杜運(yùn)興，周 芬，梁 強(qiáng)

( 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082 )

雙根無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋加筋體力學(xué)性能研究

杜運(yùn)興，周 芬，梁 強(qiáng)

( 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082 )

為了研究雙根無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋上施加的預(yù)拉力對(duì)加筋體力學(xué)性能的影響,采用縮尺模型試驗(yàn)研究，以鋼砂作為填料，既滿足了工程中無(wú)黏性填料的強(qiáng)度，又模擬了加筋體的應(yīng)力狀態(tài)。通過(guò)分級(jí)施加無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)拉力及模型上部的荷載，獲得了加筋體的變形及擋板背部土壓力的分布，并將試驗(yàn)結(jié)果與普通加筋體的測(cè)試結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。研究表明：施加預(yù)拉力前加筋體的頂部沉降小于普通加筋體的頂部沉降；無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋上預(yù)拉力可以顯著減小擋板的水平變形，且影響加筋體頂部的沉降，該影響與無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的位置有關(guān)；堆載后擋板的水平變形和加筋體的豎向變形均變化不大；在施加預(yù)拉力過(guò)程中無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋之間基本無(wú)相互作用。

無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋；加筋體；預(yù)拉力；力學(xué)性能；縮尺模型試驗(yàn)

1 研究背景

無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋土技術(shù)是一種新型加筋土技術(shù)。該技術(shù)主要通過(guò)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋、擋板、錨定板實(shí)現(xiàn)對(duì)填料的約束，達(dá)到增強(qiáng)填料強(qiáng)度和減小填料變形的目的。該技術(shù)的關(guān)鍵是對(duì)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋施加預(yù)拉力，通過(guò)擋板和錨板在填料內(nèi)產(chǎn)生水平的預(yù)壓應(yīng)力，其約束機(jī)理與預(yù)應(yīng)力錨桿[1]技術(shù)類(lèi)似。該技術(shù)無(wú)錨固段，錨固形式采用錨定板，無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的一端被錨固在填料中錨定板上，其功能與錨定板擋土結(jié)構(gòu)[2]中的錨定板一致，該技術(shù)適用于填方工程。錨定板擋土結(jié)構(gòu)是一種較成熟的結(jié)構(gòu)，很多學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了大量的研究。張英等[3]總結(jié)了當(dāng)前有關(guān)錨定板水平抗拔承載力的研究現(xiàn)狀，分析了錨定板在水平受拉時(shí)的三維力學(xué)機(jī)制，指出了當(dāng)前研究存在的不足；張發(fā)春[4]通過(guò)改善傳統(tǒng)錨定板擋土結(jié)構(gòu)，研究了一種新型高大錨定板擋土墻，通過(guò)實(shí)際工程應(yīng)用證明了該新型擋墻的優(yōu)良性能。無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋土技術(shù)與錨定板擋土墻技術(shù)最大的區(qū)別在于前者需要對(duì)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋施加預(yù)拉力。錨定板擋墻在外形上與該技術(shù)構(gòu)筑的擋墻相似，但該技術(shù)對(duì)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料施加預(yù)拉力并錨固在擋板、錨定板上，對(duì)加筋體的力學(xué)性能有重要的影響，研究這一影響對(duì)揭示該技術(shù)的工作機(jī)理有重要的意義。因此，本文對(duì)雙根無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋體和普通加筋體分別進(jìn)行了縮尺模型試驗(yàn)，研究加筋材料上的預(yù)拉力對(duì)加筋體位移和內(nèi)部土壓力的影響，并將2個(gè)模型試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比研究。

