GRS結(jié)構(gòu)與MSE結(jié)構(gòu)的性能差異及評(píng)價(jià)方法

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(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院地下建筑與工程系，上海 200092)

1 研究背景

GRS(Geosynthetic Reinforced Soil)結(jié)構(gòu)是指加筋間距不超過(guò)30 cm、填料壓實(shí)度超過(guò)95%的加筋土體，主要作為加筋橋臺(tái)等承受上部荷載作用的土工結(jié)構(gòu)物使用[1]。MSE(Mechanically Stabilized Earth)結(jié)構(gòu)則是加筋間距相對(duì)較大的加筋土體，即目前工程中常用的加筋土結(jié)構(gòu)，以用作加筋土擋墻或邊坡為主，偶爾也用于加筋土橋臺(tái)。由于GRS結(jié)構(gòu)的加筋間距更小，且填料壓實(shí)效果更好，一般認(rèn)為GRS結(jié)構(gòu)具有承載能力更好、沉降及側(cè)向位移更小、墻面所受的側(cè)向土壓力更小、筋材應(yīng)變及受力更小等優(yōu)于MSE結(jié)構(gòu)的特性[2-3]。

GRS結(jié)構(gòu)與MSE結(jié)構(gòu)的本質(zhì)區(qū)別在于受力機(jī)制的不同。一般學(xué)者認(rèn)為：MSE結(jié)構(gòu)的受力機(jī)制是“力的傳遞與平衡”，即潛在破裂面外側(cè)不穩(wěn)定土體的側(cè)向土壓力由面層系統(tǒng)承受，并通過(guò)與面層連接的筋材將該部分土壓力傳遞至筋材錨固段的穩(wěn)定土體中，以達(dá)到力的平衡[4-5]。GRS結(jié)構(gòu)雖然是MSE結(jié)構(gòu)的改進(jìn)，但在受力機(jī)制上卻表現(xiàn)出質(zhì)的變化，通常被視為一種類(lèi)似于“鋼筋混凝土”的具有復(fù)合材料特性的復(fù)合體結(jié)構(gòu)[6-7]。受力機(jī)制的不同，導(dǎo)致了GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)之間結(jié)構(gòu)性能的差異。

關(guān)于GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)的性能特點(diǎn)及其影響因素方面的試驗(yàn)研究，目前已有不少的成果積累。在承載力特性方面，Adams等[8-9]利用實(shí)際工程材料進(jìn)行了一系列小型橋墩的承載性能試驗(yàn)(MP試驗(yàn))，結(jié)果表明GRS結(jié)構(gòu)的極限承載力通常能達(dá)到1 000 kPa以上；Wu等[10]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)得到的GRS橋臺(tái)的極限承載力則略低。Nicks等[11]進(jìn)一步研究了GRS結(jié)構(gòu)承載特性的影響因素，結(jié)果表明：填料力學(xué)性質(zhì)越好、壓實(shí)度越高、筋材強(qiáng)度越大、加筋間距越小，承載能力越好。Wu等[12]通過(guò)平面應(yīng)變條件下的土-筋復(fù)合體試驗(yàn)(GSGC試驗(yàn))對(duì)比了GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)之間承載性能的差異，結(jié)果表明GRS結(jié)構(gòu)的極限承載力要比MSE結(jié)構(gòu)大很多。在變形特性方面，美國(guó)聯(lián)邦公路管理局(FHWA)總結(jié)了一些GRS橋臺(tái)的沉降監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，認(rèn)為GRS橋臺(tái)的壓縮變形基本上在施工階段完成，通車(chē)后的沉降及差異沉降均很小[8]。美國(guó)特納-費(fèi)爾班克公路研究中心(TFHRC)對(duì)采用不同筋材強(qiáng)度的2座GRS橋臺(tái)進(jìn)行了長(zhǎng)達(dá)12 a的沉降監(jiān)測(cè)，結(jié)果表明筋材強(qiáng)度對(duì)GRS結(jié)構(gòu)變形的影響不大[13]。Bueno等[14]和Benjamim等[15]總結(jié)了部分GRS結(jié)構(gòu)的工程監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，認(rèn)為GRS結(jié)構(gòu)在自重荷載條件下的最大側(cè)向位移及筋材最大應(yīng)變基本發(fā)生在結(jié)構(gòu)高度的中心位置附近；而MSE結(jié)構(gòu)的最大側(cè)向位移一般認(rèn)為發(fā)生在結(jié)構(gòu)高度的2/3處。Adams等[8]通過(guò)工程經(jīng)驗(yàn)的總結(jié)，認(rèn)為壓實(shí)性良好的加筋土結(jié)構(gòu)的側(cè)向變形與豎向變形之間近似滿(mǎn)足“體積應(yīng)變?yōu)?”的關(guān)系，并給出了經(jīng)驗(yàn)換算公式；Khosrojerdi等[16]利用室內(nèi)模型試驗(yàn)的數(shù)據(jù)進(jìn)一步驗(yàn)證了這一結(jié)論。

