雙向和三向土工格柵筋土界面特性對比試驗研究

曹文昭 鄭俊杰 周燕君

摘? ?要：以雙向土工格柵SS20和三向土工格柵TX160為對象，通過開展室內直剪試驗和拉拔試驗，并對拉拔試驗中土工格柵試樣4個斷面的位移進行量測，研究了SS20和TX160的變形及筋土界面特性，對比分析了SS20和TX160方案的筋土界面剪應力發(fā)揮過程和作用機制、土工格柵變形、筋土界面剪脹（縮）特性和強度參數，同時探討了試驗方法對試驗結果的影響.研究結果表明：拉拔試驗中，TX160的筋土相互作用集中在拉拔端附近，而SS20沿試樣全長均能較好地發(fā)揮其作用;相比于SS20，增大豎向壓力可以更好地增強TX160與周圍填料顆粒的相互作用;SS20方案的峰值摩擦角和殘余摩擦角均大于TX160方案，但黏聚力剛好相反;豎向壓力對直剪試驗和拉拔試驗所得筋土界面強度參數均有明顯影響，實際工程應用中應根據土工格柵的實際應力狀態(tài)確定合理的試驗豎向壓力.

關鍵詞：土工格柵;筋土界面特性;直剪試驗;拉拔試驗;筋土界面參數

中圖分類號：U416.1? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻標志碼：A

文章編號：1674—2974（2019）01—0109—08

Abstract： Laboratory direct shear test and pullout test were conducted focusing on biaxial geogrid （SS20） and triaxial geogrid（TX160） to investigate the deformation and geogrid-soil interface behavior. The displacements of geogrid specimens were recorded at 4 sections in the pullout test. The development of geogrid-soil interface shear stress， geogrid deformation， shear dilatancy/shrinkage behavior and interface parameters were analyzed， and the effect of test methods on the testing results was also investigated. The results show that the interaction between the geogrid and soil of TX160 concentrates at the vicinity of pullout end. However， this interaction is well developed along the full length of SS20 specimens. Meanwhile， this interaction of TX160 can be better enhanced with the increase of vertical stress compared with that of SS20. Both the peak and residual friction angles of SS20 case are greater than that of TX160 case， while the cohesion is just opposite. The vertical stress has obvious effect on the geogrid-soil interface strength parameters obtained from both the direct shear test and pullout test. Thus， the vertical stress adopted in the test should be determined based on the actual stress status of the geogrid for engineering application.

Key words：geogrid;geogrid-soil interface behavior;direct shear test;pullout testing;geogrid-soil interface parameters

土工格柵的加筋作用必須通過對周圍填料的影響來實現，因此，土工格柵與填料之間的筋土界面特性是土工格柵加筋機理研究的中心問題，直接影響著加筋土結構的穩(wěn)定性和耐久性[1]，在加筋土結構設計和分析中至關重要.三向土工格柵由聚丙烯（PP）板材經整體沖孔、拉伸而成，與矩形網孔的雙向土工格柵相比，三向土工格柵獨特的三角形網孔、肋條截面和節(jié)點構造使其具有更穩(wěn)定的結構形式和更好的節(jié)點有效性，提高了土工格柵網孔對周圍填料顆粒的約束和嵌鎖作用，進而較大程度地改善了其加筋性能[2-3].現有關于土工格柵筋土界面特性的研究多以單向和雙向土工格柵為對象，而針對雙向和三向土工格柵的筋土界面特性及作用機理開展的對比研究很少見諸于文獻，僅有的部分數值模擬工作也集中于土工格柵拉伸特性的研究[2，4].

目前，國內外學者主要采用直剪試驗和拉拔試驗研究土工格柵的筋土界面特性.馬時冬[5]通過分析土工格柵與粗粒土（砂土、砂礫和殘積土）拉拔過程中的界面強度，指出土工格柵配合砂礫石的加筋效果最佳，工程應用中應注意填料粒徑與土工格柵網孔尺寸的配合從而保證嵌鎖作用的充分發(fā)揮.Teixeira等[6]分別對土工格柵縱肋和橫肋的拉拔阻力和變形特征進行了研究，指出拉拔阻力的構成及發(fā)揮程度與拉拔位移密切相關.史旦達等[7]通過直剪試驗和拉拔試驗研究了砂土和黏性土與單、雙向土工格柵的界面特性，發(fā)現雙向土工格柵對填料顆粒的咬合嵌鎖能力大于單向土工格柵，填料密實度和法向應力對筋土界面剪切特性影響較大.鄭俊杰等[8]考慮兩種不同拉拔方向，研究了拉拔試驗中三向土工格柵的筋土界面特性，包括筋土界面摩阻力分布、土工格柵變形與破壞模式及筋土界面剪切強度等.周芬等[9]通過無側限壓縮試驗，研究了黏土壓實度對圓柱體加筋土試樣豎向變形的影響，發(fā)現壓實度的提高可以使筋材的約束作用得到更充分的發(fā)揮.

