三向土工格柵變形及筋土界面特性試驗研究

（華中科技大學(xué)巖土與地下工程研究所，湖北武漢430074）

（華中科技大學(xué)巖土與地下工程研究所，湖北武漢430074）

為探討三向土工格柵的筋土界面特性，以三向土工格柵為研究對象，考慮0°和90°兩種拉拔方向（分別記為TX_0工況和TX_90工況）的影響，開展了一系列室內(nèi)拉拔試驗.通過對格柵試樣沿拉拔方向4個斷面的位移進行監(jiān)測，研究了三向土工格柵的拉拔力-拉拔位移關(guān)系、分段變形特性、三向土工格柵的筋土界面剪脹（縮）特性、平均摩阻力-相對位移特征以及拉拔方向?qū)钔两缑鎻姸葏?shù)的影響.研究結(jié)果表明：填砂壓實度對三向土工格柵拉拔力和筋土界面剪脹（縮）特性的影響顯著；法向應(yīng)力越高，筋土界面剪縮性越大，而剪脹性越小，達到最大剪縮（脹）量所需的剪切位移也越大；筋土界面摩阻力的發(fā)揮是一個漸進的過程，呈彈塑性-軟化特征；法向應(yīng)力高于20 kPa時，TX_0工況的筋土界面強度較TX_90工況更高.

三向土工格柵；拉拔試驗；拉拔方向；格柵變形；筋土界面特性

土工合成材料與填料間的筋土界面作用特性直接影響著加筋土結(jié)構(gòu)的安全和穩(wěn)定，在加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計和應(yīng)用中至關(guān)重要［1-2］.土工格柵因具有網(wǎng)孔結(jié)構(gòu)，與土體的相互作用較為復(fù)雜，特別是對具有三角形網(wǎng)孔的新型三向土工格柵，有關(guān)其筋土界面特性方面的研究較少，且主要集中在數(shù)值模擬方面［3-4］，且試驗研究工作進展緩慢.新型三向土工格柵由聚丙烯板材經(jīng)整體沖孔、拉伸而成，與雙向格柵相比，三向土工格柵具有更穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)形式和更高的節(jié)點有效性，同時柵孔對填料顆粒的約束作用也更強［5-6］.由于現(xiàn)場足尺試驗費用高、影響因素眾多、實施困難且周期長［7］，目前研究筋土界面特性主要采用室內(nèi)試驗方法，包括直剪試驗和拉拔試驗，其中，拉拔試驗因可清晰反映加筋土結(jié)構(gòu)受荷演變過程，特別是適合于研究法向應(yīng)力較低時的筋土界面特性而被廣泛采用［8-9］.

對于柔性土工格柵材料，格柵變形對筋土界面摩阻力分布和筋土相互作用影響顯著.文獻［10］中認(rèn)為拉拔試驗中的格柵變形會使筋土界面摩阻力沿試樣長度漸進發(fā)揮，從而增加筋土相互作用的復(fù)雜性.文獻［9］中發(fā)現(xiàn)拉拔試驗中格柵表面摩擦力沿格柵縱向逐漸向后傳遞，前期增長明顯，而后期趨于穩(wěn)定.文獻［11-12］中采用透明土作為填料在可視化模型箱中進行大型拉拔試驗，對試驗過程中沿筋材長度方向的筋土相對位移場進行了量測.

本文以三向土工格柵為對象，考慮0°和90°兩種拉拔方向的影響，通過開展一系列室內(nèi)拉拔試驗，對拉拔試驗中三向土工格柵的變形特性和筋土界面特性進行研究，并探討拉拔方向?qū)钔两缑鎻姸葏?shù)的影響.

