土工格柵橫肋與縱肋加筋機(jī)理研究

陳榕，郝冬雪，欒茂田，趙維

（1.東北電力大學(xué)建筑工程學(xué)院，吉林吉林 132012；2.大連理工大學(xué)土木水利學(xué)院，遼寧大連 116085）

土工格柵是一種由橫肋和縱肋構(gòu)成的高聚乙烯網(wǎng)狀加筋材料，憑借其良好的土體加筋特性，在近幾年得到了廣泛的工程應(yīng)用.相比于土工帶和土工膜之類(lèi)的土工加筋作物，土工格柵的加筋作用更為有效，但同時(shí)，其與土之間的相互作用及應(yīng)力轉(zhuǎn)移機(jī)制也更為復(fù)雜.這主要是因?yàn)槠浣Y(jié)構(gòu)不規(guī)則所產(chǎn)生的三維效應(yīng).

土工格柵與土之間所形成的加筋阻力主要包含兩部分［1］：（1）產(chǎn)生于格柵表面的界面摩擦阻力；（2）產(chǎn)生于格柵橫肋前的被動(dòng)阻力.界面摩擦阻力通過(guò)室內(nèi)直剪試驗(yàn)即可得到相關(guān)參數(shù)，但是橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力比較復(fù)雜，只能通過(guò)格柵拉拔試驗(yàn)確定.

現(xiàn)有的國(guó)內(nèi)外大型土工格柵拉拔設(shè)備，無(wú)論在垂直加載裝置、水平拉拔裝置還是試驗(yàn)精度上都已得到了長(zhǎng)足發(fā)展，并且在格柵整體拉拔機(jī)制理論方面的研究也日趨完善［2－4］.但是關(guān)于土工格柵的橫、縱肋分別對(duì)于整體拉拔力的貢獻(xiàn)及貢獻(xiàn)比例，以及兩者相互影響等方面的研究還相對(duì)有限.

因此，本文以土工格柵的橫、縱肋加筋機(jī)理為重點(diǎn)研究目標(biāo)，開(kāi)發(fā)并制作了小型的土工格柵橫肋拉拔試驗(yàn)裝置，并針對(duì)加筋工程特點(diǎn)，進(jìn)一步考慮了格柵拉拔速率的影響，在不同的法向荷載和拉拔速率下，進(jìn)行了多組室內(nèi)橫、縱肋獨(dú)立拉拔試驗(yàn)，對(duì)土工格柵的橫、縱肋加筋作用的影響因素進(jìn)行了詳細(xì)研究和分析.

1 橫、縱肋條的獨(dú)立拉拔試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

拉拔試驗(yàn)裝置主要由水平拉伸裝置和模型填土槽兩部分組成.本次試驗(yàn)中土工格柵的縱肋拉拔試驗(yàn)設(shè)備由大連理工大學(xué)巖土工程研究所設(shè)計(jì)，詳細(xì)尺寸可參考文獻(xiàn)［5－6］.小型土工格柵橫肋拉拔試驗(yàn)裝置為自行開(kāi)發(fā)制作，如圖1所示.為防止在高應(yīng)力下箱體產(chǎn)生變形，選用1cm 厚度的鋼板為材料，其內(nèi)腔尺寸長(zhǎng)15cm，寬7cm，高7cm，在兩側(cè)擋板上留有高1cm 的孔口.試驗(yàn)中通過(guò)液壓千斤頂給土層施加穩(wěn)定的法向荷載壓力.水平拉拔裝置安裝了高靈敏度傳感器，可以直接讀取瞬時(shí)拉拔力大小.

圖1 橫肋拉拔試驗(yàn)裝置Fig.1 Transverse－rib pullout device

1.2 填土的基本性質(zhì)

試驗(yàn)采用的回填土為大連市夏家河子地區(qū)某部隊(duì)正在建設(shè)的工程地基土.對(duì)所取填土進(jìn)行了室內(nèi)常規(guī)試驗(yàn)，確定為粉土，隨后分別測(cè)試了填土的最大干密度、最優(yōu)含水率、黏聚力、內(nèi)摩擦角這4項(xiàng)常用指標(biāo)，見(jiàn)表1所示.

1.3 土工格柵性能指標(biāo)

試驗(yàn)所用格柵為青島旭域土工材料股份有限公司提供的EG90單向土工格柵，其相關(guān)參數(shù)如圖2所示.其中，網(wǎng)孔長(zhǎng)AL＝252mm，寬AT＝17.10mm；縱肋寬FWL＝5.79 mm，厚tF＝1.40 mm；橫肋寬BWT＝18.68mm，厚tB＝4.00mm.

表1 試驗(yàn)用土的基本性質(zhì)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of test soil

圖2 單向土工格柵Fig.2 Uniaxial geogrids

1.4 試驗(yàn)方法

本次試驗(yàn)采用應(yīng)變控制式拉拔方法.根據(jù)室內(nèi)常規(guī)試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)填土進(jìn)行含水率配比，使其達(dá)到最優(yōu)含水率，格柵的上、下土層壓實(shí)度控制為95%.

