包承綱，汪明遠，丁金華，3

(1.長江科學院土工研究所，武漢 430010;2.中國水電顧問集團華東勘測設(shè)計研究院，杭州 310024;3.浙江大學巖土工程研究所，杭州 310058)

1 加筋土工程設(shè)計中存在的問題

自20世紀60年代，加筋土作為一種新的工程措施，正式登上土木工程的舞臺以來，迅速受到工程師的青睞，并被廣泛地應用。但與許多其它工程技術(shù)一樣，加筋土的理論原理研究總是落后于實踐的發(fā)展，至今仍缺乏合理的設(shè)計方法，為此，不得已采用一些變通的或經(jīng)驗的做法，但這樣做有時可能造成很大的誤差。

作為散體的土，當其中加入加筋材料后，它的性質(zhì)發(fā)生了很大的變化，土體中顆粒的移動受到了約束，它的整體性增強了，從而改變了土體中應力和應變的分布，破壞型式也發(fā)生了變化。然而由于對加筋土的機理認識不足，當分析加筋土結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性時，仍然沿用傳統(tǒng)非加筋土均勻土坡的圓弧法，只是在筋材的界面上增加一個摩擦力而已。顯然，這樣的算法不可能反映加筋土體的真實性狀，因為筋材的影響不僅僅是一個摩擦力的作用，而是改變了整個加筋土體的力學性狀。由此導致了加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計中的浪費。國際土工合成材料學會前主席Richard.J.Bathurst等人對目前流行的加筋擋墻設(shè)計方法(如AASHTO的簡化方法等)的保守性提出了嚴厲的批評［1］(R.J，Bathurst et，2005)。他們對現(xiàn)存的運行良好的幾十個加筋擋墻實例進行分析，認為為滿足長期穩(wěn)定需要的加筋量僅為上面流行方法要求的一半左右，甚至有的僅為要求的1/8。這種簡化方法在我國也頗為流行。為了建立一種新的合理方法，最需弄清的問題就是加筋的機理，本文主要討論的正是采用拉拔試驗探究土工格柵的加筋機理問題。

研究加筋機理的一個關(guān)鍵問題，是要分析結(jié)構(gòu)物的應力應變狀態(tài)及其變化過程，計算方法就是工作機理的公式表達。加筋土體中包含著土、筋材，還有筋材與土之間的界面，所以可認為是三個相。分析加筋土體的機理，就要分別研究這三相的性狀，分析其中每一相所受的力、變形、應力和應變，同時探究三相之間的相互作用。其中，弄清界面的特性對了解加筋土的工作機理尤為重要。以下先對土工格柵的特性以及格柵與土之間的界面性狀進行分析，爾后再研究整個加筋土體的性狀。

2 土工格柵的特性

目前巖土工程中的加筋材料主要是土工格柵，其中尤以單向格柵應用最廣，雙向格柵和三向格柵也有應用?，F(xiàn)在分析一下，單向土工格柵(圖1)是如何起加筋作用的。

格柵對土體的加筋作用來自于格柵對土的摩阻力，它約束了土顆粒的移動。該摩阻力由3部分組成:縱肋條(Longitudinal rib)與土的摩擦力，橫肋條(Transverse rib or Transverse bearing member)與土的摩擦力，以及橫肋條(包括橫肋結(jié)點)與土的咬合力(bearing resistance)。前兩者取決于縱、橫肋條的面積和筋材與土之間界面的摩擦系數(shù);而后者除與土粒粒徑組成有關(guān)外，主要取決于橫肋及其結(jié)點的面積、厚度以及橫截面的形狀(橫肋結(jié)點的厚度往往大于橫肋條的厚度)(Wilson-Fahmy R F，Koerner R M 和Sansone L J(1994)［2］及包承綱，2008)［3］。