雖然直剪試驗和拉拔試驗在筋土界面特性研究中的應用均十分廣泛，但由于試驗原理的差異，直剪試驗和拉拔試驗所得筋土變形特征和界面強度參數仍有很大不同[10].文獻[11]建議對于剛度較小的土工合成材料采用直剪試驗，對剛度較大的土工合成材料則適合采用拉拔試驗.包承綱[12]認為拉拔試驗可以清晰反映筋土界面剪切演變過程，特別是豎向壓力較低時，拉拔試驗的成果比直剪試驗更加充分和清晰.劉文白等[13]建議筋土相對位移較小時采用直剪試驗，當土工格柵兩面都發(fā)生較大相對位移時，認為拉拔試驗更為合適.

本文以雙向和三向土工格柵為研究對象，分別開展直剪試驗和拉拔試驗，對比分析試驗過程中雙向和三向土工格柵的變形和筋土界面特性，探討試驗方法對試驗結果的影響，以指導雙向和三向土工格柵的加筋機理研究和工程應用優(yōu)選.

1? ?直剪試驗和拉拔試驗

1.1? ?試驗設備

試驗采用長江科學院水利部巖土力學與工程重點實驗室的直剪儀和拉拔儀.直剪儀為美國Geocomp公司研制的ShearTrac-II室內大型直剪儀，拉拔儀由長江科學院自主設計研制.兩種試驗設備均主要由水平和豎向荷載加載系統、剪切盒、應力傳感器和位移傳感器組成，其中直剪儀采用微步進電機進行加載，拉拔儀為液壓伺服加載，兩者均可通過操作面板在試驗準備階段對剪切盒或夾具的初始位置進行快速調整.根據應力傳感器和位移傳感器的反饋，兩套試驗設備均可通過計算機程序實時顯示和控制試驗過程，并由應力傳感器、位移傳感器及配套軟件對試驗數據進行自動采集.直剪儀上盒有效尺寸為305 mm×305 mm×100 mm，下盒比上盒長115 mm，以避免試驗過程中因試樣剪切面積不斷減小而引起的試驗誤差[14].拉拔儀的上、下剪切盒尺寸均為600 mm×300 mm×150 mm，盒寬與直剪儀相近.

1.2? ?試驗材料

試驗用砂為公路灌砂法標準用砂，具體技術指標見表 1，最大顆粒粒徑不超過1 mm，試驗過程中保持砂樣的干燥清潔.通過砂的相對密度試驗，獲得標準砂的最小干密度為1.329 g/cm3，最大干密度為1.646 g/cm3.為了提高試驗結果的可比性，土工格柵試樣分別選用整體沖孔拉伸的高密度聚乙烯（HDPE）雙向土工格柵SS20和聚丙烯（PP）三向土工格柵TX160，由坦薩公司提供，2種土工格柵的各項技術指標見表 2.由表 2可知：SS20和TX160的網孔肋條長度和單位面積質量均非常接近;肋條截面均為矩形，但TX160的肋條厚度約為肋條寬度的1.2～1.6倍，且大于SS20的肋條厚度，而SS20的肋條寬度約為厚度的2～3倍;TX160的節(jié)點厚度小于SS20，但節(jié)點效率卻比SS20高.

1.3? ?試驗方案

依據《土工合成材料試驗規(guī)程》（以下簡稱《規(guī)程》）[15]分別開展直剪試驗和拉拔試驗，對比土工格柵SS20和TX160的筋土界面剪切特性及土工格柵變形特征.拉拔試驗中，為量測土工格柵試樣沿拉拔方向的變形隨拉拔過程的變化規(guī)律，在土工格柵試樣的4個斷面上選取若干測點，采用鋼弦連接電阻位移計（LVDT）或百分表來量測各測點的位移[8]，并通過靜態(tài)應變采集儀實現位移數據的自動采集，如圖 1所示.