2 試驗(yàn)原理及模型材料

縮尺模型試驗(yàn)在巖土工程中面臨的最大問(wèn)題是相似比的問(wèn)題。為了滿足相似比的要求，采用離心機(jī)完成模型試驗(yàn)[5-6]顯然是最合適的方案。一方面，這種試驗(yàn)選用的是原型一致的材料，材料的本構(gòu)關(guān)系一致；另一方面，采用離心加速度模擬模型的重力加速度，縮尺模型可以較好地模擬原型的應(yīng)力場(chǎng)。將離心加速度相對(duì)于重力加速度的比例與縮尺比例聯(lián)系在一起，能夠得到較好的定量結(jié)論。但是由于模型過(guò)小,很難獲得內(nèi)部的應(yīng)力分布及加筋材料應(yīng)變的分布。為了解決這個(gè)問(wèn)題，本文采用增大填料密度的方法建立縮尺模型試驗(yàn)，通過(guò)增大密度獲得與原型結(jié)構(gòu)內(nèi)相似的應(yīng)力場(chǎng)。但是要求試驗(yàn)采用的增大密度填料與普通無(wú)黏性填料力學(xué)特性一致，顯然存在可行性。本文采用鋼砂模擬普通填料，一方面獲得較高的密度，另一方面，由于鋼砂和普通無(wú)黏性填料相比其強(qiáng)度指標(biāo)均來(lái)自于顆粒之間的相互作用，因而可以通過(guò)調(diào)整鋼砂的級(jí)配達(dá)到普通無(wú)黏性填料的強(qiáng)度指標(biāo)。

2.1 試驗(yàn)原理

以靜止土壓力模擬為例，如果縮尺模型與原型相應(yīng)位置的應(yīng)力狀態(tài)相同，需滿足自重應(yīng)力相等，即σm=σp，于是有

(1)

式中：ρm為模型填料密度；ρp為原型結(jié)構(gòu)填料密度；gm為模型填料重力加速度；gp為原型結(jié)構(gòu)填料重力加速度；hm為模型內(nèi)距離頂面的高度；hp為原型結(jié)構(gòu)內(nèi)距離頂面的高度。

根據(jù)式(1)，試驗(yàn)的密度比為n(ρm/ρp=n)時(shí)，原型與模型距離頂部的高度比為n，因而模型的尺寸可以縮小為原型的1/n。在保證模型填料強(qiáng)度參數(shù)與原型填料強(qiáng)度參數(shù)一致的情況下，根據(jù)量綱分析和離心模型試驗(yàn)的比尺關(guān)系[7-8]，模型試驗(yàn)參數(shù)滿足表1所示的相似比(模型/原型)。

表1 模型試驗(yàn)相似比Table 1 Similarity ratio of model test

2.2 試驗(yàn)用鋼砂的配置

試驗(yàn)用鋼砂的配置的目的是既要獲得較高的密度，又要獲得較為合適的內(nèi)摩擦角。試驗(yàn)用鋼砂采用2種鋼砂均勻混合得到，這2種鋼砂的材料特性見(jiàn)表2，級(jí)配曲線見(jiàn)圖1所示。對(duì)不同配比的這2種砂進(jìn)行充分混合并測(cè)試相應(yīng)組合的密度及內(nèi)摩擦角。粗鋼砂與細(xì)鋼砂配比范圍為1∶1～2∶1。采用試驗(yàn)測(cè)試不同配合比的材料參數(shù)，并將測(cè)試結(jié)果除以2種鋼砂相應(yīng)參數(shù)的平均值作為歸一化量值，結(jié)果如圖2所示。

表2 鋼砂力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of steel shot

圖1 不同鋼砂級(jí)配曲線Fig.1 Gradation curves of different steel shots

圖2 不同配比的填料力學(xué)性質(zhì)Fig.2 Mechanical parameters of filling meaterial with different mix ratios

根據(jù)測(cè)試結(jié)果，縮尺模型試驗(yàn)填料選用的混合比例為1.3∶1，其材料特性見(jiàn)表3。由表3可知試驗(yàn)采用的鋼砂與普通無(wú)黏性填料性質(zhì)較為一致。本模型試驗(yàn)的相似比n=3。

表3 填料力學(xué)參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of filling material

2.3 加筋材料

加筋材料的模擬包括加筋長(zhǎng)度和單位寬度范圍內(nèi)加筋數(shù)量的模擬。采用表1中的相似關(guān)系，將縮尺模型中的加筋材料的長(zhǎng)度按1/n原型結(jié)構(gòu)內(nèi)加筋材料的長(zhǎng)度等效；由于該縮尺模型試驗(yàn)采用的加筋材料與原型結(jié)構(gòu)內(nèi)的加筋材料相同，因而需要等效單位寬度內(nèi)分布的加筋材料。根據(jù)文獻(xiàn)[9]的原理，縮尺模型內(nèi)單位長(zhǎng)度所承受的拉力為原型結(jié)構(gòu)內(nèi)加筋材料單位長(zhǎng)度所承受拉力的1/n。試驗(yàn)選用玻璃纖維土工格柵作為普通加筋材料，網(wǎng)眼尺寸為19 mm×19 mm。將受力方向格柵每3根剪去2根，使單位長(zhǎng)度上的承載能力降低3倍，處理后的格柵不僅保證了力學(xué)性能的相似，也保證了筋土界面特性的相似。對(duì)格柵主要力學(xué)性能進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 玻璃纖維格柵力學(xué)性能Table 4 Mechanical parameters of fiber glass geogrid

