橫肋間距對土工格柵拉拔特性影響試驗研究

靳　靜，楊廣慶，劉偉超

(1.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 石家莊　050043；2.河北科技大學(xué) 建筑工程學(xué)院，河北 石家莊　050018)

土工格柵作為重要的加筋材料已廣泛用于處理各種巖土工程問題，如控制路基的不均勻沉降，提高地基承載力以及處理新舊路基間的差異沉降等[1-3]。土工格柵的加筋作用是通過土工格柵與周圍土體的相互作用實現(xiàn)的，因此，筋土界面行為是影響土工格柵加筋機制的重要因素。

國內(nèi)外許多學(xué)者為了研究土工格柵加筋土結(jié)構(gòu)的行為，進行了筋土界面特性以及筋土復(fù)合材料特性的各種試驗，其中拉拔試驗被認(rèn)為是分析筋土界面作用的一種有效試驗方法。Abdi等[4]通過拉拔試驗分析了土工格柵與各種填土之間的界面參數(shù)。Wang等[5]通過拉拔試驗和傅立葉級數(shù)逼近法對最大拉拔力和拉拔位移的關(guān)系進行了分析。Alagiyawanna等[6]在拉拔試驗中通過改變格柵縱肋和橫肋的根數(shù)研究橫肋和縱肋分別對拉拔力的貢獻(xiàn)和作用。Moraci等[7]的研究結(jié)果表明橫肋的被動阻力承擔(dān)了75%以上的拉拔荷載。馬存明等[8]通過拉拔試驗得到筋土之間不僅存在表面摩擦力，還存在著鑲嵌咬合力。包承綱[9]認(rèn)為土工格柵的加筋作用產(chǎn)生在接觸界面以及界面以外一定范圍內(nèi)的土體內(nèi)，共同組成“加筋土體”。凌天清等[10]通過室內(nèi)拉拔試驗，對比了原樣土工格柵和去除橫肋的土工格柵之間的界面摩擦特性，土工格柵的橫肋對筋土界面特性的影響非常明顯,貢獻(xiàn)率高達(dá)50%以上。徐超等[11]初步揭示了格柵橫肋和縱肋在拉拔模式下的作用機制和格柵網(wǎng)格剛度對拉拔力的影響。李磊等[12]研究了帶加強節(jié)點的土工格柵筋土界面作用特性，探討了橫肋間距和加強節(jié)點厚度對最大拉拔力的影響。史旦達(dá)等[13]通過直剪試驗和拉拔試驗，對比分析了單、雙向格柵的加筋效果和界面剪應(yīng)力的不同發(fā)揮機制。

近年來，為了降低材料生產(chǎn)成本，國內(nèi)外采用高密度聚乙烯(HDPE)單向拉伸塑料土工格柵時，橫肋的間距呈逐漸增大的趨勢。當(dāng)橫肋間距增大后，加大了加筋土結(jié)構(gòu)填筑過程中土工格柵的施工損傷概率，對土工格柵筋材的耐久性不利，同時不同的橫肋間距也會對筋土界面特性產(chǎn)生影響。然而，土工格柵在工程中廣泛應(yīng)用的同時，相關(guān)的加筋機制和計算方法的研究卻已落后于工程實踐的發(fā)展。因此，研究不同橫肋間距條件下HDPE單向拉伸土工格柵的加筋機制就成為加筋工程中重要而又緊迫的課題。

本文針對不同橫肋間距的單向拉伸塑料土工格柵進行砂土介質(zhì)中系列法向應(yīng)力條件下的拉拔試驗。通過對埋置于試驗箱填土中的土工格柵筋材施加水平拉力，使加筋材料在土體中滑動或滑移，探究填土與加筋材料界面的特性。通過對試驗結(jié)果的分析，研究土工格柵的不同橫肋間距和法向應(yīng)力對筋土界面摩擦特性的貢獻(xiàn)，為加筋土工程設(shè)計時選用合理的加筋材料提供技術(shù)參考。

