长江科学院院报

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2025 , Vol. 42 >Issue 12: 127 - 134

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20241280

岩土工程

基于平面应变试验的加筋土复合体极限承载力研究

  • 吴义华 , 1 ,
  • 崔纪泽 2 ,
  • 王清明 , 2 ,
  • 徐超 2
展开
  • 1 安徽省交通控股集团有限公司, 合肥 230071
  • 2 同济大学 土木工程学院, 上海 200092
王清明(1995-),男,河北邯郸人,博士研究生,主要从事加筋土结构相关科研工作。E-mail:

吴义华(1973-),男,安徽枞阳人,高级工程师,主要从事交通工程相关科研及管理工作。E-mail:

Copy editor: 占学军

收稿日期: 2024-12-18

  修回日期: 2025-03-31

  网络出版日期: 2025-06-03

基金资助

国家自然科学基金项目(41772284)

安徽省交通运输重点科技项目(2022-KJQD-008)

安徽省交通控股集团科技项目(JKKJ-2020-08)

收起

Ultimate Bearing Capacity of Geosynthetic Reinforced Soil Composites Based on Plane Strain Tests

  • WU Yi-hua , 1 ,
  • CUI Ji-ze 2 ,
  • WANG Qing-ming , 2 ,
  • XU Chao 2
Expand
  • 1 Anhui Transportation Holding Group Co., Ltd., Hefei 230071, China
  • 2 College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China

Received date: 2024-12-18

  Revised date: 2025-03-31

  Online published: 2025-06-03

Fold

摘要

加筋土复合体凭借优异的承载性能已被广泛应用于承重式加筋土桥台中。为了进一步研究加筋土复合体的极限承载性能,设计并开展了9组土工织物加筋土复合体平面应变试验,探究了不同填料级配和加筋间距对加筋土复合体的极限承载性能的影响。试验结果表明:与不加筋相比,加筋可以显著提高加筋土复合体的极限承载力,且加筋间距越小,加筋土复合体的极限承载力越大,同时也表现出更大的刚度;在加筋间距相同,且填料粒径介于1~8 mm范围内时,填料级配对加筋土复合体极限承载力的影响很小,但对加筋土复合体刚度有一定影响。此外,现有加筋土复合体的承载力计算方法严重低估了复合体承载力,当填料级配不满足FHWA推荐值时,不宜直接采用该计算方法评估加筋土复合体承载力。研究成果为较小粒径填料在工程建设中的应用提供了参考。

关键词： 加筋土复合体; 平面应变试验; 极限承载力; 影响因素; 土工织物

本文引用格式

吴义华 , 崔纪泽 , 王清明 , 徐超 . 基于平面应变试验的加筋土复合体极限承载力研究[J]. 长江科学院院报, 2025 , 42(12) : 127 -134 . DOI: 10.11988/ckyyb.20241280

Abstract

[Objective] Due to the excellent load-bearing performance, geosynthetic reinforced soil (GRS) composites have been widely adopted in the construction of load-bearing GRS bridge abutments. Unlike conventional gravity or cantilever retaining walls, GRS abutments are required to bear significantly higher vertical loads transferred from the superstructure. Therefore, it is essential to investigate the ultimate bearing behavior of GRS composites to ensure the safety and reliability of the structures. [Methods] In this study, a series of plane strain model tests were conducted to evaluate the ultimate bearing capacity of GRS composites. Nine groups of tests were designed and conducted using geotextile as the reinforcement material, incorporating four types of backfill material gradations and three reinforcement spacings. The gradation of the backfill materials primarily varied in particle size distribution within the range of 1-8 mm, while the reinforcement spacing was set at 20 cm, 25 cm, and 33.3 cm. The test results were compared with those of unreinforced soil and analytical predictions based on the Federal Highway Administration (FHWA) design guidelines. [Results] The experimental results demonstrated that reinforcement significantly enhanced the ultimate bearing capacity of GRS composites. Under the same backfill material condition, the incorporation of reinforcement led to significant increases in ultimate bearing capacity compared with the unreinforced test. Specifically, with reinforcement spacings of 20 cm and 25 cm, the ultimate bearing capacity increased by 87.5% and 62.5%, respectively. These results clearly indicated that the reinforcement spacing played a critical role in the bearing performance of GRS composites. In addition, smaller spacings resulted in greater overall stiffness of the composite system. When the reinforcement spacing was constant and the backfill particle size ranged between 1 mm and 8 mm, the effect of gradation on the ultimate bearing capacity was relatively minor. However, differences in backfill material gradation led to noticeable variations in the overall stiffness of GRS composites. When the experimental results were compared with predictions obtained from the FHWA-recommended method for GRS composite bearing capacity, a significant discrepancy was observed. The FHWA method considerably underestimated the ultimate bearing capacity in all test cases. Therefore, it was not recommended to calculate the ultimate bearing capacity of GRS composites with finer graded backfill materials by directly applying the FHWA method. During post-test inspection, the locations of geosynthetic rupture were identified and analyzed. The observed failure surfaces within the reinforced soil mass approximately corresponded to a Rankine failure plane. The results indicated that the obvious composite behaviors were demonstrated in the GRS composites. [Conclusion] This experimental study provides a systematic analysis of the ultimate bearing capacity of GRS composites under plane strain conditions, emphasizing the roles of reinforcement spacing and backfill material gradation. The findings confirm that geosynthetic reinforcement can significantly enhance both the strength and stiffness of the soil composites, with closer reinforcement spacing resulting in better performance. The study reveals that the current design guidelines recommended by FHWA significantly underestimate the actual ultimate bearing capacity, particularly when the backfill material gradation differs from the recommended values. These findings offer valuable reference for future engineering design and construction, promoting more efficient and reliable use of fine-grained or narrowly graded soil in reinforced soil structures.

