加筋粗粒土强度的试验研究

朱海龙，邢义川，张爱军，张少宏

（1.中国水利水电科学研究院，北京 100048；2.西北农林科技大学，陕西 杨凌 712100）

1 研究背景

加筋土结构在我国民间建筑历史上已有上千年的应用经验。目前发现的建于汉代的长城、建于明代的古城墙、建于清代的帝后陵寝均是加筋土结构应用的雏形。从这些历史遗留下来的加筋土结构看，其加筋材料已和填土体溶为一个整体，共同承担着结构自身稳定的作用。

由文献[1]收集到的资料可以看出，加筋土结构虽由不同材料组合而成，但实际上通过加筋和填筑碾压作用已形成为系统性的整体结构[1]。丁金华等[2]通过拉拔试验研究土工格栅与膨胀岩的界面相互作用发现，加筋格栅与膨胀岩界面作用力引起了土体的附加剪切应力，并在法向方向上按一定规律衰减，在加筋材料与土体作用面以外的一定范围内形成了“间接影响带”。在“间接影响带”内的土颗粒的位置、形状受界面作用力的影响发生错位或破碎、挤密，从而使土体的强度得以提高。“间接影响带理论”的提出，进一步说明加筋土结构不是单纯的筋、土组合结构，组合后的加筋土结构内部应力和变形不是单纯的土体应力（变形）和筋材应力（变形）的简单叠加，它们之间存在着一定程度的耦合作用，经过加筋材料加固后的“加筋土”成了一种新的复合结构，具有不同于原土体的应力和变形特点。

而我国目前应用的关于加筋土的规程、规范基本上将加筋材料和被加筋的土体视为两种独立的作用对象，分别考虑受力特点，按极限平衡的办法处理加筋土体的稳定问题，未考虑两种材料复合后的整体作用，从而导致墙越高，坡越陡，潜在破裂面距离自由面临空面越远，起锚固作用的筋材长度就越长、强度越高。最终导致加筋土结构的工程成本大幅上升，失去其特有的成本优势，尤其是对高度较高的加筋土挡墙和加筋土边坡，其经济性已很不明显。为了在结构上满足高边坡和高挡墙的建设要求，同时节约工程建设的成本，迫切需要对加筋土结构进行系统性研究，研究作为整体结构的加筋复合体的力学特征、强度特征，为充分利用和发挥其自身强度提供基础。

本文分析了加筋土强度的形成机理，并通过大型三轴试验的方法验证了分析结果。

2 加筋土强度试验研究的现状

加筋土体实质上仍然是一种土体。它是将具有一定抗拉强度的加筋材料置放于土体中，凭借加筋材料与土体的相互作用力，提高土的模量，使土的整体性得到增强，从而改善土中的应力分布，提高了土体的外在力学性能。从这一点上来看，研究加筋土强度的方法就与研究土体强度的方法密不可分。

用于测试土体抗剪强度的试验方法有多种，其中，直剪试验、无侧限抗压强度试验及三轴试验是较为常用的试验方法。人们最早是从枝叶掺杂于泥泞道路中可以提高道路通行性的生活实践中发现，土体在加筋后自身强度可得到明显提高。这种实践其实就是早期的加筋土无侧限抗压强度试验的雏形。近年来，研究人员通过规范地无侧限抗压强度试验研究发现，使用加筋材料对土体加筋，相同土体可以承受更高的负载能力[3-4]。

为了更量化地了解加筋土强度与变形的特征，国内外不少学者做了许多有益的研究。1974年Schloser和Long首先用采三轴压缩试验研究金属加筋砂土[5]，国内学者吴景海[6]、保富华[7-8]、张孟喜[9]、雷胜友[10]等分别通过三轴试验研究了加筋砂、加筋碎石土的强度特点，并引入加筋强度效果系数来定量评价加筋后土体相对不加筋土体强度提高的程度。魏红卫等[11]及王琛等[12]采用三轴试验研究了黏性加筋土（加筋红土）的强度特点，并用加筋后的峰值强度对比加筋前的黏性土峰值强度，量化研究加筋黏性土强度提高效果。也有不少学者采用大型直剪试验研究加筋土体的强度特征，如魏红卫等[13]通过直剪试验研究了加筋含砂低液限粉土的强度特征，并用峰值强度对比加筋前后土体剪切强度提高的程度。

多数直剪试验中加筋材料的受力条件和加筋土结构在实际工况下加筋材料的受力条件有较大差距。对于直剪试验，尤其是沿加筋材料面进行的直剪试验仅能反映筋材与加筋土体的界面强度，并不代表整个复合土体的强度，因而采用类似的直剪试验成果反映加筋土体强度的可靠性有待于商榷。

