曹國福，徐 兵，王茂勝，姚順雨，劉 麗，劉益鋒

（上海勘測設(shè)計(jì)研究院，上海 200434）

1 引 言

應(yīng)用土工織物加固軟基是基礎(chǔ)處理中的一門新技術(shù)，隨著土工合成材料在工程中的應(yīng)用，堤壩下軟基采用土工合成材料加筋處理已經(jīng)在多個(gè)項(xiàng)目中應(yīng)用并取得成功，例如，福建省福清市的過橋山圍墾工程采用抗拉強(qiáng)度為40 kN/m的PBT-4型土工織物（聚丙烯編織型）鋪設(shè)在砂墊層上[1]。河北省滄州市的黃驊港防波堤采用縱向極限抗拉強(qiáng)度大于200 kN/m、緯向極限抗拉強(qiáng)度大于120 kN/m的高強(qiáng)聚脂機(jī)織布進(jìn)行軟基加固[2]；瑞安飛云江北岸標(biāo)準(zhǔn)海堤一期工程在在堤底鋪設(shè)200 kN/m 的高強(qiáng)土工布進(jìn)行地基處理[3]；澳大利亞布里斯班港人工島海堤使用了加筋強(qiáng)度從400 kN/m 到850 kN/m不等高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技庸痰袒〉昧肆己玫男Ч?。但是，對于加筋墊層的研究，多集中在離心模型試驗(yàn)、有限元計(jì)算[4-6]及加筋效果分析[7]等方面，對加筋土工布現(xiàn)場實(shí)際變形的研究甚少。閆澍旺等[8-9]對加筋墊層的土工織物的變形情況進(jìn)行了測試，提出選用進(jìn)口的中等柔性大應(yīng)變測距元件組成應(yīng)變測試儀器進(jìn)行應(yīng)變測試，認(rèn)為所使用儀器剛度的應(yīng)盡可能小，但未提及所使用具體傳感器的型號規(guī)格。筆者以上海浦東機(jī)場外側(cè)灘涂促淤圈圍工程—3#圍區(qū)圈圍工程已建促淤壩基礎(chǔ)上新建圍堤為依托，采用大剛度、長標(biāo)距、大量程的SDW-100 型大位移傳感器，采用500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ歼M(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn)，研究高強(qiáng)土工布加筋墊層的變形，對類似工程選用高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉臄嗔褟?qiáng)度值和斷裂伸長率具有指導(dǎo)意義。

2 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層施工工藝及吹填過程中的塌方事故

本工程施工中設(shè)置反壓平臺與高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏钕嘟Y(jié)合的方法采用500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層法進(jìn)行地基處理（圍堤堤基先設(shè)置1 層通長充砂管袋作為墊層），在通長充砂管袋上鋪設(shè)1 層500 kN/m 的高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲鳛榈袒咏畈牧?，高?qiáng)有紡?fù)凉げ忌喜吭黉佋O(shè)1 層通長充砂管袋，上層沖砂管袋上設(shè)置1 層120 kN/m 的土工柵格。由于工期要求，加筋墊層下部不設(shè)排水板等措施進(jìn)行排水。

大堤吹填過程中，2011年4 月6 日S11+985～S13+088 出現(xiàn)塌方，具體表現(xiàn)為堤芯兩側(cè)沖砂管袋的高程在增加，但兩側(cè)沖砂管袋尚未穩(wěn)定時(shí)，堤芯吹填砂跟進(jìn)速度過快，造成堤芯位置的穩(wěn)定性尚不如原始狀態(tài)，堤身內(nèi)坡穩(wěn)定性進(jìn)一步降低，大堤向內(nèi)側(cè)滑移。由于500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層的作用，堤基未出現(xiàn)深層滑移，只是加筋墊層上部沖砂管袋及堤芯砂向內(nèi)側(cè)滑移，說明高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層對堤基抗滑穩(wěn)定有積極的作用。