1 試驗設(shè)備和材料

試驗在長江科學(xué)院水利部巖土力學(xué)與工程重點實驗室的應(yīng)變控制式土工合成材料拉拔試驗儀上進行.該設(shè)備有豎向和水平向兩個獨立的液壓伺服加載系統(tǒng)，剪切盒分為上、下兩盒，下盒固定，上盒可根據(jù)試驗需要沿水平加載方向移動，兩盒內(nèi)部尺寸均為600 mm×300 mm×150 mm（長×寬×高）.拉拔試驗中，豎向荷載通過剛性加勁荷載板傳遞至填土面，水平荷載通過夾具傳遞至格柵試樣，試驗過程中的法向、水平向應(yīng)力和位移均由應(yīng)力傳感器和位移傳感器及其配套軟件自動采集，如圖1所示.

圖1 拉拔試驗儀Fig.1 Pullout test apparatus

試驗用砂為灌砂法標(biāo)準(zhǔn)用砂，技術(shù)指標(biāo)見表1，試驗過程中保持砂樣干燥清潔.所用格柵試樣為整體沖孔拉伸三向聚丙烯（PP）土工格柵，由坦薩公司提供，經(jīng)無側(cè)限拉伸試驗所得各項技術(shù)指標(biāo)見表2.可見三向土工格柵在0°方向的拉伸強度、拉伸剛度和極限延伸率均大于90°方向.

表1 標(biāo)準(zhǔn)砂技術(shù)指標(biāo)Tab.1 The technical indexes of standard sand

表2 三向土工格柵技術(shù)指標(biāo)Tab.2 The technical indexes of triaxial geogrid

2 試驗方法

依據(jù)《土工合成材料試驗規(guī)程》（SL 235—2012）（以下簡稱《規(guī)程》）［13］開展拉拔試驗.由于拉拔過程中格柵變形較大，難以采用粘貼應(yīng)變片的方法進行格柵應(yīng)變量測，因此，借鑒文獻［14-15］的方法，沿格柵試樣長度方向在不同斷面布置測點，測點位移由不銹鋼弦連接電阻位移計或百分表進行量測.為敘述方便，將0°方向和90°方向拉拔分別定義為TX_0工況和TX_90工況，兩種工況的測點布置如圖2所示，各監(jiān)測斷面的位移依次記為U1、U2、U3和U4，假設(shè)各分段的格柵應(yīng)變均勻分布，則可采用相鄰斷面的位移差與各分段長度的比值來計算該段格柵應(yīng)變.

文獻［2］中認(rèn)為拉拔試驗中拉拔阻力會隨著試樣上、下層填料厚度的增加而逐漸減小至一個臨界值，一般情況下，拉拔試驗中格柵試樣上、下層填料厚度不宜大于30 cm.本次試驗中，采用分層填筑制樣，通過嚴(yán)格控制每層填砂的厚度，將試樣的壓實度控制為0.9，填砂總厚度為10 cm，干密度為1.608 g/cm3.根據(jù)《規(guī)程》規(guī)定，拉拔試驗中試樣應(yīng)被拔出而不能被拉斷.為避免拉拔試驗中格柵試樣破壞，在試驗前進行了預(yù)備性試驗，以確定試驗所用格柵試樣尺寸及法向應(yīng)力，試驗方案見表3.

表3 拉拔試驗方案Tab.3 Pullout testing program

拉拔試驗過程中，水平荷載為應(yīng)變控制式加載，拉拔試驗速率均為1 mm/min，百分表的讀數(shù)時間間隔為2 min.除格柵試樣被拉斷外，其余均為拉拔位移達20 mm時停止試驗.為確保試驗結(jié)果的可靠性，各級法向應(yīng)力下的拉拔試驗均重復(fù)多次.考慮使用次數(shù)對電阻位移計量測結(jié)果的影響，定期對電阻位移計進行標(biāo)定，標(biāo)定速率與拉拔速率相同.

