杜運興，劉輝，周芬

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混合加筋土擋墻的力學性能

杜運興，劉輝，周芬

(湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410082)

采用縮尺模型試驗研究混合加筋土擋墻的力學性能。以鋼砂作為模型填料，探討縮尺模型試驗的相似比問題。對墻面板水平位移、擋墻頂部沉降、玻纖格柵應變和墻背土壓力進行研究，并將試驗結果與普通加筋土擋墻的測試結果進行對比分析。對混合加筋土擋墻中預應力筋的預拉力作用機理進行解釋。研究結果表明：相對于普通加筋土擋墻，填筑完成時混合加筋土擋墻的均墻面板水平位移減小51.6%；在頂部堆載作用下，混合加筋土擋墻的平均墻面板水平位移增量和平均墻頂沉降分別減小89.4%和73.6%；預應力筋的預拉力能減小與其相鄰層的玻纖格柵應變。

土壓力；預拉力；混合加筋土擋墻；模型試驗；力學性能

加筋土技術是一種常用于增加填方穩(wěn)定性及減少填方變形的技術。該技術出現(xiàn)于20世紀60年代，經(jīng)過半個多世紀的發(fā)展，加筋土技術得到廣泛研究與推廣[1?4]。李運成等[5]通過9個工況的靜載試驗對剛性基礎下土工格柵加筋碎石墊層的變形特性進行了研究，發(fā)現(xiàn)加筋碎石層的變形模量隨著土工格柵鋪設位置的上移而增大；SU等[6]發(fā)現(xiàn)在長期荷載作用下，墻面板背部土壓力隨覆土高度增大而增大，其值介于主動土壓力和靜止土壓力之間，筋帶應變沿筋帶受力方向的分布呈非線性發(fā)展；BILGIN[7]通過公式推導與試驗驗證相結合的方法得出了擋墻高度、頂部荷載以及填料性能等對擋墻加筋的控制長度和主要破壞類型的影響。從作用機理看，加筋土中加筋材料約束填料是一種被動作用。加筋土在豎向荷載作用時，加筋材料對填料產(chǎn)生水平約束，從而對填料起到加固作用[8?10]。無黏結預應力加筋土技術由預應力筋、墻面板、側壓板及填料構成，其中預應力筋兩端分別與側壓板、墻面板連接，填筑完成后可以對預應力筋進行張拉，使側壓板和墻面板之間的填料產(chǎn)生水平約束，從而提高該位置填料的承載力和整體性。與普通加筋土技術相比，無黏結預應力加筋土技術可以進一步減小擋墻的水平變形和豎向變形，且可以根據(jù)實際需要控制和調(diào)整預拉力水平，適用性較好。普通加筋土擋墻雖然側向變形相對較大，但其具有成本低、施工簡單的優(yōu)點?；旌霞咏钔翐鯄o黏結預應力筋和玻纖格柵交替布置，兼具經(jīng)濟性和適用性優(yōu)勢。混合加筋土擋墻中起主要作用的是無黏結預應力筋，若無黏結預應力筋過短，則擋墻可能會產(chǎn)生較大的變形，不僅達不到主動約束的效果，甚至會發(fā)生整體破壞；若無黏結預應力筋過長，則浪費加筋材料。因此，合理地布置無黏結預應力筋成為混合加筋土擋墻的關鍵技術問題之一。現(xiàn)有研究成果[11?13]表明：普通加筋土擋墻在中上部的變形較大。為了有效控制擋墻中上部的水平變形，防止擋墻發(fā)生整體滑動破壞，保證擋墻的整體穩(wěn)定性，在設計試驗工況時，將第3層無黏結預應力筋布置得較長，為墻高的1.0倍。為了節(jié)約成本，將其余各層加筋長度布置得較短，以維持擋墻的局部穩(wěn)定性。為了研究這種混合加筋土擋墻的力學性能，并了解預拉力作用機理，采用鋼砂作為填料，用增大填料密度的方法對普通加筋土擋墻和混合加筋土擋墻分別進行縮尺模型試驗。

1 模型試驗

1.1 模型相似比

采用量綱分析法對本模型試驗應滿足的相似關系進行推導[14?15]。

選取模型相關參數(shù)如下：填料密度；重力加速度；擋土墻高度；填料的黏聚力；填料的內(nèi)摩擦角；泊松比；填料的彈性模量；加筋材料的抗拉強度；擋墻中的力。由相似第二定理，有函數(shù)關系式