3 研究內(nèi)容及方法

將SDW-100 型電阻式傳感器直接安裝在500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ忌线M(jìn)行室內(nèi)外試驗(yàn)。研究內(nèi)容包括（1）通過SDW-100 型電阻式傳感器直接安裝在500 kN/m高強(qiáng)有紡?fù)凉げ忌显陔娮尤f能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，驗(yàn)證傳感器測試數(shù)據(jù)計(jì)算出的土工布位移量與實(shí)測位移量是否一致，繼而提出該類型的傳感器是否合適在現(xiàn)場用于高強(qiáng)土工布的變形測量的結(jié)論，用最小二乘法求出500 kN/m 高強(qiáng)土工布的變形模量。（2）在工程現(xiàn)場的500 kN/m 高強(qiáng)加筋土工布墊層上安裝SDW-100 型電阻式傳感器，并進(jìn)行測試，通過測試數(shù)據(jù)計(jì)算土工布沿經(jīng)向（垂直于大堤軸線方向）的變形量，結(jié)合各觀測斷面處外棱體的沉降、水平位移資料進(jìn)一步研究高強(qiáng)土工布的變形規(guī)律。（3）通過Plaxis 有限元程序建立計(jì)算模型，計(jì)算堤頂達(dá)到設(shè)計(jì)標(biāo)高后土工布沿經(jīng)向的拉應(yīng)力分布情況來判斷高強(qiáng)土工布沿經(jīng)向的變形規(guī)律，比較了實(shí)際觀測成果與計(jì)算成果的符合情況。

3.1 室內(nèi)試驗(yàn)

進(jìn)行室內(nèi)拉伸試驗(yàn)時(shí)，將高強(qiáng)有紡?fù)凉げ佳亟?jīng)向裁成有效寬5 cm 寬的布條，且將位移傳感器和土工布條用夾具夾好置于電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸。試驗(yàn)設(shè)定電子萬能試驗(yàn)機(jī)的速度為5 mm/min，試驗(yàn)裝配方法見圖1。試驗(yàn)時(shí)，分別記錄加荷5、10、15、20、25、30 kN 及土工布破壞時(shí)傳感器的讀數(shù)(可計(jì)算土工布的變形量)、電子萬能試驗(yàn)機(jī)上實(shí)測拉伸位移量以及10 cm 長的土工布條變形量(反算至夾具范圍內(nèi)土工布條的變形量)。

圖1 室內(nèi)試驗(yàn)位移傳感器裝配圖Fig.1 Setup of geotextile tensile test

3.2 現(xiàn)場試驗(yàn)

在施工現(xiàn)場一邊鋪設(shè)高強(qiáng)有紡?fù)凉げ?，另一邊垂直于大堤軸線(高強(qiáng)有紡?fù)凉げ冀?jīng)向)安裝SDW-100 型位移傳感器(選取的斷面的高強(qiáng)度有紡?fù)凉げ忌细靼惭b3 只傳感器。傳感器分別安裝在大堤軸線處及離開大堤軸線兩側(cè)各5 m 處。每個(gè)斷面的儀器從外側(cè)至內(nèi)側(cè)編號為SDW1、SDW2、SDW3。如樁號S12+425 斷面，編號為S12+425-SDW1、S12+425-SDW2、S12+425-SDW3)，在圍堤上部加荷過程中，通過PME-E 型電位器檢測儀對傳感器讀數(shù)，計(jì)算夾具范圍內(nèi)土工布的變形量及土工布的變形率。現(xiàn)場試驗(yàn)傳感器裝配方法見圖2(實(shí)際現(xiàn)場安裝中在傳感器及連接桿外部套DN65 鍍鋅鋼管，鋼管的兩端用土工布塞緊防止吹填砂進(jìn)入套管內(nèi)阻礙傳感器的變形)。

圖2 現(xiàn)場試驗(yàn)位移傳感器裝配圖Fig.2 Displacement transducer

4 試驗(yàn)成果及分析

4.1 室內(nèi)試驗(yàn)成果及分析

編號為4225的SDW-100 型傳感器室內(nèi)試驗(yàn)的力-位移曲線如圖 3(a)所示，編號為 4226 的DSW-100 型傳感器室內(nèi)試驗(yàn)的力-位移曲線如圖3(b)所示。由圖可見，（1）室內(nèi)試驗(yàn)時(shí)每級加荷情形下通過位移傳感器計(jì)算的的位移量略小于電子萬能試驗(yàn)機(jī)上實(shí)測的土工布條位移量，主要是電子萬能試驗(yàn)機(jī)夾具在拉伸時(shí)有一部分變形計(jì)入土工布條的變形所致；（2）當(dāng)土工布條完全拉緊時(shí)，取5 kN 加荷時(shí)SDW 型位移傳感器的讀數(shù)為基準(zhǔn)值，計(jì)算后面各級加荷情形下土工布條的位移量時(shí)，通過位移傳感器計(jì)算的位移量基本與電子萬能試驗(yàn)機(jī)上實(shí)測的土工布條位移量一致；（3）室內(nèi)試驗(yàn)拉伸高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃吻€非線性，可以判斷現(xiàn)場高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃我渤史蔷€性。