Key words： geosynthetic reinforced soil composite; plane strain test; ultimate bearing capacity; influencing factors; geotextile

开放科学(资源服务)标识码(OSID):

0 引言

近些年来,加筋土技术凭借工作性能良好、工程造价低及低碳环保的优点,越来越广泛地应用于基础设施建设[1-3]。当采用小间距加筋(通常认为间距≤30 cm)和高压实填料(压实度>95%)时,加筋土体通过筋-土相互作用表现出一种类似“钢筋混凝土”的具有复合材料性质的复合体结构[4]。该结构表现出较高的承载能力,并逐渐应用于公路铁路的中小型桥梁结构中以支撑桥梁上部结构荷载,进而取代传统的刚性桩基础[5-6]。工程案例表明,这种小间距高压实的加筋土复合体在工程应用中表现出优异的服役性能,并且可以有效地消除传统桩承式桥梁结构中路桥连接处因差异沉降而产生的“桥头跳车”现象[7-9]。
在目前的美国《加筋土桥台设计建造指南》[10]中,美国联邦公路管理局(Federal Highway Administration,FHWA)建议加筋土复合体承担的上部荷载应<200 kPa,但大量试验及工程案例表明,该规定过于保守,会造成大量的安全冗余进而造成工程成本的增加,因此对于加筋土复合体的极限承载力分析至关重要[11-13]。Nicks等[14]曾开展加筋土微型墩试验,分析了不同加筋间距、筋材强度及面板形式对加筋土复合体承载特性的影响;Elton等[15]通过无侧限压缩试验,对圆柱形土工织物加筋土的极限承载力进行了评估;Wu等[16]通过一系列加筋土复合体的平面应变试验,评估了加筋土复合体在使用条件下的力学行为,指出加筋间距对加筋土复合体的性能影响要大于筋材刚度,同时指出平面应变条件下更能反映加筋土桥台的承载变形性能。此外,数值模拟也被广泛应用于模拟反映加筋土复合体性能的微型墩试验,Shen等[17]通过有限差分法分析不同加筋间距及筋材刚度对加筋土复合体的性能的影响,同样发现加筋间距在控制加筋土复合体的变形及承载性能上要比筋材刚度更有效;Zheng等[18]通过有限差分法研究了不同影响参数对加筋土复合体的变形性能影响,表明填料摩擦角、黏聚力以及加筋间距和筋材刚度等均对加筋土复合体的变形性能产生较大影响,但并未对其极限承载力进行分析。
此外,Wu等[19]提出了计算加筋土复合体极限承载力的半经验半理论公式,并通过一系列的加筋土复合体的力学性能试验结果进行了验证,该公式也被用在FHWA提出的《加筋土桥台设计建造指南》中用于计算加筋土桥台的极限承载力。然而需要指出的是,Wu等[19]仅验证了该公式对于粗颗粒土(即填料最大粒径≥12.7 mm)的适用性,而当采取细颗粒填料时该公式是否适用并未进行验证和说明;Xu等[13]研究发现,采用砂土作为填料(最大粒径约为3 mm)时,发现加筋复合体的实际抗压强度远大于该计算公式得到的承载力值。说明当所用填料不是粗颗粒土时,该计算公式会严重低估小粒径填料的承载能力。另一方面,在实际加筋土桥台的工程应用中,FHWA《加筋土桥台设计建造指南》将填料严格规定为碎石土,并对最大粒径提出严格限制,使得很多工程在选择填料时受限于不能就地取材进而造成工程成本增加,不利于该项技术的发展。
因此,基于研究现状和工程应用背景,本文以人工配制的砂和砾石混合土作为填料,且主要粒径在1~8 mm之间,同时以有纺土工织物作为筋材,开展了加筋土复合体平面应变试验,考虑了不同加筋间距及填料颗粒级配对加筋土复合体承载性能的影响,试验结果对补充加筋土复合体在较小粒径填料下的极限承载力具有重要作用,为较小粒径填料用于工程建设提供了参考。