選擇，和作為量綱獨立的基本量，將上式量綱一化得

方程有9個物理量，其中有6個量綱一量，得到以下相似準則：1=/(，2=，3=，4=/()，5=/(gh)，6=/(3)。

推得本試驗的相似比如表1所示。

表1 模型試驗相似比

1.2 試驗材料的選取

1.2.1 鋼砂填料

模型試驗填料選用鋼砂，增加填料密度。為了獲取更大密度和更合理的強度參數(shù)，模型試驗采用的填料是將2種鋼砂按照一定質(zhì)量比均勻混合得到。這2種鋼砂的力學參數(shù)見表2，級配曲線見圖3。采用粗鋼砂與細鋼砂質(zhì)量配比的范圍定在為1:1至2:1，2種將不同質(zhì)量比例的鋼砂均勻混合，測試相應混合材料的密度及內(nèi)摩擦角?；旌虾蟛牧系膮?shù)變化曲線如圖1所示。圖1中，豎軸為歸一化量值，它表示測試參數(shù)(密度、內(nèi)摩擦角)與2種鋼砂相應參數(shù)的平均值之比，水平軸為混合質(zhì)量比(粗鋼砂與細鋼砂質(zhì)量比)。測試結果表明：隨著混合比增大，內(nèi)摩擦角基本上單調(diào)增大，而密度曲線則出現(xiàn)單個峰值，此時，混合質(zhì)量比為1.3:1.0，與該比例對應的內(nèi)摩擦角為28.7°。這個內(nèi)摩擦角在密實中砂的內(nèi)摩擦角范圍內(nèi)，故選該混合比1.3:1.0為縮尺模型試驗填料配制的混合質(zhì)量比，配制的材料參數(shù)見表3，鋼砂的級配曲線見圖2。由于混合鋼砂的密度為5.305 g/cm3，大致相當于普通密實中砂的3倍，縮尺模型可以模擬尺寸為其3倍的原型，故幾何相似比取3。

表2 鋼砂力學參數(shù)

1—密度；2—內(nèi)摩擦角。

1—細鋼砂；2—試驗用鋼砂；3—粗鋼砂。

表3 填料參數(shù)

1.2.2 加筋材料

加筋材料包括玻纖格柵和無黏結預應力筋。玻纖格柵的力學參數(shù)如表4所示。

無黏結預應力筋由鋼絞線和PVC管構成。將鋼絞線穿過PVC管，并保證預應力筋可在管內(nèi)自由滑動，且不與填料接觸。試驗所用鋼絞線公稱直徑為 5.8 mm，破斷拉力為20.7 kN。

表4 玻纖格柵力學性能

1.2.3 墻面板

縮尺模型采用的墻面板為預制鋼筋混凝土板，墻面板凈長度×凈寬度×厚度為250 mm×250 mm×40 mm，墻面板四周的搭接寬度為20 mm，搭接位置板厚變?yōu)?0 mm。

1.2.4 玻纖格柵與鋼砂的相互作用

玻纖格柵與鋼砂間的相互作用是加筋土工作的基礎，縮尺模型試驗要求的鋼砂與玻纖格柵的相互作用應與中砂與玻纖格柵的相互作用一致。根據(jù)苗晨曦 等[16]的研究結果可知，界面顆粒速度場可即時反映筋土相互作用，在一定粒徑范圍內(nèi)，格柵加筋性能主要取決于顆粒體系比表面積。因此，格柵加筋性能主要與顆粒的幾何特性有關，而與顆粒材質(zhì)關系不大。在本試驗中，控制鋼砂的曲率系數(shù)、不均勻系數(shù)及內(nèi)摩擦角可以滿足這一要求。

1.3 試驗方案

模型試驗的模型箱長度×寬度×高度為1.50 m× 0.75 m×1.75 m。模型箱的三側為鋼框架，內(nèi)側布置鋼化玻璃，一側布置墻面板。模型由5層墻面板豎向搭接構成，總高度為1.25 m，每層由3塊墻面板水平搭接構成。設計2個試驗工況：工況1為普通玻纖格柵加筋土擋墻；工況2為預應力筋和玻纖格柵交替布置的混合加筋土擋墻。各層加筋材料及加筋長度如表5所示(其中，為模型高度，為1.25 m；各層編號按照填筑順序編排，第1層為最下層)。

