土工膜／無紡?fù)凉た椢锝缑鎻?qiáng)度形成機(jī)理研究

李 硯，宋曉光，欒金龍

（河海大學(xué)巖土工程研究所，江蘇南京210098）

土工膜／無紡?fù)凉た椢锝缑鎻?qiáng)度形成機(jī)理研究

李 硯，宋曉光，欒金龍

（河海大學(xué)巖土工程研究所，江蘇南京210098）

為研究填埋場襯墊系統(tǒng)中土工膜／無紡?fù)凉た椢锝缑鎻?qiáng)度受界面接觸狀態(tài)的影響，將界面接觸狀態(tài)作為單一變量進(jìn)行直剪試驗，排除法向應(yīng)力等其他因素對界面強(qiáng)度的影響，得到土工膜／無紡?fù)凉た椢锝缑娼佑|狀態(tài)隨法向應(yīng)力的變化。通過對預(yù)壓直剪試驗和常規(guī)直剪試驗結(jié)果的比較找出土工膜／無紡?fù)凉た椢锝缑娼佑|狀態(tài)的變化對界面強(qiáng)度的影響。發(fā)現(xiàn)界面接觸狀態(tài)中裹覆纖維比和裹覆纖維密度這兩個參數(shù)是影響界面峰值強(qiáng)度的主要因素，并建立界面峰值強(qiáng)度預(yù)壓前后的增量與裹覆纖維比和裹覆纖維密度的關(guān)系式。即使法向應(yīng)力不變，土工膜／無紡?fù)凉た椢锝缑娼佑|狀態(tài)改變也能使界面峰值強(qiáng)度發(fā)生變化。

土工膜；無紡?fù)凉た椢铮唤缑鎻?qiáng)度；預(yù)壓直剪試驗；接觸狀態(tài)

設(shè)計填埋場襯墊系統(tǒng)時，界面強(qiáng)度設(shè)計參數(shù)的選取直接影響填埋場設(shè)計的合理和安全性［1－3］。Frost和 Lee［4］認(rèn)為土工膜表面的粗糙度是影響GMX／NW－GT界面峰值強(qiáng)度的主要原因，而土工織物纖維強(qiáng)度和纖維定向排列的程度是影響GMX／NW－GT界面殘余強(qiáng)度的主要原因。Li和Gilbert［5］認(rèn)為GMX／NW－GT界面峰后強(qiáng)度降低的主要原因是土工膜表面粗糙凸起被磨損，以及土工織物纖維被拉扯出原位置；Duhwan Kim［6］通過試驗證明土工織物纖維強(qiáng)度和纖維密實度也會影響界面強(qiáng)度，織物纖維強(qiáng)度的提高可以增加界面峰值強(qiáng)度，但是會加重土工膜表面的磨損。較高的纖維密實度會使更多的織物纖維在剪切時被土工膜粗糙凸起擾動，并對粗糙凸起產(chǎn)生更大的阻力，使界面強(qiáng)度增加。土工膜粗糙凸起和織物纖維間位置關(guān)系會因法向應(yīng)力變化而發(fā)生改變，進(jìn)而影響界面強(qiáng)度。

垃圾填埋場在堆填過程中隨著垃圾量的增加，襯墊系統(tǒng)上受到的法向應(yīng)力會增加，但降解作用導(dǎo)致垃圾總重減少，約有20%～30%［2，7］，實際襯墊系統(tǒng)的法向應(yīng)力經(jīng)過了先增大后減小的過程，這將影響界面力學(xué)特性。

為了揭示法向應(yīng)力改變界面接觸狀態(tài)對界面強(qiáng)度的影響和土工膜／土工織物界面強(qiáng)度的形成機(jī)理，本文將重點(diǎn)開展法向應(yīng)力先增大后減小時界面接觸狀態(tài)的改變及這種改變對界面強(qiáng)度影響的試驗研究。

