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(同濟大學 土木工程學院地下建筑與工程系，上海 200092)

1 研究背景

GRS(Geosynthetic Reinforced Soil)結構是指加筋間距不超過30 cm、填料壓實度超過95%的加筋土體，主要作為加筋橋臺等承受上部荷載作用的土工結構物使用[1]。MSE(Mechanically Stabilized Earth)結構則是加筋間距相對較大的加筋土體，即目前工程中常用的加筋土結構，以用作加筋土擋墻或邊坡為主，偶爾也用于加筋土橋臺。由于GRS結構的加筋間距更小，且填料壓實效果更好，一般認為GRS結構具有承載能力更好、沉降及側向位移更小、墻面所受的側向土壓力更小、筋材應變及受力更小等優(yōu)于MSE結構的特性[2-3]。

GRS結構與MSE結構的本質區(qū)別在于受力機制的不同。一般學者認為：MSE結構的受力機制是“力的傳遞與平衡”，即潛在破裂面外側不穩(wěn)定土體的側向土壓力由面層系統承受，并通過與面層連接的筋材將該部分土壓力傳遞至筋材錨固段的穩(wěn)定土體中，以達到力的平衡[4-5]。GRS結構雖然是MSE結構的改進，但在受力機制上卻表現出質的變化，通常被視為一種類似于“鋼筋混凝土”的具有復合材料特性的復合體結構[6-7]。受力機制的不同，導致了GRS結構和MSE結構之間結構性能的差異。

關于GRS結構和MSE結構的性能特點及其影響因素方面的試驗研究，目前已有不少的成果積累。在承載力特性方面，Adams等[8-9]利用實際工程材料進行了一系列小型橋墩的承載性能試驗(MP試驗)，結果表明GRS結構的極限承載力通常能達到1 000 kPa以上；Wu等[10]通過現場試驗得到的GRS橋臺的極限承載力則略低。Nicks等[11]進一步研究了GRS結構承載特性的影響因素，結果表明：填料力學性質越好、壓實度越高、筋材強度越大、加筋間距越小，承載能力越好。Wu等[12]通過平面應變條件下的土-筋復合體試驗(GSGC試驗)對比了GRS結構和MSE結構之間承載性能的差異，結果表明GRS結構的極限承載力要比MSE結構大很多。在變形特性方面，美國聯邦公路管理局(FHWA)總結了一些GRS橋臺的沉降監(jiān)測數據，認為GRS橋臺的壓縮變形基本上在施工階段完成，通車后的沉降及差異沉降均很小[8]。美國特納-費爾班克公路研究中心(TFHRC)對采用不同筋材強度的2座GRS橋臺進行了長達12 a的沉降監(jiān)測，結果表明筋材強度對GRS結構變形的影響不大[13]。Bueno等[14]和Benjamim等[15]總結了部分GRS結構的工程監(jiān)測數據，認為GRS結構在自重荷載條件下的最大側向位移及筋材最大應變基本發(fā)生在結構高度的中心位置附近；而MSE結構的最大側向位移一般認為發(fā)生在結構高度的2/3處。Adams等[8]通過工程經驗的總結，認為壓實性良好的加筋土結構的側向變形與豎向變形之間近似滿足“體積應變?yōu)?”的關系，并給出了經驗換算公式；Khosrojerdi等[16]利用室內模型試驗的數據進一步驗證了這一結論。

盡管對于GRS結構和MSE結構單獨展開的試驗研究已有了豐富的成果，但在同一批次的試驗中直接對比研究兩者在工作荷載狀態(tài)下的性能差異的成果還很少見。本文根據相似理論，設計了收縮比例為1/2的縮尺模型試驗進行GRS結構和MSE結構在工作狀態(tài)下的性能特點的對比研究。實際工程中，GRS結構的常用加筋間距為0.2 m或0.3 m[12]，MSE結構的典型加筋間距為0.6 m[17]，因此試驗中根據收縮比例1/2分別設置0.1，0.15，0.3 m 3種加筋間距進行對應。試驗結果表明，加筋間距為0.1 m和0.15 m時模型的結構性能比較接近，而加筋間距為0.3 m時模型的結構性能有著明顯的不同；這說明GRS結構和MSE結構之間有著明顯的性能差異。

GRS結構和MSE結構有著各自不同的設計體系，有著不同的計算方法評價相關結構性能的量化指標。這些評價方法主要包括Wu和Adams的評價側向位移的方法、臨時指南和AASHTO規(guī)范中計算筋材軸力的方法[8,16,18]。本文在試驗實測數據的基礎上，對比了不同評價方法的量化指標與實測值之間的差異，以驗證這些方法在GRS結構和MSE結構中的各自適用性。結果表明，不同的評價方法對GRS結構和MSE結構的適用性各不相同，這進一步說明了GRS結構和MSE結構之間存在著較大的差別，應在實際工程中引起注意。

