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模型1:節(jié)理單元。目前國內(nèi)外已提出多種節(jié)理單元模型, 最先是為研究巖體結(jié)構(gòu)力學(xué), 模擬巖體軟弱結(jié)構(gòu)面而提出的, 最早提出而又使用最廣泛的是古 [5] 德曼(G oodman ) 節(jié)理單元, 是一種假想的無厚面結(jié)構(gòu), 但其能傳遞壓力及摩阻力, 見圖1(a ) 。土工格室為軟土路堤的一相對(duì)強(qiáng)結(jié)構(gòu)面, 但其作用機(jī)理一致, 土工格室墊層傳遞擴(kuò)散垂向土壓力, 并依靠摩阻力發(fā)揮側(cè)限作用, 因而將土工格室及其周圍一定厚度范圍內(nèi)的填料抽象為節(jié)理單元進(jìn)行模擬。其剛度矩陣依據(jù)增量理論用變剛度法求得, 其余同一般有限元計(jì)算。節(jié)理單元材料參變量有:k s 為切向應(yīng)力剛度, kN Πm ; k n 為法向應(yīng)力剛度, kN Πm ; γ為容重(格室+填料得復(fù)合容重) kN Πm ; c 為格室與填料之間的 3 土工格室加筋墊層設(shè)計(jì)方法基本與普通墊層設(shè)計(jì) 內(nèi)容相同, 包括墊層承載力設(shè)計(jì)、墊層厚度、寬度、 [4] 整體穩(wěn)定性驗(yàn)算以及變形復(fù)核等。311　承載力計(jì)算 土工格室加筋墊層承載力設(shè)計(jì)計(jì)算目前全國還沒有統(tǒng)一計(jì)算方法, 一般有經(jīng)驗(yàn)法、查表法及公式計(jì)算法幾種, 但土工格室加筋墊層與普通墊層略有不同, 采用應(yīng)力擴(kuò)散角法其應(yīng)力擴(kuò)散角應(yīng)合理取值。按承載力公式計(jì)算時(shí), 普通墊層承載力計(jì)算公式見(1) 式, 加筋墊層承載力公式見(2) 式, 其余計(jì)算方法可參見有關(guān)規(guī)范規(guī)程。 ζζγζ(1) P =cN C BN γγC +qN q q +015 　 38 粘聚力, kPa ; <為格室壁與填料之間的摩擦角; v m 為容許相對(duì)變形量, m 。 其單元?jiǎng)偠染仃? l Π2 [k ] e =t -l Π2 ∫ [B ][k ][B ]dx T e (3) 模型2:板單元+接觸面單元。由于土工格室的 ? 1土工格室在軟土地基處理中的應(yīng)用與研究　張　勝等 土Ο梁作用機(jī)理形成一種大剛度板結(jié)構(gòu), 在進(jìn)行有限 元模擬時(shí)將土工格室單獨(dú)作一層板單元實(shí)體見圖1(b ) , 而其與上下填料間的作用關(guān)系用節(jié)理面單元模擬。板單元?jiǎng)偠染仃嚥辉儋樖? 。 裂縫的產(chǎn)生。412　小型構(gòu)造物

實(shí)際取值：C U = 15千牛/平方米 針對(duì)承載力的安全系數(shù)= 15/11.04=1.35（一般需要1.25）。因此，是安 全的。 對(duì)于土工格室設(shè)計(jì)，考慮格室墊層中的土壤顆粒構(gòu)件在軟質(zhì)層的相互影響，在構(gòu)件中可承受的應(yīng)力狀態(tài)可以從Mohrcircle 詹納（1988）闡述的結(jié)構(gòu)中獲得： 構(gòu)件的水平應(yīng)力σh =σn -2x ， τ=界面的剪切應(yīng)力=限制條件下的C U =11.04千牛/平方米； 堤壩的最高部分σn =6×19+20=134千牛/平方米; υ=40°土工格室填充材料（土壤填充參數(shù)） 方程E q （3）計(jì)算出的X=51.36千牛頓/米2； σh =σn – 2X=134 - 2×51.36=31.28千牛/平方米。 主應(yīng)力的旋轉(zhuǎn)發(fā)生在格室墊層深層。因此，格室墊層需要強(qiáng)度=31.28千牛/米。因此，長期抗拉強(qiáng)度超過31.28千牛/米的土工格室墊層與應(yīng)用于高度1米左右的路堤加固；底層用土工格柵，在設(shè)計(jì)中該格柵層的強(qiáng)度不會(huì)考慮，這個(gè)土工格柵基礎(chǔ)方便土工格室層的鋪設(shè)，增加了土工格室墊層的剛性和橫向約束軟土層的作用，提高了安全性。 3.2基于邊坡穩(wěn)定分析的設(shè)計(jì) 無加筋路堤的邊坡穩(wěn)定分析 圖5，最小因子安全性為0.83。