Michael Dobie，何 波

(1.坦薩國(guó)際有限公司，英國(guó)布萊克本 BB1 2QX;2.坦薩國(guó)際設(shè)計(jì)咨詢(北京)有限公司，北京 100101)

1 研究背景

加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法使用已經(jīng)超過(guò)30年。目前國(guó)際上基本把加筋土結(jié)構(gòu)按照墻面傾角分作2大類。①擋墻:面板由混凝土、石籠、鋼筋網(wǎng)等型式構(gòu)成，墻面傾角大于70°;②邊坡:坡面可以植被，坡面傾角小于70°。這2種結(jié)構(gòu)形式的設(shè)計(jì)方法原則上相同，但在某些細(xì)節(jié)上有差異。2種情況下的設(shè)計(jì)方法都是要力求結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)年限內(nèi)，滿足穩(wěn)定性和變形的要求，同時(shí)在造價(jià)合理的前提下，使結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)優(yōu)美的外觀。而現(xiàn)在許多人認(rèn)為，加筋土結(jié)構(gòu)雖然大受歡迎，但在設(shè)計(jì)上卻偏于保守，導(dǎo)致造價(jià)增加;目的就是要利用不同的設(shè)計(jì)思路，在加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)過(guò)程中，探索哪些環(huán)節(jié)會(huì)導(dǎo)致保守，哪些地方可以減少造價(jià)。本文的討論內(nèi)容部分是基于國(guó)內(nèi)目前正在使用的設(shè)計(jì)方法和一些實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)。

2 設(shè)計(jì)方法概述

加筋土擋墻的設(shè)計(jì)方法是基于極限平衡原則，這也是大多數(shù)國(guó)家規(guī)范所采納的。設(shè)計(jì)分為2個(gè)階段:

(1)外部穩(wěn)定性計(jì)算，用以確定加筋土結(jié)構(gòu)的尺寸，如圖1中所示的加筋體寬度B。外部穩(wěn)定性的驗(yàn)算實(shí)質(zhì)上就是一個(gè)重力式擋墻的計(jì)算，所有規(guī)范也都采用同樣的方法。其結(jié)果就是確定了加筋材料的長(zhǎng)度，這是影響造價(jià)的一個(gè)因素。需注意到，多數(shù)規(guī)范中對(duì)B/H的比值有限制，特別是在填料和地基條件很好的情況下，加筋材料的長(zhǎng)度通常是由這個(gè)限制條件決定，而不是上述計(jì)算值。

圖1 加筋土結(jié)構(gòu)的要素Fig.1 Main elements of reinforced soil structure

(2)在確定加筋體長(zhǎng)度以后，驗(yàn)算擋墻的內(nèi)部穩(wěn)定性，確保加筋材料的布置，包括格柵型號(hào)(或強(qiáng)度)和垂直間距能滿足設(shè)計(jì)要求。內(nèi)部穩(wěn)定性計(jì)算需要考慮一些關(guān)鍵點(diǎn)，如加筋材料和面板的連接強(qiáng)度、加筋材料設(shè)計(jì)強(qiáng)度的變化、地震荷載等。顯然，內(nèi)部穩(wěn)定性計(jì)算對(duì)擋墻造價(jià)有重大影響。

無(wú)論是外部還是內(nèi)部穩(wěn)定性，任何一種設(shè)計(jì)方法都需要注意3個(gè)部分:計(jì)算方法、材料參數(shù)和系數(shù)，詳見表1。本文在后面依序討論這幾方面，特別是會(huì)造成設(shè)計(jì)保守的一些因素，包括規(guī)范規(guī)定的，以及從實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)教訓(xùn)中得到的。通過(guò)考慮這些因素，有可能節(jié)省工程造價(jià)。

表1 加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法的要素Table 1 Main elements of a reinforced soil design method

3 計(jì)算方法

加筋土擋墻的計(jì)算分成2部分:外部穩(wěn)定性計(jì)算和內(nèi)部穩(wěn)定性計(jì)算。外部穩(wěn)定性的計(jì)算是把加筋土體當(dāng)做一個(gè)重力式結(jié)構(gòu)，驗(yàn)算其沿著加筋體底邊的抗滑性能、承載能力和抗傾覆性能(偏心距)。這些計(jì)算方法使用已久，基本不會(huì)成為設(shè)計(jì)保守的因素，特別是在某些規(guī)范中對(duì)B/H有規(guī)定值(一般在0.5到0.7)的情況下。但是在承載力計(jì)算時(shí)，有1項(xiàng)需特別重視，即表1中提到的傾斜因子，這在本文第5節(jié)論述。