1 模型试验

1.1 试验装置

本试验采用自研的平面应变试验装置,模型箱内部尺寸为760 mm×300 mm×1 000 mm(长×宽×高),其中模型尺寸为600 mm×285 mm×1 000 mm(长×宽×高),如图1所示。在模型箱前后采用刚性横肋加固,防止加载过程中在宽度方向上产生变形。侧向围压由两个气囊提供,气囊分别位于试验箱内壁左右两侧并与气压表和气压调节阀进行连接,用以模拟柔性边界。气囊内部的压力通过气压调节阀进行控制,并通过气压表显示压力值。本装置采用的气压表的最大量程为160 kPa,精度为0.1 kPa,同时气压调节阀可以精确地控制5~200 kPa范围内的压力。
图1 加筋土复合体平面应变试验装置

Fig.1 Schematic diagram of plane strain test device for GRS composites

1.2 试验材料选择

本试验填料选取3种不同粒径范围的砂土和砾石按不同比例进行混合而成,粒径范围分别为[1,3)mm、[3,5)mm和[5,8]mm,如图2所示。将这3种粒径范围的砂砾石分别按质量比2∶1∶0、2∶1∶1、1∶1∶1和1∶1∶2混合,得到4种不同级配的混合土作为填料,分别用S1、S2、S3、S4表示。通过筛分试验得到各混合土的级配曲线,如图3所示,需要指出的是,在实际的填料配置时,砂土中可能存在未筛净的细粒成分,或者在筛分过程中存在颗粒破碎的情况,导致在级配曲线中出现部分填料粒径<1 mm的情况。4种混合填料的粒径可以满足试验要求。此外,从图3可以分析得知,这4种混合土均为连续级配,但不均匀系数Cu均<5,因此本试验选用填料均为级配不良土。
图2 3种不同粒径范围的砂砾石

Fig.2 Three types of gravel with different particle size ranges

图3 不同填料的级配曲线

Fig.3 Gradation curves of different backfill materials

级配S1、S2、S3和S4的填料物理力学性质如表1所示。其中填料最大干密度通过相对密度试验测得,分别为1.68、1.81、1.85、1.85 g/cm3;通过全球数字系统(Global Digital Systems,GDS)应力路径三轴试验仪,在3种不同的围压条件下,对直径70 mm、高度150 mm的试样进行三轴压缩试验,得到的填料应力-应变曲线如图4所示,得到填料的内摩擦角分别为40.9°、42.4°、42.8°和43.7°,黏聚力均为0 kPa。
表1 不同填料的物理力学性质

Table 1 Physical and mechanical properties of different backfill materials

填料级配 最大干密度/(g·cm-3) 内摩擦角/(°)
S1 1.68 40.9
S2 1.81 42.4
S3 1.85 42.8
S4 1.85 43.7
图4 不同填料的应力-应变曲线

Fig.4 Stress-strain curves of different backfill materials

本试验选用聚丙烯有纺土工织物作为加筋材料,根据宽幅拉伸试验确定筋材力学性质,得到筋材极限抗拉强度为12.4 kN/m,极限伸长率为17%,拉伸应变2%和10%对应的筋材应力分别为2.1 kN/m和8.9 kN/m。

