双根无粘结预应力筋加筋体力学性能研究

杜运兴，周 芬，梁 强

( 湖南大学 土木工程学院，长沙 410082 )

双根无粘结预应力筋加筋体力学性能研究

杜运兴，周 芬，梁 强

( 湖南大学 土木工程学院，长沙 410082 )

为了研究双根无粘结预应力筋上施加的预拉力对加筋体力学性能的影响,采用缩尺模型试验研究，以钢砂作为填料，既满足了工程中无黏性填料的强度，又模拟了加筋体的应力状态。通过分级施加无粘结预应力筋的预拉力及模型上部的荷载，获得了加筋体的变形及挡板背部土压力的分布，并将试验结果与普通加筋体的测试结果进行了对比分析。研究表明：施加预拉力前加筋体的顶部沉降小于普通加筋体的顶部沉降；无粘结预应力筋上预拉力可以显著减小挡板的水平变形，且影响加筋体顶部的沉降，该影响与无粘结预应力筋的位置有关；堆载后挡板的水平变形和加筋体的竖向变形均变化不大；在施加预拉力过程中无粘结预应力筋之间基本无相互作用。

无粘结预应力筋；加筋体；预拉力；力学性能；缩尺模型试验

1 研究背景

无粘结预应力加筋土技术是一种新型加筋土技术。该技术主要通过无粘结预应力筋、挡板、锚定板实现对填料的约束，达到增强填料强度和减小填料变形的目的。该技术的关键是对无粘结预应力筋施加预拉力，通过挡板和锚板在填料内产生水平的预压应力，其约束机理与预应力锚杆[1]技术类似。该技术无锚固段，锚固形式采用锚定板，无粘结预应力筋的一端被锚固在填料中锚定板上，其功能与锚定板挡土结构[2]中的锚定板一致，该技术适用于填方工程。锚定板挡土结构是一种较成熟的结构，很多学者对其进行了大量的研究。张英等[3]总结了当前有关锚定板水平抗拔承载力的研究现状，分析了锚定板在水平受拉时的三维力学机制，指出了当前研究存在的不足；张发春[4]通过改善传统锚定板挡土结构，研究了一种新型高大锚定板挡土墙，通过实际工程应用证明了该新型挡墙的优良性能。无粘结预应力加筋土技术与锚定板挡土墙技术最大的区别在于前者需要对无粘结预应力筋施加预拉力。锚定板挡墙在外形上与该技术构筑的挡墙相似，但该技术对无粘结预应力加筋材料施加预拉力并锚固在挡板、锚定板上，对加筋体的力学性能有重要的影响，研究这一影响对揭示该技术的工作机理有重要的意义。因此，本文对双根无粘结预应力加筋体和普通加筋体分别进行了缩尺模型试验，研究加筋材料上的预拉力对加筋体位移和内部土压力的影响，并将2个模型试验的结果进行了对比研究。

2 试验原理及模型材料

缩尺模型试验在岩土工程中面临的最大问题是相似比的问题。为了满足相似比的要求，采用离心机完成模型试验[5-6]显然是最合适的方案。一方面，这种试验选用的是原型一致的材料，材料的本构关系一致；另一方面，采用离心加速度模拟模型的重力加速度，缩尺模型可以较好地模拟原型的应力场。将离心加速度相对于重力加速度的比例与缩尺比例联系在一起，能够得到较好的定量结论。但是由于模型过小,很难获得内部的应力分布及加筋材料应变的分布。为了解决这个问题，本文采用增大填料密度的方法建立缩尺模型试验，通过增大密度获得与原型结构内相似的应力场。但是要求试验采用的增大密度填料与普通无黏性填料力学特性一致，显然存在可行性。本文采用钢砂模拟普通填料，一方面获得较高的密度，另一方面，由于钢砂和普通无黏性填料相比其强度指标均来自于颗粒之间的相互作用，因而可以通过调整钢砂的级配达到普通无黏性填料的强度指标。