表5 試驗工況

模型填筑完成后，按照從下往上的順序施加預拉力。影響預應力筋預拉力施加值的主要因素有預應力筋上部覆土高度、墻面板以及側壓板尺寸、預應力筋長度、墻面板水平位移等。預應力筋預拉力施加值應滿足以下條件。

1) 對預應力筋施加預拉力后，應使墻背土壓力不超過被動土壓力；

式中：p為朗肯被動土壓力；考慮到墻面板之間的相互搭接作用，為2倍單個墻面板面積；為填料重度；為填料的內(nèi)摩擦角；為預應力筋的埋深。根據(jù)式(3)計算得到第1，3和5層預應力筋預拉力施加限值分別為26.1，14.4和2.8 kN。

2) 滿足結構抗拔驗算條件，預拉力需小于極限抗拔力。極限抗拔力按照盧肇鈞[17]提出的計算公式進行計算：

式中：u為極限抗拔力；a和p分別為主動土壓力和被動土壓力系數(shù)；為錨定板邊長；為考慮被推土體擴大寬度，=0.75tan。通過計算，第1，3和5層的極限抗拔力分別為54.57，12.70和12.00 kN。

3) 第3層預應力筋較長，對于整體穩(wěn)定性的提高作用更大。因此，在滿足預拉力施加限值的情況下，第3層預應力筋的預拉力應較大。

4) 在對預應力筋施加預拉力過程中對墻面板水平位移進行實時監(jiān)測，保證墻面板不發(fā)生較大的水平變形、墻面水平美觀。

綜合考慮以上因素，工況2中，第1，3和5層預拉力設計值分別為4，8，1 kN。預拉力施加完成靜置24 h后采用標準砝碼進行頂部堆載。荷載分3級，分別為4.44，8.89和13.32 kPa，每級堆載的間隔時間為24 h。

1.4 測量參數(shù)

測量參數(shù)主要包括以下3個方面。

1) 位移，包括墻面板的水平位移及加筋體頂面的豎向沉降。

2) 土壓力，包括墻背土壓力和擋墻內(nèi)部土壓力。采用電阻式微型土壓力盒測試，其直徑為2.8 cm，厚度為1.0 cm。土壓力盒尺寸對試驗結果的影響較小。將微型土壓力盒通過雙面膠黏貼在墻面板上用以測量墻背土壓力；內(nèi)部土壓力盒的埋設采用反開挖方式進行，即填料高度超過土壓力盒設計高度位置后反開挖，將壓力盒放入并回填壓實。

3) 玻纖格柵的應變。在每層玻纖格柵上按照距離墻面板的位置布置4個應變片，應變片布置在玻纖格柵的縱肋上，以測定玻纖格柵經(jīng)向應變。

工況2增加了無黏結預應力筋的筋帶拉力測量，預拉力采用穿心式力傳感器進行監(jiān)測。具體布置方式如圖3所示，完成后的試驗模型如圖4所示。

數(shù)據(jù)單位：cm

圖4 試驗模型圖

2 試驗結果與分析

2.1 墻面板水平位移

圖5所示為填筑完成時，2個工況下各層墻面板水平位移分布。從圖5可以看出：填筑完成時，工況1的墻面板水平位移呈中間大兩邊小的“鼓肚型”分布形態(tài)，最大墻面板水平位移為9.92 mm，位于第3層；工況2中，第1，3和5層墻面板水平位移較小，該位置布置預應力力筋；第2和4層墻面板水平位移較大，該位置布置玻纖格柵。墻面板水平位移沿墻高呈“3型”分布形態(tài)，最大墻面板水平位移為6.38 mm，位于第2層。填筑完成時，布置預應力筋的混合加筋土擋墻各層墻面板水平位移均比玻纖格柵加筋土擋墻的水平位移小，其第1至第5層墻面板水平位移平均值相對于普通加筋土擋墻第1至第5層墻面板水平位移平均值減小量和減幅分別為3.15 mm和51.6%，混合加筋土擋墻的最大墻面板水平位移相對于玻纖格柵加筋土擋墻減小35.7%。這說明預應力筋對墻面板和填料具有更強的約束能力，能顯著減小填筑過程中的墻面板水平位移。