試驗表明，在剛開始受力時，土體變形不大(土粒移動不大)，此時，摩擦力占摩阻力的主要部分，但隨著變形的增大，咬合力很快顯露，當達峰值時，咬合力就是主要部分了(可能達80%以上)，而摩擦力則占較小的份額(如圖2)?？梢?，如何使格柵具有較大的咬合力，是土工格柵設(shè)計的主要原則之一。格柵的這種工作機理可以從Palmiera(2007)［4］的研究中得到說明，如圖3所示。Dyer(1985)采用光彈法觀察加筋格柵承荷桿件周圍的應力分布情況的光彈試驗也證實了這種分析，如圖4所示。

圖1 單向格柵的平面結(jié)構(gòu)Fig.1 Uniaxial geogrid(plane)

圖2 格柵摩阻力的組成Fig.2 Composition of geogrid’s frictional resistance

圖3 格柵摩阻力作用示意Fig.3 Schematic of geogrid’s frictional resistance action

圖4 格柵周圍應力分布照片F(xiàn)ig.4 Stress distribution in soils around the geogrid

橫肋的咬合力擾動了界面及界面兩側(cè)一定范圍土體內(nèi)的顆粒，促使它們移動、滾動、錯動甚至剪破，于是就產(chǎn)生了抗力，導致加筋土體強度的提高。由此知道，筋材加筋的機理，不僅僅是界面摩擦的直接影響，而且更由于界面上下一定厚度的土體被調(diào)動而造成的間接加固作用。橫肋之間保持一定距離，是為了防止各個橫肋的影響范圍互相干擾而設(shè)定的。在每條橫肋的影響范圍互不干擾的情況下，橫肋的間距小些，格柵的總咬合力就會大些。Palmeira等(1989)的試驗也表明，土工格柵橫肋間距、橫肋間距與橫肋邊長(或直徑)之比、橫肋間距與土體平均粒徑之比等對峰值拉拔力及界面應力－位移關(guān)系有明顯影響。

表1 土工格柵的力學指標Table 1 Mechanical properties of geogrid

其次，從上面的敘述還可以想到，格柵的厚度對加筋效果也會有很大的影響。以PE80(1)和PE80(2)為例，當兩者在相同的填土和試驗條件下進行拉拔試驗，后者的拉拔力要比前者大30%～35%，而且達到峰值的相對位移較小，界面的切向剛度較大(圖5、表2)。

圖5 2種土工格柵的單寬拉拔力與筋土相對位移關(guān)系曲線Fig.5 Curves of unit pullout force vs.relative displacement between soil and reinforcement

表2 2種PE80單向拉伸土工格柵的幾何尺寸Table 2 Sizes of two kinds of uniaxial geogrid PE80

格柵摩阻力的發(fā)揮還與荷載有關(guān)，D.T.Bergado等(1994)認為，低法向應力下土工格柵的拉拔阻力主要由筋土表面摩擦力提供;較高法向應力下，抗拔力以橫肋阻力為主。

3 筋材與土界面的特性研究

筋材與土的界面可以看作加筋土中獨立的一個相，界面特性的研究是了解加筋機理的重要依據(jù)。這里采用與筋材在土中的工作狀態(tài)較為接近的拉拔試驗進行研究。

3.1 拉拔試驗

拉拔試驗采用大型疊環(huán)式剪切儀進行(圖6)，

圖6 大型疊環(huán)式剪切儀Fig.6 Large multi-ring shear apparatus

試樣尺寸為600mm×600mm×600mm。

試驗的土料系壓實風化膨脹巖(土)，加筋材料采用高密度聚乙烯(HDPE)單向格柵，單向格柵試樣包含有2個完整網(wǎng)格和3條橫肋，多種傳感器用來量測拉拔荷載、各條橫肋的位移量、各個疊環(huán)的位移等參數(shù)。

