺寸所限)或者更大一些［5］。為了弄清這個(gè)機(jī)理，汪明遠(yuǎn)［6］進(jìn)行了加筋土體的位移場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變的數(shù)值分析，圖21為拉拔時(shí)格柵位移矢量的分布圖。

圖20 拉拔試驗(yàn)中各個(gè)疊環(huán)的側(cè)向位移分布Fig.20 Horizontal displacements of rings in pullout test

圖21 加筋土位移矢量豎向分布Fig.21 Vertical distribution of displacement vectors of reinforced soil

位移矢量的分布是與應(yīng)力和應(yīng)變分布有關(guān)的，圖22系2層加筋試樣的應(yīng)變和應(yīng)力分布，應(yīng)變的分布與應(yīng)力的分布對(duì)應(yīng)得很好。

還可以看出，在拉拔過(guò)程中，土體的剪應(yīng)力在界面附近集中，改變了土體的應(yīng)力場(chǎng)，導(dǎo)致破壞模式的變化，并提高了土體的強(qiáng)度。同時(shí)，界面摩阻力引起土體中最小主應(yīng)力增大，使加筋土的強(qiáng)度和承載能力提高，在應(yīng)力應(yīng)變曲線上則呈現(xiàn)應(yīng)變硬化特征。在界面摩阻力發(fā)展過(guò)程中，因應(yīng)力狀態(tài)變化，界面在屈服后界面上的摩阻力又再度升高，使加筋土呈硬化特征，如圖23所示，加筋層數(shù)越多，硬化程度越高，但圍壓越大，加筋對(duì)于土體強(qiáng)度提高的效果越不明顯。

圖22 2層加筋土破壞時(shí)的剪應(yīng)變、剪應(yīng)力的分布Fig.22 Distribution of shear stress and shear strain of reinforced soil with 2 layers of geogrids during failure

圖23 加筋土的荷載與位移關(guān)系曲線Fig.23 Relation curves of pressure vs.displacement of reinforced soil

通過(guò)大量計(jì)算分析，對(duì)加筋在風(fēng)化黏性土體中的影響范圍有了一些概念:加筋對(duì)最小主應(yīng)力的影響區(qū)域?yàn)?5～40cm;對(duì)剪應(yīng)力的影響區(qū)域?yàn)?0～25cm;加筋導(dǎo)致主應(yīng)力方向偏轉(zhuǎn)的區(qū)域?yàn)?0～25cm，對(duì)土工格柵加筋膨脹土，加筋對(duì)水平位移的影響區(qū)域?yàn)?0～45cm?？偟目磥?lái)，筋材在加筋土體中的影響范圍大致在30cm左右，與上述的試驗(yàn)結(jié)果基本一致。這個(gè)數(shù)值對(duì)筋材間距的選擇有了一個(gè)依據(jù)。不難想象，這個(gè)影響區(qū)域與填土的強(qiáng)度、界面的強(qiáng)度、界面的切向剛度(荷載－拉拔位移曲線起始段的斜率)、荷載的大小、受荷的方式等諸多因素有關(guān)。

這些成果進(jìn)一步驗(yàn)證了筆者在2006年提出的對(duì)加筋機(jī)理的分析［7］。

6 結(jié)論

(1)加筋機(jī)理的研究是提出合理設(shè)計(jì)方法的基礎(chǔ)。拉拔試驗(yàn)是弄清筋材加筋機(jī)理的有用工具。在加筋機(jī)理研究中，界面特性的研究具有重要意義;

(2)筋材在拉拔時(shí)，其作用的發(fā)揮是漸進(jìn)的，各部分的應(yīng)力和應(yīng)變是不均勻的，接近著力點(diǎn)部分的界面先屈服，其后該部分的筋材與土體發(fā)生相對(duì)位移。當(dāng)筋材全長(zhǎng)都屈服時(shí)，筋材只有相對(duì)于土體的平移;

(3)土工格柵與土界面的摩阻力由3部分組成:縱肋條與土的摩擦力、橫肋條與土的摩擦力，以及橫肋條(包括橫肋結(jié)點(diǎn))與土的咬合力。咬合力的比例隨筋材變形的增大而增加;

(4)加筋的作用主要在于通過(guò)筋材與填土之間的界面對(duì)土體的約束而發(fā)生的，界面上的摩阻力阻止了土體的過(guò)大側(cè)向位移，并改變了整個(gè)土體的應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)，從而改變了土體的破壞模式;

(5)從加筋機(jī)理分析可知，界面產(chǎn)生了2方面的影響:界面本身的摩阻力對(duì)土體側(cè)向變形的約束作用和對(duì)筋材兩側(cè)一定范圍內(nèi)土體的應(yīng)力狀態(tài)的改變。前者可稱(chēng)為直接加筋作用，而后者可視為對(duì)土體的間接加固作用。這表明，原來(lái)認(rèn)為加筋是筋材單純摩擦作用的觀點(diǎn)是不全面的;

(6)上述研究將為建立加筋土設(shè)計(jì)的合理方法提供依據(jù)，有關(guān)成果將另文發(fā)表。

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