1 試驗方案

1.1 試驗設(shè)備

試驗儀器采用河海大學(xué)巖土試驗室的大型直剪儀。土工膜試樣為直徑300mm的圓樣，土工織物試樣為寬300 mm，長（平行剪切方向）370 mm的矩形樣。儀器最大剪切位移70 mm，土工織物試樣用環(huán)氧樹脂膠固定在下剪切盒光滑的鋼板上，土工膜試樣膠結(jié)在上剪切盒300mm直徑的圓形鋼板上（鋼板溫度變化對界面強(qiáng)度沒有顯著影響［8］）。法向應(yīng)力通過計算機(jī)控制油缸施加，允許最大法向應(yīng)力2 500 kPa。剪切時，傳力臂帶動下剪切盒與土工織物試樣以2mm／min［7，9］的速率移動，上剪切盒與土工膜試樣不動（見圖1）。

圖1 大型直剪儀原理圖

1.2 試驗材料

土工織物試樣為針刺無紡?fù)凉た椢铮∟WGT），單位面積質(zhì)量600 g／m2。

土工膜試樣為單糙面土工膜（GMX），參照ASTM D7466－08，利用土工膜測厚儀測得表面粗糙凸起最大峰谷距0.778mm，平均峰谷距0.522mm。

1.3 壓縮試驗

為研究法向應(yīng)力的變化對GMX／NW－GT界面接觸狀態(tài)的影響，分別對糙面土工膜，光面土工膜，無紡?fù)凉た椢铮诿嫱凉つぃ珶o紡?fù)凉た椢镞M(jìn)行壓縮試驗。為排除試驗中儀器的影響，對試驗中未裝樣的系統(tǒng)也進(jìn)行壓縮試驗。壓縮試驗使用的試樣為300mm直徑的圓形土工膜，300 mm直徑的圓形無紡?fù)凉た椢铮嚇映叽绾椭奔粼囼炓恢?。每組壓縮試驗進(jìn)行3次平行試驗。

1.4 直剪試驗

根據(jù)Jone和Dixon［10］對同種GMX／NW－GT界面在不同法向應(yīng)力下做直剪試驗的結(jié)果，τ～σ曲線形態(tài)隨法向應(yīng)力的變化有很大的改變，法向應(yīng)力的變化會改變界面的接觸狀態(tài)進(jìn)而對界面強(qiáng)度產(chǎn)生影響［11－12］。通過預(yù)壓直剪試驗，在相同法向應(yīng)力下對處于不同接觸狀態(tài)的GMX／NW－GT界面剪切，分析界面接觸狀態(tài)對界面強(qiáng)度的影響。

預(yù)壓直剪試驗：裝樣后加載到σd＋Δσ，待試樣法向變形穩(wěn)定后卸載到σd（基礎(chǔ)法向應(yīng)力），在法向應(yīng)力等于σd的條件下剪切。將預(yù)壓直剪試驗的結(jié)果和同一σd下直剪試驗的結(jié)果比較，可得到界面接觸狀態(tài)對界面強(qiáng)度的影響。

如圖2（a）所示預(yù)壓卸載過程中試樣法向位移不變，因此預(yù)壓后卸載，試樣仍然能保持預(yù)壓應(yīng)力σd＋Δσ造成的接觸面狀態(tài)；圖2（b）表示卸載后剪切過程中試樣沒有發(fā)生剪漲或者剪縮，法向位移不變。表明預(yù)壓直剪試驗和常規(guī)直剪試驗比較的結(jié)果能夠正確反映超壓量Δσ造成的接觸面狀態(tài)改變對界面強(qiáng)度產(chǎn)生的影響。

具體的試驗內(nèi)容為：

常規(guī)直剪試驗：裝樣后法向加壓到σd，法向位移穩(wěn)定后按照SL／T25－1999的要求以2 mm／min的速率進(jìn)行剪切，剪切位移達(dá)到70mm后停止試驗。

預(yù)壓直剪試驗：裝樣后法向加壓到σd＋Δσ，法向位移穩(wěn)定后卸載到σd，按2 mm／min的速率進(jìn)行剪切，剪切位移達(dá)到70 mm后停止試驗。