無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋由鋼絞線和PVC管構(gòu)成，將鋼絞線穿過(guò)PVC管，并保證預(yù)應(yīng)力筋在管內(nèi)可自由滑動(dòng)，且不與填料接觸，鋼絞線與錨定板連接，張拉后錨固在擋板上。無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋中采用的鋼絞線直徑為6 mm，滿足模型試驗(yàn)預(yù)拉力施加的強(qiáng)度和變形要求,鋼絞線的力學(xué)性能見(jiàn)表5。

表5 鋼絞線力學(xué)性能Table 5 Mechanical parameters of steel strand

圖3 擋板尺寸Fig.3 Dimensions of panel

2.4 擋 板

縮尺模型采用的擋板為鋼筋混凝土板[9]，模型擋板尺寸如圖3所示，縮尺模型中在擋板與填料接觸面設(shè)置了預(yù)埋鋼筋連接件用于與土工格柵的連接。擋板安裝時(shí)相互搭接，為了保持擋板外表面平齊，每塊擋板邊緣處厚度縮至2 cm，搭接長(zhǎng)度為2.5 cm。

3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图肮r

在砂箱構(gòu)筑縮尺模型，該模型模擬平面應(yīng)變情況，因此要求兩側(cè)的面板不僅具有足夠的剛度，還要求內(nèi)表面足夠光滑，所以模型試驗(yàn)箱的內(nèi)表面均采用鋼化玻璃。砂箱凈尺寸為長(zhǎng)×寬×高=1.5 m×0.75 m×1.75 m。模型高1.27 m，加筋材料長(zhǎng)度L=0.76 m。假定相似比為n=3，可模擬填料密度為1.768 g/cm3，高度為3.81 m的加筋體。

3.1 試驗(yàn)工況及模型制作

為了研究雙根無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋對(duì)加筋體力學(xué)性能的影響以及預(yù)壓應(yīng)力的分布,進(jìn)行了2個(gè)縮尺模型工況的研究，見(jiàn)表6。2個(gè)模型的尺寸、填料參數(shù)完全一致。工況1為普通加筋體縮尺模型試驗(yàn)，模型填筑完成后，進(jìn)行逐級(jí)堆載；工況2與工況1的最主要區(qū)別是工況2用2根無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋代替了第2和第4層普通筋材(其余布置均保持不變)，并在填筑完成后對(duì)預(yù)應(yīng)力筋施加預(yù)拉力，最后逐級(jí)進(jìn)行堆載。試驗(yàn)裝置如圖4所示。

表6 試驗(yàn)工況Table 6 Test cases

圖4 模型試驗(yàn)裝置Fig.4 Device of model test

加筋體分5層填筑，每一層填筑鋼砂至加筋位置時(shí)，放置擋板、鋪設(shè)筋帶、布置傳感器并測(cè)試讀數(shù)，依次完成模型填筑。文中填筑層、擋板、加筋層的編號(hào)由下向上進(jìn)行編號(hào)。模型頂部有加載區(qū)，采用標(biāo)準(zhǔn)砝碼施加豎向荷載，荷載分3級(jí)，每級(jí)荷載5.33 kPa。工況2中，需要對(duì)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料分級(jí)施加預(yù)拉力，其中第2層預(yù)拉力分4級(jí)：5.0,7.5，10.0，12.5 kN；第4層預(yù)拉力分3級(jí)：2.5，5.0，7.5 kN。