由于加筋土结构具有整体性的特点，对其强度的研究应不局限于筋土作用面，而应该包括加筋材料影响范围内的被加固土体。相对于直剪试验而言，三轴试验中土体和加筋材料的受力条件与实际工程中比较接近，且能反映加筋土作为整体材料的力学特性。虽然常规三轴试验中围压相等（σ2=σ3），与实际工程中加筋土结构通常一面临空的条件不完全相符合（σ2≠σ3，且可能存在σ4＞σ3），但在一定程度上仍能反映其强度和变形特征。因而在现阶段利用三轴试验对加筋土强度进行研究还是不错的选择。本次研究就采用大型三轴试验进行。

3 加筋土强度的形成和特征

普遍认为，在加筋土中，筋材对土体的约束作用增强了土体的抗剪强度。但笔者认为，加筋材料的形式不同对加筋土体强度提高的贡献是不同的。尤其是用拉筋带等带状材料和土工格栅等网孔类材料加筋，对被加筋土体强度提高的大小有着明显不同。不管是网孔状的土工格栅，还是条带状的拉筋带，关于它们与土体界面作用的研究成果有很多，在本文中不再详细展开论述，这里只提及界面作用力对被加筋土体强度的影响。

条带状的拉筋带和土体只发生界面摩擦作用，仅对与条带接触的土体的变形产生约束，间接对附近小范围内土体变形产生约束，变形约束的结果是条带加筋附近范围内的土体强度得以提高。而网孔状土工格栅水平铺设于土体中，开孔四周的纵、横向肋条约束了孔内土体的变形，对这部分土体强度产生影响。受加筋材料孔内土体变形约束的影响，土工格栅材料作用面两侧法向一定范围内的土体的变形也受到了约束。

以上这种观点得到了相关研究成果的证实。孙丽梅等[14]通过三轴试验研究了不同布筋方式对加筋复合土体强度的影响，认为不同加筋材料的材质、结构形式对加筋土强度的影响是不同的。同时认为，单向加筋基本不提高加筋土的强度，只有双向加筋约束才能提高复合土体的强度。杨锡武、钟以明[15]通过大型三轴试验加筋土夹石，也发现了类似规律。

下面重点研究用网孔状土工格栅进行加筋的加筋结构体的强度特点。

我们知道，自然土体在外力（σ1）作用下有向四周变形的趋势，在周围土体可以提供足够约束条件（σ3较大）下，其变形主要在外力（σ1）作用方向发生，侧向（垂直外力方向）变形（剪切变形）很少。而当周围土体不能提供足够的约束时（σ3较小），侧向变形（剪切）将会比较大，就有发生剪切破坏的可能。如图1示。

图1 自然土体的受力状态

图2 加筋影响层

图3 土工格栅约束作用

我们把受加筋材料直接约束作用的土层称为层1，与层1相接触的小薄土层称为层2，见图2。当土体中加入了网孔状的土工格栅材料后，在外力（σ1）作用下时，土工格栅网孔四周的肋条（有一定高度和刚度）对穿入网孔中的土体（层1）的侧向变形产生了一个阻碍作用，这就相当于给这一部分土体（层1）增加了一部分额外的约束（Δσ3，见图3示），加上土体受周围原有土体的约束（σ3），层1周围约束增强了（σ3+Δσ3），这部分约束增强的土体（层1）的变形就较为困难了。换句话说，这部分土体（层1）的强度得到了加强（如图4示）。

图4 土工格栅约束力

图5 影响层的约束力

由图2中可以看到，层2的土体与层1相连接，并且不再受到土工格栅网孔的约束。按照Coulomb强度准则，层1的土体和层2的土体之间是通过土颗粒之间的黏聚力和静摩擦力连接在一起的，这种颗粒之间的连接力在宏观上表现为咬合力。当加筋土结构受到外力作用时，土体中受加筋约束作用影响的土层其侧向变形较小或尚未发生，而不受筋材约束部分的土体（层2，层3，层4，……，层N）在围压较小的情况下，就会发生侧向变形。由于受被约束部分土体（层1）连接作用力的影响（图5），层2的变形不能充分发挥，其变形将小于自然土体受相同外力作用而引起的变形。同样，在层2和层3之间咬合力作用下，层3的侧向变形也受到了限制，其变形也将小于同等作用力下未受约束土体的变形。以此类推，在一定影响范围内的土层，其变形均受到一定程度的影响，如图6所示。