Li和 Gilbert［5］，Hebeler et al.［13］發(fā)現(xiàn)在法向應(yīng)力在16 kPa～690 kPa間變化時GMX／NW－GT界面直剪試驗得到τ～δ曲線彼此差別較大，但法向應(yīng)力小于102 kPa時τ～δ曲線沒有明顯的峰值。為使試驗結(jié)果便于比較，擬取σd為100 kPa，200 kPa，400 kPa，700 kPa。Δσ取值過小會使同一基礎(chǔ)應(yīng)力σd的預(yù)壓直剪試驗數(shù)據(jù)和常規(guī)直剪試驗數(shù)據(jù)不具有區(qū)分度，取值過大會使不同基礎(chǔ)應(yīng)力σd下預(yù)壓直剪數(shù)據(jù)彼此差異過小，所以擬取Δσ ＝400 kPa。

試驗分組見表1。

表1 試驗分組

每組試驗可以得到GMX／NW－GT界面強(qiáng)度τ與剪切位移δ的關(guān)系曲線。

2 試驗結(jié)果

圖3包含了常規(guī)直剪試驗和預(yù)壓直剪試驗的結(jié)果，可以看出在同一基礎(chǔ)法向應(yīng)力σd下直剪試驗的結(jié)果和預(yù)壓直剪試驗得到的τ～δ曲線均有明顯的峰值，但是當(dāng)σd＝100 kPa，200 kPa，400 kPa時，預(yù)壓直剪試驗可以獲得更高的峰值界面強(qiáng)度；σd＝700 kPa時，預(yù)壓直剪試驗得到的峰值強(qiáng)度小于直剪試驗得到的峰值強(qiáng)度。殘余強(qiáng)度的變化也呈現(xiàn)出類似的現(xiàn)象。根據(jù)摩爾庫倫原理用最小二乘法擬合出τ～σd關(guān)系曲線如圖4所示，預(yù)壓直剪試驗和常規(guī)直剪試驗得到的峰值摩擦角和殘余摩擦角（見表2）。通過對摩擦角進(jìn)行比較，結(jié)果顯示預(yù)壓直剪試驗使峰值摩擦角降低了2.05°，使殘余摩擦角降低了2.27°。兩條峰值強(qiáng)度曲線的交點(diǎn)坐標(biāo)為（264.375，81.015），兩條殘余強(qiáng)度曲線的交點(diǎn)坐標(biāo)為（227.044，73.31）。

圖3 直剪試驗τ～δ關(guān)系圖

圖4 τ～σd關(guān)系圖

表2 直剪試驗?zāi)Σ两?/p>

通過壓縮試驗量化分析法向應(yīng)力導(dǎo)致的界面接觸狀態(tài)的改變。壓縮試驗得到的各組試樣的壓縮曲線如圖5所示。對同一廠家生產(chǎn)的光面土工膜進(jìn)行壓縮試驗，發(fā)現(xiàn)相同法向應(yīng)力下光面土工膜的壓縮量小于糙面土工膜的壓縮量。造成這種差異的原因是糙面土工膜受壓時主要是其表面的粗糙凸起發(fā)生變形，粗糙凸起頂部面積和小于膜試樣面積，所受到的實際應(yīng)力大于儀器施加的應(yīng)力。

圖5 壓縮試驗結(jié)果

3 試驗結(jié)果分析

3.1 壓縮過程模擬

分析壓縮試驗中各部分材料的壓縮過程和GMX／NW－GT界面壓縮過程隨法向應(yīng)力的變化規(guī)律，可以得到界面接觸狀態(tài)與法向應(yīng)力的關(guān)系。

由圖5可見，可以用雙曲線模型模擬土工膜、無紡?fù)凉た椢铩⑼凉つぃ珶o紡?fù)凉た椢?、加載板（裝置）的壓縮過程，并且能夠滿足σ＝0時壓縮量δ＝0的邊界條件。用于擬合試驗數(shù)據(jù)的雙曲線模型表達(dá)式為：