3.1 錨固楔體法

內(nèi)部穩(wěn)定性的計(jì)算通常采用2種方法:錨固楔體法(tie-back wedge method)或者雙楔體法(twopart wedge method)。大多數(shù)國(guó)家的規(guī)范采用錨固楔體法，其設(shè)計(jì)是基于一個(gè)假定的加筋體內(nèi)部的破壞面，見圖2(a)［1］，但計(jì)算中需要很多的假定條件，見Dobie(2011)［2］。假定因素太多，不可避免地就會(huì)造成設(shè)計(jì)保守，特別是在連接強(qiáng)度(面板與加筋材料的連接)小于加筋材料的強(qiáng)度，且計(jì)算同時(shí)需考慮地震因素時(shí)。

3.2 雙楔體法

雙楔體法分析內(nèi)部穩(wěn)定性的原理如圖2(b)所示。圖2(b)為1個(gè)典型的加筋土擋墻斷面，內(nèi)部分析時(shí)無(wú)需做什么假定即可考慮多種破壞面。分析采用極限平衡法，所有破壞面都是實(shí)際可能產(chǎn)生的，與破壞形式相關(guān)的所有力都要在計(jì)算中考慮到。由破壞楔體2分割開的面板和加筋材料所提供的抗力(圖2(b)所示的T1+T2+T3)必須足以確保2個(gè)楔體的穩(wěn)定。

雙楔體法與錨固楔體法的根本區(qū)別在于沒(méi)有假定任何臨界的破壞面，相反，它是經(jīng)過(guò)大量的搜索，對(duì)各種楔體組合進(jìn)行計(jì)算分析，如圖3(a)所示，對(duì)于某高度zi，需要對(duì)不同的θi角形成的扇形的楔體族進(jìn)行計(jì)算。而zi變化，楔體族也隨之變化，計(jì)算分析重復(fù)進(jìn)行。通常zi從墻角位置開始(zi=H即為擋墻全高度)，在每層加筋材料處或者水位標(biāo)高上進(jìn)行計(jì)算。

雙楔體法還對(duì)某些特殊情形進(jìn)行分析，如圖3(b)所示。首先是由不切斷加筋材料的最大θi角形成的楔體，這通常是校核上下2層加筋材料的間距，避免過(guò)大。一般臨界值在最下層楔體處，但當(dāng)加筋材料垂直間距加大，或者墻體后荷載增加時(shí)，高處的楔體也會(huì)成為臨界面。其次，還要校核沿著加筋材料的滑動(dòng)，通常臨界值也是發(fā)生在底層加筋材料處，特別是當(dāng)土體與加筋材料交界面的抗滑相互作用系數(shù)比較低的時(shí)候。

圖2 內(nèi)部穩(wěn)定性計(jì)算方法Fig.2 The tie-back wedge internal stability calculation method

圖3 雙楔體法的常規(guī)搜索面Fig.3 Search routines used with two-part wedge method

雙楔體法為加筋土擋墻的內(nèi)部穩(wěn)定性提供了一種全面的分析方法。圖4(a)顯示了當(dāng)楔體失穩(wěn)時(shí)會(huì)出現(xiàn)的幾種破壞形式。當(dāng)楔體有向外滑動(dòng)的趨勢(shì)時(shí)，有3層加筋材料牽涉其中，幾種破壞形式為:上部表現(xiàn)為加筋材料從土體中被拔出;中部表現(xiàn)為加筋材料斷裂;下部表現(xiàn)為面板后的加筋材料從面板處脫離。

除此以外，也有沿著上下2層面板之間的滑動(dòng)面，當(dāng)然面板之間會(huì)提供一定的摩擦抗力。但目前主要考慮3層加筋材料在不同位置、不同破壞形式下所能提供的抗力。可以把每層加筋材料的抗力分布圖繪制如圖4(b)，對(duì)此方法的詳述見參考文獻(xiàn)［1］和文獻(xiàn)［3］。

圖4 雙楔體的破壞形式和加筋材料抗力的包絡(luò)線Fig.4 Likely modes of the failure of two wedges and definition of the envelope of available resistance