圖2 測點布置Fig.2 Layout of monitoring points

3 試驗結(jié)果分析

3.1 壓實度的影響

分析三向土工格柵在0.8、0.9兩種填砂壓實度Dc對TX_0和TX_90兩種工況拉拔特性的影響，如圖3所示，圖中，σ為法向應(yīng)力.當(dāng)Dc從0.9減為0.8時，相同拉拔位移下拉拔力大幅減小，拉拔力差值隨拉拔位移的增加而增大，Dc對拉拔力的影響非常顯著.因此，在拉拔試驗中必須嚴(yán)格、準(zhǔn)確控制Dc，以確保試驗結(jié)果的可靠性，在實際工程中，三向土工格柵加筋土結(jié)構(gòu)也必須保證填料具有足夠的壓實度［16］.文獻［2］中認(rèn)為疏松填料與拉筋之間的摩擦力隨摩擦過程而逐漸增強，對于同一種填料，由于拉筋上、下層填料隨拉拔過程而逐漸密實，不同壓實度試樣的拉拔殘余強度將趨于一致.由圖3可以看出，試驗結(jié)束時，在相同法向應(yīng)力下，不同壓實度試樣的拉拔力殘余值相差仍較大，可能是由于試驗中格柵試樣僅埋設(shè)在試驗盒的一端，埋設(shè)面積較小，且隨拉拔過程不斷減小，因此，由格柵試樣剪切位移引起的填料調(diào)整程度有限.

3.2 拉拔力-拉拔位移關(guān)系

圖4為TX_0和TX_90兩種工況下的拉拔力-拉拔位移關(guān)系曲線.對于TX_90工況，法向應(yīng)力為40 kPa時，格柵試樣被拉斷，故未在圖4中列出.隨拉拔位移增大，拉拔力不斷增大，達到峰值之后有所軟化；隨法向應(yīng)力增大，峰值拉拔力增大，對應(yīng)的拉拔位移也越大.圖4同時繪出了夾持段應(yīng)變隨拉拔位移的變化曲線，通過對比拉拔力和夾持段應(yīng)變隨拉拔位移的變化規(guī)律，可檢驗上述格柵應(yīng)變測試及計算方法的適用性.

由圖4可知，各法向應(yīng)力下夾持段應(yīng)變的大小及變化規(guī)律與拉拔力的一致性較好，表明采用上述方法測試與計算格柵應(yīng)變是可行的.夾持段應(yīng)變與拉拔力的區(qū)別在于拉拔初期夾持段應(yīng)變增大速率小于拉拔力的增大速率，其原因可能與格柵材料在拉拔初期的粘滯性較強，拉伸模量較大有關(guān).

圖3 壓實度的影響Fig.3 Effect of the degree of compaction

圖4 拉拔力（夾持段應(yīng)變）與拉拔位移的關(guān)系Fig.4 Relation between the pullout force（strain of the clamping segment）and pullout displacement

3.3 格柵變形特性

圖5為格柵各分段的應(yīng)變曲線.由圖5可知，除夾持段應(yīng)變與拉拔力變化規(guī)律基本保持一致外，其余各分段的應(yīng)變對拉拔力變化的反應(yīng)不靈敏，均隨拉拔位移的增大而增大，但增大速率差異明顯，格柵前段應(yīng)變增大速率最為顯著，末段應(yīng)變增速始終較小，由此可以推斷拉拔力主要由格柵前段和中段承擔(dān).值得注意，格柵前段應(yīng)變曲線呈“S”型，在拉拔位移為4～12 mm時，應(yīng)變增加速率最大，然后逐漸減小，其原因是由于U1為格柵試樣最靠近拉拔端的位移，隨著格柵試樣逐漸被拉出，格柵前段的拔出部分因失去側(cè)向約束而致應(yīng)變迅速增大.相比于TX_0工況，TX_90工況的格柵前段應(yīng)變遠大于中段和末段，前段變形在格柵總變形中所占比例較大，其前段應(yīng)變的“S”型變化規(guī)律也更明顯.

圖6為格柵試樣各測試斷面位移速率變化曲線.兩種工況下，U1的位移速率均在拉拔初期即快速增加，當(dāng)拉拔位移大于14 mm時，U1的位移速率已超過拉拔速率（1 mm/min），同上所述，這與格柵前段的拔出部分失去側(cè)向約束有關(guān)；U2、U3和U4的位移速率相差不大，均在拉拔位移達8 mm時開始快速增大，但始終小于拉拔速率，其中，U3和U4的位移速率非常接近，僅在局部有小幅差異.