2.1 试验原理

以静止土压力模拟为例，如果缩尺模型与原型相应位置的应力状态相同，需满足自重应力相等，即σm=σp，于是有

(1)

式中：ρm为模型填料密度；ρp为原型结构填料密度；gm为模型填料重力加速度；gp为原型结构填料重力加速度；hm为模型内距离顶面的高度；hp为原型结构内距离顶面的高度。

根据式(1)，试验的密度比为n(ρm/ρp=n)时，原型与模型距离顶部的高度比为n，因而模型的尺寸可以缩小为原型的1/n。在保证模型填料强度参数与原型填料强度参数一致的情况下，根据量纲分析和离心模型试验的比尺关系[7-8]，模型试验参数满足表1所示的相似比(模型/原型)。

表1 模型试验相似比Table 1 Similarity ratio of model test

2.2 试验用钢砂的配置

试验用钢砂的配置的目的是既要获得较高的密度，又要获得较为合适的内摩擦角。试验用钢砂采用2种钢砂均匀混合得到，这2种钢砂的材料特性见表2，级配曲线见图1所示。对不同配比的这2种砂进行充分混合并测试相应组合的密度及内摩擦角。粗钢砂与细钢砂配比范围为1∶1～2∶1。采用试验测试不同配合比的材料参数，并将测试结果除以2种钢砂相应参数的平均值作为归一化量值，结果如图2所示。

表2 钢砂力学参数Table 2 Mechanical parameters of steel shot

图1 不同钢砂级配曲线Fig.1 Gradation curves of different steel shots

图2 不同配比的填料力学性质Fig.2 Mechanical parameters of filling meaterial with different mix ratios

根据测试结果，缩尺模型试验填料选用的混合比例为1.3∶1，其材料特性见表3。由表3可知试验采用的钢砂与普通无黏性填料性质较为一致。本模型试验的相似比n=3。

表3 填料力学参数Table 3 Mechanical parameters of filling material

2.3 加筋材料

加筋材料的模拟包括加筋长度和单位宽度范围内加筋数量的模拟。采用表1中的相似关系，将缩尺模型中的加筋材料的长度按1/n原型结构内加筋材料的长度等效；由于该缩尺模型试验采用的加筋材料与原型结构内的加筋材料相同，因而需要等效单位宽度内分布的加筋材料。根据文献[9]的原理，缩尺模型内单位长度所承受的拉力为原型结构内加筋材料单位长度所承受拉力的1/n。试验选用玻璃纤维土工格栅作为普通加筋材料，网眼尺寸为19 mm×19 mm。将受力方向格栅每3根剪去2根，使单位长度上的承载能力降低3倍，处理后的格栅不仅保证了力学性能的相似，也保证了筋土界面特性的相似。对格栅主要力学性能进行测试，结果见表4。

表4 玻璃纤维格栅力学性能Table 4 Mechanical parameters of fiber glass geogrid

无粘结预应力筋由钢绞线和PVC管构成，将钢绞线穿过PVC管，并保证预应力筋在管内可自由滑动，且不与填料接触，钢绞线与锚定板连接，张拉后锚固在挡板上。无粘结预应力筋中采用的钢绞线直径为6 mm，满足模型试验预拉力施加的强度和变形要求,钢绞线的力学性能见表5。

表5 钢绞线力学性能Table 5 Mechanical parameters of steel strand

图3 挡板尺寸Fig.3 Dimensions of panel

2.4 挡 板

缩尺模型采用的挡板为钢筋混凝土板[9]，模型挡板尺寸如图3所示，缩尺模型中在挡板与填料接触面设置了预埋钢筋连接件用于与土工格栅的连接。挡板安装时相互搭接，为了保持挡板外表面平齐，每块挡板边缘处厚度缩至2 cm，搭接长度为2.5 cm。

3 试验模型及工况

在砂箱构筑缩尺模型，该模型模拟平面应变情况，因此要求两侧的面板不仅具有足够的刚度，还要求内表面足够光滑，所以模型试验箱的内表面均采用钢化玻璃。砂箱净尺寸为长×宽×高=1.5 m×0.75 m×1.75 m。模型高1.27 m，加筋材料长度L=0.76 m。假定相似比为n=3，可模拟填料密度为1.768 g/cm3，高度为3.81 m的加筋体。