盡管對(duì)于GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)單獨(dú)展開(kāi)的試驗(yàn)研究已有了豐富的成果，但在同一批次的試驗(yàn)中直接對(duì)比研究?jī)烧咴诠ぷ骱奢d狀態(tài)下的性能差異的成果還很少見(jiàn)。本文根據(jù)相似理論，設(shè)計(jì)了收縮比例為1/2的縮尺模型試驗(yàn)進(jìn)行GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)在工作狀態(tài)下的性能特點(diǎn)的對(duì)比研究。實(shí)際工程中，GRS結(jié)構(gòu)的常用加筋間距為0.2 m或0.3 m[12]，MSE結(jié)構(gòu)的典型加筋間距為0.6 m[17]，因此試驗(yàn)中根據(jù)收縮比例1/2分別設(shè)置0.1，0.15，0.3 m 3種加筋間距進(jìn)行對(duì)應(yīng)。試驗(yàn)結(jié)果表明，加筋間距為0.1 m和0.15 m時(shí)模型的結(jié)構(gòu)性能比較接近，而加筋間距為0.3 m時(shí)模型的結(jié)構(gòu)性能有著明顯的不同；這說(shuō)明GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)之間有著明顯的性能差異。

GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)有著各自不同的設(shè)計(jì)體系，有著不同的計(jì)算方法評(píng)價(jià)相關(guān)結(jié)構(gòu)性能的量化指標(biāo)。這些評(píng)價(jià)方法主要包括Wu和Adams的評(píng)價(jià)側(cè)向位移的方法、臨時(shí)指南和AASHTO規(guī)范中計(jì)算筋材軸力的方法[8,16,18]。本文在試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，對(duì)比了不同評(píng)價(jià)方法的量化指標(biāo)與實(shí)測(cè)值之間的差異，以驗(yàn)證這些方法在GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)中的各自適用性。結(jié)果表明，不同的評(píng)價(jià)方法對(duì)GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)的適用性各不相同，這進(jìn)一步說(shuō)明了GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)之間存在著較大的差別，應(yīng)在實(shí)際工程中引起注意。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭饕碐RS橋臺(tái)為原型進(jìn)行設(shè)計(jì)。工程實(shí)例中，有規(guī)模較小的GRS橋臺(tái)高約3 m，限于室內(nèi)試驗(yàn)的條件，取長(zhǎng)度相似比λ=2進(jìn)行縮尺模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)，以保證模型高度在試驗(yàn)條件允許的前提下盡可能大。對(duì)于土工結(jié)構(gòu)物，填料密度的相似比一般取1，其他相似比可以根據(jù)長(zhǎng)度相似比和填料密度相似比確定，其值如表1所示[19-21]。

GRS橋臺(tái)的承載區(qū)域(即橋跨結(jié)構(gòu)與GRS橋臺(tái)的接觸部位)通常為長(zhǎng)條形，其長(zhǎng)度與寬度的比值一般在7～14之間，因此可以按平面應(yīng)變條件進(jìn)行分析研究[11]。按平面應(yīng)變條件，取試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷某叽鐬椋洪L(zhǎng)度L×寬度B×高度H=2.3 m×1.0 m×1.5 m。試驗(yàn)裝置如圖1所示，模型箱由型鋼及鋼板構(gòu)成，模型一側(cè)臨空。為保證試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷钠矫鎽?yīng)變條件，模型箱兩側(cè)壁設(shè)置1 mm厚的聚四氟乙烯膜進(jìn)行減阻，聚四氟乙烯膜與模型箱側(cè)壁之間涂刷凡士林進(jìn)行潤(rùn)滑[12]。

表1 模型試驗(yàn)的相似比Table 1 Similitude relationships for model tests

圖1 模型試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic diagram of test apparatus

