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模型1:節(jié)理單元。目前國內外已提出多種節(jié)理單元模型, 最先是為研究巖體結構力學, 模擬巖體軟弱結構面而提出的, 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構, 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強結構面, 但其作用機理一致, 土工格室墊層傳遞擴散垂向土壓力, 并依靠摩阻力發(fā)揮側限作用, 因而將土工格室及其周圍一定厚度范圍內的填料抽象為節(jié)理單元進行模擬。其剛度矩陣依據增量理論用變剛度法求得, 其余同一般有限元計算。節(jié)理單元材料參變量有:k s 為切向應力剛度, kN Πm ; k n 為法向應力剛度, kN Πm ; γ為容重(格室+填料得復合容重) kN Πm ; c 為格室與填料之間的 3 土工格室加筋墊層設計方法基本與普通墊層設計 內容相同, 包括墊層承載力設計、墊層厚度、寬度、 [4] 整體穩(wěn)定性驗算以及變形復核等。311　承載力計算 土工格室加筋墊層承載力設計計算目前全國還沒有統一計算方法, 一般有經驗法、查表法及公式計算法幾種, 但土工格室加筋墊層與普通墊層略有不同, 采用應力擴散角法其應力擴散角應合理取值。按承載力公式計算時, 普通墊層承載力計算公式見(1) 式, 加筋墊層承載力公式見(2) 式, 其余計算方法可參見有關規(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 為容許相對變形量, m 。 其單元剛度矩陣 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用與研究　張　勝等 土Ο梁作用機理形成一種大剛度板結構, 在進行有限 元模擬時將土工格室單獨作一層板單元實體見圖1(b ) , 而其與上下填料間的作用關系用節(jié)理面單元模擬。板單元剛度矩陣不再贅述 。 裂縫的產生。412　小型構造物

實際取值：C U = 15千牛/平方米 針對承載力的安全系數= 15/11.04=1.35（一般需要1.25）。因此，是安 全的。 對于土工格室設計，考慮格室墊層中的土壤顆粒構件在軟質層的相互影響，在構件中可承受的應力狀態(tài)可以從Mohrcircle 詹納（1988）闡述的結構中獲得： 構件的水平應力σh =σn -2x ， τ=界面的剪切應力=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） 方程E q （3）計算出的X=51.36千牛頓/米2； σh =σn – 2X=134 - 2×51.36=31.28千牛/平方米。 主應力的旋轉發(fā)生在格室墊層深層。因此，格室墊層需要強度=31.28千牛/米。因此，長期抗拉強度超過31.28千牛/米的土工格室墊層與應用于高度1米左右的路堤加固；底層用土工格柵，在設計中該格柵層的強度不會考慮，這個土工格柵基礎方便土工格室層的鋪設，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)定分析的設計 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)定分析的滑動破壞的路堤，如圖 7。 對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； 土工格室層的內摩擦角40°； 由于填充土壤是粘性的，土工格室加固后產生了更大的內聚力（C r ）為28千帕，對于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％的應變時割線模量（M ）為1000千牛/米可以用于加固路堤。極限抗拉強度約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維Latha 2007）。 3.3基于有限元分析的設計 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合層，這種建模方法在模擬兩種剛度和土工格室包裹土強度相當不錯，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4所述的古德曼（1968）描述，考慮在其中計算出的零厚度連續(xù)構件相對應的節(jié)點位移，分別在兩側與節(jié)點分別生成有限元網格，通過共同的元素連接。這些構件的剪切剛度最初定義為非常高（106千帕/米），以確保在節(jié)點任一側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，其中假設模擬時的剪切應力是小于由Mohr-Coulomb 模型中定義的剪切強度。一旦剪切應力達到界面的剪切強度（τf ），剪切剛度降 低到一個小的值，該值小于初始值1000倍，以允許加強和土壤之間的相對運動。在整個分析中剛度在高值（106千帕/米）保持恒定以確保節(jié)點在垂直方向上的連續(xù)性，這些構件不允許拉伸應力產生。 軟地基土的本構關系，并在路基土使用摩爾庫侖理想彈塑性屈服面與非關聯流動數值模擬規(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15千帕的內聚力時的合理值（US1990年工程兵部隊，EM 1110-1-1904）。這些值取為60兆帕和0.3為路基填充土，對于M 的任何試驗值，工格室層的楊氏模量的值可使用公式（6）計算，取最小圍壓作為土工格室層主應力的中心線。土工格室填充土模量取值為1000，這是根據簡布（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 路堤下方的沉降設計實例 圖10 坡腳附近的橫向變形設計實例 從圖9中觀察，無筋路堤在建筑末端沉降約1 m ，當用2.5％延伸率時割線模量500千牛/米的土工格室加固路堤時，沉降降低至0.46米。當土工格室材料的割線模量提高到1000千牛/米，在施工完工時的沉 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（UFGS-357313，2008）中給出的參考數據，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，以控制路基施工過程中的壓力增加時路堤下方的沉降。 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，這個模量對應于具有極限抗拉力約40千牛/米的雙向格柵。

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