1　試驗設(shè)備、材料和方案

1.1　試驗設(shè)備

試驗所用設(shè)備為自行研制，整套試驗設(shè)備由拉拔試驗箱、加載裝置、拉拔裝置和試驗數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)4部分組成，如圖1所示。試驗箱的凈空尺寸為：長×寬×高=600 mm×400 mm×500 mm，試驗箱材料為10 mm厚的剛性鋼板，為增大箱體剛度，在箱體四周加有矩形鋼條，以保證在加載過程中試驗箱側(cè)壁鋼板不會出現(xiàn)外凸變形。用于固定法向加載設(shè)備的反力架設(shè)在箱體上方，對試驗箱內(nèi)的試樣施加法向應(yīng)力。在試驗箱前端面距箱底面253 mm處留1道窄縫，用于將土工格柵兩端伸到試驗箱外。法向加載系統(tǒng)由標(biāo)定最大量程為150 kN的液壓千斤頂和額定量程為150 kN的壓力傳感器組成，其中用以讀取和控制法向應(yīng)力的傳感器與應(yīng)變儀連接。測力系統(tǒng)由拉力傳感器、前位移傳感器及后位移傳感器組成，額定量程為100 kN，用以測量拉拔過程中任意時刻的水平拉拔力。前、后位移傳感器量程均為150 mm。拉拔試驗數(shù)據(jù)由高精度的荷載和位移傳感器及配套軟件自動采集。

圖1　自制拉拔試驗儀

1.2　試驗材料

筋材為單向拉伸HDPE塑料土工格柵，根據(jù)試驗箱尺寸，土工格柵寬度B取為30 cm，土工格柵橫肋厚度h為6 mm，如圖2所示，試驗所用土工格柵的橫肋間距s分別為28，35和50 cm，埋置于試驗箱中的拉筋長度L分別為43，50和59 cm，其技術(shù)指標(biāo)見表1。填土選用的砂土，通過顆粒篩分試驗、相對密度試驗和直剪試驗得到該填土的物理力學(xué)指標(biāo)，見表2。填土顆粒級配見表3，填土顆粒級配曲線如圖3所示，由級配組成得知該填土為級配良好的粗砂。

圖2　單向土工格柵

橫肋間距/cm抗拉強度/(kN·m-1)2%應(yīng)變時的拉伸強度/(kN·m-1)5%應(yīng)變時的拉伸強度/(kN·m-1)峰值應(yīng)變/%28176 552 68101 5911 2835183 266 76136 917 2450175 058 63109 868 93

表2　填土物理力學(xué)指標(biāo)

表3　填土顆粒級配

1.3　試驗方案

為研究土工格柵的橫肋間距對筋土界面作用特性的影響，3種不同橫肋間距的土工格柵在拉拔試驗中始終保證2根橫肋在試驗箱中。試驗箱內(nèi)的土樣分4層分別夯實，控制壓實度為90%，土樣總高度為50 cm，土工格柵位于土樣中間，格柵上下土樣高度各為25 cm，土工格柵從試驗箱中部開縫處伸出后與夾具相連。在填滿并壓實土樣的試驗箱上加蓋剛性加壓板，試驗共選取4種法向應(yīng)力σv：50，100，150和200 kPa。參照J(rèn)TG E50—2006《公路工程土工合成材料試驗規(guī)程》[14]，并考慮到土工格柵網(wǎng)孔尺寸較大，試驗過程中拉拔速率為3 mm·min-1，以保證試驗過程中土工格柵不產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)。當(dāng)拉拔力不再增加或者持續(xù)降低時，停止試驗。在試驗箱的側(cè)壁內(nèi)表面均涂抹潤滑劑用以減小箱壁對填土的摩擦，試驗過程中保證土工格柵試樣的寬度小于試驗箱的寬度，使其與箱體側(cè)壁具有一定距離，盡量將邊界效應(yīng)和尺寸效應(yīng)的影響降到最低。

