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實際取值：C U = 15千牛/平方米 針對承載力的安全系數= 15/11.04=1.35（一般需要1.25）。因此，是安 全的。 對于土工格室設計，考慮格室墊層中的土壤顆粒構件在軟質層的相互影響，在構件中可承受的應力狀態(tài)可以從Mohrcircle 詹納（1988）闡述的結構中獲得： 構件的水平應力σh =σn -2x ， τ=界面的剪切應力=限制條件下的C U =11.04千牛/平方米； 堤壩的最高部分σn =6×19+20=134千牛/平方米; υ=40°土工格室填充材料（土壤填充參數） 方程E q （3）計算出的X=51.36千牛頓/米2； σh =σn – 2X=134 - 2×51.36=31.28千牛/平方米。 主應力的旋轉發(fā)生在格室墊層深層。因此，格室墊層需要強度=31.28千牛/米。因此，長期抗拉強度超過31.28千牛/米的土工格室墊層與應用于高度1米左右的路堤加固；底層用土工格柵，在設計中該格柵層的強度不會考慮，這個土工格柵基礎方便土工格室層的鋪設，增加了土工格室墊層的剛性和橫向約束軟土層的作用，提高了安全性。 3.2基于邊坡穩(wěn)定分析的設計 無加筋路堤的邊坡穩(wěn)定分析 圖5，最小因子安全性為0.83。無加筋邊坡穩(wěn)定分析的滑動破壞的路堤，如圖 7。 對于土工格室填充材料υ=40°（土壤填充） 土工格室墊層的高度= 1 M； 土工格室層的內摩擦角40°； 由于填充土壤是粘性的，土工格室加固后產生了更大的內聚力（C r ）為28千帕，對于υ=40°，k p 為4.59。將C r 的值和K p = 0和 4.59代入式E q （7），獲得Δσ3=26千帕。 假定土工格室的直徑為1m ，從而得到為1的縱橫比（H / D 0），替代Δσ3，D0，考慮在式（4）中土工格室擋墻軸向應變2.5％，M 取值為1000千牛/米。因此，1米的高度和土工格室張開的尺寸與土工格室墊層、土工格柵制成具有在2.5％的應變時割線模量（M ）為1000千牛/米可以用于加固路堤。極限抗拉強度約40千牛/米雙向格柵通常納入本范圍（穆拉利克里希納和瑪達維Latha 2007）。 3.3基于有限元分析的設計 在圖5中所示的堤，是模擬在有限元分析中所討論的在有限元程序GEOFEM 前面幾節(jié)提出的方法。土工格室墊層為作為模型，就像任何土層的等效復合層，這種建模方法在模擬兩種剛度和土工格室包裹土強度相當不錯，這些在軟土地基和土工格室層之間界面，也是填土和土工格室層之間零厚度界面，注意事項4所述的古德曼（1968）描述，考慮在其中計算出的零厚度連續(xù)構件相對應的節(jié)點位移，分別在兩側與節(jié)點分別生成有限元網格，通過共同的元素連接。這些構件的剪切剛度最初定義為非常高（106千帕/米），以確保在節(jié)點任一側界面的位移的兼容性。土壤和鋼筋之間界面的剪切剛度是使用粘型配方，其中假設模擬時的剪切應力是小于由Mohr-Coulomb 模型中定義的剪切強度。一旦剪切應力達到界面的剪切強度（τf ），剪切剛度降 低到一個小的值，該值小于初始值1000倍，以允許加強和土壤之間的相對運動。在整個分析中剛度在高值（106千帕/米）保持恒定以確保節(jié)點在垂直方向上的連續(xù)性，這些構件不允許拉伸應力產生。 軟地基土的本構關系，并在路基土使用摩爾庫侖理想彈塑性屈服面與非關聯(lián)流動數值模擬規(guī)則，平均楊氏模量（E ）和土壤的泊松比（μ）被取為1兆帕和0.45，μ值是15千帕的內聚力時的合理值（US1990年工程兵部隊，EM 1110-1-1904）。這些值取為60兆帕和0.3為路基填充土，對于M 的任何試驗值，工格室層的楊氏模量的值可使用公式（6）計算，取最小圍壓作為土工格室層主應力的中心線。土工格室填充土模量取值為1000，這是根據簡布（1963）選擇中粗砂取值的。路基用割線模量500千牛/米和1000千牛土工格室沿著無筋路堤示于圖9，坡腳附近的橫向變形示于圖10。 圖9 路堤下方的沉降設計實例 圖10 坡腳附近的橫向變形設計實例 從圖9中觀察，無筋路堤在建筑末端沉降約1 m ，當用2.5％延伸率時割線模量500千牛/米的土工格室加固路堤時，沉降降低至0.46米。當土工格室材料的割線模量提高到1000千牛/米，在施工完工時的沉 降為0.28米，這將小于路堤總高度的5％，按照美國陸軍工程兵團（UFGS-357313，2008）中給出的參考數據，這被視為極限沉降狀態(tài)。因此，建議高1米的軟土路基需要用一層正割模量大于或等于1000千牛/米的土工格室填充土加強，以控制路基施工過程中的壓力增加時路堤下方的沉降。 如圖10觀察，正割模量1000千牛/米的土工格室層可以有效地減少坡腳附近的橫向變形。正如前面所提到的，這個模量對應于具有極限抗拉力約40千牛/米的雙向格柵。