2 試驗方案

2.1 試驗裝置

試驗模型主要按GRS橋臺為原型進行設計。工程實例中，有規(guī)模較小的GRS橋臺高約3 m，限于室內試驗的條件，取長度相似比λ=2進行縮尺模型試驗設計，以保證模型高度在試驗條件允許的前提下盡可能大。對于土工結構物，填料密度的相似比一般取1，其他相似比可以根據長度相似比和填料密度相似比確定，其值如表1所示[19-21]。

GRS橋臺的承載區(qū)域(即橋跨結構與GRS橋臺的接觸部位)通常為長條形，其長度與寬度的比值一般在7～14之間，因此可以按平面應變條件進行分析研究[11]。按平面應變條件，取試驗模型的尺寸為：長度L×寬度B×高度H=2.3 m×1.0 m×1.5 m。試驗裝置如圖1所示，模型箱由型鋼及鋼板構成，模型一側臨空。為保證試驗模型的平面應變條件，模型箱兩側壁設置1 mm厚的聚四氟乙烯膜進行減阻，聚四氟乙烯膜與模型箱側壁之間涂刷凡士林進行潤滑[12]。

表1 模型試驗的相似比Table 1 Similitude relationships for model tests

圖1 模型試驗裝置簡圖Fig.1 Schematic diagram of test apparatus

試驗荷載由千斤頂通過反力架施加于剛性載荷板上，載荷板寬度0.3 m，其外側邊緣距離面板內側邊緣0.1 m(即“避讓距”，如圖1所示)。工程中，GRS橋臺的設計允許承載力一般不超過200 kPa[8]，根據應力相似比λ=2，相應的試驗加壓荷載應為100 kPa。本次試驗即研究該級荷載條件下GRS結構與MSE結構的工作性能的差別。

2.2 試驗方案

在實際工程中，GRS橋臺的常用加筋間距為0.2 m或0.3 m[12]，MSE擋墻的典型加筋間距為0.6 m[17]；按長度相似比λ=2，分別取加筋間距Sv為0.1，0.15，0.3 m進行3組模型試驗的對比研究，試驗組號依次命名為A，B，C。即試驗A和試驗B的模型代表GRS結構，而試驗C的模型則代表MSE結構。

2.3 填料性質

按美國臨時指南[8]推薦的填料級配要求，結合本次試驗選定的長度相似比λ=2，則試驗用填料的級配應滿足表2的要求。據此配比獲得的填料為不均勻系數Cu=4.21、曲率系數Cc=0.47的均勻土，級配曲線如圖2所示。填料類型為粗砂，其最大干重度γdmax和最小干重度γdmin分別為18.5 kN/m3和14.9 kN/m3。試驗過程中填料分層擊實，擊實后的干重度γd=17.6 kN/m3，相對密度Dr=0.8。根據室內大型直剪試驗，該相對密度下的填料內摩擦角φ=40°，黏聚力c= 0 kPa。

表2 試驗用填料的級配要求Table 2 Gradation requirements for test fillers

圖2 試驗用填料的級配曲線Fig.2 Grain size distribution of sand filler

圖3 試驗用土工格柵的拉伸曲線Fig.3 Tensile curve of geogrid for test

2.4 筋材性質

實際工程中，GRS橋臺所用的加筋材料通常為有紡PP土工布(HPG-57型號)，極限拉伸強度70 kN/m，2%伸長率時的拉伸強度為19.3 kN/m、剛度約為965 kN/m[8]。通過寬條拉伸試驗的比選，加筋材料采用TGSG25-25型聚丙烯雙向土工格柵，網孔尺寸40 mm×40 mm，肋條寬度和厚度分別為3.5 mm和1.0 mm，其拉伸曲線如圖3所示；其他主要力學性質參數如表3所示，能近似滿足相似比要求。

表3 試驗用土工格柵的參數Table 3 Properties of test geogrid

2.5 面板型式

面板材料選用如圖4所示的格賓碎石籠，籠體尺寸：長度Lg×寬度Bg×高度Hg=1.0 m×0.1 m×0.1 m(或0.15 m)?；\體設置2種高度是為了不同試驗組別之間加筋間距的調整。對于試驗A和試驗B，面層系統由格賓碎石籠垂直碼放形成，筋材直接壓在上、下籠體之間，即筋材與格賓碎石籠的連接方式為摩擦型連接，以此模擬實際工程中GRS結構的面層連接方式；相對應地，試驗C的筋材與格賓碎石籠通過8號鉛絲進行綁扎固定，以模擬MSE結構面層的機械連接型式。試驗模型制作過程中，面層系統外側通過模板進行支護，以保證面層系統的垂直度；模型制作完成后再拆除模板。