3.1 试验工况及模型制作

为了研究双根无粘结预应力筋对加筋体力学性能的影响以及预压应力的分布,进行了2个缩尺模型工况的研究，见表6。2个模型的尺寸、填料参数完全一致。工况1为普通加筋体缩尺模型试验，模型填筑完成后，进行逐级堆载；工况2与工况1的最主要区别是工况2用2根无粘结预应力筋代替了第2和第4层普通筋材(其余布置均保持不变)，并在填筑完成后对预应力筋施加预拉力，最后逐级进行堆载。试验装置如图4所示。

表6 试验工况Table 6 Test cases

图4 模型试验装置Fig.4 Device of model test

加筋体分5层填筑，每一层填筑钢砂至加筋位置时，放置挡板、铺设筋带、布置传感器并测试读数，依次完成模型填筑。文中填筑层、挡板、加筋层的编号由下向上进行编号。模型顶部有加载区，采用标准砝码施加竖向荷载，荷载分3级，每级荷载5.33 kPa。工况2中，需要对无粘结预应力加筋材料分级施加预拉力，其中第2层预拉力分4级：5.0,7.5，10.0，12.5 kN；第4层预拉力分3级：2.5，5.0，7.5 kN。

3.2 试验测试方案

缩尺模型的测试内容主要包括2个部分：①位移， 包括挡板的水平位移及顶面的竖向位移； ②挡板背部土压力分布。 工况2增加了无粘结预应力加筋材料的预拉力测试。 测试仪器布置如图5所示。 挡板背部布置了5个土压力盒用于测试挡板背部水平土压力； 模型上布置了8个JWYDC型位移计， 其中5个用于测量挡板位移， 3个用于测量顶部沉降位移。

图5 测试仪器布置示意图Fig.5 Sketch of instrument layout

4 试验结果与分析

4.1 挡板位移分析

挡板侧向位移由布置在挡板位置的5个位移计测量，位移计的布置与加筋体内加筋层位置对应(见图5)。2种工况在相同位置的测量结果见图6。

图6 预拉力对挡板侧向位移的影响Fig.6 Influence of pre-tension on lateral displacements of the panel

通过比较2种工况在模型填筑完成时的侧向位移曲线可以发现，工况2中，第1—第5层挡板的侧向位移明显小于工况1中对应的侧向位移，其平均减小量和减幅分别为2.74 mm和56.06%。5个测点中，工况2的挡板侧向位移最大值为3.58 mm，出现在第4层挡板位置处，相比工况1对应的侧向位移量减小了2.85 mm。

表7 预拉力对各层挡板位移的影响Table 7 Influences of pre-tension on panel displacement

工况2中第2层各级预拉力对各层挡板侧向位移的影响见表7。表中的减少量为每级预拉力下侧向位移减去填筑完成时相应位置的侧向位移值，负值代表挡板侧向位移增大。减少幅度为位移的减少量与填筑完成时相应位置的侧向位移值的比值。由图6(a)和表7可知，施加预拉力至5 kN时， 第2层预应力筋层及其相邻层挡板侧向位移有所减少，其中预应力筋层减幅最大达38.74%，第4层和第5层的侧向位移则出现增加，其中第5层增幅明显大于第4层；当预拉力达到7.5 kN时，下部3层挡板侧向位移继续减少但仍以第2层减少为主，其累计减少量达1.55 mm，第4层和第5层档板侧向位移增幅明显放缓；继续施加预拉力至10.0 kN，下部3层的挡板侧向位移减幅继续扩大，但预应力筋相邻上层的累计减幅仅有18.16%，远小于预应力筋层100.45%的减幅，顶层侧向位移的增量进一步扩大，累计增幅达49.28%；当预拉力增加至12.5 kN时，仍以下部3层侧向位移的减少为主，上部的侧向位移变化较小。