1.3 试验方案

本次共计完成了9组加筋土复合体平面应变试验,试验方案见表2。试验重点考虑了填料级配和加筋间距的影响,填料的最大粒径设置有5 mm和8 mm两种;在最大粒径和级配不变的情形下,分析加筋间距的影响,同时T1和T4作为对照组没有加筋。根据模型箱高度,加筋间距为20、25、33 cm的试验组,加筋层数分别为4、3、2,筋材沿高度方向均匀分布。在本试验中为了更好地测得加筋土复合体的荷载变形规律,在模型顶部加载板上布设2个位移传感器监测荷载作用下顶部沉降变形,同时施加的竖向荷载通过液压千斤顶端部力传感器记录。此外,在模型箱侧壁不同高度处布设土压力传感器以确保侧壁围压的稳定(图1)。
表2 试验方案

Table 2 Test schemes

试验编号 最大粒径dmax/mm 颗粒级配 加筋间距Sv/cm
T1 5 S1 不加筋
T2 20
T3 25
T4 8 S2 不加筋
T5 20
T6 25
T7 33.3
T8 8 S3 20
T9 8 S4 20

1.4 试验过程

在试验开始之前,需要对侧壁进行有效减阻处理,参照前人的研究,通过在试验箱内壁布设润滑层,由0.5 mm厚的聚四氟乙烯薄膜和1 mm厚的白凡士林组成,可有效减小侧壁摩阻力,以确保试验在平面应变条件下进行[20-21]。随后对模型进行分层填筑压实,在填筑时,采用质量-体积法将填料压实度控制在95%,同时将左右两侧气囊的内部压力设定为80 kPa,以限制加筋土复合体的侧向变形。本试验选用的土工织物在填料填筑压实到预定位置后自由平铺在填料表面,随后再次进行填料填筑和压实,直到填筑完成后,将气囊压力降至设定的30 kPa。并在整个加载过程中保持不变,填筑完成的模型如图5所示。不同试验组的水平土压力计监测结果如表3所示,可见平均值约为30.7 kPa,表明试验过程中围压始终维持在设定值附近,气囊可以提供所需要的恒定围压以满足试验要求。
图5 填筑完成的加筋土复合体模型

Fig.5 Constructed model of GRS composites after backfilling

表3 水平土压力计监测结果

Table 3 Monitoring results of horizontal earth pressure cells

试验
编号		 不同压力计监测的水平土压力/kPa
C1 C2 C3 C4 C5 C6
T1 29.7 30.5 30.2 33.1 30.2 29.5
T2 33.3 26.9 32.9 31.3 30.9 28.6
T3 32.6 33.2 30.2 30.8 29.5 29.6
T4 30.4 29.4 28.6 30.5 30.7 30.5
T5 32.6 29.6 27.6 32.4 31.8 30.7
T6 30.4 29.8 30.8 31.6 26.7 29.7
T7 29.6 29.3 32.7 31.3 30.4 30.7
T8 28.9 30.8 32.9 31.6 31.3 27.8
T9 33.8 33.9 33.3 30.4 33.1 31.3
本试验加载过程采取应力控制法,每级荷载增量为50 kPa,在每级荷载下,当竖向位移增加速度趋缓至不再有明显变化时,表明在该级荷载作用下达到稳定。按照该方式进行逐级加载,直到模型达到破坏状态后停止加载。本次试验中加筋土复合体的破坏标准设定为:加筋土复合体竖向位移不稳定,且在同一级荷载作用下位移速率持续增大。

2 试验结果与分析

2.1 加筋土复合体荷载-变形规律

图6给出了不同加筋间距下的加筋土复合体荷载-变形曲线。从图6可以看出,在所有组试验中,竖向沉降值均随荷载增大而显著增大,且在最后一级荷载下每组试验的竖向沉降值均出现了陡增,表明该模型已发生剪切破坏。图6(a)表明在填料级配为S1,加筋间距为20 cm和25 cm的T2、T3组,与不加筋组T1组相比,加筋土复合体的极限承载力显著增大,分别增大了87.5%和62.5%,对应的极限承载力分别为750 kPa和650 kPa;同时从图6(b)也可以看出在填料级配为S2时,相比于不加筋T4组,T5—T7组对应的加筋土复合体极限承载力也分别增大了114%、71.4%和57.1%,所以相较于不加筋,加筋可以极大提高复合体的极限承载力,且随着加筋间距的减小而增大。此外,在相同竖向荷载作用下,加筋土复合体的沉降值也随着加筋间距减小而减小,表明减小加筋间距能够显著提高加筋土复合体的刚度,增强抵抗竖向变形的能力,进而有效地控制复合体的沉降变形。
图6 加筋间距对荷载-变形曲线的影响