圖4 格賓碎石籠面板Fig.4 Gravel gabion

圖5 試驗監(jiān)測方案Fig.5 Test monitoring schemes

2.6 監(jiān)測方案

試驗過程中，對載荷板沉降、筋材應變、墻體側向變形等進行監(jiān)測，各組試驗的監(jiān)測元件布置如圖5所示，各組試驗的監(jiān)測元件都布設于同一高度位置以方便對比分析。側向百分表的安置高度自下而上分別是0.3，0.75，1.05，1.35 m；貼應變片的4層筋材的高度自下而上分別是0.3，0.6，0.9，1.2 m?？拷褓e碎石籠的第一列應變片距離籠體0.1 m，各列應變片之間相距0.4 m。

試驗用應變片型號為BFH120-3AA-D100，基底尺寸6.9 mm×3.9 mm，絲柵尺寸3.0 mm×2.3 mm，電阻值120 Ω，靈敏系數2.0±1%。應變片通過502膠水粘貼在格柵節(jié)點上，粘貼前采用磨光機對格柵節(jié)點進行打磨，以增加粘貼面的平整度與粗糙度，使得應變片粘貼牢固。粘貼后的應變片表面涂抹一層703硅膠進行保護(圖6)。應變片絲柵受力方向與筋材受力方向保持一致，應變數據通過YE2539高速靜態(tài)應變儀采集，儀器分辨率為1 με，測量誤差為±0.3% F·S。

圖6 應變片粘貼形式Fig.6 Paste form of strain gauge

2.7 加載方案

實際工程中，橋跨結構的荷載通常是一次性施加在GRS橋臺上的。因此，試驗過程中，載荷板上的荷載一次性施加至100 kPa。

3 試驗結果與分析

3.1 沉降及側向位移分析

載荷板沉降取數顯百分表讀數的平均值。試驗A(Sv=0.1 m)、試驗B(Sv=0.15 m)和試驗C(Sv=0.3 m)在100 kPa靜力荷載條件下的沉降值分別為8.67，17.92，23.15 mm，相應的豎向相對變形分別為0.58%，1.19%，1.54%。試驗結果表明：在密實度及其他試驗條件保持一致的情況下，加筋間距越小，結構頂面的沉降越小。

圖7顯示了各組試驗墻體的側向位移分布規(guī)律，側向位移基本上隨著墻高的增加而增大。試驗A和試驗B的側向位移相比試驗C要小很多，說明加筋間距減小到一定程度時，對結構體的側向變形能起到明顯的約束作用。試驗A、試驗B、試驗C在100 kPa靜力荷載條件下的最大側向位移分別為5.49，8.59，19.35 mm。

圖7 側向位移監(jiān)測成果Fig.7 Monitored lateral displacement

如前所述，試驗A和試驗B的模型代表GRS結構，而試驗C的模型則代表MSE結構。從上述試驗結果易知：在相同的工作荷載條件下，GRS結構的頂面沉降及側向變形比MSE結構要小很多，GRS結構表現出更好的整體剛度。

3.2 筋材應變分析

各組試驗所得筋材應變的分布規(guī)律如圖8所示，筋材應變隨著筋材埋深的增加而減小，說明下部筋材受附加荷載的影響較小。根據現有的應變監(jiān)測數據推測分析，加筋間距越小，各層筋材的最大應變越小，且應變的分布趨勢更加均勻一些；這說明加筋層數的增加使筋材受力分擔更均勻。

圖8 筋材應變分布規(guī)律Fig.8 Distribution of strain of reinforcements

對比試驗A、試驗B、試驗C的應變分布曲線，尤其是第1—第3層筋材的應變分布曲線，易知試驗A和試驗B的應變分布規(guī)律比較接近，而與試驗C有著較大的差別；且在同一層筋材的水平方向上，試驗A和試驗B的應變分布比試驗C的應變分布相對均勻?？梢姡珿RS結構相比于MSE結構，表現出相對較好的復合體特性。

4 試驗數據的理論對比分析

4.1 側向位移的理論對比分析

Wu[22]和Adams等[8]針對GRS結構分別提出了如式(1)和式(2)所示的估算最大側向位移的方法，估算值與試驗值之間的對比如表4所示。

(1)

式中：δmax為最大側向位移(mm)；εd為筋材最大應變；H為結構體高度(m)。

(2)

式中：DL為結構體的最大側向位移(mm)；bq,vol為包括避讓距在內的豎向荷載分布寬度(m)；Dv為結構體頂面的豎向沉降(mm)。

表4 最大側向位移估算值與試驗值對比Table 4 Comparison between estimated values and test values of maximum lateral displacement