1—工況1；2—工況2。

圖6所示為工況2施加預拉力過程中的墻面板水平位移變化規(guī)律。從圖6可見：預應力筋的預拉力能顯著減小預拉力施加層及其相鄰層面板的位移，對于非相鄰層的面板位移幾乎沒有影響。這是由于面板采用的是模塊式拼接面板，相鄰層之間有搭接。

圖7所示為頂部堆載作用下的墻面板水平位移增量。對于墻面板水平位移增量，工況1是指堆載之后的位移減去填筑完成時的水平位移，工況2是指堆載之后的水平位移減去預拉力施加完成之后的水平位移。水平位移增量直接反映了擋墻在荷載作用下抵抗變形的能力。從圖7可見：工況2的各層墻面板水平位移增量遠遠比工況1的小，墻面板水平位移增量平均值減小量和減幅分別為1.46 mm和89.4%，這也表明混合加筋土擋墻的剛度要比普通加筋土擋墻的大，在荷載的作用下，具有更強的抵抗水平變形的能力。

1—模型填筑完成；2—第1層預應力筋施加預拉力；3—第3層預應力筋施加預拉力；4—第5層預應力筋施加預拉力。

1—工況1，頂部堆載4.44 kPa；2—工況1，頂部堆載8.89 kPa；3—工況1，頂部堆載13.32 kPa；4—工況2，頂部堆載4.44 kPa；5—工況2，頂部堆載8.89 kPa；6—工況2，頂部堆載13.32 kPa。

2.2 頂部沉降

圖8所示為擋墻結構施工完成模型頂部沉降分布。對于工況1，模型頂部的沉降分布為填筑完成后頂部堆載產(chǎn)生的沉降；對于工況2，模型頂部的沉降分布為對預應力筋施加預拉力后，堆載作用下各個測點的頂部沉降分布。從圖8可以看出：對于各個測點在各級堆作用下的沉降，工況2比工況1的小，模型頂部堆載達到13.32 kPa時的平均減小量和減小幅度分別為0.97 mm和73.6%，靠近墻面板的測點沉降減小尤為明顯，減小量和減小幅度分別為1.84 mm和89.3%。與普通加筋土擋墻相比，混合加筋土擋墻中的加筋材料對填料的約束作用更強，在荷載作用下，普通加筋土擋墻的墻面板會發(fā)生一定的水平位移，所以，沉降最大的點位于靠近墻面板位置。而在混合加筋土擋墻中，預應力筋對于墻面板和填料具有更強的約束作用，限制了墻面板的水平變形，因此，混合加筋土擋墻在荷載作用下，抵抗豎向變形的能力提高。

1—工況1，頂部堆載4.44 kPa；2—工況1，頂部堆載8.89 kPa；3—工況1，頂部堆載13.32 kPa；4—工況2，頂部堆載4.44 kPa；5—工況2，頂部堆載8.89 kPa；6—工況2，頂部堆載13.32 kPa。

2.3 玻纖格柵應變

圖9所示為工況2玻纖格柵應變分布。從圖9可見：預應力筋的預拉力能顯著降低與該層相鄰玻纖格柵應變，對于非相鄰層的玻纖格柵應變幾乎不受影響。豎向相鄰墻面板之間存在搭接作用，隨著預應力筋的預拉力增加，與其連接的墻面板及相鄰層墻面板會在該預拉力作用下變形，一方面降低了墻面板與玻纖格柵的作用力，另一方面，在填料中產(chǎn)生水平土壓力。

在試驗過程中，玻纖格柵的應變?yōu)?.02%~0.27%，最大占峰值應變的16.27%，玻纖格柵的實際受力遠小于其抗拉強度。

圖10所示為工況2中第4層玻纖格柵上距離面板25 cm處的應變與該位置水平土壓力的關系。從圖10可以看出曲線可以分為2段：在施加第3層和第5層預拉力的過程中，玻纖格柵應變快速減小而水平土壓力在增大；在堆載過程中，玻纖格柵應變隨著水平土壓力的增大而增大。

填筑完成時，水平土壓力由預應力筋、墻面板以及玻纖格柵共同承擔。隨著預應力筋的預拉力增加，墻面板對填料的約束增強，內(nèi)部水平土壓力增大，玻纖格柵應變變小，預應力筋上的預拉力將一部分原本由玻纖格柵所承擔的水平土壓力轉移到無黏結預應力筋上，預應力筋的主動約束占主導地位。隨著堆載進行，玻纖格柵應變和水平土壓力均有一定程度增大，堆載所產(chǎn)生的附加水平土壓力由預應力筋和玻纖格柵共同承擔。