3.2 試驗(yàn)測(cè)試方案

縮尺模型的測(cè)試內(nèi)容主要包括2個(gè)部分：①位移， 包括擋板的水平位移及頂面的豎向位移； ②擋板背部土壓力分布。 工況2增加了無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料的預(yù)拉力測(cè)試。 測(cè)試儀器布置如圖5所示。 擋板背部布置了5個(gè)土壓力盒用于測(cè)試擋板背部水平土壓力； 模型上布置了8個(gè)JWYDC型位移計(jì)， 其中5個(gè)用于測(cè)量擋板位移， 3個(gè)用于測(cè)量頂部沉降位移。

圖5 測(cè)試儀器布置示意圖Fig.5 Sketch of instrument layout

4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 擋板位移分析

擋板側(cè)向位移由布置在擋板位置的5個(gè)位移計(jì)測(cè)量，位移計(jì)的布置與加筋體內(nèi)加筋層位置對(duì)應(yīng)(見(jiàn)圖5)。2種工況在相同位置的測(cè)量結(jié)果見(jiàn)圖6。

圖6 預(yù)拉力對(duì)擋板側(cè)向位移的影響Fig.6 Influence of pre-tension on lateral displacements of the panel

通過(guò)比較2種工況在模型填筑完成時(shí)的側(cè)向位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，工況2中，第1—第5層擋板的側(cè)向位移明顯小于工況1中對(duì)應(yīng)的側(cè)向位移，其平均減小量和減幅分別為2.74 mm和56.06%。5個(gè)測(cè)點(diǎn)中，工況2的擋板側(cè)向位移最大值為3.58 mm，出現(xiàn)在第4層擋板位置處，相比工況1對(duì)應(yīng)的側(cè)向位移量減小了2.85 mm。

表7 預(yù)拉力對(duì)各層擋板位移的影響Table 7 Influences of pre-tension on panel displacement

工況2中第2層各級(jí)預(yù)拉力對(duì)各層擋板側(cè)向位移的影響見(jiàn)表7。表中的減少量為每級(jí)預(yù)拉力下側(cè)向位移減去填筑完成時(shí)相應(yīng)位置的側(cè)向位移值，負(fù)值代表?yè)醢鍌?cè)向位移增大。減少幅度為位移的減少量與填筑完成時(shí)相應(yīng)位置的側(cè)向位移值的比值。由圖6(a)和表7可知，施加預(yù)拉力至5 kN時(shí)， 第2層預(yù)應(yīng)力筋層及其相鄰層擋板側(cè)向位移有所減少，其中預(yù)應(yīng)力筋層減幅最大達(dá)38.74%，第4層和第5層的側(cè)向位移則出現(xiàn)增加，其中第5層增幅明顯大于第4層；當(dāng)預(yù)拉力達(dá)到7.5 kN時(shí)，下部3層擋板側(cè)向位移繼續(xù)減少但仍以第2層減少為主，其累計(jì)減少量達(dá)1.55 mm，第4層和第5層檔板側(cè)向位移增幅明顯放緩；繼續(xù)施加預(yù)拉力至10.0 kN，下部3層的擋板側(cè)向位移減幅繼續(xù)擴(kuò)大，但預(yù)應(yīng)力筋相鄰上層的累計(jì)減幅僅有18.16%，遠(yuǎn)小于預(yù)應(yīng)力筋層100.45%的減幅，頂層側(cè)向位移的增量進(jìn)一步擴(kuò)大，累計(jì)增幅達(dá)49.28%；當(dāng)預(yù)拉力增加至12.5 kN時(shí)，仍以下部3層側(cè)向位移的減少為主，上部的側(cè)向位移變化較小。

第4層預(yù)拉力對(duì)擋板側(cè)向位移的影響如圖6(b)和表7所示。當(dāng)預(yù)拉力施加至2.5 kN時(shí)，第4層及相鄰層擋板側(cè)向位移出現(xiàn)減少，其中預(yù)應(yīng)力筋層減幅為54.77%，此時(shí)，第1、第2層擋板側(cè)向位移基本保持不變；繼續(xù)施加預(yù)拉力至5.0 kN時(shí)，加筋體上部3層擋板側(cè)向位移出現(xiàn)大幅減少，從第3、第4、第5層減少幅度依次為46.50%，156.28%,115.31%，累計(jì)最大減少量出現(xiàn)在預(yù)應(yīng)力筋層，達(dá)3.11 mm，而第1、第2層擋板側(cè)向位移增加幅度均不超過(guò)5%；當(dāng)預(yù)拉力達(dá)到7.5 kN時(shí)，上部3層側(cè)向位移繼續(xù)大幅減少，相鄰上層的減幅遠(yuǎn)大于相鄰下層，累計(jì)減幅仍以預(yù)應(yīng)力筋層最大，下部第1、第2層側(cè)向位移無(wú)明顯變化。