Fig.6 Effect of reinforcement spacing on load-deformation curves

图7给出了不同填料级配下的加筋复合体荷载-变形曲线。可以看出,在加筋间距相同的情况下,尽管填料的级配和最大粒径不同,但采用了级配S1的T2组与采用其他3种级配的T5、T8和T9组得到了相同的极限承载力750 kPa,这表明在填料颗粒粒径连续分布的情况下,填料级配,包括最大粒径对复合体强度影响较小。但是从图7还可以看出,在相同竖向荷载下,T2组中复合体的竖向沉降明显大于T5、T8和T9组中复合体的竖向沉降,例如在荷载为750 kPa的极限状态下,T5、T8和T9的竖向沉降相比T2分别减小18.1%、10%和16.5%,表明采用填料级配S1的T2组复合体刚度要显著小于其他试验组。这是因为在采用填料级配S1时,粒径整体偏小,而且相对均匀,这种粒径的差异造成了级配S1填料的内摩擦角小于其他级配填料,进而引起加筋复合体抵抗变形能力上的差异。对比T5、T8和T9组试验中加筋土复合体的荷载-应变曲线可以看出,在加筋间距和填料最大粒径相同的情况下,级配的不同会造成复合体强度性能的差异,但整体上差异不大。
图7 不同填料级配对荷载-变形曲线的影响

Fig.7 Effect of different backfill material gradations on load-deformation curves

2.2 加筋土复合体极限承载力试验值与理论计算值的对比

根据加筋土复合体破坏标准和终止试验条件,在本试验中将模型破坏前一级荷载作为加筋土复合体的极限承载力。Wu等[19]曾提出加筋土复合体的极限承载力的半经验半理论公式,并被用于FHWA《加筋土桥台设计建造指南》中,计算式为
${\sigma }_{1}=\left[{\sigma }_{3}+0.{7}^{\left(\frac{{S}_{\mathrm{v}}}{{S}_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{f}}}\right)}\frac{{T}_{\mathrm{f}}}{{S}_{\mathrm{v}}}\right]{K}_{\mathrm{p}}+2c\sqrt{{K}_{\mathrm{p}}}　。$
式中:σ1表示加筋土复合体的极限承载力;σ3表示实际施加到加筋土复合合体上的围压;Sref表示参考加筋间距,Sref=6dmax或者Sref=20d85,dmax表示最大土颗粒粒径,d85表示小于某粒径的颗粒质量百分数为85%时对应的土颗粒粒径;Tf表示筋材的极限拉伸强度;Kp表示朗肯被动土压力系数;c表示填土黏聚力。
图8给出了7组加筋土复合体极限承载力试验值与理论计算值的对比,可以看出试验值明显高于计算值,表明现有理论计算公式明显低估了加筋土复合体的极限承载能力。当采用填料粒径范围处于本试验所选择的[1,8)mm时,不建议采用该计算公式计算加筋土复合体的极限承载力,其原因是该经验公式采用了一个以0.7为底的指数函数来描述筋材的加筋作用,当采用填料最大粒径较小时,相较于粗颗粒土,0.7(Sv/Sref)的值会急剧下降,显著低估筋材的加筋作用,造成加筋土复合体的计算值显著低于试验值。
图8 加筋复合体极限承载力试验值与计算值的对比

Fig.8 Comparison between experimental and calculated values of ultimate bearing capacity of GRS composites

2.3 加筋土复合体破坏模式分析

在试验加载结束后,发现有纺土工织物发生断裂,将复合体中的筋材取出,记录筋材断裂位置,根据各层筋材在复合体内的空间位置可判断其剪切破裂面。从图9(a)可以看出,筋材主要为拉裂破坏,将复合体中各层断裂筋材的位置投影到二维平面,并用虚线连接相邻筋材,从而得到加筋土复合体的真实破坏面,如图9(b)所示。从图9(b)可以看出,加筋土复合体的破坏面与水平面的夹角略小于朗肯破坏面与水平面的夹角,即略小于45°+1/2ϕ(ϕ为内摩擦角)。这一结果与Xu等[13]得出的结论一致。整体而言,可近似用朗肯破坏面表示加筋土复合体的破坏模式。
图9 竖向荷载作用下加筋土复合体试验破坏面