對比結果表明，用Adams或Wu的方法估算GRS結構最大側向位移的誤差比估算MSE結構的要小很多，該方法對GRS結構較為適用。這從側面說明了GRS結構與MSE結構的差異性。此外，評價GRS結構的最大側向位移時，Adams的方法比Wu的方法較為精確。

Wu的方法是就GRS結構的相關試驗數據統計分析得出的半經驗公式；而Adams的方法基于GRS復合體“體積應變?yōu)?”的假設，通過實際監(jiān)測的豎向沉降值進行換算得到。對于GRS結構，在“小變形”范圍內，Adams的假設基本能夠成立，所以其評價側向位移的方法比Wu的方法準確。

4.2 筋材軸力的理論對比分析

對于GRS結構，美國臨時指南[8]給出了如式(3)—式(4)所示的計算每層筋材最大軸力的半經驗公式；對于MSE結構，AASHTO規(guī)范[18]給出了如式(5)—式(6)所示的計算公式；而每層筋材的最大應變與筋材剛度的乘積可以認為是其最大軸力的試驗值。三者的對比如圖9所示。

(3)

σh=σh,W+Δσh,q。

(4)

式中：Tr為筋材軸力(kN/m)；σh為任意深度處土體的水平向總應力(kPa)；σh,W為任意深度處土體自重引起的水平向應力(kPa)；Δσh,q為任意深度處由超載引起的水平向應力(kPa)，采用Boussinesq方法估算；dmax為填料的最大顆粒直徑(m)。

Tmax=σH maxSv；

(5)

σH max=γp(σvkr+Δσvkr+ΔσH) 。

(6)

式中：Tmax為筋材最大軸力(kN/m)；σH max為任意深度處土體的水平向總應力(kPa)；σv為任意深度處土體的豎向自重應力(kPa)；Δσv為任意深度處由超載引起的豎向附加應力(kPa)，采用AASHTO規(guī)范方法估算；kr為側向土壓力系數，這里取kr=ka，ka為主動土壓力系數；ΔσH為其他水平向附加應力(kPa)，這里為0；γp為荷載調整系數，取1.5。

圖9 筋材軸力計算值與試驗值對比Fig.9 Comparison between calculated values and test values of the axial force of ribs

對比結果表明，隨著加筋間距的增大，臨時指南方法的計算值與試驗值之間的偏差越來越大，且該方法明顯不適用于MSE結構中筋材軸力的估算。相比于臨時指南的方法，AASHTO規(guī)范方法的計算值與試驗值之間的吻合程度明顯要好很多；該方法可以同時適用于GRS結構和MSE結構的筋材軸力的計算。

臨時指南計算方法的準確性受加筋間距變化的影響很大，究其原因在于式(3)中分母的指數項是根據監(jiān)測數據擬合的經驗值[12]，當加筋間距或顆粒最大粒徑稍加變化時，計算得到的筋材軸力就會發(fā)生很大的變動。所以該公式只能在特定填料級配和加筋間距的條件下使用，適用性有限。

5 結 論

本文利用相似比原理，采用縮尺模型試驗(長度相似比為2)分別模擬了GRS結構(試驗A、試驗B)和MSE結構(試驗C)在同一工作荷載條件(100 kPa)下的性能試驗，并對比分析了2種加筋土結構在相同工況下的性能差別，得出結論如下：

(1)加筋土結構中，隨著筋材間距的減小，結構整體剛度提高，在同等荷載條件下結構體豎向沉降及側向變形均減??；當加筋間距減小到一定程度時(本次試驗模型中約為15 cm，對應工程實際約為30 cm)，結構整體剛度明顯提高，筋材對側向變形的約束作用顯著提升，說明GRS結構的性能明顯優(yōu)于MSE結構。

(2)加筋層數的增加有助于筋材受力的分擔，GRS結構中筋材的應變分布比MSE結構較為均勻。相比于MSE結構，GRS結構表現出相對較好的復合體特性。

此外，本文還將部分試驗實測數據與相關計算評價方法的理論值進行了對比分析，得出結論如下：

(1)Adams或Wu的方法估算GRS結構最大側向位移的誤差比估算MSE結構的要小很多，該方法對GRS結構較為適用。在評價GRS結構的最大側向位移時，Adams的方法比Wu的方法較為精確。

(2)臨時指南中計算筋材軸力的方法受加筋間距變化的影響太大，適用性有限，僅適用于特定條件下的GRS結構。相比之下，AASHTO規(guī)范方法的計算值與實測值之間的吻合程度明顯更好；該方法可同時適用于GRS結構和MSE結構的筋材軸力的計算。

以上是本文對GRS結構與MSE結構在性能差異及相關計算評價方法的適用性方面的一些對比研究與探討，所得結論期待得到更多試驗數據和研究成果的驗證。