試驗(yàn)荷載由千斤頂通過(guò)反力架施加于剛性載荷板上，載荷板寬度0.3 m，其外側(cè)邊緣距離面板內(nèi)側(cè)邊緣0.1 m(即“避讓距”，如圖1所示)。工程中，GRS橋臺(tái)的設(shè)計(jì)允許承載力一般不超過(guò)200 kPa[8]，根據(jù)應(yīng)力相似比λ=2，相應(yīng)的試驗(yàn)加壓荷載應(yīng)為100 kPa。本次試驗(yàn)即研究該級(jí)荷載條件下GRS結(jié)構(gòu)與MSE結(jié)構(gòu)的工作性能的差別。

2.2 試驗(yàn)方案

在實(shí)際工程中，GRS橋臺(tái)的常用加筋間距為0.2 m或0.3 m[12]，MSE擋墻的典型加筋間距為0.6 m[17]；按長(zhǎng)度相似比λ=2，分別取加筋間距Sv為0.1，0.15，0.3 m進(jìn)行3組模型試驗(yàn)的對(duì)比研究，試驗(yàn)組號(hào)依次命名為A，B，C。即試驗(yàn)A和試驗(yàn)B的模型代表GRS結(jié)構(gòu)，而試驗(yàn)C的模型則代表MSE結(jié)構(gòu)。

2.3 填料性質(zhì)

按美國(guó)臨時(shí)指南[8]推薦的填料級(jí)配要求，結(jié)合本次試驗(yàn)選定的長(zhǎng)度相似比λ=2，則試驗(yàn)用填料的級(jí)配應(yīng)滿(mǎn)足表2的要求。據(jù)此配比獲得的填料為不均勻系數(shù)Cu=4.21、曲率系數(shù)Cc=0.47的均勻土，級(jí)配曲線(xiàn)如圖2所示。填料類(lèi)型為粗砂，其最大干重度γdmax和最小干重度γdmin分別為18.5 kN/m3和14.9 kN/m3。試驗(yàn)過(guò)程中填料分層擊實(shí)，擊實(shí)后的干重度γd=17.6 kN/m3，相對(duì)密度Dr=0.8。根據(jù)室內(nèi)大型直剪試驗(yàn)，該相對(duì)密度下的填料內(nèi)摩擦角φ=40°，黏聚力c= 0 kPa。

表2 試驗(yàn)用填料的級(jí)配要求Table 2 Gradation requirements for test fillers

圖2 試驗(yàn)用填料的級(jí)配曲線(xiàn)Fig.2 Grain size distribution of sand filler

圖3 試驗(yàn)用土工格柵的拉伸曲線(xiàn)Fig.3 Tensile curve of geogrid for test

2.4 筋材性質(zhì)

實(shí)際工程中，GRS橋臺(tái)所用的加筋材料通常為有紡PP土工布(HPG-57型號(hào))，極限拉伸強(qiáng)度70 kN/m，2%伸長(zhǎng)率時(shí)的拉伸強(qiáng)度為19.3 kN/m、剛度約為965 kN/m[8]。通過(guò)寬條拉伸試驗(yàn)的比選，加筋材料采用TGSG25-25型聚丙烯雙向土工格柵，網(wǎng)孔尺寸40 mm×40 mm，肋條寬度和厚度分別為3.5 mm和1.0 mm，其拉伸曲線(xiàn)如圖3所示；其他主要力學(xué)性質(zhì)參數(shù)如表3所示，能近似滿(mǎn)足相似比要求。

表3 試驗(yàn)用土工格柵的參數(shù)Table 3 Properties of test geogrid

2.5 面板型式

面板材料選用如圖4所示的格賓碎石籠，籠體尺寸：長(zhǎng)度Lg×寬度Bg×高度Hg=1.0 m×0.1 m×0.1 m(或0.15 m)?；\體設(shè)置2種高度是為了不同試驗(yàn)組別之間加筋間距的調(diào)整。對(duì)于試驗(yàn)A和試驗(yàn)B，面層系統(tǒng)由格賓碎石籠垂直碼放形成，筋材直接壓在上、下籠體之間，即筋材與格賓碎石籠的連接方式為摩擦型連接，以此模擬實(shí)際工程中GRS結(jié)構(gòu)的面層連接方式；相對(duì)應(yīng)地，試驗(yàn)C的筋材與格賓碎石籠通過(guò)8號(hào)鉛絲進(jìn)行綁扎固定，以模擬MSE結(jié)構(gòu)面層的機(jī)械連接型式。試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱鬟^(guò)程中，面層系統(tǒng)外側(cè)通過(guò)模板進(jìn)行支護(hù)，以保證面層系統(tǒng)的垂直度；模型制作完成后再拆除模板。