Fig.9 Failure surface of GRS composites under vertical loading

2.4 加筋土复合体竖向变形速率

由于加筋土复合体的良好承载能力,当用于加筋土桥台来承担上部荷载时,不仅需要关注桥台的承载力,而且桥台的变形必须控制在一定范围内。譬如,FHWA《加筋土桥台设计建造指南》中[10]规定,加筋土桥台的竖向应变不得>1%,水平应变限制在2%以内。因此在本节中,根据试验监测结果计算加筋土复合体的竖向变形速率,并以此分析加筋土复合体的刚度变化规律及其影响因素。竖向变形速率是指某一时刻加筋土复合体的竖向沉降值与该时刻累积时间的比值,单位可采用mm/min。
图10给出了填料级配为S2的4组不同加筋间距的复合体竖向变形速率随时间的变化曲线。可以看出,加筋土复合体的竖向变形速率大致可以分为3个阶段。第一个阶段发生在试验开始的前10 min,此时竖向变形速率从2.5 mm/min开始急剧降低至0.5 mm/min的水平;然后进入第二个阶段,即每次施加下一级荷载时,竖向变形速率会突然增大,然后随着时间逐步减小直至稳定,但随着荷载级别提高,竖向变形速率呈现上升趋势,复合体趋于破坏;第三个阶段为破坏阶段,在某一级荷载施加后竖向变形速率突然激增,表明复合体已达到极限抗压强度,进入破坏状态。因此,在实际加筋土桥台施工过程中,需要着重监测施加竖向荷载后,即架设桥梁上部结构后一段时间内的变形情况。
图10 加筋间距对加筋土复合体竖向变形速率的影响

Fig.10 Effect of reinforcement spacing on vertical deformation rate of GRS composites

从图10还可以看出,在填料级配和颗粒最大粒径相同的条件下,T4不加筋组的竖向变形速率显著大于其他3组试验,表明加筋能够明显降低复合体的竖向变形速率。同时,在填土级配均为S2的3组加筋土复合体试验中,竖向变形速率随加筋间距的减小而降低,同样表明加筋间距的减小提高了加筋土复合体抵抗竖向变形的能力。
图11给出了在同一加筋间距情况下不同的填料级配对加筋土复合体竖向变形速率的影响。图11所展示的复合体竖向变形速率在加载全过程中的变化规律与图10基本一致。需要指出的是,当T5试验组对应填料级配为S2时,其竖向变形速率最小,其原因是在级配S2中,颗粒粒径为[1,3)mm的含量占比>50%,使得复合体中填料相较于其他两组更加密实,从而拥有更好的抵抗竖向变形的能力;而在T8和T9两组试验中,与之对应的填料级配分别为S3和S4,虽然在级配S3中[1,3)mm粒径的含量大于S4级配中该范围粒径含量,但总体上两者之间含量差距较小,因此会造成这两组试验的竖向变形速率比较接近。
图11 填料级配对加筋土复合体竖向变形速率的影响

Fig.11 Effect of backfill material gradation on vertical deformation rate of GRS composites

3 结论

本文针对土工织物加筋土复合体的力学特性开展了平面应变试验研究,主要探究了加筋间距和填料粒径及级配对加筋土复合体的极限承载力影响,可以得到如下结论:
(1)在平面应变条件下,加筋土复合体的破坏模式与无筋土的破坏模式类似,可以近似用朗肯破坏面进行描述。
(2)采用粒径范围在1~8 mm砂砾石混合土作为填料,FHWA《加筋土桥台设计建造指南》推荐公式的计算值明显低估了加筋土复合体的极限承载力。当填料类型和最大粒径不满足FHWA《加筋土桥台设计建造指南》的要求时,不应按该推荐公式估算加筋土桥台的极限承载力。
(3)在同等条件下,加筋间距与加筋土复合体的极限承载力呈现负相关关系,即加筋间距越小,加筋土复合体的极限承载力越大;在加筋间距相同和填料粒径介于1~8 mm范围内时,填料级配对加筋土复合体极限承载力的影响很小,但填料级配和最大粒径对复合体的刚度有一定影响。
(4)加筋土复合体的竖向变形速率在加载过程中会经历从急剧降低、逐渐稳定到破坏突然加速的过程;相同条件下,加筋土复合体的加筋间距越小,其竖向变形速率越低;在填料最大和最小粒径一致的条件下,细粒含量占比较大时,其抵抗竖向变形的能力越强。

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