雙楔體法的分析結(jié)果，通常會(huì)比錨固楔體法計(jì)算后采用的加筋材料要少，特別是當(dāng)連接強(qiáng)度小于加筋材料強(qiáng)度時(shí)。另外，雙楔體法還可用于評(píng)估加筋材料的工后應(yīng)變。

4 材料參數(shù)

設(shè)計(jì)需要的材料參數(shù)包括填料和地基土參數(shù)、加筋材料強(qiáng)度及土體和加筋材料之間考慮滑動(dòng)和拉拔的相互作用系數(shù)。

4.1 土體參數(shù)

計(jì)算所需的填料土體參數(shù)為土體強(qiáng)度和密度。無(wú)論哪種土體類型，從粗顆粒料到細(xì)黏性土，加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)都應(yīng)采用排水條件(有效應(yīng)力)下的參數(shù)c'和 ?'。通常會(huì)取c'為0，或者 c'＜ 5kPa。為建立正確的設(shè)計(jì)參數(shù)，有必要對(duì)土體正確取樣并進(jìn)行正確的測(cè)試。取樣后測(cè)量原狀土體的物理性指標(biāo)和常規(guī)特性，再對(duì)擾動(dòng)土樣，按照實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)需要的密度、含水量、壓實(shí)度要求重新制備，測(cè)試擾動(dòng)土的強(qiáng)度。擾動(dòng)土樣的抗剪強(qiáng)度測(cè)試應(yīng)該采取恰當(dāng)?shù)臏y(cè)試方法。交通部公路土工試驗(yàn)規(guī)程(JTG E40—2007)中對(duì)土的直剪試驗(yàn)要求如表2所示。

作者注意到，許多國(guó)家，包括中國(guó)，在測(cè)試粗粒土?xí)r，多采用類似T0143—1993的方法(適于砂類土的直剪試驗(yàn))，使用小剪切盒(通常最大為60mm×60mm)。這樣需要將粒徑大于4mm的顆粒去除，因此當(dāng)土樣中粗粒土含量大的時(shí)候，大顆粒土都被篩除，用于測(cè)試的土樣就不能真正代表原狀土，這樣測(cè)出的內(nèi)摩擦角值?'通常就會(huì)小于實(shí)際值。

對(duì)于黏性土而言，很多時(shí)候都采用快剪試驗(yàn)(T0141—1993，或T0142—1993)來(lái)測(cè)試其強(qiáng)度。這種測(cè)試方法介于排水和不排水條件之間，測(cè)試結(jié)果通常都是c'值很高，?'值很低。加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)并不適合采用這樣的參數(shù)，尤其是加筋土結(jié)構(gòu)高度很高時(shí)，這種參數(shù)只會(huì)導(dǎo)致設(shè)計(jì)很保守。唯一適合黏性土直剪試驗(yàn)的測(cè)試方法為T0140—1993，使試樣完全飽和，固結(jié)，然后緩慢地剪切，從而可以得到有效應(yīng)力參數(shù)c'和?'。目前國(guó)內(nèi)這樣的測(cè)試很少見，估計(jì)是因?yàn)樘臅r(shí)，而且價(jià)格昂貴。一般而言，直剪試驗(yàn)過(guò)程選取不當(dāng)，會(huì)得到很低的?'值，從而導(dǎo)致設(shè)計(jì)保守。從經(jīng)驗(yàn)來(lái)看，?'減小3°，加筋材料的用量就要增加10%～15%。

表2 交通部土工試驗(yàn)測(cè)試方法(JTG E40—2007)Table 2 Soil strength tests in Chinese Standard JTG E40—2007

4.2 加筋材料參數(shù)

加筋材料的強(qiáng)度通常按照下列類似的公式去計(jì)算(根據(jù)美國(guó)經(jīng)驗(yàn))，下式也舉例示出了某個(gè)典型強(qiáng)度值的計(jì)算。

式中:Ta為設(shè)計(jì)強(qiáng)度;Tult為質(zhì)控拉伸強(qiáng)度，取100;RFCR為蠕變折減因子，取2.2;RFID為施工損傷因子，取1.1;RFD為耐久性因子，取1.1;FS為系數(shù)，取 1.5。