無加筋邊坡穩(wěn)定分析的滑動(dòng)破壞的路堤，如圖 7。 對(duì)于土工格室填充材料υ=40°（土壤填充） 土工格室墊層的高度= 1 M； 土工格室層的內(nèi)摩擦角40°； 由于填充土壤是粘性的，土工格室加固后產(chǎn)生了更大的內(nèi)聚力（C r ）為28千帕，對(duì)于υ=40°，k p 為4.59。將C r 的值和K p = 0和 4.59代入式E q （7），獲得Δσ3=26千帕。 假定土工格室的直徑為1m ，從而得到為1的縱橫比（H / D 0），替代Δσ3，D0，考慮在式（4）中土工格室擋墻軸向應(yīng)變2.5％，M 取值為1000千牛/米。因此，1米的高度和土工格室張開的尺寸與土工格室墊層、土工格柵制成具有在2.5％的應(yīng)變時(shí)割線模量（M ）為1000千牛/米可以用于加固路堤。極限抗拉強(qiáng)度約40千牛/米雙向格柵通常納入本范圍（穆拉利克里希納和瑪達(dá)維Latha 2007）。 3.3基于有限元分析的設(shè)計(jì) 在圖5中所示的堤，是模擬在有限元分析中所討論的在有限元程序GEOFEM 前面幾節(jié)提出的方法。土工格室墊層為作為模型，就像任何土層的等效復(fù)合層，這種建模方法在模擬兩種剛度和土工格室包裹土強(qiáng)度相當(dāng)不錯(cuò)，這些在軟土地基和土工格室層之間界面，也是填土和土工格室層之間零厚度界面，注意事項(xiàng)4所述的古德曼（1968）描述，考慮在其中計(jì)算出的零厚度連續(xù)構(gòu)件相對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)位移，分別在兩側(cè)與節(jié)點(diǎn)分別生成有限元網(wǎng)格，通過共同的元素連接。這些構(gòu)件的剪切剛度最初定義為非常高（106千帕/米），以確保在節(jié)點(diǎn)任一側(cè)界面的位移的兼容性。土壤和鋼筋之間界面的剪切剛度是使用粘型配方，其中假設(shè)模擬時(shí)的剪切應(yīng)力是小于由Mohr-Coulomb 模型中定義的剪切強(qiáng)度。一旦剪切應(yīng)力達(dá)到界面的剪切強(qiáng)度（τf ），剪切剛度降 低到一個(gè)小的值，該值小于初始值1000倍，以允許加強(qiáng)和土壤之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)。在整個(gè)分析中剛度在高值（106千帕/米）保持恒定以確保節(jié)點(diǎn)在垂直方向上的連續(xù)性，這些構(gòu)件不允許拉伸應(yīng)力產(chǎn)生。 軟地基土的本構(gòu)關(guān)系，并在路基土使用摩爾庫侖理想彈塑性屈服面與非關(guān)聯(lián)流動(dòng)數(shù)值模擬規(guī)則，平均楊氏模量（E ）和土壤的泊松比（μ）被取為1兆帕和0.45，μ值是15千帕的內(nèi)聚力時(shí)的合理值（US1990年工程兵部隊(duì)，EM 1110-1-1904）。這些值取為60兆帕和0.3為路基填充土，對(duì)于M 的任何試驗(yàn)值，工格室層的楊氏模量的值可使用公式（6）計(jì)算，取最小圍壓作為土工格室層主應(yīng)力的中心線。土工格室填充土模量取值為1000，這是根據(jù)簡布（1963）選擇中粗砂取值的。路基用割線模量500千牛/米和1000千牛土工格室沿著無筋路堤示于圖9，坡腳附近的橫向變形示于圖10。 圖9 路堤下方的沉降設(shè)計(jì)實(shí)例 圖10 坡腳附近的橫向變形設(shè)計(jì)實(shí)例 從圖9中觀察，無筋路堤在建筑末端沉降約1 m ，當(dāng)用2.5％延伸率時(shí)割線模量500千牛/米的土工格室加固路堤時(shí)，沉降降低至0.46米。當(dāng)土工格室材料的割線模量提高到1000千牛/米，在施工完工時(shí)的沉 降為0.28米，這將小于路堤總高度的5％，按照美國陸軍工程兵團(tuán)（UFGS-357313，2008）中給出的參考數(shù)據(jù)，這被視為極限沉降狀態(tài)。因此，建議高1米的軟土路基需要用一層正割模量大于或等于1000千牛/米的土工格室填充土加強(qiáng)，以控制路基施工過程中的壓力增加時(shí)路堤下方的沉降。 如圖10觀察，正割模量1000千牛/米的土工格室層可以有效地減少坡腳附近的橫向變形。正如前面所提到的，這個(gè)模量對(duì)應(yīng)于具有極限抗拉力約40千牛/米的雙向格柵。