第4层预拉力对挡板侧向位移的影响如图6(b)和表7所示。当预拉力施加至2.5 kN时，第4层及相邻层挡板侧向位移出现减少，其中预应力筋层减幅为54.77%，此时，第1、第2层挡板侧向位移基本保持不变；继续施加预拉力至5.0 kN时，加筋体上部3层挡板侧向位移出现大幅减少，从第3、第4、第5层减少幅度依次为46.50%，156.28%,115.31%，累计最大减少量出现在预应力筋层，达3.11 mm，而第1、第2层挡板侧向位移增加幅度均不超过5%；当预拉力达到7.5 kN时，上部3层侧向位移继续大幅减少，相邻上层的减幅远大于相邻下层，累计减幅仍以预应力筋层最大，下部第1、第2层侧向位移无明显变化。

堆载完成后，工况1的挡板侧向位移相比填筑完成时平均增幅达2 mm；工况2的挡板侧向位移相比第4层预拉力施加完成时则基本无增加。试验表明，无粘结预应力加筋材料上的预拉力明显减小了加筋体挡板的侧向位移。

4.2 挡板背部土压力

缩尺模型仅有一个侧面采用预制挡板，该侧面共有5层、3列挡板构成，挡板之间相互搭接，见图4。挡板背部土压力是由布置在中列挡板位置的土压力盒测量，布置5个测点，中间一列挡板从下往上每块挡板背部布置一个土压力盒，见图5。2种工况的挡板背部土压力测试结果见图7。填筑完成后，工况1中第2层挡板背部土压力最大值略小于朗肯主动土压力值；工况2中第2层挡板背部土压力最大，该层布置了无粘结预应力加筋材料，其值显著大于朗肯主动土压力值，达23.82 kPa。

图7 预拉力对挡板背部土压力的影响Fig.7 Influence of pre-tension on earth pressures on the panel表8 预拉力对各层挡板背部土压力的影响Table 8 Influences of pre-tension on soil pressure on the back of panel

第2层预拉力对挡板背部土压力的影响预拉力/kN第1层挡板第2层挡板第3层挡板第4层挡板第5层挡板增加量/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层预拉力对挡板背部土压力的影响预拉力/kN第1层挡板第2层挡板第3层挡板第4层挡板第5层挡板增加量/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层预拉力对挡板背部土压力的影响见表8所示(表中增加量为各级预拉力值对应的土压力值减去填筑完成时相应位置的土压力值)。由表8可知：当预拉力施加至5.0 kN时，除第4层外，各层挡板背部土土压力均有增加，其中第1、第2、第3层增量分别为1.33，14.19，1.79 kPa，而第4层减小幅度达58.14%；继续施加预拉力至7.5 kN，第1、第2、第3层增幅进一步扩大，第4、第5层增幅出现减小；当预拉力达到10.0 kN，第2层累计增量达28.46 kPa，第1、第3层的平均增幅为78.41%，而第4、第5层相比预拉力为5.0 kN时平均增量为-0.855 kPa；施加预拉力至12.5 kN时，第1、第2、第3层平均增幅为124.96%，而第4、第5层累计变化量均不足5.0 kPa。

如图7(b)和表8所示，当第4层预拉力施加至2.5 kN时，第4层挡板背部土压力增量为19.18 kPa，相邻的第3层和第5层的增幅分别为91.25%,27.91%，而第1、第2层的变化量均不足2 kPa；继续施加预拉力至5 kN时，第3、第4、第5层挡板背部土压力的增幅分别为175%,563.04%和-45.35%，而第1、第2层挡板背部土压力的增量分别为-2.20 kPa和2.89 kPa；当预拉力达到7.5 kN时，第1、第2层挡板背部土压力累计变化幅度不足20%，而第3、第4层挡板背部土压力的平均增幅为414%，第5层累计减幅达68.61%。