土工布條配合SDW 型位移傳感器的室內(nèi)拉伸試驗(yàn)成果表明，位移傳感器測試出的每級加荷情形下高強(qiáng)土工布的變形量與電子萬能試驗(yàn)機(jī)實(shí)測變形量具有較好的一致性，兩者在各級荷載拉伸情形下變形量相差不超過10.0%，說明SDW 型傳感器裝配在高強(qiáng)土工布上后在現(xiàn)場吹填過程中可以較好地反映出施工加荷時(shí)高強(qiáng)土工布的變形規(guī)律，適用于高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃螠y量。

由室內(nèi)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到500 kN/m 高強(qiáng)土工布的斷裂延伸率約為11.0%，采用最小二乘法進(jìn)行擬合，得到500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃文Ａ繛? 314.4 kN/m，擬合的直線方程為

圖3 位移傳感器室內(nèi)試驗(yàn)的力-位移曲線(單位:m)Fig.3 Tension and displacement curves of the geotextile tensile tests(Unit:m)

4.2 現(xiàn)場試驗(yàn)成果及分析

S12+425 斷面和S5+400 斷面位移傳感器處的變形曲線如圖4 所示，兩斷面外棱體的沉降歷時(shí)過程線和兩斷面處外棱體的位移歷時(shí)過程線如圖5 所示。從圖中可以看出，對于S12+425 斷面，（1）始觀測至大堤塌方前后時(shí)間段內(nèi)（至2011年5 月3日），大堤下沉但水平位移量很小，大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1、大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 及大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點(diǎn)SDW3 沿經(jīng)向的變形表現(xiàn)為盆型曲線—大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1 處土工布的最大變形量約為19.4 mm，伸長率為3.2%；大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為71.3 mm，伸長率為11.9%，大于室內(nèi)試驗(yàn)的最大斷裂伸長率，懷疑大堤下的高強(qiáng)土工布已破壞；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點(diǎn)SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為44.3 mm，伸長率為7.4%。外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較內(nèi)側(cè)大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形最大，最大變形值出現(xiàn)在塌方前后。（2）塌方后，基底應(yīng)力進(jìn)行了重新分布，隨著塌方處吹填的加高，外棱體向庫內(nèi)位移（最大位移量約為100 cm），基底應(yīng)力進(jìn)行了重新分布，大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1、大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 及大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點(diǎn)SDW3 沿經(jīng)向的變形表現(xiàn)為盆型曲線，至最后一次觀測時(shí)，大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1 處土工布的變形量約為19.4 mm，伸長率約為3.2%；大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為30.7 mm，伸長率約為5.1%；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點(diǎn)SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為-13.7 mm，伸長率約為-2.3%，說明夾具間的土工布出現(xiàn)了松弛。外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較外側(cè)稍大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形量，高強(qiáng)土工布的變形與外棱體位移變化情況相吻合。

對于S5+400 斷面，（1）從開始觀測至大堤吹填至7.42 m 高程時(shí)間段內(nèi)（至2011年3 月11 日），大堤下沉且向外側(cè)位移（最大位移量約為10 cm），大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1、大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 及大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點(diǎn)SDW3 沿經(jīng)向的變形表現(xiàn)為盆型曲線，大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1處土工布的最大變形量約為17.3 mm，伸長率為2.7%；大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為76.6 mm，伸長率為11.6%，大于室內(nèi)試驗(yàn)的最大斷裂伸長率，懷疑大堤下的高強(qiáng)土工布已破壞；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點(diǎn)SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為34.5 mm，伸長率為5.6%?；颈憩F(xiàn)為外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較內(nèi)側(cè)大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形最大。（2）當(dāng)吹填高程達(dá)到8.62 m 后，大堤上部上覆荷載不再出現(xiàn)變化，基底應(yīng)力進(jìn)行了重新分布，大堤下沉但向外側(cè)位移較為穩(wěn)定，大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1 處土工布的變形較為穩(wěn)定，大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 處的土工布變形迅速減小，3 處土工布的變形表現(xiàn)為盆型曲線（至最后幾次觀測時(shí)），大堤外側(cè)防浪墻下測點(diǎn)SDW1 處土工布的變形量約為10.0 mm，伸長率約為2.0%；大堤中心線下測點(diǎn)SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為33.5 mm，伸長率約為5.1%；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點(diǎn)SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為23.0 mm，伸長率約為3.8%。外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較內(nèi)側(cè)稍大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形量最大，高強(qiáng)土工布的變形與外棱體位移變化情況相吻合。