3.2 界面特性分析

典型的拉拔試驗成果如圖7所示，圖中橫坐標為時間(對于等應變試驗，即是拉拔位移)，此即為拉拔力與位移關(guān)系曲線。圖中，單寬拉拔力存在一個峰值，大約出現(xiàn)在拉拔時間50～70min(相當于位移15～21mm)左右，U1，U2，U3分別代表橫肋 1，2，3 的位移?？煽闯?，不同橫肋位移的啟動時間是不同的，在高法向荷載下尤其明顯，在50kPa下3條橫肋開始啟動的位移各為3，5，6mm，但在200kPa和400kPa下，其值均分別為3，8，15mm。由此可知，拉拔試驗中格柵各點的位移是不同的，當U1發(fā)生位移而U2=0時，橫肋1與橫肋2之間的格柵被拉長，此時橫肋3尚未受力;一旦U3啟動后，此時整個格柵試樣都有位移了，表明格柵已全部受力。可以推測，此時的位移不僅有格柵的伸長，也有格柵的平移。

曲線(U2－U3)代表橫肋2與橫肋3之間的伸長，對于荷載200kPa情況，當超過60min以后，該曲線的變化趨緩，接近 90min后(相當于位移27mm)曲線變平;對于400kPa情況，相應的值為120min(位移36mm)，此時，格柵只有平移而沒有伸長了。對應于拉拔力，則也已基本達到穩(wěn)定值，說明加筋的作用已發(fā)揮到極限。

從上分析可知，格柵在拉拔中的受力有一個漸進的過程，界面的屈服也是一個漸進的過程，U1的發(fā)生，說明第一橫肋點的屈服，依此類推，而整個格柵的平移反映了界面的完全屈服。格柵的剛性越低，格柵越容易伸長，這種漸進過程就越顯著，因此，格柵的剛性(模量)與它的加筋功能的發(fā)揮密切相關(guān)，但格柵模量值的重要性在以往是認識不足的。

從圖7的3個曲線圖還可發(fā)現(xiàn)，在小的垂直荷載下(50kPa)，3條(U－時間)曲線十分靠近，表明3條橫肋的啟動時間一致，也說明它們的受力情況比較均勻。相反，當荷載較大時(大于200kPa)，這種不均勻性就增加了，換言之，荷載越大，格柵不同部位的不均勻性越大，屈服的漸進過程也越顯著，同時也說明，荷載越大，格柵充分發(fā)揮加筋作用的位移也越大?？芍疾旄駯诺募咏顧C理還必須注意垂直荷載的大小。

圖7 不同荷載下拉拔力與拉拔位移和各橫肋位移關(guān)系曲線Fig.7 Relation curves of pullout force vs.pullout displacement of geogrid vs.each crosswise rib under different pressures

3.3 界面的強度

不同荷載下界面平均摩阻力與筋材位移的關(guān)系示于圖8。

圖8 界面平均摩阻力與筋材位移關(guān)系Fig.8 Relation curves of average frictional resistance at the interface vs.displacement of reinforcement

從圖8看到，界面的應力應變曲線峰值不很明顯，當曲線達到最大值后，進入塑性變形狀態(tài)。但在其他幾組試驗中，應力應變曲線基本上屬應變硬化型。若以筋材與土的位移的平均值((U1+U3)/2)為橫坐標，則幾組不同含水量與干容重試樣的平均拉拔力與平均相對位移的曲線如圖9所示(試驗組別參看表3)。

圖9 平均拉拔力與平均相對位移關(guān)系曲線Fig.9 Relation curves of average pullout force vs.average relative displacement

從中可看出，填土的含水量較高時，應力應變曲線接近彈塑性性狀;含水量較低時，硬化型的特征比較明顯。

界面的強度曲線為一直線，填土濕度主要影響似凝聚力，而干密度則更多地影響似摩擦角，如表3，表中也列出了不同類型格柵的有關(guān)數(shù)據(jù)，其說明將在稍后進行。

表3 不同填土狀態(tài)、不同格柵類型的界面強度參數(shù)Table 3 Strength parameters of the interface of several geogrids