圖4 格賓碎石籠面板Fig.4 Gravel gabion

圖5 試驗(yàn)監(jiān)測(cè)方案Fig.5 Test monitoring schemes

2.6 監(jiān)測(cè)方案

試驗(yàn)過(guò)程中，對(duì)載荷板沉降、筋材應(yīng)變、墻體側(cè)向變形等進(jìn)行監(jiān)測(cè)，各組試驗(yàn)的監(jiān)測(cè)元件布置如圖5所示，各組試驗(yàn)的監(jiān)測(cè)元件都布設(shè)于同一高度位置以方便對(duì)比分析。側(cè)向百分表的安置高度自下而上分別是0.3，0.75，1.05，1.35 m；貼應(yīng)變片的4層筋材的高度自下而上分別是0.3，0.6，0.9，1.2 m?？拷褓e碎石籠的第一列應(yīng)變片距離籠體0.1 m，各列應(yīng)變片之間相距0.4 m。

試驗(yàn)用應(yīng)變片型號(hào)為BFH120-3AA-D100，基底尺寸6.9 mm×3.9 mm，絲柵尺寸3.0 mm×2.3 mm，電阻值120 Ω，靈敏系數(shù)2.0±1%。應(yīng)變片通過(guò)502膠水粘貼在格柵節(jié)點(diǎn)上，粘貼前采用磨光機(jī)對(duì)格柵節(jié)點(diǎn)進(jìn)行打磨，以增加粘貼面的平整度與粗糙度，使得應(yīng)變片粘貼牢固。粘貼后的應(yīng)變片表面涂抹一層703硅膠進(jìn)行保護(hù)(圖6)。應(yīng)變片絲柵受力方向與筋材受力方向保持一致，應(yīng)變數(shù)據(jù)通過(guò)YE2539高速靜態(tài)應(yīng)變儀采集，儀器分辨率為1 με，測(cè)量誤差為±0.3% F·S。

圖6 應(yīng)變片粘貼形式Fig.6 Paste form of strain gauge

2.7 加載方案

實(shí)際工程中，橋跨結(jié)構(gòu)的荷載通常是一次性施加在GRS橋臺(tái)上的。因此，試驗(yàn)過(guò)程中，載荷板上的荷載一次性施加至100 kPa。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 沉降及側(cè)向位移分析

載荷板沉降取數(shù)顯百分表讀數(shù)的平均值。試驗(yàn)A(Sv=0.1 m)、試驗(yàn)B(Sv=0.15 m)和試驗(yàn)C(Sv=0.3 m)在100 kPa靜力荷載條件下的沉降值分別為8.67，17.92，23.15 mm，相應(yīng)的豎向相對(duì)變形分別為0.58%，1.19%，1.54%。試驗(yàn)結(jié)果表明：在密實(shí)度及其他試驗(yàn)條件保持一致的情況下，加筋間距越小，結(jié)構(gòu)頂面的沉降越小。

圖7顯示了各組試驗(yàn)墻體的側(cè)向位移分布規(guī)律，側(cè)向位移基本上隨著墻高的增加而增大。試驗(yàn)A和試驗(yàn)B的側(cè)向位移相比試驗(yàn)C要小很多，說(shuō)明加筋間距減小到一定程度時(shí)，對(duì)結(jié)構(gòu)體的側(cè)向變形能起到明顯的約束作用。試驗(yàn)A、試驗(yàn)B、試驗(yàn)C在100 kPa靜力荷載條件下的最大側(cè)向位移分別為5.49，8.59，19.35 mm。

圖7 側(cè)向位移監(jiān)測(cè)成果Fig.7 Monitored lateral displacement

如前所述，試驗(yàn)A和試驗(yàn)B的模型代表GRS結(jié)構(gòu)，而試驗(yàn)C的模型則代表MSE結(jié)構(gòu)。從上述試驗(yàn)結(jié)果易知：在相同的工作荷載條件下，GRS結(jié)構(gòu)的頂面沉降及側(cè)向變形比MSE結(jié)構(gòu)要小很多，GRS結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出更好的整體剛度。