试验表明，无粘结预应力筋的预拉力改变了挡板背部土压力的分布；同时增加了本层及相邻下层的挡板背部土压力，相邻上层挡板背部土压力的变化则与加筋位置有关；预拉力施加挡板背部土压力有较大幅度的增加，但以预应力筋作用层增加最为明显。这是由于预拉力直接作用于本层挡板上，同时相邻层挡板间有一定的搭接约束作用，所施加在加筋材料上的预拉力会通过挡板间的搭接传递至相邻层。

4.3 顶部沉降分析

2种试验工况均在模型顶部进行了堆载，堆载区域见图5所示。试验过程中不同阶段的顶部沉降见图8所示。填筑完成后，工况1和工况2顶部各测点平均沉降量分别为0.230,0.203 mm，沉降分布基本一致。各层预拉力及堆载对顶部沉降影响如图8所示，第2层无粘结预应力加筋材料上的预拉力达到12.5 kN时顶部沉降有明显增加，平均沉降量增加至0.543 mm；沉降最大值出现在距离挡板最近处，其值达0.75 mm。当第4层无粘结预应力加筋材料上的预拉力达到7.5 kN时，顶部沉降明显减少并出现负值，3个测点平均值达-0.503 mm，其中距离面板10 cm和30 cm处沉降量分别为-0.78 mm和-0.81 mm。这是由于第2层预应力施加，下部挡板发生较大的向内位移，而在加筋体顶部，挡板的约束作用很小，又由于钢砂自身密度较大，所以预拉力作用下顶部钢砂会向外扩散，从而增加了顶部沉降。

图8 模型顶部沉降Fig.8 Settlement on the top of model

堆载引起工况1和工况2顶部沉降平均增量分别为0.84,0.31 mm，其中工况1距离挡板10 cm处由堆载引起的沉降量为1.06 mm，工况2的平均沉降量为-0.193 mm。无粘结预应力筋在预拉力作用下，限制了加筋体水平变形，从而大大减小了荷载作用下加筋体的竖向沉降。

4.4 无粘结预应力加筋材料的预拉力

在工况2中，无粘结预应力加筋材料上的预拉力对加筋体的力学性能有较大的影响，试验中测试了预拉力的变化情况。图9给出了工况2中加筋材料上预拉力的变化。由图9可知：填筑过程中筋带预拉力有所增加，最大增量出现在第2层预应力筋,达0.9 kN；施加预拉力过程中，预应力筋之间基本无相互影响；但在试验静置过程中预拉力出现减少，最大减幅为0.5 kN；逐级堆载过程中筋带上的预拉力保持不变。

图9 筋带预拉力Fig.9 Pre-tensions of reinforced belt

研究认为：填筑过程中由于预应力筋带的约束作用使筋带预拉力不断增大，但在静置过程中预拉力又会发生损失，不同预应力筋层间预拉力施加的互相影响很小，基本可以忽略。堆载过程中伴随预拉力的损失，没有使预拉力明显增加。

5 结 论

本文完成了双根无粘结预应力加筋体的钢砂模型试验，研究了对无粘结预应力筋施加预拉力及堆载加筋土力学性能的影响，在此基础上获得了以下结论：

(1) 通过增加填料密度，利用缩尺模型试验可以模拟加筋体原型应力状态下的受力和变形。

(2) 相比普通加筋体，无粘结预应力加筋体由于无粘结预应力加筋材料和预拉力的存在可以有效约束挡板、填料，有效减少挡板水平位移和模型顶部沉降。

(3) 无粘结预应力加筋材料上预拉力可以减少无粘结预应力加筋层及相邻层挡板的水平位移，对加筋体顶部沉降的影响则与预应力筋的加筋位置有关。

(4) 试验表明2根无粘结预应力筋被施加预拉力时并没有明显的相互作用。

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(编辑：陈 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

国家自然科学基金项目( 51378199,51108174)

杜运兴(1971-)，男，河南平顶山人，副教授，博士，主要从事加筋土技术研究工作，(电话)0731-88822667(电子信箱)duyunxing@hnu.edu.cn。

10.11988/ckyyb.20161017

TU472.3

A

1001-5485(2017)02-0045-07

2017,34(2):45-51