兩種試驗中均采用分層壓實制樣，通過嚴格控制每層填砂的質量和厚度，使填砂相對密實度保持一致，均為0.9，對應的干密度為1.608 g/cm3.直剪試驗中，上、下剪切盒內均為壓實砂土，土工格柵試樣鋪設于上、下剪切盒之間，且長度大于下盒長，以保證直剪試驗過程中土工格柵試樣的剪切面積不發(fā)生變化.拉拔試驗中，為避免拉拔過程中土工格柵試樣過早發(fā)生破壞，開展了系列預備性試驗，以確定合理的試驗所用土工格柵試樣尺寸及豎向壓力σv.試驗方案見表 3，為確保試驗結果的可靠性，各級σv對應的直剪試驗和拉拔試驗均重復多次.

試驗速率對筋土界面特性的影響較大，試驗速率越大，筋土界面的剪切阻力增大，則試驗結果偏高.《規(guī)程》建議的直剪試驗剪切速率為（1±0.2） mm/min，拉拔速率視土性而定，一般采用0.2～3.0 mm/min，對砂性土可采用0.5 mm/min;但徐超等[16]發(fā)現只要直剪速率不超過一定界限，就對筋土界面強度的影響不大;史旦達等[7]也發(fā)現拉拔速率對雙向土工格柵與砂土界面強度的影響不大，當拉拔速率從0.53 mm/min增加到5.2 mm/min時，剪應力峰值甚至出現了略微下降.因此，本文直剪試驗和拉拔試驗中的水平荷載均采用應變控制加荷，直剪速率和拉拔速率均為1 mm/min，最大直剪位移為30 mm，最大拉拔位移為20 mm.

2? ?試驗結果分析

2.1? ?剪應力-剪切/拉拔位移關系

圖 2為直剪試驗所得SS20和TX160方案的筋土界面剪應力-剪切位移（τ - δ）關系曲線.2種方案的τ均先隨δ的增大而快速增大，峰值剪應力τp非常顯著，隨后τ呈現明顯的軟化特征，σv越大，軟化程度也越大.SS20方案的剪應力軟化速率在σv較小時較為均勻，隨σv的增大，剪應力軟化速率先快后緩的趨勢越明顯，但TX160方案剛好相反，τ在σv較小時先快速軟化，然后緩慢減小，σv越大，剪應力軟化速率則越均勻.

2種方案的τp對應的剪切位移δp均隨σv的增大而增大，兩者之間呈現良好的線性關系，σv相同時，SS20方案的δp均略小于TX160方案，總體而言，2種方案的δp均不大，σv = 200 kPa時，SS20和TX160方案的δp分別為11.9 mm和12.0 mm.假設筋土界面的剪切變形沿剪切方向均勻分布，根據直剪試驗中剪切面的長度，即上剪切盒的盒長（305 mm），將δp換算成剪切應變，僅分別為3.90%和3.93%.

拉拔試驗中，根據土工格柵試樣埋入砂土內的面積，將拉拔力換算成筋土界面剪應力，圖 3為拉拔試驗所得SS20和TX160方案的筋土界面剪應力-拉拔位移（τ - δ）關系曲線.2種方案的τ均先隨δ的增大而快速增大，不同的是，SS20方案僅在σv =10 kPa時有較明顯的τp和軟化特征，其他σv下的τ則隨d的增大而逐漸趨于穩(wěn)定，而TX160方案在不同σv下的τ均先快速增大，然后緩慢減小，有明顯的τp和一定程度的峰后軟化，但軟化速率較小，且非常均勻.σv = 40 kPa時，TX160方案的土工格柵試樣在剪應力到達峰值之前被拉斷.

2種方案的δp均隨σv的增大而增大，兩者之間同樣存在良好的線性關系，σv相同時，SS20方案的δp均略小于TX160方案，且σv越小，2種方案的δp之間的差值越大.總體而言，2種方案的δp均不大，σv = 30 kPa時，SS20和TX160方案的δp分別為9.1 mm和10.5 mm，分別接近直剪試驗中σv = 100 kPa和150 kPa時的δp.根據拉拔試驗中實際剪切面的長度，即土工格柵試樣埋入砂土內的長度（由于土工格柵試樣發(fā)生了拉伸變形，因此可以不考慮拔出部分的影響），將δp換算成剪切應變，分別為3.9%和4.7%，表明拉拔試驗中到達筋土界面峰值剪應力需要更大的剪切應變，這是由于SS20和TX160均為柔性筋材，拉拔試驗過程中，筋土界面剪應力沿拉拔方向逐漸向后傳遞，分布極為不均，而直剪試驗中筋土界面的剪切幾乎同時發(fā)生，剪應力分布較為均勻.