圖6 壓縮試驗擬合結(jié)果圖

將每組試驗得到的壓縮曲線扣除裝置（加載板）的壓縮曲線即為試樣真實的壓縮過程。表3為各組試驗數(shù)據(jù)的雙曲線擬合結(jié)果。

3.2 壓縮過程分析

分析各擬合曲線發(fā)現(xiàn)GMX／NW－GT界面受到壓縮時，GMX和NW－GT的組合壓縮量δMT不等于GMX壓縮量δGM、NW－GT壓縮量δGT之和。因為法向應(yīng)力分布不均，所以各部分材料的壓縮不同步，需要分別計算作用在土工膜表面粗糙凸起部位和非粗糙凸起部位的應(yīng)力，以及這些部位發(fā)生的壓縮量。GMX／NW－GT界面的接觸狀態(tài)示意圖見圖7，圖7（a）表示法向應(yīng)力較小時；圖7（b）表示法向應(yīng)力較大時，粗糙凸起近似與剛性支撐接觸。

表3 各組試樣壓縮曲線擬合結(jié)果

圖7 NW－GT／GMX界面接觸狀態(tài)示意圖

土工膜粗糙凸起部位的壓縮量可以根據(jù)糙面土工膜的壓縮變形規(guī)律求得，由于粗糙凸起的尖端面積小于土工膜試樣面積，所以其作用在對應(yīng)位置土工織物上的應(yīng)力是使糙面土工膜發(fā)生相應(yīng)變形儀器需要施加的法向應(yīng)力的η倍（η＞1）。粗糙凸起的壓縮量和對應(yīng)位置土工織物的壓縮量之和等于GMX／NW－GT組合壓縮量。

隨著法向應(yīng)力增大，土工膜非粗糙凸起部位與土工織物完全接觸，這時，非粗糙凸起部位壓縮量和對應(yīng)位置土工織物壓縮量之和等于GMX／NW－GT組合壓縮量。且土工膜非粗糙凸起部位與土工織物完全接觸時該位置的土工膜受土工織物施加的均布法向應(yīng)力，其壓縮變形規(guī)律與同種材料的光面土工膜的壓縮變形規(guī)律一致。根據(jù)以上所述壓縮規(guī)律建立GMX／NW－GT界面壓縮模型。

3.3 壓縮模型

壓縮模型可以表達(dá)為：

式中：σ為儀器施加的法向應(yīng)力（kPa）；σm為土工膜分擔(dān)的法向應(yīng)力（kPa）；σt為土工織物分擔(dān)的法向應(yīng)力（kPa）；t為由于粗糙凸起處織物變形量與非粗糙凸起處織物變形量不一而產(chǎn)生的牽連應(yīng)力（kPa）；η為土工膜試樣面積與粗糙凸起尖端面積的比值，表示粗糙凸起處應(yīng)力較儀器施加的法向應(yīng)力平均增加的程度；δMT為GMX／NW－GT組合壓縮方程為糙面土工膜壓縮方程為光面土工膜壓縮方程；δGT為土工織物壓縮方程。

土工織物表面結(jié)構(gòu)松散且孔隙密布，裝樣時粗糙凸起進(jìn)入土工織物內(nèi)部，向兩側(cè)排擠土工織物纖維，擠占原織物纖維所占的空間，直到織物纖維與土工膜表面完全接觸。因此粗糙凸起對應(yīng)位置的土工織物厚度只有原厚度的0.8369倍［0.8369＝（土工織物裝樣厚度－土工膜平均粗糙高度）／土工織物裝樣厚度］。

4 GMX／NW－GT界面強(qiáng)度分析

4.1 影響GMX／NW－GT界面峰值強(qiáng)度的參數(shù)