3.4 界面上的法向應力和剪應力

前面敘及，界面的特性取決于界面上的應力和應變，界面屈服過程的漸進性和不均勻性反映的是應力應變的變化及其不均勻性。界面上的應力分析采用數(shù)值模擬方法進行。

根據(jù)拉伸曲線(圖10)，并考慮到工程中格柵的應變不會很大，故格柵以線性材料模擬。

根據(jù)拉拔試驗，當上覆荷載不大于200kPa時，界面的特性接近彈塑性特性，故界面以理想彈塑性模擬之，且當界面摩阻力小于抗剪強度時，它與筋材相對位移為線性關(guān)系。

界面的抗剪強度符合摩爾－庫倫準則，強度參數(shù)如表3。數(shù)值模擬的對象為一土工格柵在膨脹土中的拉拔過程，以與拉拔試驗成果對比。填土尺寸為60cm×60cm×60cm，格柵置于其間，寬45cm，埋入土中長度為59cm。填土頂部施加均布荷載。數(shù)值模型網(wǎng)格如圖11，坐標x軸為格柵拉出方向。拉拔結(jié)束時填土中豎向應力分布的云圖示于圖11。

圖10 PE80單向格柵拉伸曲線Fig.10 Tension curve of uniaxial geogrid PE80

圖11 拉拔結(jié)束時填土中豎向應力分布云圖(上覆荷載50 k Pa，云圖中數(shù)字系壓力大小)Fig.11 Distribution of vertical stresses in reinforced soil at the end of pullout test(pressure=50kPa)

土中的格柵在界面屈服時的法向應力分布如圖12(a)和12(b)所示?？梢姺ㄏ驊Ψ植疾⒉痪鶆颍味溯^小，而最大值靠近末端(自由端)，最大與最小相差25%左右。但這種不均勻是在拉拔試驗過程中發(fā)展的，如圖12(c)所示，這可能與試驗裝置的結(jié)構(gòu)有關(guān)。

不難想象，法向應力的不均勻，也會使界面的摩阻力不均勻，從界面摩阻力分布的等值線看出(圖中未表明)，靠近非拉拔端的摩阻力大些，為36.8kPa，而接近拉拔端的值為33.8kPa，相差 10%左右。但是這個不均勻性與上覆壓力有關(guān)，上覆壓力越大，不均勻性也越大。這與前面試驗表明的界面的屈服是一個漸進過程的結(jié)論是一致的。

然而，界面摩阻力的分布并不代表筋材本身所受應力的分布，研究表明，拉拔試驗結(jié)束時，格柵的水平應力以拉拔端為最大，向自由端逐漸變小。由此必然導致格柵本身的應變也是拉拔端最大，自由端最小，圖13示出了拉拔試驗結(jié)束時格柵的拉伸變形分布。

圖12 格柵在界面屈服時的法向應力分布Fig.12 Normal stress distribution when the geogrid yields at interface

圖13 拉拔試驗結(jié)束時格柵的變形分布Fig.13 Deformations of geogrid at the end of pullout test

可見，上覆荷載越大、格柵厚度越小，格柵的拉伸變形量越大，但該拉伸變形在拉拔端最大，漸變至自由端為零，故筋土相對位移沿筋材分布逐漸變小。

4 加筋土的性狀研究

研究采用三軸試驗和數(shù)值分析方法進行，也考慮工程實際的性狀。

試驗的填土采用膨脹性泥灰?guī)r風化土，筋材采用PET雙向格柵，試樣尺寸為101mm×200mm，對不同加筋層數(shù)的土樣進行了無側(cè)限和固結(jié)不排水試驗，以研究它們的應力應變、破壞模式、加筋效果和強度的影響因素，并與相應的未加筋土作比較。

圖14為無側(cè)限試驗的應力應變曲線，可見，加筋對土的應力應變性狀有很大的改變，應變軟化程度隨筋材層數(shù)的增加而減弱，峰值應變隨筋材層數(shù)的增加而增加，表明土體抵抗破壞的能力顯著增強。同時，強度峰值的大小也隨層數(shù)加多而增大，尤其當筋材由1層增至3層時。但加筋層數(shù)對切向剛度的影響有限，因為當應變小于0.5%時，不同層數(shù)的曲線幾乎重疊在一起。還應指出，上述特性還與土的含水量關(guān)系密切，含水量較低時(低于該土的最優(yōu)含水量15%時)，這種特性更顯著，但當含水量超過最優(yōu)含水量后，加筋層數(shù)的影響就削弱了。土的密度也影響加筋土的強度，但這種影響只有在3層加筋后才表現(xiàn)得比較明顯，在1層加筋時變化不大。加筋土的破壞模式的典型形狀如圖15所示。