圖5 格柵各分段應(yīng)變（σn=30 kPa）Fig.5 Variation of geogrid strain for each segment（σn=30 kPa）

圖6 格柵各測試斷面位移速率變化（σn=30 kPa）Fig.6 Variation of the displacement rate of the monitoring sections for geogrid specimens（σn=30 kPa）

4 筋土界面特性與參數(shù)

4.1 筋土界面剪脹特性

拉拔試驗中，拉筋沿筋土界面發(fā)生剪切位移，使拉筋周圍的土體產(chǎn)生剪脹或剪縮［16］.土工格柵因具有網(wǎng)格狀結(jié)構(gòu)，其筋土界面摩擦力中包含格柵網(wǎng)孔與土顆粒之間的咬合力.拉拔過程中，格柵節(jié)點及橫肋帶動嵌鎖的土顆粒，使格柵周圍的土顆粒位置不斷發(fā)生錯動和調(diào)整，從而表現(xiàn)出明顯的剪脹或剪縮特性.

圖7為筋土界面剪脹（縮）曲線，根據(jù)荷載板的豎向位移，為正（向下移動）表示剪縮，為負（向上移動）表示剪脹.由圖7（a）、（b）可知：拉拔初期，筋土界面都有一個剪縮過程，隨剪切位移的繼續(xù)增大，筋土界面均發(fā)生剪脹；法向應(yīng)力越高，筋土界面的剪縮性越大，剪脹性越小，這是由于高應(yīng)力限制了顆粒的翻滾和錯動，進而降低了剪脹性；法向應(yīng)力越高，達到最大剪縮（脹）量所需的剪切位移也越大.圖7（c）為TX_0工況下考慮壓實度影響的剪脹（縮）曲線，當(dāng)Dc為0.8時，試樣一直處于剪縮狀態(tài)，隨剪切位移的增大，剪縮效應(yīng)增大，但增幅逐漸減小，剪切位移大于7 mm后，剪縮效應(yīng)已基本穩(wěn)定.

結(jié)合圖4，不難發(fā)現(xiàn)拉拔力-拉拔位移曲線和剪脹（縮）曲線之間存在一定的聯(lián)系.拉拔力達到峰值時，界面的剪縮效應(yīng)也剛好最大，此時顆粒間較為密實；隨著剪切位移的繼續(xù)增大，界面發(fā)生剪脹，在拉拔力-拉拔位移曲線中表現(xiàn)為拉拔力下降，出現(xiàn)軟化段.

4.2 筋土界面平均摩阻力-相對位移特征

拉拔試驗中，格柵變形對筋土界面摩阻力分布特征的影響與界面本構(gòu)特征有關(guān).界面呈理想剛塑性特征時，筋土相對位移較小時，界面強度即可達到峰值；界面呈彈塑性或彈塑性-軟化特征時，筋土相對位移和格柵應(yīng)力在靠近拉拔端處均較大，當(dāng)該處的界面摩阻力達到或超過峰值時，靠近格柵自由端的界面可能尚在彈性狀態(tài).圖8為TX_0和TX_90兩種工況的筋土界面平均摩阻力與筋土相對位移的關(guān)系.

由圖8可見，筋土相對位移沿格柵試樣拉拔方向逐漸減小，最大相對位移發(fā)生在近拉拔端，表明格柵試樣沿長度方向逐漸發(fā)生拉伸變形，筋土界面呈彈塑性-軟化特征.

圖7 筋土界面剪脹（縮）曲線Fig.7 Shear dilatancy/shrinkage curves ofthe geogrid-soil interface

4.3 筋土界面強度參數(shù)

假定筋土界面剪應(yīng)力均勻分布，采用莫爾-庫倫強度準(zhǔn)則分別對峰值強度和殘余強度與法向應(yīng)力進行線性擬合，從而得到筋土界面峰值強度參數(shù)和殘余強度參數(shù)，如表4所示.