图6 加筋单元土体的变形

图7 加筋土体的变形

现在，假定自然土体在外力（σ1）作用下其侧向变形是均匀的，产生的侧向变形量为ΔU。

受加筋材料约束的影响，层1的土体的侧向变形量ΔU1=0，假定层1以上土体的侧向变形如图7所示，在高度为H的范围内，土体的侧向变形受加筋的影响，呈抛物线状。加筋对土体产生的约束力为F1，对应于各影响层土体，因加筋影响而产生的抵抗变形的抗力（剪阻力）分别为F2、F3、F4和F5。

加筋约束力F1所做的功为：W=F1×ΔU。抗力所做的功依次为W2=F2×(ΔU-ΔU2)；W3=F3×(ΔU-ΔU3)；W4=F4×(ΔU-ΔU4)；W5=F5×(ΔU-ΔU5)。

按照虚功原理关于内力所做功相等的原则，加筋约束力所做的功应当等于抗力所做功，因此有：W=W2+W3+W4+W5。

由于ΔU2＜ΔU3＜ΔU4＜ΔU5，因而有F2＞F3＞F4＞F5。由于约束力逐次减小，则随着远离加筋材料，未加筋部分土体的强度将逐渐恢复（减小）到自然状态。

由此可推断，在另一相邻层加筋的影响下，当两个加筋层之间的间距适合，保持加筋影响区域适当重叠时，完全可以使未加筋部分土体（如层4、层5）的侧向变形保持在与受加筋约束土层（层1）的同样水平。也就是说，可以使加筋结构体各处的强度保持一致。此时的加筋结构体就成为一个强度增强了的、各处强度均一的、新的复合土体。

对层1而言，在加筋约束状态下，当土体处于极限状态时，其破坏面上的最大剪应力

对其它部分土体来说，在正常状况下，当土体濒临破坏时，其破坏面上的最大剪应力

很明显，有τ′＞τ。

由上述加筋强度形成过程分析可知，加筋土的强度是由被加筋土体强度与所用加筋材料强度耦合的结果，是土体与加筋材料共同作用形成的这种结构的整体强度。加筋土的极限强度既不是土的极限强度，也不是加筋材料的屈服强度，而是与加筋材料对与其接触土体的约束作用大小密切相关。当这种约束作用强，则加筋强度高，约束作用弱，则加筋强度低。

4 应用三轴试验研究加筋煤矸石的强度

本次试验研究，以加筋煤矸石为对象，研究其加筋复合结构的强度特征。

试验采用饱和固结排水剪，周围压力分级为0.1、0.2、0.4和0.8MPa。试验采用YSZ-200型高压大型三轴仪进行，试样直径为300mm，试样高度为600mm。试样结构如图8所示。

工程现场一般填筑层的厚度为40cm，而室内大型三轴试验一般试样的高度为60cm，考虑试样的端部约束特性，认为在试样中间加入一层土工格栅比较合理，因此，试验中只加了一层筋材进行试验，加筋格栅布置在试样中间位置。

4.1 试样级配试验所用试样的颗粒组成和级配情况如表1、图9所示。

4.2 试验密度煤矸石的室内试验密度按试验料样最大干密度（1.97g/cm3）的95%控制，最终确定的煤矸石试验控制密度为1.87g/cm3。

4.3 试验过程与原理本次试验首先对煤矸石材料本身进行了三轴压缩（CD）试验，另对加入土工格栅加筋后的煤矸石也进行了三轴压缩（CD）试验。

试验筋材选用了4种强度规格的土工格栅：TGG100-50、TGG80-80、CATTX180-50、CATTX150-50，其力学特性如表2所示。各规格土工格栅网孔外轮廓尺寸分别为：15cm×15cm、15cm×15cm、22.2cm×12.5cm、19.0cm×11.0cm。

图8 三轴试验试样结构

表1 试样颗粒组成

图9 试验颗粒组成曲线

表2 加筋土工格栅力学指标

与本研究相关的三轴压缩试验，总共进行了7组。一组不加筋，仅对煤矸石进行三轴试验，还有4组在煤矸石中加不同规格土工格栅（TGG100-50、TGG80-80、CATTX180-50、CATTX150-50）进行试验，另有2组试验为煤矸石加筋材等面积缩尺及煤矸石加筋材等面积缩尺加约束试验。试验采用工况相同，制样干密度为1.87g/cm3，含水率均为饱和，试验全部采用固结排水剪（CD）的方法进行。