圖14 無側(cè)限壓縮試驗應力應變曲線(不同加筋層數(shù))Fig.14 Stress-strain curves of unconfined compression test on reinforced soil

圖15 不同層數(shù)加筋土無側(cè)限試驗試樣破壞形態(tài)Fig.15 Failure patterns of reinforced soil specimens with different layers of geogrids after unconfined compression test

從圖中看出，加筋土的破壞形態(tài)與均勻的無加筋土不同，受筋材阻隔，連續(xù)的破裂面變?yōu)槎鄬有∑屏衙?，試樣的?cè)向鼓脹不明顯，抗剪切的能力也因此增強?？梢?，對實際土坡，如果土中的筋材未被剪斷，則通過筋材的滑弧是不可能形成的，故常規(guī)的土坡穩(wěn)定滑弧分析法，需作研究。

有側(cè)限的固結(jié)不排水剪試驗和固結(jié)排水剪試驗的應力應變曲線示于圖16?？梢钥闯?，CU未加筋的曲線一般呈現(xiàn)彈塑性特性或輕微硬化特性，加筋土則屬應變硬化型，強度的峰值也隨加筋層數(shù)有所提高;而CD則均呈硬化特性，只是其硬化程度隨加筋而提高。強度參數(shù)也與加筋層數(shù)有關(guān)(見圖17)，只是似凝聚力的影響似乎更大些。

加筋土的這些特征是與加筋后土體應力應變情況的變化有關(guān)的。由數(shù)值分析所得的成果進一步驗證了上述的認識。未加筋土及加筋土破壞點的剪應變率分布見圖18，定義剪應變率為單元廣義剪應變與單元尺度之比，可較準確反應土體中剪切帶分布與破壞模式。

圖16 加筋膨脹土三軸試驗應力應變曲線Fig.16 Stress-strain curves of triaxial test on reinforced expansive soil

圖17 加筋層數(shù)對強度參數(shù)的影響Fig.17 Influence of reinforcement layers on soil strength parameters

圖18 不同加筋層數(shù)加筋土破壞狀態(tài)下的剪切帶Fig.18 Shear zones of reinforced soil with different reinforcement layers during failure

不難發(fā)現(xiàn)，未加筋土體有2條貫穿的對稱剪切帶，剪應變明顯集中于剪切帶內(nèi)，2條剪切帶交匯處，即土體中心位置的剪應變率最大，土體破壞時具有明顯的貫穿剪切面，與上述的試樣實際破壞情況一致。在土體中部加1層土工格柵后，加筋土剪切帶的發(fā)展受到抑制;筋材阻斷了貫穿的對稱剪切帶，在筋材上下部位各形成2條對稱的剪切帶，且其破壞時的剪切帶剪應變率明顯大于未加筋土?？梢?，加筋對土體應力場的影響很大，它改變了土體的破壞模式，并引起土體承載能力的提高。對2層加筋土體，剪切帶出現(xiàn)在2層土工格柵所夾的中部，而當筋材層數(shù)更多時，加筋作用使土體的破壞荷載及其對應的應變得以較大提高，破壞時土體內(nèi)大部分區(qū)域的剪應變率明顯較小，土體無明顯剪切破壞面。

反映在土體的變形上，水平變形因筋材的約束，使水平變形等值線在筋材部位出現(xiàn)拐彎點(圖19(a))，顯示土工格柵對土體側(cè)向變形有明顯的約束效果，數(shù)值上，加筋土的最大水平變形比未加筋的減少，其范圍也縮小;而試樣的豎向變形則因筋材的“張力膜”效應，使其不均勻程度有所降低(圖19(b))。