1—模型填筑完成；2—第1層預應力筋施加預拉力；3—第3層預應力筋施加預拉力；4—第5層預應力筋施加預拉力；5—頂部堆載13.32 kPa。

圖10 玻纖格柵應變與水平土壓力的關系

圖11所示為工況2第4層平均玻纖格柵應變與第4層墻面板水平位移的關系曲線。從圖11可以看出：在預拉力施加過程中，玻纖格柵應變隨著墻面板水平位移減小而減?。辉诙演d過程中，玻纖格柵應變隨著墻面板水平位移的增大而增大，這說明玻纖格柵作用與墻面板的水平位移有關。

圖11 玻纖格柵應變與墻面板水平位移關系

預應力筋的預拉力使其相鄰層玻纖格柵所承擔的水平土壓力降低，客觀上增加了玻纖格柵的強度。在堆載作用下，玻纖格柵對填料的約束作用會繼續(xù)發(fā)揮，因而，混合加筋土擋墻中預應力筋和玻纖格柵的作用仍然可以協(xié)調(diào)工作。

2.4 墻背土壓力

在2個工況下，填筑過程中墻背土壓力的變化見圖12。從圖12可知：在填筑過程中，各層墻面板的墻面板中部墻背土壓力均隨填筑高度的增大而增大；在混合加筋土擋墻中，墻面板中部墻背土壓力與填筑高度基本上呈正比，這一現(xiàn)象在預應力筋位置的墻面板中部墻背土壓力表現(xiàn)得更為突出；而在普通加筋土擋墻中，隨著填筑高度增加，墻面板中部墻背土壓力增長幅度變小，這主要是由于隨著擋墻高度增加，普通加筋土擋墻墻面逐漸發(fā)生水平變形而導致側向土壓力減小。在混合加筋土擋墻中，預應力筋采用的是鋼絞線，其彈性模量高，變形小，對填料的約束較大，因此，墻面板中部墻背土壓力會隨著填筑高度的增加呈線性增大趨勢。

1—第1層墻面板中部；2—第2層墻面板中部；3—第3層墻面板中部；4—第4層墻面板中部；5—第5層墻面板中部。

填筑完成時，2個工況的墻背土壓力分布見圖13。從圖13可以看出：普通玻纖格柵加筋土擋墻在填筑完成時，各個測點的墻背土壓力均小于郎肯主動土壓力，約為郎肯主動土壓力的2/3，混合加筋土擋墻工況在填筑完成時的墻背土壓力分布形式與郎肯主動土壓力相似，且各層墻面板中部墻背土壓力均大于郎肯主動土壓力；在玻纖格柵加筋土擋墻中，玻纖格柵對填料的摩擦加筋作用以及墻面板的水平位移均會導致墻背土壓力減小，所以，玻纖格柵加筋土擋墻的墻背土壓力會小于朗肯主動土壓力。在混合加筋土擋墻中，預應力筋對墻面板有更強的約束作用，在填筑過程中會限制墻面板變形，改變墻背土壓力的分布，因此，填筑完成時的墻背土壓力會大于朗肯主動土壓力。這也表明，相對于玻纖格柵加筋土擋墻，混合加筋土擋墻對墻面板和填料具有更強的約束能力。

在2種工況預應力筋的預拉力對墻背土壓力的影響見圖14。從圖14可以看出：對底層預應力筋施加預拉力后，第1至第5層墻面板中部墻背土壓力均有一定程度增大，越往上增幅越??；對第3層預應力筋施加預拉力后，第2層至第5層墻面板中部墻背土壓力均有一定程度增大，該層墻面板中部增幅最大，第1層墻面板中部墻背土壓力不受影響；對第5層預應力筋施加預拉力后，僅第4層和第5層墻面板中部墻背土壓力有所增加，第1至第3層墻面板中部墻背土壓力幾乎不變。由此可見：預應力筋的預拉力對該層上部的墻面板背部土壓力均有一定影響；距離越遠，影響越小，對該層下部墻面板背部土壓力的影響范圍僅限于相鄰層。