圖3　填土顆粒級配曲線

2　試驗結(jié)果與分析

2.1　土工格柵橫肋間距對筋土界面特性的影響

根據(jù)不同法向應(yīng)力下3種橫肋間距土工格柵的試驗數(shù)據(jù)，繪制拉拔力與拉拔位移的關(guān)系曲線，如圖4所示。由圖4可以看出：①在相同法向應(yīng)力作用下，最大拉拔力隨著土工格柵橫肋間距的增加而逐漸較小，達(dá)到最大拉拔力所需的拉拔位移也隨著土工格柵橫肋間距的增加而逐漸減??；②在各法向應(yīng)力作用下，橫肋間距為28和35 cm時，土工格柵的拉拔曲線一般沒有出現(xiàn)明顯的峰值，最終趨于平緩，主要呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化現(xiàn)象，而對于橫肋間距為50 cm的土工格柵，其拉拔力達(dá)到峰值后開始緩慢減小，呈現(xiàn)出應(yīng)變軟化特征，即隨著土工格柵橫肋間距的增加，拉拔曲線呈現(xiàn)出由應(yīng)變硬化向應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)化的趨勢。分析其原因，拉拔力主要來自于土工格柵表面與砂土的摩擦力以及格柵橫肋的端承阻力。橫肋間距較大(s=50 cm)時，隨著拉拔位移的發(fā)展，拉拔力達(dá)到一定程度后，隨著嵌固在砂土的格柵長度減小，拉拔力開始逐漸減??；而橫肋間距較小(s=28 cm和s=35 cm)時，由于土工格柵抗彎剛度相對較大，尤其是橫肋的端承阻力發(fā)揮作用增大，使得筋土相互作用機制更強，呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征。當(dāng)然這并不能說明土工格柵的橫肋間距越小越好，過小的橫肋間距可能會影響格柵橫肋被動阻力的發(fā)揮。因此在工程實際中，應(yīng)根據(jù)實際的工程情況選擇合適的土工格柵橫肋間距，這樣才能保證土工格柵在實際工程中發(fā)揮其最佳的抗拉性能。

圖4　不同橫肋間距下拉拔位移與水平拉拔力的關(guān)系曲線圖

不同法向應(yīng)力作用下，最大拉拔力與土工格柵橫肋間距的關(guān)系曲線如圖5所示。

圖5　土工格柵橫肋間距與土工格柵最大拉拔力的關(guān)系

根據(jù)圖5的試驗數(shù)據(jù)，由式(1)計算最大拉拔力下筋土界面的剪應(yīng)力。

τ=Tdmax/2LB

(1)

式中：Tdmax為土工格柵拉拔端的最大拉拔力；L和B分別為土工格柵埋在砂土中的長度和寬度。

圖6給出了不同橫肋間距、不同法向應(yīng)力時筋土界面的剪應(yīng)力。

圖6不同橫肋間距、不同法向應(yīng)力時土工格柵與砂土界面的剪應(yīng)力

由圖6和筋土界面相互作用的Mohr-Coulomb 模型可得到不同橫肋間距下砂土與土工格柵界面的強度參數(shù)，具體數(shù)值見表4。

表4　砂土與土工格柵界面的強度參數(shù)

從表4可以看出，橫肋間距的改變對砂土與土工格柵界面處的黏聚力c和摩擦角φ有較大影響。當(dāng)橫肋間距從28 cm增大到35 cm時，黏聚力由 15.62 kPa降低到11.21 kPa，降幅為28.23%，摩擦角由13.76°降低到10.33°，降幅為24.93%；橫肋間距從35 cm增大到50 cm時，黏聚力由11.21 kPa降低到9.47 kPa，降幅為15.52%，摩擦角由10.33°降低到6.49°，降幅為37.17%。即隨著土工格柵橫肋間距的增加，筋土界面處的黏聚力和摩擦角均呈減小的趨勢。從筋土界面強度參數(shù)分析，隨著橫肋間距的增加，筋土界面的摩擦強度會降低，導(dǎo)致施工機械強度的損傷折減系數(shù)也會增大。

2.2　法向應(yīng)力對筋土界面特性的影響

圖7給出了3種橫肋間距的土工格柵在不同法向應(yīng)力作用下拉拔力與拉拔位移的關(guān)系曲線。

圖7　不同法向應(yīng)力下拉拔力與拉拔位移的關(guān)系

根據(jù)圖7中的試驗數(shù)據(jù)，由式(2)計算出土工格柵與砂土填土間的界面摩擦系數(shù)(壓實度均為 90%)，見表5。

(2)

式中：f為筋土界面摩擦系數(shù)；A為土工格柵位于試驗箱中的面積。

在試驗過程中，土工格柵保證有兩橫肋埋入粗砂中，經(jīng)計算，對應(yīng)橫肋間距28，35和50 cm間距的土工格柵在砂土中的面積分別約為0.114 0，0.143 2和0.145 5 m2。

表5　砂土與土工格柵的界面摩擦系數(shù)