圖19 加筋土試樣破壞時的變形Fig.19 Horizontal and vertical deformations of reinforced soil specimen during failure

總之，土體加筋后其應力應變特性發(fā)生了改變，隨變形的增加加筋土往往不發(fā)生軟化，即使有時出現(xiàn)峰值，其對應的應變也較大。筋材的存在改變了土體破壞的形狀，剪切帶不再連續(xù)或者在筋材之間形成多條剪切帶，從而使土體抵抗剪切破壞的能力增強了。

5 加筋機理研究

由以上分析可知，筋材的作用主要是通過筋材與填土之間的界面對土體的約束而發(fā)生的。界面上的摩阻力阻止了土體的過大側(cè)向位移，并改變了整個土體的應力場和應變場，從而改變了土體的破壞模式。筋材的存在阻斷了或改變了圓弧滑動面的發(fā)展，剪切帶的形狀也會發(fā)生很大的改變，這些都有助于土體抵抗破壞能力的增強。

加筋機理的研究曾有不少文章發(fā)表，筆者在幾年前也對此做過專門的討論。在該文中，筆者提出了加筋的機理為:＇界面的直接加筋作用和界面兩側(cè)一定范圍的土體由于應力場的變化而引起的間接影響帶，即間接加固作用＇的觀點。這里再根據(jù)近來得到的一些成果，對加筋機理作進一步的分析。

圖20是一個很有說服力的試驗成果。該試驗是在疊環(huán)式拉拔試驗儀上完成的(與第2節(jié)所述相同)。當置于試樣中間的格柵受拉時，界面上下的所有疊環(huán)均被帶動，而產(chǎn)生一定的位移量。此即表明，筋材周圍的土體顆粒也在發(fā)生移動、翻滾、錯動等變化，不管法向壓力是50kPa還是300kPa，它的影響范圍都在30cm(儀器尺寸所限)或者更大一些［5］。為了弄清這個機理，汪明遠［6］進行了加筋土體的位移場和應力應變的數(shù)值分析，圖21為拉拔時格柵位移矢量的分布圖。

圖20 拉拔試驗中各個疊環(huán)的側(cè)向位移分布Fig.20 Horizontal displacements of rings in pullout test

圖21 加筋土位移矢量豎向分布Fig.21 Vertical distribution of displacement vectors of reinforced soil

位移矢量的分布是與應力和應變分布有關(guān)的，圖22系2層加筋試樣的應變和應力分布，應變的分布與應力的分布對應得很好。

還可以看出，在拉拔過程中，土體的剪應力在界面附近集中，改變了土體的應力場，導致破壞模式的變化，并提高了土體的強度。同時，界面摩阻力引起土體中最小主應力增大，使加筋土的強度和承載能力提高，在應力應變曲線上則呈現(xiàn)應變硬化特征。在界面摩阻力發(fā)展過程中，因應力狀態(tài)變化，界面在屈服后界面上的摩阻力又再度升高，使加筋土呈硬化特征，如圖23所示，加筋層數(shù)越多，硬化程度越高，但圍壓越大，加筋對于土體強度提高的效果越不明顯。

圖22 2層加筋土破壞時的剪應變、剪應力的分布Fig.22 Distribution of shear stress and shear strain of reinforced soil with 2 layers of geogrids during failure

圖23 加筋土的荷載與位移關(guān)系曲線Fig.23 Relation curves of pressure vs.displacement of reinforced soil

通過大量計算分析，對加筋在風化黏性土體中的影響范圍有了一些概念:加筋對最小主應力的影響區(qū)域為35～40cm;對剪應力的影響區(qū)域為20～25cm;加筋導致主應力方向偏轉(zhuǎn)的區(qū)域為20～25cm，對土工格柵加筋膨脹土，加筋對水平位移的影響區(qū)域為40～45cm?？偟目磥?，筋材在加筋土體中的影響范圍大致在30cm左右，與上述的試驗結(jié)果基本一致。這個數(shù)值對筋材間距的選擇有了一個依據(jù)。不難想象，這個影響區(qū)域與填土的強度、界面的強度、界面的切向剛度(荷載－拉拔位移曲線起始段的斜率)、荷載的大小、受荷的方式等諸多因素有關(guān)。