上述3個(gè)折減系數(shù)(RF)考慮了3種導(dǎo)致聚合物格柵強(qiáng)度衰減的因素:長(zhǎng)期強(qiáng)度降低(蠕變)、施工損傷和耐久性。系數(shù)FS是一個(gè)綜合性系數(shù)，用于考慮一些不確定因素和風(fēng)險(xiǎn)。歐洲標(biāo)準(zhǔn)對(duì)用作土體加筋(ISO/TR 20431:2007)的土工合成材料的長(zhǎng)期強(qiáng)度從表3中的3個(gè)模式來(lái)進(jìn)行折減。

表3 ISO/TR 20431∶2007標(biāo)準(zhǔn)中考慮土工合成材料強(qiáng)度衰減的幾種模式Table 3 Modes of geosynthetic degradation recognised by ISO/TR 20431∶2007

以Tav表示格柵拉伸強(qiáng)度的量測(cè)值的平均值，P為蠕變測(cè)試中施加的荷載值，P/Tav即為蠕變測(cè)試中的設(shè)定荷載比(規(guī)化荷載)。圖5即為格柵的規(guī)化荷載與格柵蠕變斷裂時(shí)間的關(guān)系曲線，顯示了這幾種強(qiáng)度衰減的模式。時(shí)間軸起點(diǎn)為0.000 001 a(約30 s)，這是通常做質(zhì)控拉伸試驗(yàn)所需的時(shí)間。上面一條虛線是從蠕變?cè)囼?yàn)中獲得的“蠕變斷裂強(qiáng)度”，顯示了在120a后的蠕變斷裂強(qiáng)度為47%。在蠕變斷裂線上方的粗黑線是按照表3中第3種模式表示的“可用的強(qiáng)度”值。即從蠕變的角度出發(fā)，加筋材料的強(qiáng)度在很長(zhǎng)一段時(shí)間都保持在100%左右，但會(huì)在斷裂前一段很短的時(shí)間內(nèi)，迅速衰減到120a的蠕變斷裂荷載47%。這樣就會(huì)帶來(lái)問(wèn)題:“如果在設(shè)計(jì)年限前強(qiáng)度都能保持100%，那為什么不能用它來(lái)做設(shè)計(jì)值?”原因在于:如果實(shí)際使用中荷載過(guò)大，那么強(qiáng)度衰減的趨勢(shì)就會(huì)加大，達(dá)到斷裂的時(shí)間就會(huì)遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)年限。當(dāng)加筋材料承受的荷載在70%，那么達(dá)到斷裂的時(shí)間只需要0.000 1 a，或者說(shuō)1 h。這是實(shí)際會(huì)發(fā)生的，在蠕變?cè)囼?yàn)中，如果測(cè)試荷載在質(zhì)控強(qiáng)度(QC)的70%，那么當(dāng)荷載懸掛上后，格柵就迅速斷裂了。

上述的一些格柵性能變化可以從圖7中的數(shù)據(jù)中顯示出來(lái)。坦薩國(guó)際有限公司做了大量的蠕變?cè)囼?yàn)，溫度從10℃到50℃。盡管試驗(yàn)數(shù)量很多，但我們?nèi)匀灰欢〞r(shí)地在斷裂前終止某些測(cè)試，以便為新的試驗(yàn)騰出空間。在過(guò)去這些年中，坦薩國(guó)際有限公司有一個(gè)規(guī)定，就是要對(duì)蠕變?cè)囼?yàn)中沒(méi)有斷裂的樣品進(jìn)行拉伸強(qiáng)度的測(cè)試，并將測(cè)試結(jié)果與未經(jīng)過(guò)蠕變?cè)囼?yàn)的樣品作比較。比較的結(jié)果得出“拉伸強(qiáng)度保持率”。圖6就是從86個(gè)蠕變測(cè)試后得到的“強(qiáng)度保持率”與蠕變?cè)囼?yàn)中得到的最大應(yīng)變(即試驗(yàn)終止時(shí)的應(yīng)變)的關(guān)系。蠕變?cè)囼?yàn)中達(dá)到的應(yīng)變很好地顯示了試驗(yàn)是如何趨近于斷裂。圖6的數(shù)據(jù)里有不同類型的格柵，其長(zhǎng)期斷裂時(shí)的應(yīng)變?cè)?5%～35%。圖6中最長(zhǎng)的測(cè)試時(shí)間為49 000 h，即5.5 a。圖中大多數(shù)數(shù)據(jù)點(diǎn)顯示即便應(yīng)變很大，試樣的強(qiáng)度依然保持在初期強(qiáng)度的100%左右。有4個(gè)測(cè)試，其強(qiáng)度保持在50%～60%，這些是在臨近斷裂的時(shí)候終止蠕變測(cè)試的(即圖5中“可用強(qiáng)度”最后衰減的那一段)。