由圖7和表5，可以得出以下結(jié)論。

(1)土工格柵在拉拔初始階段，拉拔力隨拉拔位移的增加急劇增大，基本呈線性趨勢；隨著拉拔位移的繼續(xù)增大，拉拔力到達(dá)最大值，并穩(wěn)定在最大值附近小范圍波動，達(dá)到相對穩(wěn)定狀態(tài)。拉拔力峰值及其對應(yīng)的位移均隨著法向應(yīng)力的增加而增大。因為土工格柵拉拔力隨著拉拔位移的產(chǎn)生而逐漸發(fā)揮作用，隨著施加法向應(yīng)力的增大，筋土界面的約束作用越強，拉拔力達(dá)到峰值時發(fā)生的位移量也就越大。

(2)當(dāng)橫肋間距為50 cm 時，土工格柵與粗砂的界面摩擦強度發(fā)展較快，達(dá)到峰值拉拔力時對應(yīng)的位移較小，并且出現(xiàn)峰值后拉拔力與拉拔位移的關(guān)系曲線產(chǎn)生了應(yīng)變軟化現(xiàn)象。而當(dāng)橫肋間距為28和35 cm時土工格柵與粗砂土的界面摩擦強度發(fā)展較慢，達(dá)到峰值拉拔力時對應(yīng)的位移較大，且出現(xiàn)峰值后拉拔力與拉拔位移的關(guān)系曲線下降段產(chǎn)生了應(yīng)變硬化現(xiàn)象。這主要是因為橫肋間距為50 cm時土工格柵位于試驗箱中的格柵橫肋間距較大，表面摩擦作用占界面抗剪強度的比例較大，這種表面摩擦作用在位移較小時就能發(fā)揮到峰值，所以拉拔曲線一般表現(xiàn)為應(yīng)變軟化型；而對于橫肋間距為28和35 cm的土工格柵，由于橫肋間距的減小，格柵孔眼面積減小，填土對土工格柵的橫肋抗阻力作用隨之加強，橫肋抗阻力隨著位移的增大而逐漸發(fā)揮作用，故拉拔曲線一般表現(xiàn)為應(yīng)變硬化型。

(3)施加于填土的法向應(yīng)力越大，砂土與土工格柵間界面的摩擦系數(shù)有減小的趨勢，這與普通無加筋材料的砂土填土間的摩擦系數(shù)變化規(guī)律相似。如土工格柵的橫肋間距為28 cm時，當(dāng)法向應(yīng)力為50 kPa時，對應(yīng)的界面摩擦系數(shù)為0.617；當(dāng)法向應(yīng)力為100 kPa時，對應(yīng)的界面摩擦系數(shù)降為0.367，降低了40.52%。界面摩擦系數(shù)隨法向應(yīng)力增加而減小的趨勢與文獻(xiàn)[15]中的實驗結(jié)果一致。界面摩擦系數(shù)隨著法向應(yīng)力的增加而變化的趨勢表明，筋土界面摩擦系數(shù)不是一個常量，所以在分析研究土工格柵的加筋作用時，不能拋開法向應(yīng)力而僅僅以界面摩擦系數(shù)大小評價加筋效果。

3　土工格柵拉拔力分析

包承綱[9]認(rèn)為：埋設(shè)在土中的土工格柵受到拉拔作用時，筋土界面作用主要由兩部分組成，即土工格柵與土之間的表面摩擦力和土顆粒與土工格柵橫肋之間的端承阻力，如圖8所示。

圖8　土工格柵拉拔受力示意圖

根據(jù)拉拔試驗結(jié)果分析，土工格柵的加筋作用主要表現(xiàn)在以下2個方面：筋土界面的摩擦作用和土體對橫肋的被動阻抗作用，它們之間的關(guān)系可以用下式表示[16]。

Td=Ts+Tb

(3)

式中：Td為土工格柵拉拔端的拉拔力；Ts為筋土界面摩擦力；Tb為土工格柵橫肋端承阻力。

筋土界面摩擦力可表示為

Ts=2Aτ=2Aσvtanδ

(4)

式中：δ為土體與土工格柵表面的摩擦角，由直剪試驗得到。

土工格柵橫肋端承阻力為

Tb=Td-Ts

(5)

取法向應(yīng)力分別為50，100，150和200 kPa，橫肋間距分別為28，35和50 cm，在共計12種組合情況下，計算得到的各組合下最大拉拔力各部分的數(shù)值及比例見表6。