在格柵縱肋拉拔試驗(yàn)中，將格柵橫肋部分去掉.為了保證拉拔過(guò)程中筋土之間總體接觸面積不變，共截取125cm 的格柵縱肋，其中100cm 埋入填土槽中，預(yù)留出的前端安裝長(zhǎng)度和尾端槽外長(zhǎng)度有25cm.在格柵橫肋拉拔試驗(yàn)中，截取15cm 左右的格柵橫肋，橫穿過(guò)特制的小型試驗(yàn)槽（如圖1），筋土之間有效接觸長(zhǎng)度為7cm，橫肋兩端用特制夾具固定，確保肋條與拉拔方向垂直.試驗(yàn)中，填土的法向荷載p 分別為10，25，50kPa；拉拔速率v 分別為3.75，7.50，15.00mm／min.在各拉拔速率下整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程始終保持勻速.

2 結(jié)果分析

2.1 格柵的縱肋拉拔試驗(yàn)

格柵的縱肋拉拔試驗(yàn)共進(jìn)行9組，結(jié)果見(jiàn)圖3.由圖3可知：在拉拔初期，格柵縱肋所產(chǎn)生的摩擦阻力增長(zhǎng)迅速，當(dāng)拉拔位移為1mm 時(shí)，即可達(dá)到極限摩擦阻力的60%以上，當(dāng)拉拔位移為5mm 左右時(shí)，所有拉拔曲線均已出現(xiàn)峰值.值得注意的是，在法向荷載為10kPa的情況下，格柵縱肋的拉拔力在峰值后出現(xiàn)了非常明顯的回落，其最終穩(wěn)定值僅為其拉拔力峰值的50%左右.在法向荷載為25，50kPa的情況下，縱肋拉拔力在達(dá)到最大值后，拉拔曲線逐漸趨于平緩，其最終穩(wěn)定值近似為摩擦阻力極限值.

圖3 格柵的縱肋拉拔試驗(yàn)結(jié)果Fig.3 Results of longitudinal－rib pullout tests

對(duì)圖3進(jìn)行觀察后還可發(fā)現(xiàn)，在法向荷載相同的情況下，拉拔力曲線在3種拉拔速率下的變化趨勢(shì)幾乎一致，數(shù)值大小也無(wú)明顯差別.由此可知，格柵的拉拔速率對(duì)縱肋摩擦阻力的影響并不明顯.

2.2 格柵的橫肋拉拔試驗(yàn)

格柵的橫肋拉拔試驗(yàn)同樣進(jìn)行9組，結(jié)果見(jiàn)圖4.將圖4與圖3進(jìn)行比較后發(fā)現(xiàn)，橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力增長(zhǎng)相對(duì)較慢，往往需要產(chǎn)生一定量的前期拉拔位移才可以完全發(fā)揮其被動(dòng)阻抗作用，并且隨著法向荷載的增大，所需要的前期拉拔位移越大，如在法向荷載為50kPa的情況下，格柵橫肋約需要25mm相對(duì)位移才可發(fā)揮出最大的被動(dòng)阻抗作用.由圖4可見(jiàn)，在同一拉拔速率下，隨著法向荷載的增大，橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力明顯增大，如50kPa法向荷載作用下橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力比10kPa時(shí)提高了近3倍.由此可見(jiàn)，法向荷載對(duì)橫肋加筋作用具有較大影響.另外還可發(fā)現(xiàn)，隨著拉拔速率的提高，橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力也有一定的提高，如50kPa的法向荷載作用下，拉拔速率為15.00mm／min的橫肋被動(dòng)阻力比3.75 mm／min時(shí)增長(zhǎng)了近45%.由此可見(jiàn)，法向荷載越大，拉拔速率所引起的被動(dòng)阻力增幅越明顯，法向荷載可以放大拉拔速率對(duì)橫肋被動(dòng)阻力的影響.

圖4 格柵的橫肋拉拔試驗(yàn)結(jié)果Fig.4 Results of transverse－rib pullout tests

3 理論分析

3.1 格柵縱肋的界面摩擦阻力理論

對(duì)于無(wú)黏性土，土工格柵縱肋所產(chǎn)生的摩擦阻力Ff的表達(dá)式為［1］：

式中：As為土工格柵的摩擦面積；σ′n為格柵所在深度的有效正應(yīng)力；δ為界面摩擦角.

格柵所在深度的有效正應(yīng)力為土體自重應(yīng)力與法向荷載之和.在本次縱肋拉拔試驗(yàn)中，格柵上部填土厚度為15cm，其自重應(yīng)力約為2.7kPa.在圖5中，將不同有效正應(yīng)力以及不同拉拔速率下的縱肋極限摩擦阻力結(jié)果進(jìn)行了整體比較和分析.其中，在法向荷載為25，50kPa的情況下，極限摩擦阻力值比較穩(wěn)定，可直接選??；在法向荷載為10kPa的情況下，土工格柵縱肋的摩擦阻力變化較大，其穩(wěn)定值僅為極限值的50%左右，因此在圖5中將10kPa法向荷載作用下摩擦阻力的極限值與最終穩(wěn)定值同時(shí)列出.