3.2 筋材應(yīng)變分析

各組試驗(yàn)所得筋材應(yīng)變的分布規(guī)律如圖8所示，筋材應(yīng)變隨著筋材埋深的增加而減小，說(shuō)明下部筋材受附加荷載的影響較小。根據(jù)現(xiàn)有的應(yīng)變監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)推測(cè)分析，加筋間距越小，各層筋材的最大應(yīng)變?cè)叫?，且?yīng)變的分布趨勢(shì)更加均勻一些；這說(shuō)明加筋層數(shù)的增加使筋材受力分擔(dān)更均勻。

圖8 筋材應(yīng)變分布規(guī)律Fig.8 Distribution of strain of reinforcements

對(duì)比試驗(yàn)A、試驗(yàn)B、試驗(yàn)C的應(yīng)變分布曲線(xiàn)，尤其是第1—第3層筋材的應(yīng)變分布曲線(xiàn)，易知試驗(yàn)A和試驗(yàn)B的應(yīng)變分布規(guī)律比較接近，而與試驗(yàn)C有著較大的差別；且在同一層筋材的水平方向上，試驗(yàn)A和試驗(yàn)B的應(yīng)變分布比試驗(yàn)C的應(yīng)變分布相對(duì)均勻?？梢?jiàn)，GRS結(jié)構(gòu)相比于MSE結(jié)構(gòu)，表現(xiàn)出相對(duì)較好的復(fù)合體特性。

4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)的理論對(duì)比分析

4.1 側(cè)向位移的理論對(duì)比分析

Wu[22]和Adams等[8]針對(duì)GRS結(jié)構(gòu)分別提出了如式(1)和式(2)所示的估算最大側(cè)向位移的方法，估算值與試驗(yàn)值之間的對(duì)比如表4所示。

(1)

式中：δmax為最大側(cè)向位移(mm)；εd為筋材最大應(yīng)變；H為結(jié)構(gòu)體高度(m)。

(2)

式中：DL為結(jié)構(gòu)體的最大側(cè)向位移(mm)；bq,vol為包括避讓距在內(nèi)的豎向荷載分布寬度(m)；Dv為結(jié)構(gòu)體頂面的豎向沉降(mm)。

表4 最大側(cè)向位移估算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 4 Comparison between estimated values and test values of maximum lateral displacement

對(duì)比結(jié)果表明，用Adams或Wu的方法估算GRS結(jié)構(gòu)最大側(cè)向位移的誤差比估算MSE結(jié)構(gòu)的要小很多，該方法對(duì)GRS結(jié)構(gòu)較為適用。這從側(cè)面說(shuō)明了GRS結(jié)構(gòu)與MSE結(jié)構(gòu)的差異性。此外，評(píng)價(jià)GRS結(jié)構(gòu)的最大側(cè)向位移時(shí)，Adams的方法比Wu的方法較為精確。

Wu的方法是就GRS結(jié)構(gòu)的相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析得出的半經(jīng)驗(yàn)公式；而Adams的方法基于GRS復(fù)合體“體積應(yīng)變?yōu)?”的假設(shè)，通過(guò)實(shí)際監(jiān)測(cè)的豎向沉降值進(jìn)行換算得到。對(duì)于GRS結(jié)構(gòu)，在“小變形”范圍內(nèi)，Adams的假設(shè)基本能夠成立，所以其評(píng)價(jià)側(cè)向位移的方法比Wu的方法準(zhǔn)確。

4.2 筋材軸力的理論對(duì)比分析

對(duì)于GRS結(jié)構(gòu)，美國(guó)臨時(shí)指南[8]給出了如式(3)—式(4)所示的計(jì)算每層筋材最大軸力的半經(jīng)驗(yàn)公式；對(duì)于MSE結(jié)構(gòu)，AASHTO規(guī)范[18]給出了如式(5)—式(6)所示的計(jì)算公式；而每層筋材的最大應(yīng)變與筋材剛度的乘積可以認(rèn)為是其最大軸力的試驗(yàn)值。三者的對(duì)比如圖9所示。

(3)

σh=σh,W+Δσh,q。

(4)

式中：Tr為筋材軸力(kN/m)；σh為任意深度處土體的水平向總應(yīng)力(kPa)；σh,W為任意深度處土體自重引起的水平向應(yīng)力(kPa)；Δσh,q為任意深度處由超載引起的水平向應(yīng)力(kPa)，采用Boussinesq方法估算；dmax為填料的最大顆粒直徑(m)。

Tmax=σH maxSv；

(5)

σH max=γp(σvkr+Δσvkr+ΔσH) 。

(6)