圖4 變形曲線Fig.4 Displacement profile curves

圖5 兩斷面上外棱體沉降和位移曲線Fig.5 Settlements and displacements of the toe-berms with time

綜上可見，S12+425 斷面及S5+400 斷面大堤下部土工布的變形為盆型曲線；變形基本隨著上部吹填高程的增加而增大，甚至?xí)霈F(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，吹填出現(xiàn)間歇期時(shí)加筋墊層的應(yīng)力會出現(xiàn)重分布現(xiàn)象，表現(xiàn)為大堤下部土工布的變形量會減??；大堤下部土工布的變形量與外棱體的位移方向和大小相關(guān)即當(dāng)外棱體向內(nèi)側(cè)位移較大時(shí)，夾具間土工布甚至?xí)霈F(xiàn)由原來的繃緊狀態(tài)轉(zhuǎn)為松弛狀態(tài)；圍堤各斷面下均有測點(diǎn)測試出土工布伸長率大于室內(nèi)試驗(yàn)的最大斷裂伸長率的情況，懷疑大堤下的部分高強(qiáng)土工布已有出現(xiàn)破壞的情況；高強(qiáng)土工布的變形量絕對值大小與其下下臥層厚度的大小關(guān)系不明顯。兩個(gè)斷面測試出的高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲畲笊扉L率為11.9%，按照章節(jié)4.1 中給出的擬合方程計(jì)算高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為837.4 kN/m。當(dāng)施工加荷速度較快時(shí)，土工布的變形量也會增加的很快，甚至?xí)霈F(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象；當(dāng)處于施工間歇期時(shí)，土工布的伸長率逐漸減小，最后會穩(wěn)定在某一個(gè)數(shù)值，說明加荷速率對土工布的變形影響很大。

5 Plaxis 有限元計(jì)算成果及分析

采用離式分析方法[10]，用Plaxis 程序進(jìn)行二維有限元數(shù)值計(jì)算，計(jì)算采用土體的本構(gòu)模型為摩爾-庫侖模型，對于土體是否破壞失穩(wěn)采用摩爾-庫侖破壞準(zhǔn)則進(jìn)行判別，高強(qiáng)土工布采用格柵單元進(jìn)行模擬。格柵單元的本構(gòu)關(guān)系簡化為線彈性，看成只能受拉，不能受壓，不具抗彎剛度，只能沿軸向變形的一維單元。由于S12+425 斷面出現(xiàn)了塌方情況，不好模擬，計(jì)算只采用S5+400 斷面進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算模型見圖6。

圍堤剛剛吹填至設(shè)計(jì)高程時(shí)及達(dá)到設(shè)計(jì)高程后的保持階段有限元計(jì)算均作固結(jié)分析，剛達(dá)到設(shè)計(jì)高程時(shí)的土工布拉力分布圖形見圖7，堤頂高程保持階段的土工布拉力分布圖形見圖8。

圖6 S5+400 斷面 PLAXIS 計(jì)算模型簡圖Fig.6 Plaxis numerical model at Section 5+400

圖7 S5+400 斷面圍堤剛達(dá)到設(shè)計(jì)高程時(shí)土工布拉力值分布圖(單位:kN/m)Fig.7 Tension distribution in geotextile just on reaching the design elevation at Section 5+400(unit:kN/m)

圖8 S5+400 斷面圍堤設(shè)計(jì)高程保持階段土工布拉力值分布圖(單位:kN/m)Fig.8 Tension distribution in geotextile on keeping elevation stage at Section 5+400(unit:kN/m)

大堤停止吹填時(shí)，土工布上的應(yīng)力出現(xiàn)重現(xiàn)分布現(xiàn)象。土工布的最終應(yīng)力表現(xiàn)為內(nèi)側(cè)最小，外部次之，中部最大，且各監(jiān)測點(diǎn)得出的應(yīng)力值基本穩(wěn)定在某一數(shù)值。從計(jì)算出的應(yīng)力圖形來看，高強(qiáng)土工布沿經(jīng)向的位移也應(yīng)該呈盆型曲線，計(jì)算成果符合一般規(guī)律[6,11-12]。計(jì)算得到的S5+400 斷面大堤剛達(dá)到設(shè)計(jì)高程時(shí)中軸線下土工布最大拉力值σmax=226.89 kN/m（取高強(qiáng)土工布的變形模量E=8 300 kN/m），這樣得到的高強(qiáng)土工布最大伸長率 εmax=2.73%。高強(qiáng)土工布上夾具間距為66.0 cm，則夾具間土工布的最大變形量 Δmax=18.0 mm 。實(shí)測得到的高強(qiáng)土工布夾具間土工布的變形量為72.9 mm，伸長率為11.0%，按照章節(jié)4.1 中給出的擬合方程計(jì)算高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為759.57 kN/m。