堆載完成后，工況1的擋板側(cè)向位移相比填筑完成時(shí)平均增幅達(dá)2 mm；工況2的擋板側(cè)向位移相比第4層預(yù)拉力施加完成時(shí)則基本無(wú)增加。試驗(yàn)表明，無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料上的預(yù)拉力明顯減小了加筋體擋板的側(cè)向位移。

4.2 擋板背部土壓力

縮尺模型僅有一個(gè)側(cè)面采用預(yù)制擋板，該側(cè)面共有5層、3列擋板構(gòu)成，擋板之間相互搭接，見(jiàn)圖4。擋板背部土壓力是由布置在中列擋板位置的土壓力盒測(cè)量，布置5個(gè)測(cè)點(diǎn)，中間一列擋板從下往上每塊擋板背部布置一個(gè)土壓力盒，見(jiàn)圖5。2種工況的擋板背部土壓力測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖7。填筑完成后，工況1中第2層擋板背部土壓力最大值略小于朗肯主動(dòng)土壓力值；工況2中第2層擋板背部土壓力最大，該層布置了無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料，其值顯著大于朗肯主動(dòng)土壓力值，達(dá)23.82 kPa。

圖7 預(yù)拉力對(duì)擋板背部土壓力的影響Fig.7 Influence of pre-tension on earth pressures on the panel表8 預(yù)拉力對(duì)各層擋板背部土壓力的影響Table 8 Influences of pre-tension on soil pressure on the back of panel

第2層預(yù)拉力對(duì)擋板背部土壓力的影響預(yù)拉力/kN第1層擋板第2層擋板第3層擋板第4層擋板第5層擋板增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%5.01.3322.0214.1947.651.7917.09-2.35-58.141.7730.617.53.1151.5217.3458.244.4742.74-2.26-55.811.3623.4710.05.0383.3328.4695.597.6973.50-3.76-93.022.0735.7112.510.07166.6734.77116.779.5791.45-4.80-118.612.7847.96第4層預(yù)拉力對(duì)擋板背部土壓力的影響預(yù)拉力/kN第1層擋板第2層擋板第3層擋板第4層擋板第5層擋板增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%增加量/mm增加幅度/%2.5-1.56-10.431.752.9513.0691.2519.18443.481.4227.915.0-2.20-14.722.894.8725.05175.0024.35563.04-2.31-45.357.5-2.29-15.343.335.6131.40219.3826.33608.70-3.49-68.61

第2層預(yù)拉力對(duì)擋板背部土壓力的影響見(jiàn)表8所示(表中增加量為各級(jí)預(yù)拉力值對(duì)應(yīng)的土壓力值減去填筑完成時(shí)相應(yīng)位置的土壓力值)。由表8可知：當(dāng)預(yù)拉力施加至5.0 kN時(shí)，除第4層外，各層擋板背部土土壓力均有增加，其中第1、第2、第3層增量分別為1.33，14.19，1.79 kPa，而第4層減小幅度達(dá)58.14%；繼續(xù)施加預(yù)拉力至7.5 kN，第1、第2、第3層增幅進(jìn)一步擴(kuò)大，第4、第5層增幅出現(xiàn)減?。划?dāng)預(yù)拉力達(dá)到10.0 kN，第2層累計(jì)增量達(dá)28.46 kPa，第1、第3層的平均增幅為78.41%，而第4、第5層相比預(yù)拉力為5.0 kN時(shí)平均增量為-0.855 kPa；施加預(yù)拉力至12.5 kN時(shí)，第1、第2、第3層平均增幅為124.96%，而第4、第5層累計(jì)變化量均不足5.0 kPa。