式中：Tmax為筋材最大軸力(kN/m)；σH max為任意深度處土體的水平向總應(yīng)力(kPa)；σv為任意深度處土體的豎向自重應(yīng)力(kPa)；Δσv為任意深度處由超載引起的豎向附加應(yīng)力(kPa)，采用AASHTO規(guī)范方法估算；kr為側(cè)向土壓力系數(shù)，這里取kr=ka，ka為主動(dòng)土壓力系數(shù)；ΔσH為其他水平向附加應(yīng)力(kPa)，這里為0；γp為荷載調(diào)整系數(shù)，取1.5。

圖9 筋材軸力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.9 Comparison between calculated values and test values of the axial force of ribs

對(duì)比結(jié)果表明，隨著加筋間距的增大，臨時(shí)指南方法的計(jì)算值與試驗(yàn)值之間的偏差越來(lái)越大，且該方法明顯不適用于MSE結(jié)構(gòu)中筋材軸力的估算。相比于臨時(shí)指南的方法，AASHTO規(guī)范方法的計(jì)算值與試驗(yàn)值之間的吻合程度明顯要好很多；該方法可以同時(shí)適用于GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)的筋材軸力的計(jì)算。

臨時(shí)指南計(jì)算方法的準(zhǔn)確性受加筋間距變化的影響很大，究其原因在于式(3)中分母的指數(shù)項(xiàng)是根據(jù)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)擬合的經(jīng)驗(yàn)值[12]，當(dāng)加筋間距或顆粒最大粒徑稍加變化時(shí)，計(jì)算得到的筋材軸力就會(huì)發(fā)生很大的變動(dòng)。所以該公式只能在特定填料級(jí)配和加筋間距的條件下使用，適用性有限。

5 結(jié) 論

本文利用相似比原理，采用縮尺模型試驗(yàn)(長(zhǎng)度相似比為2)分別模擬了GRS結(jié)構(gòu)(試驗(yàn)A、試驗(yàn)B)和MSE結(jié)構(gòu)(試驗(yàn)C)在同一工作荷載條件(100 kPa)下的性能試驗(yàn)，并對(duì)比分析了2種加筋土結(jié)構(gòu)在相同工況下的性能差別，得出結(jié)論如下：

(1)加筋土結(jié)構(gòu)中，隨著筋材間距的減小，結(jié)構(gòu)整體剛度提高，在同等荷載條件下結(jié)構(gòu)體豎向沉降及側(cè)向變形均減??；當(dāng)加筋間距減小到一定程度時(shí)(本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭屑s為15 cm，對(duì)應(yīng)工程實(shí)際約為30 cm)，結(jié)構(gòu)整體剛度明顯提高，筋材對(duì)側(cè)向變形的約束作用顯著提升，說(shuō)明GRS結(jié)構(gòu)的性能明顯優(yōu)于MSE結(jié)構(gòu)。

(2)加筋層數(shù)的增加有助于筋材受力的分擔(dān)，GRS結(jié)構(gòu)中筋材的應(yīng)變分布比MSE結(jié)構(gòu)較為均勻。相比于MSE結(jié)構(gòu)，GRS結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出相對(duì)較好的復(fù)合體特性。

此外，本文還將部分試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與相關(guān)計(jì)算評(píng)價(jià)方法的理論值進(jìn)行了對(duì)比分析，得出結(jié)論如下：

(1)Adams或Wu的方法估算GRS結(jié)構(gòu)最大側(cè)向位移的誤差比估算MSE結(jié)構(gòu)的要小很多，該方法對(duì)GRS結(jié)構(gòu)較為適用。在評(píng)價(jià)GRS結(jié)構(gòu)的最大側(cè)向位移時(shí)，Adams的方法比Wu的方法較為精確。

(2)臨時(shí)指南中計(jì)算筋材軸力的方法受加筋間距變化的影響太大，適用性有限，僅適用于特定條件下的GRS結(jié)構(gòu)。相比之下，AASHTO規(guī)范方法的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值之間的吻合程度明顯更好；該方法可同時(shí)適用于GRS結(jié)構(gòu)和MSE結(jié)構(gòu)的筋材軸力的計(jì)算。

以上是本文對(duì)GRS結(jié)構(gòu)與MSE結(jié)構(gòu)在性能差異及相關(guān)計(jì)算評(píng)價(jià)方法的適用性方面的一些對(duì)比研究與探討，所得結(jié)論期待得到更多試驗(yàn)數(shù)據(jù)和研究成果的驗(yàn)證。