計(jì)算得到的S5+400 斷面大堤達(dá)到設(shè)計(jì)高程后維持期中軸線下土工布最大拉力值σmax=223.86 kN/m（取高強(qiáng)土工布的變形模量E=8300 kN/m），這樣得到的高強(qiáng)土工布最大伸長率 εmax=2.70%，高強(qiáng)土工布上夾具間距為66.0 cm，則夾具間土工布的最大變形量 Δmax=17.8 mm 。實(shí)測得到的高強(qiáng)土工布夾具間土工布的變形量為33.6 mm，伸長率為5.1%，按章節(jié)4.1 中給出的擬合方程來計(jì)算高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為269.01 kN/m。

6 試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果比較

現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果的類似之處有：（1）實(shí)測表明大堤下部3個(gè)測點(diǎn)在吹填期變形達(dá)到最大值，大堤中軸線下測點(diǎn)在施工間歇期變形減?。挥?jì)算表明大堤下部3個(gè)測點(diǎn)在吹填期拉應(yīng)力達(dá)到最大值，施工間歇期應(yīng)力出現(xiàn)重分布，大堤中軸線下測點(diǎn)應(yīng)力會減小。（2）實(shí)測表明大堤下部3個(gè)測點(diǎn)最終的變形呈盆型曲線；計(jì)算表明大堤下部3個(gè)測點(diǎn)的應(yīng)力最終呈駝峰型曲線。

現(xiàn)場試驗(yàn)成果與有限元計(jì)算成果的不同之處有：實(shí)測表明大堤中軸線下測點(diǎn)最大變形率約為11.9%，按此最大變形率反算高強(qiáng)土工布的發(fā)揮強(qiáng)度值應(yīng)該為837.40 kN/m，計(jì)算得到吹填達(dá)最大高度的施工休止期的土工布最大拉力值為226.89 kN/m，得到的高強(qiáng)土工布最大變形率為2.73%，此時(shí)實(shí)測土工布的變形率為11.0%，計(jì)算出高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為759.57 kN/m。

實(shí)測與計(jì)算規(guī)律性吻合較好，通過實(shí)測計(jì)算出的土工布拉力值與有限元計(jì)算出的拉力值相差較大。

7 結(jié) 論

（1）位移傳感器每級加荷情形下的變形量與電子萬能試驗(yàn)機(jī)實(shí)測變形量基有較好的一致性，可應(yīng)用SDW 型傳感器在施工現(xiàn)場較好地測試出施工加荷時(shí)高強(qiáng)加筋土工布的變形。室內(nèi)試驗(yàn)率定出500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉膽?yīng)力-伸長率方程（見式（1）），得到高強(qiáng)土工布變形模量為8314.4 kN/m。

（2）采用500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲鳛榧咏顗|層，無論計(jì)算還是現(xiàn)場試驗(yàn)均表明大堤底部的土工布位移曲線基本表現(xiàn)為盆形，大堤中軸線下的土工布位移量最大。大堤下部土工布的位移量大小與外棱體的位移方向有關(guān)，實(shí)測土工布的位移與外棱體位移的大小和方向關(guān)系明顯；施工間歇期高強(qiáng)土工布的應(yīng)力會出現(xiàn)重分布現(xiàn)象，具體表現(xiàn)為大堤軸線下變形量明顯減小。

（3）大堤中軸線下土工布的變形不僅與上覆荷載大小有關(guān)，更與上部加荷速率有關(guān)，即當(dāng)施工加荷速度較快時(shí)，土工布的變形也會增加的很快；當(dāng)處于施工間歇期時(shí)，土工布的變形會逐漸減小，最后會穩(wěn)定在某一個(gè)數(shù)值，只有峰值的50%左右，說明加荷速率對土工布的變形影響很大，現(xiàn)場施工時(shí)，設(shè)計(jì)單位應(yīng)當(dāng)提出一個(gè)加荷速率控制值，當(dāng)高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉膹?qiáng)度一定時(shí)，土工布的伸長率相對較大有利于施工快速加荷。

由于高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層法使得加筋土體本構(gòu)關(guān)系極為復(fù)雜，現(xiàn)場試驗(yàn)時(shí)最好在測試高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲冃螠y點(diǎn)的位置增加沉降計(jì)更有利于加筋墊層變形的分析研究。應(yīng)進(jìn)一步進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)并結(jié)合觀測資料進(jìn)行土與筋材相互作用下的變形機(jī)理的研究工作，為高強(qiáng)土工布的設(shè)計(jì)和施工提供安全依據(jù)。

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