對(duì)3種有效正應(yīng)力下格柵縱肋所產(chǎn)生的極限摩擦阻力值進(jìn)行線性擬合，可發(fā)現(xiàn)其擬合直線并不符合公式（1），直線存在一定的截距（約1kN）.但若選擇摩擦阻力的最終穩(wěn)定值進(jìn)行擬合，其結(jié)果可較好地符合公式（1），界面摩擦角δ≈24.5°.

圖5 不同有效正應(yīng)力下縱肋的摩擦阻力Fig.5 Frictional resistance of longitudinal－rib under different effective stress

分析其截距產(chǎn)生的原因，可能與回填土性質(zhì)有關(guān).本次試驗(yàn)采用的回填土為存在一定黏性的粉土，可能導(dǎo)致土體與格柵表面存在一定的初始黏結(jié)作用，在法向荷載較小時(shí)，該黏結(jié)作用所占比例較大，因此尤為顯著，但在筋土相對(duì)位移出現(xiàn)后，黏結(jié)作用逐漸較小，摩擦阻力最終趨于真實(shí)值，其穩(wěn)定值仍符合公式（1）.

3.2 格柵橫肋的被動(dòng)阻力理論

對(duì)于土工格柵橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力Fb，表達(dá)式為［7］：

目前橫肋破壞模式主要存在以下兩種：常規(guī)剪切破壞模式［7］和沖剪破壞模式［8］，如圖6所示.常規(guī)剪切破壞模式中：

沖剪破壞模式中：

將式（3），（4）分別代入式（2）中，并引入回填土體的強(qiáng)度參數(shù)，可以得到基于兩種破壞模式下的被動(dòng)阻力理論曲線.進(jìn)一步將其與不同拉拔速率及有效正應(yīng)力作用下橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖7所示.

由圖7可見(jiàn)，當(dāng)拉拔速率一定時(shí)，在有效正應(yīng)力較小的情況下，橫肋被動(dòng)阻力接近于沖剪破壞模式，隨著有效正應(yīng)力的增加，橫肋被動(dòng)阻力逐漸向常規(guī)剪切破壞模式過(guò)渡.橫肋的拉拔速率對(duì)橫肋被動(dòng)阻力的破壞模式同樣具有一定的影響，當(dāng)有效正應(yīng)力一定時(shí)，隨著拉拔速率的增加，其破壞模式逐漸由沖剪破壞模式向常規(guī)剪切破壞模式過(guò)渡.

基于圖7中數(shù)據(jù)的對(duì)比和分析，作者提出如下建議：當(dāng)有效正應(yīng)力和拉拔速率均較小時(shí)（p＜10kPa，v＜3.75mm／min），格柵橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力值非常接近基于沖剪破壞模式的理論值，因此建議將其作為橫肋拉拔阻力的理論下限解；當(dāng)有效正 應(yīng)力和拉拔速率較大時(shí)（p ＞50 kPa，v ＞15.00mm／min），格柵橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力非常接近基于常規(guī)剪切破壞模式的理論值，因此建議將其作為橫肋拉拔阻力的理論上限解.在加筋工程設(shè)計(jì)中，應(yīng)針對(duì)具體工程情況，合理選擇格柵橫肋的破壞模式及解法進(jìn)行相應(yīng)計(jì)算.

4 結(jié)論

（1）土工格柵縱肋產(chǎn)生的界面摩擦阻力與格柵表面上有效正應(yīng)力成線性關(guān)系；拉拔速率對(duì)縱肋的界面摩擦阻力影響并不明顯；在有效正應(yīng)力較小時(shí)，黏性回填土?xí)岣呓钔两缑婺Σ磷枇Φ臉O限值，但在拉拔位移產(chǎn)生后逐漸回落為真實(shí)值.

（2）有效正應(yīng)力和拉拔速率對(duì)格柵橫肋所產(chǎn)生的被動(dòng)阻力影響較大.隨著有效正應(yīng)力和拉拔速率的增大，土體破壞模式逐漸由沖剪破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)槌Ｒ?guī)剪切破壞模式.建議將沖剪破壞模式和常規(guī)剪切破壞模式分別作為理論計(jì)算的上下限解，并根據(jù)實(shí)際工程情況，選擇相應(yīng)的破壞模式進(jìn)行計(jì)算.

（3）格柵縱肋的摩擦加筋作用發(fā)揮較快，而格柵橫肋的被動(dòng)阻抗作用需要一定量的前期拉拔位移才可以充分發(fā)揮.建議在工程中對(duì)土工格柵進(jìn)行相應(yīng)的預(yù)應(yīng)力拉拔措施.

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