圖5 加筋材料強(qiáng)度隨時(shí)間衰減Fig.5 Degradation of polymer reinforcement retained strength with time

圖6 蠕變測(cè)試中樣品的強(qiáng)度保持率與蠕變測(cè)試最大應(yīng)變的關(guān)系Fig.6 Retained tensile strength in creep test specimens in relation to the maximum creep test strain

圖5可以從y軸上得到了設(shè)計(jì)強(qiáng)度值(Ta)。豎向移動(dòng)的短線表示了由于施工損傷造成的強(qiáng)度的損失(模式1)。向右的斜線為考慮耐久性的強(qiáng)度的損失(模式2)，隨著時(shí)間的發(fā)展，這條線到達(dá)120a。這條線與蠕變斷裂點(diǎn)之間有差值，這就是綜合性安全系數(shù)(FS)。許多設(shè)計(jì)方法中，還有一些考慮到荷載因子，或者土體強(qiáng)度的部分安全系數(shù)。

回到上面的問(wèn)題:“如果在設(shè)計(jì)年限前強(qiáng)度都能保持100%，那為什么不能用它來(lái)做設(shè)計(jì)值?”這可以從圖5的思路中更進(jìn)一步得到答案。如果蠕變折減因子RFCR為1.0，那么按照下面公式計(jì)算出來(lái)的設(shè)計(jì)強(qiáng)度值Ta=55(其它系數(shù)不變)，即

從圖7中可以看到，假定設(shè)計(jì)年限中耐久性不會(huì)導(dǎo)致大的強(qiáng)度衰減，施工損傷也忽略不計(jì)，那么設(shè)計(jì)強(qiáng)度為55。而55為1 a時(shí)間的蠕變斷裂強(qiáng)度。這表明，當(dāng)修建一個(gè)加筋土擋墻，采用加筋材料的短期強(qiáng)度作為設(shè)計(jì)強(qiáng)度時(shí)，那么很有可能很快發(fā)生破壞。而且這樣的設(shè)計(jì)還沒(méi)有考慮太多關(guān)于施工損傷和耐久性的安全富裕量。因此，試圖采用短期抗拉強(qiáng)度來(lái)減少設(shè)計(jì)的保守度的做法不可取。

圖7 加筋材料強(qiáng)度隨時(shí)間衰減(設(shè)計(jì)時(shí)不考慮蠕變)Fig.7 Degradation of polymer reinforcement retained strength with time omitting creep

4.3 相互作用系數(shù)

內(nèi)部穩(wěn)定性計(jì)算在2種情況下，設(shè)計(jì)中需要考慮相互作用系數(shù):一是沿著格柵層面的滑動(dòng)，二是格柵可能會(huì)被拔出(見圖8)。相互作用系數(shù)為一個(gè)考慮了土體與格柵之間的剪切之后的土體抗剪強(qiáng)度的系數(shù)，其值≤1.0。通常，對(duì)于粗粒料，這個(gè)數(shù)接近于1.0，對(duì)于細(xì)粒土，這個(gè)數(shù)會(huì)很小。

圖8 需要考慮相互作用系數(shù)的2種楔體Fig.8 Interaction parameters for sliding over reinforcement and pull-out of reinforcement in two wedges