從表6中可以看出如下結(jié)果。

表6　最大拉拔力各部分?jǐn)?shù)值及比例

(1)當(dāng)法向應(yīng)力較小時，土與土工格柵接觸面的摩擦力大于土工格柵橫肋的端承阻力，表面摩阻力為界面強度的主要影響因素；隨著法向應(yīng)力的增大，橫肋的端承阻力逐漸成為主導(dǎo)因素，而界面摩擦力的影響逐漸減小。這是因為在較低的法向應(yīng)力水平下，達(dá)到最大拉拔力需要的位移較小，橫肋的端承阻力還未得到發(fā)揮就達(dá)到峰值，所以表面摩擦力占界面強度的比例較大；而隨著法向應(yīng)力的增加，界面約束作用增強，達(dá)到最大拉拔力需要的位移逐漸增大，土工格柵橫肋的端承阻力增大，所以土工格柵橫肋產(chǎn)生的阻抗作用會隨著拉拔位移的增加而逐漸發(fā)揮出來，因此可以認(rèn)為在高應(yīng)力水平下的橫肋加筋效果更為顯著。

(2)土工格柵的最大拉拔力受橫肋間距和法向應(yīng)力的共同影響。橫肋間距一定時，最大拉拔力隨著法向應(yīng)力的增大而增大；當(dāng)法向應(yīng)力一定時，最大拉拔力隨著土工格柵橫肋間距的增加而減小。

(3)橫肋端承阻力Tdb是最大拉拔力的主要來源，最大比例達(dá)88.31%。

4　結(jié)　論

(1)在土工格柵拉拔過程中，筋土界面拉拔力的發(fā)展為一個漸進發(fā)展的過程，隨著法向應(yīng)力的增加，土工格柵越不容易屈服。且隨著土工格柵橫肋間距的增加，拉拔力與拉拔位移的關(guān)系曲線由應(yīng)變硬化向應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)化，當(dāng)橫肋間距增大到50 cm時應(yīng)變軟化現(xiàn)象較為明顯。

(2)隨著土工格柵橫肋間距的增加，界面黏聚力和摩擦角呈減小趨勢，橫肋間距從28 cm增加到50 cm時，黏聚力減小39.37%，摩擦角減小52.83%。對于橫肋間距較小的土工格柵，填土對土工格柵的嵌鎖咬合力增強，宏觀上表現(xiàn)為較高的界面黏聚力，因此其加筋效果優(yōu)于橫肋間距較大的土工格柵。

(3)隨著法向應(yīng)力的增加，界面摩擦系數(shù)呈逐漸減小的趨勢，對于橫肋間距為28 cm的土工格柵，當(dāng)法向應(yīng)力由50 kPa增加到 200 kPa時，界面摩擦系數(shù)由0.617減小0.335，降低了45.71%。而在工程設(shè)計中常取界面摩擦系數(shù)為常數(shù)值，故存在一定誤差。若考慮到界面黏聚力的影響，在工程設(shè)計中采用界面強度參數(shù)更加合理一些。

(4)筋土界面的拉拔力由界面摩擦力和橫肋端承阻力兩部分組成。當(dāng)拉拔位移較小時，以界面摩擦力為主；隨拉拔位移的增加，橫肋端的承阻力逐漸成為拉拔力的主要來源，并且高應(yīng)力水平下的橫肋加筋效果更為顯著，橫肋端承阻力的最大比例接近90%。

[1]蔡德鉤, 楊國濤, 葉陽升,等. 高速鐵路樁網(wǎng)結(jié)構(gòu)加筋網(wǎng)墊受力計算方法[J]. 中國鐵道科學(xué), 2013, 34(5):1-5.

(CAI Degou, YANG Guotao, YE Yangsheng, et al. Calculation Method for the Mechanical Force of Reinforced Bedding in the Geosynthetics Reinforced and Pile Supported Embankments of High Speed Railway[J]. China Railway Science,2013,34(5):1-5. in Chinese)

[2]楊果林, 王亮亮. 樁網(wǎng)復(fù)合地基加筋墊層土工格柵變形機理研究[J]. 中國鐵道科學(xué), 2011,32(5):8-12.

(YANG Guolin, WANG Liangliang. Research on the Deformation Mechanism of the Geogrid Reinforced Cushion for Pile-Net Composite Foundation[J]. China Railway Science,2011,32(5):8-12. in Chinese)

[3]翁效林, 馬豪豪, 梁東平. 差異沉降條件下黃土拓寬路基協(xié)調(diào)機制模型試驗研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2013,32(增2):4002-4009.