按等面积缩尺及等面积缩尺加约束对粗粒土加筋进行试验，主要是考虑到三轴试验颗粒缩尺效应的影响。

等面积缩尺的方法与原理为：如工程现场实际填料的最大粒径为300mm，以3倍最大粒径距离作为其影响范围，因此考虑对现场90cm×90cm填料范围内的加筋煤矸石进行试验。以网孔尺寸为15cm×15cm的加筋土工格栅为例进行试验。按此网孔尺寸计算，在研究范围内加筋材料的6个网格将约束煤矸石的变形；试样尺寸为30cm，其模拟的是现场90cm×90cm范围的力学性能，相当于缩尺比例为3。因此，试验时将加筋土工格栅的网孔尺寸也缩小3倍，改变为5cm×5cm的加筋材料加入试样中，另外，考虑到缩尺后应保持单位面积筋材本身的强度不发生变化，所以又将实际应用的土工格栅每根肋条一分为三后重新按5cm×5cm的网孔尺寸用强力粘合剂进行重新粘合。

等面积缩尺加约束是在上述等面积缩尺的基础上在加筋材料每个肋条的端部固定一个约束。这样做的目的，主要是考虑到在现场实际工程中，当发生滑坡或土体局部错动时，筋材由于铺设范围大，不易随土体错动而动，而室内试验的试样由于尺寸较小，当试样在压缩过程中发生错动时，筋材会随着试样移动，从而会降低筋材的作用。

4.4 试验成果试验成果按摩尔—库伦强度公式进行整理，试验结果见表4。经试验，所得的应力-应变曲线见图10，各级压力下的极限强度值见表3。

表3 各级压力下的极限强度值

表4 摩尔-库伦抗剪强度成果

图10 试样的应力-应变曲线

4.5 成果分析

（1）土工格栅网孔尺寸对加筋煤矸石强度的影响。从煤矸石三轴压缩（CD）试验结果看，相同试样密度下，加筋后的土样强度差异的大小与土工格栅的网孔尺寸有关。

从4种规格的筋材试验结果看，规格为15cm×15cm的筋材，其加筋煤矸石的强度指标分别为：c=185.45kPa、φ=40.2°和c=186.32kPa、φ=39.7°，加筋结构的强度差别不大。而规格为22.2cm×12.5cm的筋材，加筋煤矸石的强度指标为：c=195.91kPa、φ=37.4°；规格为19.0cm×11.0cm的筋材，加筋煤矸石结构的强度指标为：c=224.51kPa、φ=37.4°。二者之间存在明显差异。等面积缩尺和等面积缩尺加约束工况下，加筋材料网孔尺寸均为5cm×5cm，对应的三轴试验强度指标分别为：c=184.92kPa、φ=40.2°，c=215.36kPa、φ=39.7°。二者强度基本一致。

（2）土工格栅强度对加筋煤矸石强度的影响。由表3可以看出，对于煤矸石加土工格栅而言，在低围压情况下，无论加筋格栅的强度高低，加筋土结构的极限强度不仅没有提高，反而有所降低（这可能与低围压下煤矸石变形较小，加筋材料的约束作用尚未挥有关）。当围压逐渐增高时，加筋的效用才开始显现出来。同时可以看出，加筋材料本身的强度对加筋土复合强度的贡献并不随筋材强度提高而提高。在同一围压下，用土工格栅加筋，不论材料拉伸强度高低，加筋土结构的强度基本上保持在同一水平。

5 结论

通过以上研究，可以得出如下结论：（1）用网孔状加筋材料进行加筋的加筋土结构是整体性结构，其强度具有整体性。自然土体经过加筋约束后，既使未加筋层的土体强度也得到了提高；对于同一种均质土体，当加筋层间距选择合适时，加筋土结构内部强度具有均一性。用拉筋带作加筋材料的加筋土结构，其内部强度与此是不同的。（2）当被加筋土体侧向变形不大，未达到破坏变形时，加筋材料的强度对加筋土结构的整体强度没有影响；只有当被加筋土体侧向变形受到加筋材料网孔肋条制约时，加筋材料的作用才开始发挥，加筋材料的强度才能为加筋土整体强度的增长提供帮助。（3）土工格栅网孔的开孔尺寸、结构形式、肋条和结点的刚度对加筋土结构的强度有重要影响。加筋材料网孔尺寸的大小和被加筋土的级配组成密切相关。选择合适的网孔尺寸，与被加筋土形成良好的互锁结构，可以更大程度发挥加筋材料的作用。

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