摘要
基于山西省太行一号风景道K43+175处加筋土桥台工程，开展不同加筋间距工况条件下加筋砂土的动三轴试验，分析循环荷载作用下加筋间距对加筋砂土动强度、动剪切模量、阻尼比、累积塑性应变等动力响应特性的影响，探讨加筋砂土动力响应特性的演化规律，从而为加筋土柔性桥台复合结构（Geosynthetic Reinforced Soil Integrated Bridge System，GRS-IBS）工程设计中的变形预测和稳定状态评估提供依据。结果表明：随加筋层数的增加，加筋砂土动应力-动应变曲线逐渐由双曲线型过渡为直线型，试样动强度和动模量也随之增大，且加筋越密，增幅越明显；增大围压和增加加筋层数均能减小动剪应变，提升动剪切模量，减小阻尼比；增加加筋层数能有效抑制轴向累积塑性应变随循环荷载作用增长的趋势，因此，在GRS-IBS结构中应控制加筋间距，以提高加筋土的临界循环应力比，保证其处于长期动力稳定状态。
加筋土性能受加筋间距影响显著，当加筋间距减小到一定程度时，加筋土（Geosynthetic Reinforced Soil）可表现出明显的复合体特征和优良的承载性
通过对试样施加模拟的动态主应力，动三轴试验能较方便地测定试样在承受动态载荷作用下的动力响应，是研究土体动态特性最普遍采用的一种方
综上所述，虽然学者们针对加筋土的动力特性开展了大量试验研究，然而针对小间距工况条件下的动三轴试验研究还鲜有报道。加之由于车辆动荷载的复杂性及试验中采用筋材和土体类型的差异，试验结果对于实际工程并不具有参考性，无法为GRS-IBS结构的设计计算提供合理参数。为此，笔者依托太行一号国家风景道陵川段（上河—横水）K43+175处1×8.0 m装配式混凝土简支板桥的GRS-IBS结构工程，开展加筋砂土的室内动三轴试验，研究加筋层数对加筋砂土动强度、动剪切模量、阻尼比、累积塑性应变等动力响应特性的影响，探讨不同加筋工况下加筋砂土动力响应特性的演化规律，从而为GRS-IBS结构工程设计中变形预测和稳定状态评估提供依据。
依托工程采用平均粒径约为5.5 mm的非连续级配碎石作为桥台的台背填料，加筋材料采用双向聚酯焊接土工格栅（PET-HSG80），网孔尺寸为60 mm×60 mm，肋条宽度为15 mm，极限抗拉强度为74.5 kN/m。考虑到实际工程中填料粒径和加筋材料网孔尺寸都较大，很难制成具有代表性的室内三轴试样，为了制样的便捷性，试验对材料尺寸进行了适当缩减。其中，试验采用干砂，并采用标准砂作为级配碎石的替代材料，不考虑孔隙水压力对试验的影响。通过筛分法确定试验所用标准砂的颗粒级配曲线，如
图1 试验用标准砂的颗粒级配曲线
Fig. 1 Grading curve of standard sand for testing
为尽可能反映现场实际工况中的筋-土界面作用，试验采用定制丝径约为0.6 mm、网孔边长为1.5 mm的304不锈钢丝作为加筋替代材料，并采用DS2-500N数显式推拉力计对长度为4 cm、宽度分别为1、2、3、4 cm的定制钢丝网进行拉力测试试验，得到其力学特性，如
图2 钢丝网力学特性
Fig. 2 Mechanical properties of steel wire mesh
试验采用英国GDS三轴试验系统，主要由压力室、轴向及侧向加压系统、数据采集系统和计算机组成，系统通过GDSLAB软件进行试验控制和数据记录，在静态和动态试验中可以非常精确地控制轴向位移和轴向力，从而完成静态和小应变动态三轴试验。试样尺寸直径为50 mm，高度为100 mm，采用静压法制样，即分8次向砂土制样器中填料，并采用夯击棒将砂土静压至规定高度后整平。试验系统及制样过程如
（a） 英国GDS三轴试验系统
（b） 试样制备
图3 试验设备及制样
Fig. 3 Test equipment and sample preparation
试样采用5种加筋方式，分别为无筋、1层加筋、3层加筋、5层加筋和7层加筋，不同加筋层数钢丝网沿试样高度等间距平行铺设，如
图4 筋材布设方式
Fig. 4 Layout of reinforcement
加载方案为两种。方案1：按照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）中动力特性试验的相关要求，在固定围压下逐级增加动应力幅值，后一级动应力幅值为前一级的2倍，采用正弦波激振，激振频率为1.0 Hz，波形如
图5 动荷载曲线
Fig. 5 Dynamic loading curve
| 试验编号 | 围压σc/kPa | 初始动应力幅值σd/kPa | 加筋层数n |
|---|---|---|---|
| 1 | 50 | 25 | 0 |
| 2 | 100 | 25 | 0 |
| 3 | 200 | 25 | 0 |
| 4 | 50 | 25 | 1 |
| 5 | 100 | 25 | 1 |
| 6 | 200 | 25 | 1 |
| 7 | 50 | 25 | 3 |
| 8 | 100 | 25 | 3 |
| 9 | 200 | 25 | 3 |
| 10 | 50 | 25 | 5 |
| 11 | 100 | 25 | 5 |
| 12 | 200 | 25 | 5 |
| 13 | 50 | 25 | 7 |
| 14 | 100 | 25 | 7 |
| 15 | 200 | 25 | 7 |
方案2：采用半正弦波简化模拟移动车辆荷载进行激振，波形如