拉拔系數(shù)對(duì)于設(shè)計(jì)造價(jià)來(lái)說(shuō)，影響并不大。從圖8中可以看出，對(duì)于拉拔驗(yàn)算來(lái)說(shuō)上層格柵的長(zhǎng)度很短。而結(jié)構(gòu)下面的格柵都會(huì)處于拉伸破壞模式。因此無(wú)論拉拔系數(shù)取1.0或0.5，都會(huì)得到一樣的格柵布置形式(尤其是采用雙楔體法計(jì)算的時(shí)候)。而抗滑相互作用系數(shù)則不同，從圖8中可以看出驗(yàn)算的滑動(dòng)面是沿著整個(gè)格柵長(zhǎng)度，因此當(dāng)這個(gè)滑動(dòng)驗(yàn)算成為關(guān)鍵計(jì)算時(shí)，滑動(dòng)系數(shù)從1.0變?yōu)?.5，會(huì)導(dǎo)致加筋材料的長(zhǎng)度翻倍，從而加筋材料的造價(jià)會(huì)翻番。對(duì)抗滑相互作用系數(shù)的測(cè)試相對(duì)簡(jiǎn)單，只需一個(gè)稍大的剪切盒(300mm×300mm)，在滑動(dòng)面上鋪設(shè)格柵進(jìn)行剪切。但由于內(nèi)部穩(wěn)定性計(jì)算是建立在有效應(yīng)力條件下，因此，抗滑系數(shù)的測(cè)試也應(yīng)該采用有效應(yīng)力的測(cè)試方法。對(duì)于粗粒料而言，采用表2中的T0143—1993方法相對(duì)較快。而對(duì)于細(xì)粒土，應(yīng)該采用T0140—1993的方法，測(cè)試采用大剪切盒，土樣完全飽水，固結(jié)后慢速剪切，這樣測(cè)試的時(shí)間比較長(zhǎng)。目前對(duì)于細(xì)粒土的這樣的測(cè)試很少進(jìn)行，因此在估計(jì)抗滑系數(shù)時(shí)應(yīng)該盡量取低值。

5 系數(shù)

按照定義，極限平衡設(shè)計(jì)方法需要對(duì)結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)進(jìn)行預(yù)估。傳統(tǒng)的總安全系數(shù)法和極限狀態(tài)法亦如此。為避免發(fā)生破壞，需要在計(jì)算時(shí)考慮安全富裕量。一般采用總安全系數(shù)法進(jìn)行某些特定計(jì)算時(shí)，要綜合設(shè)定一個(gè)安全系數(shù);而近來(lái)許多規(guī)范采用了分項(xiàng)安全系數(shù)法，對(duì)荷載材料特性或者抗力等采用不同的系數(shù)值。表4中列出了一些安全系數(shù)的示例，針對(duì)外部穩(wěn)定性、承載力和加筋材料強(qiáng)度。2個(gè)有名的極限狀態(tài)法的規(guī)范為美國(guó)AASHTO［1］(LRFD)和歐標(biāo) Eurocode 7(EC7［4］，DA’s有 3 種設(shè)計(jì)方法，但還未包含加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，如內(nèi)部穩(wěn)定性)。表4中的值并不完整，只是給出一些最新的極限狀態(tài)法中的系數(shù)參考，可使材料造價(jià)降低。

表4中最后3項(xiàng)為附加的“系數(shù)”，同樣影響設(shè)計(jì)中的安全冗余。

首先，加筋體后的墻背摩擦角(δ)會(huì)影響土壓力的計(jì)算值。它從δ=0(完全光滑界面)到δ=?'(完全粗糙界面)變化。當(dāng)加筋體有向前滑動(dòng)的趨勢(shì)時(shí)，加筋體填料和背后的填土之間就有沿著交界面滑動(dòng)的可能。這是土體與土體之間的滑動(dòng)，取δ=?'也是合理的。這個(gè)取值影響很大，設(shè)計(jì)中如果δ從0變化到?'，那么加筋材料的用量就會(huì)減少10%。

表4 加筋土結(jié)構(gòu)靜載設(shè)計(jì)中一些涉及安全冗余度的典型參數(shù)Table 4 Outline of typical factors which provide the margin against failure in static reinforced soil design

其次，承載力計(jì)算中的傾斜因子，在美國(guó)以外的國(guó)家都會(huì)考慮，而美國(guó)AASHTO［1］標(biāo)準(zhǔn)中忽略這一因素。實(shí)際上只有當(dāng)承載力較低，需要加長(zhǎng)格柵長(zhǎng)度B來(lái)滿足承載力要求的情形下，無(wú)需考慮這一傾斜因子。而從大多數(shù)加筋土結(jié)構(gòu)計(jì)算中可以看到，許多向外的側(cè)向力作用在基礎(chǔ)面上，這時(shí)考慮傾斜因子對(duì)結(jié)果的影響很大。對(duì)于一個(gè)典型的加筋土結(jié)構(gòu)，計(jì)算中加入傾斜因子后，承載力有時(shí)可減半。