(WENG Xiaolin, MA Haohao, LIANG Dongping. Model Experimental Study of Loess Widened Embankment Coordination Mechanism under Conditions of Differential Settlement[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013,32(Supplement 2):4002-4009.in Chinese)

[4]ABDI M R, ZANDIEH A R. Experimental and Numerical Analysis of Large Scale Pull out Tests Conducted on Clays Reinforced with Geogrids Encapsulated with Coarse Material[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2014, 42(5): 494-504.

[5]WANG Z J, JACOBS F, ZIEGLER M. Experimental and DEM Investigation of Geogrid-Soil Interaction under Pullout Loads[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2016, 44(3):230-246.

[6]ALAGIYAWANNA A M N, SUGIMOTO M, SATO S, et al. Influence of Longitudinal and Transverse Members on Geogrid Pullout Behavior during Deformation[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2001, 19(8): 483-507.

[7]MORACI N, RECALCATI P. Factors Affecting the Pullout Behaviour of Extruded Geogrids Embedded in a Compacted Granular Soil[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2006,24(4): 220-242.

[8]馬存明,周亦唐,廖海黎,等. 塑料土工格柵加筋土抗拉拔特性試驗研究[J]. 中國鐵道科學(xué),2004,25(3):36-39.

(MA Cunming, ZHOU Yitang, LIAO Haili, et al. Experimental Study on Interface Friction of Plastic Geogrid Reinforced Earth[J]. China Railway Science, 2004,25(3):36-39. in Chinese)

[9]包承鋼. 土工合成材料界面特性的研究和試驗驗證[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2006,25(9): 1735-1744.

(BAO Chenggang. Study on Interface Behavior of Geosynthetics and Soil[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006,25(9): 1735-1744. in Chinese)

[10]凌天清, 周濱, 吳春波,等. 筋土界面摩擦特性影響因素分析[J]. 交通運輸工程學(xué)報,2009, 9(5):7-12.

(LING Tianqing, ZHOU Bin, WU Chunbo,et al. Study of Influence Factors on Tendons-Soil Interface Characteristic[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2009, 9(5): 7-12.in Chinese)

[11]徐超, 廖星樾. 土工格柵與砂土相互作用機制的拉拔試驗研究[J]. 巖土力學(xué), 2011, 32(2):423-428.

(XU Chao, LIAO Xingyue. Researches on Interaction Mechanism between Geogrid and Sand by Pull-Out Tests[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(2):423-428. in Chinese)

[12]李磊, 張孟喜, 周小鳳,等. 帶加強節(jié)點雙向土工格柵的拉拔試驗研究[J].水利學(xué)報, 2012,43(12):1494-1499.

(LI Lei, ZHANG Mengxi, ZHOU Xiaofeng,et al. Pull-Out Tests of Biaxial Geogrid with Strengthening Nodes[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2012,43(12):1494-1499.in Chinese)

[13]史旦達(dá),劉文白,水偉厚,等. 單、雙向塑料土工格柵與不同填料界面作用特性對比試驗研究[J]. 巖土力學(xué),2009,30(8): 2237-2244.

(SHI Danda, LIU Wenbai, SHUI Weihou, et al. Comparative Experimental Studies of Interface Characteristics between Uniaxial/Biaxial Plastic Geogrids and Different Soils[J]. Rock and Soil Mechanics,2009,30(8): 2237-2244. in Chinese)

[14]中華人民共和國行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)編寫組. JTG E50—2006 公路工程土工合成材料試驗規(guī)程[S]. 北京：人民交通出版社，2006.

(The Professional Standards Compilation Group of the People’s Republic of China. JTG E50—2006 Test Methods of Geosynthetics for Highway Engineering[S]. Beijing: China Communications Press, 2006.in Chinese)

[15]臧賀. 煤矸石與土工格柵界面特性研究[D]. 北京： 中國礦業(yè)大學(xué), 2014.

(ZANG He. Research on Interfaction Behavior between Coal Gangue and Geosynthetics[D]. Beijing： China University of Mining and Technology, 2014. in Chinese)

[16]MORACI N, GIOFFRE D. A Simple Method to Evaluate the Pullout Resistance of Extruded Geogrids Embedded in a Compacted Granular Soil[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2006,24(2):116-128.