2.2? ?土工格柵拉伸變形與應變

由于拉拔試驗中土工格柵試樣的部分測點位移采用百分表量測，且為人工讀數，讀數頻率為2 min/次，對應的拉拔位移間隔為2 mm，相比于電阻位移計較高的讀數頻率，人工讀數的拉拔力峰值可能并不是真正意義上的峰值，因此采用“峰值拉拔力”表示，并選取“峰值拉拔力”對應的土工格柵試樣各斷面的位移進行分析.圖 4為拉拔試驗中“峰值拉拔力”對應的SS20和TX160方案中土工格柵試樣的4個斷面及夾具位移，對于有多個測點的斷面，取平均位移進行分析，其中格柵長度指各測試斷面距夾持斷面的距離.

圖 4中，2種方案的各斷面位移均隨格柵長度的增加而明顯減小，σv越大，各斷面位移減小的幅度也越大，即土工格柵試樣拉伸變形越大.不同的是，SS20方案的各斷面位移均隨σv的增大而明顯增大，而TX160方案#2、#3和#4斷面的位移增幅較小，甚至有所減小，這是由于σv增大后，遠離拉拔端的TX160土工格柵試樣受到的砂土約束也越大，此時TX160土工格柵試樣的拉伸變形主要發(fā)生在夾具和#2斷面之間.上述分析表明SS20方案中土工格柵試樣的拉力比TX160方案更容易向土工格柵試樣末端傳遞，從而帶動#2、#3和#4斷面的位移.

圖 5為σv = 30 kPa時SS20和TX160方案的土工格柵試樣分段應變隨拉拔位移的變化曲線.由于2種方案中土工格柵試樣埋入砂土內的長度均有限，因此在拉拔位移僅為2 mm時即可量測到S3段應變.2種方案的土工格柵試樣各分段應變均隨拉拔位移的增大而增大，大小順序依次為S0 > S1 > S2 >S3（圖 1），不同之處在于SS20方案各分段應變的增大速率較為均勻，而TX160方案的S0和S1段應變遠大于S2和S3段，且差值隨拉拔位移的增大而持續(xù)擴大.當拉拔位移為10 mm時，即“峰值拉拔力”對應的拉拔位移，SS20方案的S0、S1、S2和S3段應變依次為4.2%、2.8%、1.4%和0.42%，而TX160方案的各分段應變則分別為9.3%、5.6%、1.3%和0.2%.上述分析進一步表明SS20方案的S2和S3段土工格柵明顯受拉，相應位置的筋土相互作用得到了較好的發(fā)揮，而TX160方案的土工格柵受力集中于S0和S1段，S2和S3段主要為平動，受拉不明顯，筋土相互作用較弱.

值得注意的是，“峰值拉拔力”后，2種方案中，除TX160方案的S0有所下降之外，其余各分段應變均隨拉拔位移的增大而繼續(xù)增大，且部分分段的應變增幅較大.分析原因，是由于#1斷面從砂土內被拉出，使S1段土工格柵部分失去砂土的約束，雖然此時拉拔力保持不變甚至有所減小，但S1段的應變仍持續(xù)增大.各分段應變隨拉拔位移的增大而增大也驗證了土工格柵加筋砂土界面摩阻力的發(fā)揮跟筋土相對位移直接相關，特別是土工格柵橫肋的承載阻力取決于其位移幅度，發(fā)揮較晚.

3? ?筋土界面剪脹特性與強度參數

3.1? ?筋土界面剪脹特性

筋土界面發(fā)生剪切位移時，土工格柵節(jié)點及肋條帶動嵌鎖的砂土顆粒，使筋土界面附近的土顆粒位置不斷發(fā)生錯動和調整，從而表現出剪脹（縮）特性，在宏觀上即表現為剪切盒中荷載板的豎向位移發(fā)生變化.本文以荷載板豎向位移向下（+）表示剪縮，向上（-）表示剪脹.

圖 6和圖 7分別為直剪試驗和拉拔試驗所得SS20和TX160方案的剪脹（縮）曲線.直剪試驗中，δ小于5 mm時，2種方案的筋土界面均發(fā)生了小幅剪縮，隨δ繼續(xù)增大，則迅速由剪縮轉為剪脹，當δ達15 mm時，剪脹量隨δ的增大而減小或趨于穩(wěn)定.拉拔試驗與直剪試驗類似，2種方案的筋土界面均先發(fā)生小幅剪縮，當δ大于4 mm后則全部轉為剪脹，并一直處于增長狀態(tài)，沒有明顯的峰值.