圖9 砂土的典型剪切試驗(yàn)曲線Fig.9 Typical shear test curves of sand fill

6 結(jié)論

基于上述討論，如果要減小加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的安全冗余，節(jié)省造價(jià)，應(yīng)該從3個(gè)方面去考慮:計(jì)算方法、材料參數(shù)和選取的系數(shù)。因此，采用極限平衡法計(jì)算時(shí)，可以得出下列結(jié)論:

(1)如果內(nèi)部穩(wěn)定性計(jì)算時(shí)的破裂面合理，假定因素少，這樣的設(shè)計(jì)就可以減小安全冗余。雙楔體法通過(guò)搜索大量潛在的破裂面，計(jì)算中充分考慮了加筋材料和面板的作用，是適宜的計(jì)算方法。

(2)土體設(shè)計(jì)參數(shù)應(yīng)該通過(guò)代表土樣按照施工期的條件對(duì)其重塑后測(cè)試而獲取。無(wú)論填料是哪種類型，土體強(qiáng)度的測(cè)試方法必須能夠提供有效應(yīng)力狀態(tài)下的c'和?'?？梢詮臏y(cè)試數(shù)據(jù)中得到峰值抗剪強(qiáng)度進(jìn)行設(shè)計(jì)，同時(shí)在計(jì)算時(shí)考慮其它因素來(lái)確保安全度。

(3)加筋材料的強(qiáng)度應(yīng)該采用對(duì)應(yīng)于設(shè)計(jì)年限的蠕變斷裂強(qiáng)度。蠕變測(cè)試的方法和推導(dǎo)過(guò)程在QB/T 2854—2007中有詳細(xì)論述。設(shè)計(jì)不能基于短期抗拉強(qiáng)度值，否則在內(nèi)部破壞面的計(jì)算中就沒(méi)有安全儲(chǔ)備，結(jié)構(gòu)建成后短期內(nèi)就容易失穩(wěn)。

(4)采用適合的排水條件下的測(cè)試方法，準(zhǔn)確地測(cè)量抗滑相互作用系數(shù)，也可以減小安全冗余。

(5)設(shè)計(jì)中選取正確的安全系數(shù)，可以大幅減小安全冗余。近些年發(fā)布的設(shè)計(jì)規(guī)范，如EBGEO［6］(基于EC7［4］)和AASHTO［1］(LRFD)中提供大量的部分安全系數(shù)，采用雙楔體法，使得計(jì)算結(jié)果比以前的方法節(jié)省許多。

(6)可以考慮在計(jì)算土壓力時(shí)，加筋體背后的墻面摩擦角δ=?'。這樣可以節(jié)省材料用量。

(7)采用上述方法對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)仔細(xì)選取，那么加筋材料的用量會(huì)大幅減少。而此時(shí)有必要進(jìn)行使用狀態(tài)下的驗(yàn)算，如根據(jù) BS 8006－1:2010［5］，可采用雙楔體法評(píng)估加筋材料的工后應(yīng)變。

［1］AASHTO.LRFD Bridge Design Specifications［S］.Washington D.C:AASHTO，2008.

［2］DOBIE M JD.Internal Stability of Reinforced Soil Struc-tures Using a Two-part Wedge Method［C］∥Proceedings of PIT XV，Conference of the Indonesian Society for Geotechnical Engineering，Jakarta，Indonesia，December 7－8，2011.

［3］DOBIE M JD.Design of Reinforced Soil Structures Using a Two-part Wedge Mechanism Based on AS 4678－2002［C］∥Proceedings of ANZ2012，11th Australia-New Zealand Conference on Geomechanics，Melbourne，Australia，July 15－18，2012.

［4］BSEN 1997－1:2004，Eurocode 7:Geotechnical Design［S］.London:British Standards Institution，2004.

［5］BS 8006－1:2010，Code of Practice for Strengthened/reinforced Soils and Other Fills［S］.London:British Standards Institution，2010

［6］EBGEO.Recommendations for the Design and Analysis of Earth Structures Using Geosynthetic Reinforcements［S］.Germany:EBGEO，2011.

［7］NCMA.Design Manual for Segmental Retaining Walls(2nd Edition)［K］.Herndon，VA，USA:National Concrete Masonry Association，1997.

［8］UK Department of Transport.Design Methods for the Reinforcement of Highway Slopes by Reinforced Soil and Soil Nailing Techniques:Design Manual for Roads and Bridges［S］.London，United Kingdom:UK Department of Transport，1994.