如圖7(b)和表8所示，當(dāng)?shù)?層預(yù)拉力施加至2.5 kN時(shí)，第4層擋板背部土壓力增量為19.18 kPa，相鄰的第3層和第5層的增幅分別為91.25%,27.91%，而第1、第2層的變化量均不足2 kPa；繼續(xù)施加預(yù)拉力至5 kN時(shí)，第3、第4、第5層擋板背部土壓力的增幅分別為175%,563.04%和-45.35%，而第1、第2層擋板背部土壓力的增量分別為-2.20 kPa和2.89 kPa；當(dāng)預(yù)拉力達(dá)到7.5 kN時(shí)，第1、第2層擋板背部土壓力累計(jì)變化幅度不足20%，而第3、第4層擋板背部土壓力的平均增幅為414%，第5層累計(jì)減幅達(dá)68.61%。

試驗(yàn)表明，無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)拉力改變了擋板背部土壓力的分布；同時(shí)增加了本層及相鄰下層的擋板背部土壓力，相鄰上層擋板背部土壓力的變化則與加筋位置有關(guān)；預(yù)拉力施加擋板背部土壓力有較大幅度的增加，但以預(yù)應(yīng)力筋作用層增加最為明顯。這是由于預(yù)拉力直接作用于本層擋板上，同時(shí)相鄰層擋板間有一定的搭接約束作用，所施加在加筋材料上的預(yù)拉力會(huì)通過(guò)擋板間的搭接傳遞至相鄰層。

4.3 頂部沉降分析

2種試驗(yàn)工況均在模型頂部進(jìn)行了堆載，堆載區(qū)域見(jiàn)圖5所示。試驗(yàn)過(guò)程中不同階段的頂部沉降見(jiàn)圖8所示。填筑完成后，工況1和工況2頂部各測(cè)點(diǎn)平均沉降量分別為0.230,0.203 mm，沉降分布基本一致。各層預(yù)拉力及堆載對(duì)頂部沉降影響如圖8所示，第2層無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料上的預(yù)拉力達(dá)到12.5 kN時(shí)頂部沉降有明顯增加，平均沉降量增加至0.543 mm；沉降最大值出現(xiàn)在距離擋板最近處，其值達(dá)0.75 mm。當(dāng)?shù)?層無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料上的預(yù)拉力達(dá)到7.5 kN時(shí)，頂部沉降明顯減少并出現(xiàn)負(fù)值，3個(gè)測(cè)點(diǎn)平均值達(dá)-0.503 mm，其中距離面板10 cm和30 cm處沉降量分別為-0.78 mm和-0.81 mm。這是由于第2層預(yù)應(yīng)力施加，下部擋板發(fā)生較大的向內(nèi)位移，而在加筋體頂部，擋板的約束作用很小，又由于鋼砂自身密度較大，所以預(yù)拉力作用下頂部鋼砂會(huì)向外擴(kuò)散，從而增加了頂部沉降。

圖8 模型頂部沉降Fig.8 Settlement on the top of model

堆載引起工況1和工況2頂部沉降平均增量分別為0.84,0.31 mm，其中工況1距離擋板10 cm處由堆載引起的沉降量為1.06 mm，工況2的平均沉降量為-0.193 mm。無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋在預(yù)拉力作用下，限制了加筋體水平變形，從而大大減小了荷載作用下加筋體的豎向沉降。

4.4 無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料的預(yù)拉力

在工況2中，無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料上的預(yù)拉力對(duì)加筋體的力學(xué)性能有較大的影響，試驗(yàn)中測(cè)試了預(yù)拉力的變化情況。圖9給出了工況2中加筋材料上預(yù)拉力的變化。由圖9可知：填筑過(guò)程中筋帶預(yù)拉力有所增加，最大增量出現(xiàn)在第2層預(yù)應(yīng)力筋,達(dá)0.9 kN；施加預(yù)拉力過(guò)程中，預(yù)應(yīng)力筋之間基本無(wú)相互影響；但在試驗(yàn)靜置過(guò)程中預(yù)拉力出現(xiàn)減少，最大減幅為0.5 kN；逐級(jí)堆載過(guò)程中筋帶上的預(yù)拉力保持不變。

圖9 筋帶預(yù)拉力Fig.9 Pre-tensions of reinforced belt

研究認(rèn)為：填筑過(guò)程中由于預(yù)應(yīng)力筋帶的約束作用使筋帶預(yù)拉力不斷增大，但在靜置過(guò)程中預(yù)拉力又會(huì)發(fā)生損失，不同預(yù)應(yīng)力筋層間預(yù)拉力施加的互相影響很小，基本可以忽略。堆載過(guò)程中伴隨預(yù)拉力的損失，沒(méi)有使預(yù)拉力明顯增加。