本次試驗使用的試樣從同一卷土工膜上截取，認(rèn)為表面粗糙凸起的分布密度不變，只有表面粗糙凸起的平均高度會隨法向應(yīng)力的增加而改變，參與影響界面強(qiáng)度的部分粗糙凸起為侵入土工織物內(nèi)的一部分。侵入深度的大小將決定粗糙凸起影響土工織物纖維數(shù)的多少。

試驗中使用的是同種土工織物，織物纖維強(qiáng)度不變。壓縮過程中，位于土工膜粗糙凸起間位置的土工織物被壓縮，這部分土工織物纖維的密實度增加，不僅使裹覆在粗糙凸起周圍的織物纖維數(shù)增加，而且使纖維間的摩擦力提高，增加剪切時粗糙凸起拉扯出這些織物纖維離開原位置所需花費(fèi)的功，從而使界面強(qiáng)度提高?？椢锢w維提供的抗力示意圖見圖7。

界面峰值強(qiáng)度是土工膜粗糙凸起周圍裹覆的織物纖維在剪切位移發(fā)展過程中抵抗被拉扯出原位置時所能達(dá)到的最大抗拉強(qiáng)度。因此影響界面峰值強(qiáng)度的參數(shù)包括：土工膜粗糙凸起周圍裹覆纖維數(shù)量和裹覆纖維的密實度。對應(yīng)各法向應(yīng)力下這兩個參數(shù)的值可以由3.3的壓縮模型求得。

求解式（3）需要進(jìn)行試算，但參數(shù)η的值無法通過試驗確定，這里可以將擬定的η代入公式計算。土工膜粗糙凸起周圍裹覆纖維數(shù)量以裹覆纖維比表示，由式（4）求得；裹覆纖維密實度由式（5）求得。

式中：κ為裹覆纖維比，粗糙凸起周圍土工織物纖維數(shù)量占織物總厚度范圍內(nèi)纖維數(shù)量比；δGT（σt＋t）為非粗糙凸起位置對應(yīng)土工織物壓縮量（mm）；δGT（σm）為粗糙凸起位置對應(yīng)土工織物壓縮量（mm）；Dr為裹覆纖維相對密實度。

將η＝7代入式（4）、式（5）的計算結(jié)果見圖8。

圖8

4.2 界面參數(shù)對界面峰值強(qiáng)度的影響

裹覆纖維比和裹覆纖維密度增加均能使界面抗剪強(qiáng)度增加。根據(jù)預(yù)壓直剪試驗峰值強(qiáng)度τ～σd曲線和常規(guī)直剪試驗峰值強(qiáng)度τ～σd曲線做反演分析，找出裹覆纖維比和裹覆纖維密度對界面峰值強(qiáng)度的影響關(guān)系式。

裹覆纖維比影響作用在粗糙凸起上纖維的數(shù)量，將預(yù)壓直剪試驗峰值強(qiáng)度除以預(yù)壓后的裹覆纖維比減去常規(guī)直剪試驗峰值強(qiáng)度除以預(yù)壓前的裹覆纖維比，得出預(yù)壓400 kPa后裹覆纖維密度增加造成的單位纖維抗力的增加量Δpu。

式中：σd為基礎(chǔ)法向應(yīng)力（kPa）；κ為預(yù)壓前裹覆纖維比；κ′為預(yù)壓后裹覆纖維比；pu為預(yù)壓前單位纖維抗力（10nkPa）；p′u為預(yù)壓后單位纖維抗力（10nkPa）；Δpu為單位纖維抗力增量（10nkPa）。

式中：Dr為預(yù)壓前裹覆纖維密度；ΔDr裹覆纖維密度增量；m，n為與η有關(guān)的系數(shù)，η ＝7時 m ＝157.62，n＝0.3406；η ＝10時 m ＝217.9，n＝0.2513。

式（6）～式（9）建立了預(yù)壓前后界面峰值強(qiáng)度差和κ、Dr的關(guān)系。圖9表示η＝7和η＝10時通過式（6）～式（9）計算得到的預(yù)壓直剪峰值強(qiáng)度曲線和試驗得到的預(yù)壓直剪峰值強(qiáng)度曲線的比較。