這些成果進一步驗證了筆者在2006年提出的對加筋機理的分析［7］。

6 結(jié)論

(1)加筋機理的研究是提出合理設(shè)計方法的基礎(chǔ)。拉拔試驗是弄清筋材加筋機理的有用工具。在加筋機理研究中，界面特性的研究具有重要意義;

(2)筋材在拉拔時，其作用的發(fā)揮是漸進的，各部分的應力和應變是不均勻的，接近著力點部分的界面先屈服，其后該部分的筋材與土體發(fā)生相對位移。當筋材全長都屈服時，筋材只有相對于土體的平移;

(3)土工格柵與土界面的摩阻力由3部分組成:縱肋條與土的摩擦力、橫肋條與土的摩擦力，以及橫肋條(包括橫肋結(jié)點)與土的咬合力。咬合力的比例隨筋材變形的增大而增加;

(4)加筋的作用主要在于通過筋材與填土之間的界面對土體的約束而發(fā)生的，界面上的摩阻力阻止了土體的過大側(cè)向位移，并改變了整個土體的應力場和應變場，從而改變了土體的破壞模式;

(5)從加筋機理分析可知，界面產(chǎn)生了2方面的影響:界面本身的摩阻力對土體側(cè)向變形的約束作用和對筋材兩側(cè)一定范圍內(nèi)土體的應力狀態(tài)的改變。前者可稱為直接加筋作用，而后者可視為對土體的間接加固作用。這表明，原來認為加筋是筋材單純摩擦作用的觀點是不全面的;

(6)上述研究將為建立加筋土設(shè)計的合理方法提供依據(jù)，有關(guān)成果將另文發(fā)表。

［1］BATHURST R J，ALLEN T M，WALTERS D L.Reinforcement Loads in Geosynthetic Walls and the Case for a New Working Stress Design Method［J］.Geotextiles ＆Geomembrances，2005，23(4):287－322.

［2］WILSON-FAHMY R F，KOERNER R M，SANSONE L J.Experimental Behavior of Polymeric Geogrids in Pullout［J］.Journal of Geotechnical Engineering，1994，120(4):661－677.

［3］包承綱.土工合成材料應用原理與工程實踐［M］.北京:中國水利水電出版社，2008.(BAO Cheng-gang.The Principle and Application of Geosynthetics in Engineering［M］.Beijing:China Water Power Press，2008.(in Chinese))

［4］PALMEIRA E M.Soil-Geosynthetics Interaction:Modelling and Analysis［J］.Geotextiles and Geomembranes，2009，27(5):368－390.

［5］丁金華，包承綱，丁紅順.土工格柵與膨脹巖界面相互作用的拉拔試驗研究［C］∥第二屆全國巖土與工程學術(shù)大會論文集.北京:科學出版社，2006:442－449.(DING Jin-hua，BAO Cheng-gang，DING Hong-shun.Study on Pullout Testing for Interaction of Geogrid and Expansive Soft-Rock［C］∥Proceedings of the 2nd Symposium on Soil and Engineering.Beijing:Science Press，2006:442－449.(in Chinese))

［6］汪明遠.土工格柵與膨脹土的界面特性及加筋機理研究［D］.杭州:浙江大學，2009.(WANG Ming-yuan.Study on Characteristics of Interface between Geogrid and Expansive Soil and Reinforcement Mechanism［D］.Hangzhou:Zhejiang University，2009.(in Chinese))

［7］包承綱.土工合成材料界面特性的研究和試驗驗證［J］.巖石力學與工程學報，2006 ，25(9):1735－1744.(BAO Cheng-gang.Study on Characteristics of Geosynthetics Interface and Its Testing Validation［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(9):1735－1744.(in Chinese))