5 結(jié) 論

本文完成了雙根無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋體的鋼砂模型試驗(yàn)，研究了對(duì)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋施加預(yù)拉力及堆載加筋土力學(xué)性能的影響，在此基礎(chǔ)上獲得了以下結(jié)論：

(1) 通過(guò)增加填料密度，利用縮尺模型試驗(yàn)可以模擬加筋體原型應(yīng)力狀態(tài)下的受力和變形。

(2) 相比普通加筋體，無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋體由于無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料和預(yù)拉力的存在可以有效約束擋板、填料，有效減少擋板水平位移和模型頂部沉降。

(3) 無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋材料上預(yù)拉力可以減少無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力加筋層及相鄰層擋板的水平位移，對(duì)加筋體頂部沉降的影響則與預(yù)應(yīng)力筋的加筋位置有關(guān)。

(4) 試驗(yàn)表明2根無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋被施加預(yù)拉力時(shí)并沒(méi)有明顯的相互作用。

[1] 程良奎，范景倫，韓 軍，等.巖土錨固[M]．北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2003.

[2] LEE K M, YOO C.Instrumentation of Anchored Segmental Retaining Wall[J]. Geotechnical Testing Journal, 2003, 26(4): 382-389.

[3] 張 英，胡 偉，姜守東．豎向錨定板平抗拔承載力三維力學(xué)模型分析[J]．公路工程，2015, (2)：74-79.

[4] 張發(fā)春．一種新型高大錨定板擋土墻的設(shè)計(jì)與施工[J]．中外公路，2008,28(5)：45-50.

[5] 于玉貞，鄧麗軍．抗滑樁加固邊坡地震響應(yīng)離心模型試驗(yàn)[J]．巖土工程學(xué)報(bào)，2007，29(9)：1320-1323.

[6] 杜延齡．土工離心模型試驗(yàn)基本原理及其若干基本模擬技術(shù)研究[J]．水利學(xué)報(bào)，1993,(8)：19-28,36.

[7] 包承綱, 饒錫保. 土工離心模型的試驗(yàn)原理[J]. 長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào), 1998, 15(2): 1-4.

[8] 高長(zhǎng)勝，徐光明，張 凌，等．邊坡變形破壞離心機(jī)模型試驗(yàn)研究[J]．巖土工程學(xué)報(bào)，2005，27(4)：478-481.

[9] 蔡正銀，章為民．京九鐵路加筋土擋墻離心模型試驗(yàn)[J]．水利水運(yùn)工程學(xué)報(bào)，1997 ,(2)：160-166.

(編輯：陳 敏)

Mechanical Properties of Reinforced Body with DoubleUnbonded Prestressed Reinforcements

DU Yun-xing, ZHOU Fen, LIANG Qiang

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

The mechanical properties of reinforced body with double unbonded prestressed reinforcements are affected by the pre-tension applied on it. In scale model tests, steel shot was adopted to simulate the intensity of cohesionless fill and the stress state of the reinforced body. The distribution of deformation in the reinforced body and the soil pressure on the back of slab were obtained through applying pre-tension on unbonded prestressed reinforcement and heaped load at the top of reinforced body step by step. The test results were compared with those of common reinforced body. Results revealed that the settlement on the top of the reinforced body in the presence of pre-tension was smaller than that of common reinforced body in the absence of pre-tension. The increment of pre-tension reduced the horizontal deformation of slab and affected the settlement on the top of the reinforced body, which depends on the position of unbonded prestressed reinforcement. Moreover, the horizontal deformation of slab and vertical deformation of the prestressed reinforced body changed little under heaped load. When applying pre-tension, there is almost no interaction between the reinforcements.

unbonded prestressed reinforcement; reinforced body; pre-tension; mechanical property; scale model test

2016-06-15；

2016-08-08

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目( 51378199,51108174)

杜運(yùn)興(1971-)，男，河南平頂山人，副教授，博士，主要從事加筋土技術(shù)研究工作，(電話)0731-88822667(電子信箱)duyunxing@hnu.edu.cn。

10.11988/ckyyb.20161017

TU472.3

A

1001-5485(2017)02-0045-07

2017,34(2):45-51