1—模型填筑完成；2—第1層預應力筋施加預拉力；3—第3層預應力筋施加預拉力；4—第5層預應力筋施加預拉力；5—郎肯主動土壓力。

試驗結果表明：預應力筋的預拉力能顯著增大該位置的墻背土壓力，從而改變了墻背土壓力的分布形式；預應力筋的預拉力對墻背土壓力的影響范圍為該加筋層的相鄰下層及以上各層。

3 預拉力作用機理分析

在普通加筋土擋墻墻面板內(nèi)側取一處于靜止狀態(tài)的填料單元體。假定墻面板光滑，則豎直方向為其大主應力方向，水平方向為其小主應力方向。加筋土單元莫爾圓見圖15，其中，應力圓表示其應力狀態(tài)。設f為填料強度包線，由于填料單元體處于靜止狀態(tài)，圓應在f線之下。在混合加筋土擋墻中，取相同位置處的填料單元體，其豎向自重荷載不變，大主應力1與普通加筋土擋墻的相同。由于預應力筋對填料的約束作用比玻纖格柵對填料的約束作用更加明顯，且通過對預應力筋施加預拉力，使混合加筋土擋墻內(nèi)部的水平土壓力比普通加筋土擋墻的大，混合加筋土擋墻的小主應力3’比普通加筋土擋墻對應位置處的更大，在小主應力不超過豎向大主應力的條件下，圖15中應力圓表示其應力狀態(tài)，填料單元也處于彈性穩(wěn)定狀態(tài)。從圖15可以看出：相對于普通加筋土擋墻，混合加筋土擋墻中填料單元的應力圓離f線更遠，安全系數(shù)更高。因此，在填筑完成時，相比普通加筋土擋墻，混合加筋土擋墻的平均墻面板水平位移減小51.6%；在頂部堆載作用下，混合加筋土擋墻的平均墻面板水平位移增量和平均墻頂沉降分別減小89.4%和73.6%?；旌霞咏钔翐鯄χ?，預應力筋的主動約束機制增大了填料的圍壓，使混合加筋土擋墻具有更高的安全系數(shù)，從而減小混合加筋土擋墻的豎向沉降和墻面板水平位移。

圖15 加筋土單元莫爾圓

4 結論

1) 與普通加筋土擋墻相比，填筑完成時，混合加筋土擋墻的平均墻面板水平位移減小51.6%；在頂部堆載作用下，混合加筋土擋墻的平均墻面板水平位移增量和平均墻頂沉降分別減小89.4%和73.6%。

2) 預應力筋的預拉力能減小與其相鄰層的玻纖格柵應變，增大與其相鄰層的水平土壓力；在堆載的作用下，玻纖格柵應變和格柵處水平土壓力均有增大，堆載所產(chǎn)生的附加水平土壓力由預應力筋和玻纖格柵共同承擔。

3) 預應力筋的預拉力能改變墻背土壓力的分布形式，預應力筋的預拉力對墻背土壓力的影響范圍為該加筋層的相鄰下層及以上各層。

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(編輯 陳燦華)

Mechanical properties of hybrid reinforced soil retaining wall

DU Yunxing, LIU Hui, ZHOU Fen

(College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

The mechanical properties of hybrid reinforced soil retaining wall were studied by scale model test. The steel sand was adopted as a filler in the model test, which solved similarity ratio of the scaled model. The horizontal displacement of the wall panel, the settlement on the top of the wall, the strain of the fiberglass geogrid and the back earth pressure were studied, and the test results were compared with those of conventional reinforced earth retaining wall. The mechanism of pre-tensioning on prestressed reinforcement of mixed reinforced earth retaining wall was explained. The results show that compared with the conventional reinforced soil retaining wall, the average wall panel horizontal displacement of the hybrid reinforced soil retaining wall reduces by 51.6% when the filling is completed. Under the top load, the average wall panel horizontal displacement increment and the average wall settlement on the top of the hybrid reinforced soil retaining wall are reduced by 89.4% and 73.6%, respectively. The pre-tension on prestressed reinforcement can reduce the strain on the fiberglass geogrid with its adjacent layers.

earth pressure; pre-tension; hybrid reinforced soil retaining wall; model test; mechanical property

TU472.3+4

A

1672?7207(2018)04?0940?09

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.04.023

2017?06?10；

2017?08?12

國家自然科學基金資助項目(51108174，51378199)(Projects(51108174, 51378199) supported by the National Natural Science Foundation of China)

杜運興，副教授，從事加筋土技術研究；E-mail：duyunxing@hnu.edu.cn