對比圖 6和圖 7中SS20和TX160方案的剪脹（縮）曲線，可以發(fā)現，不同σv時SS20方案的剪脹（縮）曲線在直剪試驗和拉拔試驗全過程中的分布均較為集中，而TX160方案的剪脹（縮）曲線隨σv的變化較大，較為分散，δ越大，剪脹量差異也越大.2種試驗中，不同σv時SS20方案的剪縮量均小于TX160方案，但剪脹量則剛好相反.上述分析表明TX160方案的筋土界面剪脹（縮）特性受σv變化的影響比SS20方案更明顯，相同條件下，增大σv可以更好地增強TX160與周圍填料顆粒的相互作用，改善筋土界面特性.

3.2? ?筋土界面強度參數

為了獲取筋土界面強度參數，假定直剪試驗和拉拔試驗中SS20和TX160方案的筋土界面τ均勻分布，采用Mohr-Coulomb強度準則[17]分別對筋土界面的峰值剪切力和殘余剪切力與豎向壓力進行線性擬合，得到筋土界面峰值強度（cp、φp）和殘余強度（cr、φr），如圖 8所示.

由圖 8可知：2種試驗中SS20方案的φp和φr分別大于TX160方案（Δφp = 2.0°～5.1°，Δφr = 2.7°～4.2°），但SS20方案的cp和cr均分別小于TX160方案（Δcp = 6.9～7.0 kPa，Δcr = 5.5～10.1 kPa），表明TX160的三角形網孔對周圍砂土顆粒的約束作用大于SS20的矩形網孔.值得注意的是，直剪試驗得到的SS20和TX160方案之間的筋土界面強度參數差異，以及同一方案中峰值強度參數和殘余強度參數的差異均比拉拔試驗的大.

對比圖 8（a）和（b），可知對于SS20和TX160方案的峰值強度和殘余強度，直剪試驗所得黏聚力均大于拉拔試驗（Δc = 4.0～13.3 kPa），但摩擦角剛好相反，直剪試驗所得摩擦角均小于拉拔試驗（Δφ = 2.5°～10.7°）.馬時冬[5]通過開展單向和經編土工格柵與砂礫、粗砂和殘積土的直剪試驗和拉拔試驗，也得到了類似的結論.但史旦達等[7]發(fā)現試驗方案相同時，采用直剪試驗可以獲得比拉拔試驗更高的摩擦角，對于雙向拉伸塑料土工格柵，采用砂土填料時摩擦角差值為5.2°，而黏性土填料時摩擦角差值可達12°.分析原因，是由于本文和文獻[5]中直剪試驗所施加的最大σv = 200 kPa均遠大于拉拔試驗（約為5倍），而文獻[7]中直剪試驗和拉拔試驗所施加的各級σv均保持一致（50 ～ 200 kPa），從而導致了上述差異.上述分析表明σv對直剪試驗和拉拔試驗所得筋土界面強度參數均有明顯的影響，σv越大，則2種試驗所得c越大而φ越小.因此，在工程應用中，為獲取合理的筋土界面強度參數，應根據加筋土結構中土工格柵的實際應力狀態(tài)來確定合理的試驗豎向壓力.

4? ?結? ?論

1）SS20和TX160方案的剪應力-剪切/拉拔位移關系曲線的變化規(guī)律總體相似，但在峰值剪應力后的軟化速率和軟化過程上存在明顯差異，特別是在直剪試驗中，這種差異尤為突出.

2）拉拔試驗中，SS20的筋土相互作用沿土工格柵試樣全長均能較好地發(fā)揮，而TX160的筋土相互作用主要集中在拉拔端附近，土工格柵試樣自由端的筋土相互作用較弱.

3）TX160的筋土界面剪脹（縮）特性受豎向壓力的影響更明顯，相同條件下，增大豎向壓力可以更好地增強TX160與周圍填料顆粒的相互作用，從而改善筋土界面特性.

4）SS20方案的峰值摩擦角和殘余摩擦角均大于TX160方案，但黏聚力剛好相反，SS20方案的峰值黏聚力和殘余黏聚力均小于TX160方案.豎向壓力對2種試驗所得筋土界面強度參數均有明顯的影響，工程應用中應根據土工格柵的實際應力狀態(tài)來確定合理的試驗豎向壓力.

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