| 试验编号 | 围压σc/kPa | 动应力幅值σd/kPa | 循环应力比CSR(σd/2σc) | 加筋层数n |
|---|---|---|---|---|
| 16 | 30 | 30 | 0.50 | 0 |
| 17 | 30 | 30 | 0.50 | 3 |
| 18 | 30 | 30 | 0.50 | 7 |
| 19 | 30 | 50 | 0.83 | 0 |
| 20 | 30 | 50 | 0.83 | 3 |
| 21 | 30 | 50 | 0.83 | 7 |
| 22 | 30 | 100 | 1.67 | 0 |
| 23 | 30 | 100 | 1.67 | 3 |
| 24 | 30 | 100 | 1.67 | 7 |
| 25 | 60 | 200 | 1.67 | 0 |
| 26 | 60 | 200 | 1.67 | 3 |
| 27 | 60 | 200 | 1.67 | 7 |
| 28 | 30 | 200 | 3.33 | 0 |
| 29 | 30 | 200 | 3.33 | 3 |
| 30 | 30 | 200 | 3.33 | 7 |
（a） n=0
（b） n=1
（c） n=3
（d） n=5
（e） n=7
图6 不同围压下试样动应力-动应变曲线
Fig. 6 Dynamic stress-strain curve under different confining pressures
从
（a） σc=50 kPa
（b） σc=100 kPa
（c） σc=200 kPa
图7 不同加筋层数下试样动应力-动应变曲线
Fig. 7 Dynamic stress-strain curve of samples with different reinforcement layers
（a） σc=50 kPa
（b） σc=100 kPa
（c） σc=200 kPa
图8 动剪切模量试验曲线
Fig. 8 Test curve of dynamic shear modulus
另外，增大试样围压，动剪应变减小，而动剪切模量Gd增大；随着加筋层数的增加，在相同围压和动荷载作用下，动剪切模量Gd也有所提升，特别是在加筋层数n大于5的条件下，动剪切模量Gd有较大幅度提升，说明小间距加筋试样可以有效限制土体的侧向变形，表现出明显的复合体力学特性和优良的抗震性能。
试样的阻尼比λ可通过滞回曲线面积直观反映，表征在动力荷载作用下试样吸收能量的能力，滞回曲线的倾斜度可反映试样的动弹性模量E
（a） σc=50 kPa
（b） σc=100 kPa
图9 未加筋砂土滞回圈曲线
Fig. 9 Hysteretic loop of unreinforced sand
（a） n=1
（b） n=3
（c） n=5
（d） n=7
图10 σc=50 kPa时不同加筋层数试样滞回圈曲线
Fig. 10 Hysteretic loop of samples with different number of reinforcement layers under σc=50 kPa
图11 不同加筋层数试样阻尼比曲线对比
Fig. 11 Damping ratio of samples with different number of reinforcement layers
（a） Rc=0.50
（b） Rc=0.83
（c） Rc=1.67
（d） Rc=3.33
图12 σc=30 kPa条件下试样累积塑性应变与加载次数关系曲线
Fig. 12 The relationship between accumulated plastic strain versus loading times under σc=30 kPa
图13 N=8 000次时循环应力比与累积塑性应变关系曲线
Fig. 13 The relationship of cyclic stress ratio versus accumulated plastic strain when N=8 000
（a） σd=200 kPa
（b） Rc=1.67
图14 固结压力对试样轴向应变与加载次数关系曲线的影响
Fig. 14 Influence of consolidation pressure on the relationship of axial strain versus loading times
1）加筋砂土动应力随着动应变的增加而逐渐增大，曲线均为应变强化型，随着围压的增大，试样动应力-动应变曲线的峰值和斜率也随之增大；随着加筋层数的增加，加筋砂土动应力-动应变曲线逐渐由双曲线型过渡为直线型，试样动强度和动模量也随之增大，且加筋越密，增幅越明显。
2）增大围压和增加加筋层数均能有效限制试样的侧向变形，从而减小动剪应变，提升动剪切模量；试样阻尼比随着动剪应力幅值的增加而逐渐增大，随着围压的增大而减小，试样加筋后阻尼比则相对减小，但在小应变条件下，加筋层数对阻尼比的影响并不显著。
3）增加加筋层数可有效抑制循环荷载作用下试样轴向累积塑性应变的发展趋势，为保证GRS-IBS结构中加筋土在行车动载作用下处于长期动力稳定状态，应根据桥梁结构荷载水平控制加筋间距，以提高加筋土的临界循环应力比，避免桥台结构过量沉降的发生。
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