由表4可知：TX_0工況的筋土界面黏聚力均明顯小于TX_90工況，內(nèi)摩擦角剛好相反，均明顯高于TX_90工況；法向應(yīng)力較高時，TX_0工況的筋土界面強度較TX_90工況更高.

表4 筋土界面剪切強度參數(shù)Tab.4 Shear strength parameters of the geogrid-soil interface

5 結(jié) 論

（1）三向格柵在0°方向的拉伸強度、拉伸剛度和極限延伸率均大于90°方向，實際工程中可根據(jù)鋪設(shè)位置的受力特征優(yōu)化三向格柵的鋪設(shè)方法.

（2）填料壓實度對三向土工格柵加筋性能影響顯著，實際工程中必須保證三向土工格柵加筋土結(jié)構(gòu)的填料具有足夠的壓實度.

（3）對于密實填料，法向應(yīng)力越高，筋土界面剪縮性越大，而剪脹性越小，達到最大剪縮（脹）量所需的剪切位移也越大；對于疏松填料，筋土界面則可能一直處于剪縮狀態(tài).

（4）筋土界面摩阻力的發(fā)揮是一個漸進的過程，呈彈塑性-軟化特征，法向應(yīng)力較高時，TX_0工況的筋土界面強度較TX_90工況更高.

致謝：華中科技大學(xué)研究生創(chuàng)新創(chuàng)業(yè)基金項目資助（HF-11-13-2013）.

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三向土工格柵變形及筋土界面特性試驗研究

曹文昭， 鄭俊杰， 周燕君， 吳文彪， 江金國

Experimental Investigation of Deformation and Geogrid-Soil Interface Behavior of Triaxial Geogrid

CAO Wenzhao， ZHENG Junjie， ZHOU Yanjun， WU Wenbiao， JIANG Jinguo
（Institute of Geotechnical and Underground Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China）

In order to investigate the behavior of geogrid-soil interface of traxial geogrid，a series of laboratory pullout tests focusing on triaxial geogrid were conducted considering the effect of two kinds of pullout directions，referred to as TX_0 case and TX_90 case，respectively.The geogrid displacements were measured at four sections along the geogrid specimens.Based on the measurements，the relation between pullout force and pullout displacement and the deformation of each geogrid segment were studied.Furthermore，the dilatancy/shrinkage behavior，the relation between the average friction and relative displacement，and the effect of pullout directions on the interface strength were also analyzed. The experimental results demonstrate that the degree of compaction has a great influence on the pullout force and shear dilatancy/shrinkage behavior of the geogrid-soil interface.As the normal stress increases，the shear shrinkage increases while the shear dilatancy decreases.The shear displacements corresponding to the maximum shear dilatancy/shrinkage also increase with the increase of normal stress.The interface friction develops in a progressive mode and an elasto-plastic softening characteristic is observed of the interface behavior.The geogrid-soil interface strength of the TX_0 case is higher than that of the TX_90 case when the normal stress is higher than 20 kPa.

triaxial geogrid；pullout test；pullout direction；geogrid deformation；behavior of geogrid-soil interface

曹文昭，鄭俊杰，周燕君，等.三向土工格柵變形及筋土界面特性試驗研究［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報，2016，51（5）：840-846.

0258-2724（2016）05-0840-07

10.3969/j.issn.0258-2724.2016.05.004

U461.1

A

2015-07-13

國家自然科學(xué)基金資助項目（51278216，51478201）

曹文昭（1990—），男，博士，研究方向為地基處理，電話：027-87557024，E-mail：cwz_1990@hust.edu.cn

鄭俊杰（1967—），男，教授，博士，研究方向為巖土工程與隧道工程，電話：027-87557024，E-mail：zhengjj@hust.edu.cn

（中文編輯：秦 瑜 英文編輯：蘭俊思）