圖9 計算結(jié)果和試驗結(jié)果比較

如圖9所示，式（6）～式（9）的計算結(jié)果能很好的擬合預(yù)壓直剪試驗的結(jié)果。

5 工程應(yīng)用分析

填埋場封場后新填埋體發(fā)生降解，填埋體中的物質(zhì)以氣體和滲濾液的形式流失，作用襯墊上垃圾土柱的總重減少，即襯墊系統(tǒng)中GMX／NW－GT界面所受的法向應(yīng)力隨降解發(fā)生而減少，減少量最大約有20%～30%。因此在校核填埋體沿襯墊界面的長期穩(wěn)定性時需要考慮前期法向應(yīng)力較大時界面接觸狀態(tài)的改變造成界面抗剪強(qiáng)度的改變。將降解前期較高的法向應(yīng)力和降解后較低的法向應(yīng)力的差值作為超壓量，通過試驗得出超壓量造成的界面接觸狀態(tài)的改變，結(jié)合式（6）～式（9）得出界面接觸狀態(tài)改變后GMX／NW－GT界面的抗剪強(qiáng)度。本文為填埋場襯墊系統(tǒng)GMX／NW－GT界面遇到法向應(yīng)力變化的工況時計算界面峰值強(qiáng)度提供了一種可供參考的方法，并解釋了GMX／NW－GT界面峰值強(qiáng)度的產(chǎn)生機(jī)理。

6 結(jié) 論

本文通過壓縮試驗分析GMX／NW－GT界面接觸狀態(tài)和法向應(yīng)力的關(guān)系，用雙曲線模型擬合試驗數(shù)據(jù)，建立界面壓縮模型。

設(shè)計預(yù)壓直剪試驗將界面接觸狀態(tài)作為單一變量，證明其對界面強(qiáng)度有顯著的影響。

比較預(yù)壓直剪試驗和直剪試驗的結(jié)果分析界面接觸狀態(tài)對界面峰值強(qiáng)度的影響，找出界面峰值強(qiáng)度的形成機(jī)理。

發(fā)現(xiàn)裹覆纖維比和裹覆纖維密度是界面接觸狀態(tài)中影響界面峰值強(qiáng)度的主要因素，通過式（6）～式（9）建立界面峰值強(qiáng)度預(yù)壓前后增量與裹覆纖維比和裹覆纖維密度的關(guān)系。

式（6）～式（9）可以用在考慮GMX／NW－GT界面接觸狀態(tài)改變情況下校核填埋體沿襯墊界面的長期穩(wěn)定性。

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Research on Mechanism of Geomembrane／Geotextile Interface Strength

LIYan，SONG Xiao-guang，LUAN Jin-long
（Geotechnical Engineering Research Institute，HohaiUniversity，Nanjing，Jiangsu 210098，China）

In order to study the effect of the interface contact status on the geomembrane／geotextile interface strength in landfill site，and taking the interface contact status as the only variable，the direct shear testswere carried outby excluding the effects of other factors so as to obtain the changes of the geomembrane／geotextile interface contact statuswith normal stress.Through comparing with the results of preloading direct-shear test and normal shear test，the effects of the changes of the geomembrane／geotextile interface contact status on the interface strength were identified.It is found that the wrapping fiber ratio and wrapping fiber density are themajor influencing factors on the interface strength peak，and based on this，the connection formula between the incrementof the interface strength peak before and after preloading and thewrapping fiber ratio together with the wrapping fiber density is established.The research results show thatwith the constant normal stress，the changes of the geomembrane／geotextile interface contact status could result in the changes of the interface streugth peak.

geomembrane；nonwoven-geotextile；interface strength；preloading direct-shear text；contact status

TU57

A

1672—1144（2014）01—0135—07

10.3969／j.issn.1672－1144.2014.01.028

2013-09-27

2013-10-24

李 硯（1988—），男，江蘇揚(yáng)州人，碩士研究生，研究方向為環(huán)境巖土工程。