土工格柵與碎石土混合料界面作用的大型直剪試驗(yàn)研究

王家全 ，祁航翔 ，黃世斌 ，唐 毅

（1.廣西科技大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 廣西 柳州 545006；2.廣西壯族自治區(qū)巖土災(zāi)變與生態(tài)治理工程研究中心, 廣西 柳州 545006）

土工格柵作為一種新型的土工合成材料，具有強(qiáng)度高、蠕變小、能適應(yīng)各類環(huán)境土壤等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛運(yùn)用于各類加筋土工程中[1]，已有學(xué)者研究表明土中加筋能顯著提高加筋復(fù)合體的承載力及穩(wěn)定性[2]，而加筋體結(jié)構(gòu)主要是由填料和筋材這兩種材料構(gòu)成，筋土界面的相互作用對(duì)工程的安全性與穩(wěn)定性有著直接的影響[3]，界面參數(shù)是加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)最關(guān)鍵的技術(shù)指標(biāo)[4-5]。對(duì)于筋土界面摩擦特性的研究最常見(jiàn)的是進(jìn)行室內(nèi)拉拔試驗(yàn)和直剪試驗(yàn)[6-7]。

目前，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者通過(guò)拉拔試驗(yàn)和直剪試驗(yàn)對(duì)筋土界面的摩擦特性展開(kāi)了大量的研究，得到了許多有益的結(jié)論。在試驗(yàn)方面，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者通過(guò)改變?cè)囼?yàn)加載方式（拉拔速率/剪切速率、法向應(yīng)力）、試驗(yàn)填料、筋材類型等進(jìn)行了一系列室內(nèi)界面試驗(yàn)，得到了許多有益的結(jié)論，徐超等[8]通過(guò)改變土工格柵縱橫肋百分比，得到了拉拔過(guò)程中橫肋和縱肋對(duì)總拉拔力的貢獻(xiàn)和變化規(guī)律。Zhou等[9]以土工格柵和砂土為試驗(yàn)材料，借助數(shù)字?jǐn)z影測(cè)量和顯微圖像分析，發(fā)現(xiàn)筋土界面剪切帶的厚度隨著法向應(yīng)力的增加而增加，筋土界面剪切帶厚度呈不對(duì)稱分布。王協(xié)群等[10]通過(guò)直剪試驗(yàn)探討了格柵及填料類型、壓實(shí)度、含水率及剪切速率對(duì)筋土直剪界面特性的影響，并建立了能夠分別對(duì)格柵中的橫肋-土和縱肋-土界面強(qiáng)度進(jìn)行單獨(dú)量化評(píng)價(jià)的模型。王家全等[11]通過(guò)大型直剪試驗(yàn)并結(jié)合土體變形無(wú)標(biāo)點(diǎn)量測(cè)技術(shù)對(duì)筋土界面的摩擦特性進(jìn)行了宏細(xì)觀研究，得出在筋土界面（6～8）D50粒徑厚度范圍內(nèi)，界面顆粒以旋轉(zhuǎn)和平動(dòng)方式同時(shí)位移，該范圍外顆粒以平動(dòng)方式沿剪切方向位移，且位移較小。Mosallanezhad等[12]針對(duì)加錨格柵與未加錨格柵進(jìn)行大型直剪試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)加錨土工格柵筋土界面的剪切應(yīng)力較未加錨土工格柵提高了50%。鄭俊杰等[13]采用三向土工格柵與砂土進(jìn)行了0°和90°2個(gè)方向的拉拔試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)0°方向的拉拔性能優(yōu)于90°，且界面摩擦角較大，但界面黏聚力則相反。靳靜等[14]研究了單向土工格柵橫肋間距對(duì)拉拔試驗(yàn)結(jié)果的影響，認(rèn)為土工格柵橫肋間距較小時(shí)拉拔曲線呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征，隨著橫肋間距的增加，拉拔曲線由應(yīng)變硬化向應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)化。劉開(kāi)富等[15]通過(guò)直剪試驗(yàn)對(duì)土工格柵兩側(cè)分別為不同含水率粉質(zhì)黏土及不同粒徑石英砂的界面特性進(jìn)行了研究，認(rèn)為含水率接近最佳含水率時(shí)筋土界面的似摩擦角和似黏聚力最大，石英砂粒徑對(duì)筋土界面抗剪強(qiáng)度的影響范圍在±7%以內(nèi)。Pant等[16]采用印度新德里達(dá)德里熱電廠收集的底灰和粉煤灰作為填料，通過(guò)改變格柵橫肋的數(shù)量進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，得出格柵橫肋對(duì)拉拔力的貢獻(xiàn)占總拉拔力的30%～60%，且隨著法向應(yīng)力的增大貢獻(xiàn)更大。Namjoo等[17]采用3種不同D50相似性能的砂以及6種具有不同表面特征的筋材進(jìn)行直剪試驗(yàn)，結(jié)果表明土與筋材之間的界面抗剪強(qiáng)度取決于砂土的粒徑和筋材的類型。在數(shù)值模擬方面，Miao等[18]采用PFC3D顆粒流軟件，模擬了不同顆粒形狀的道砟對(duì)土工格柵的拉拔結(jié)果的影響，并討論了宏觀性能的差異和不同形狀顆粒產(chǎn)生的顆粒響應(yīng)。王志杰等[19]采用PFC2D軟件，對(duì)剛性與柔性頂部邊界條件下進(jìn)行土工格柵拉拔試驗(yàn)?zāi)M，認(rèn)為拉拔位移較小時(shí)，剛性與柔性頂部邊界條件對(duì)拉拔試驗(yàn)結(jié)果的影響可忽略不計(jì)，而當(dāng)拉拔位移較大時(shí)，建議采用柔性頂部邊界施加法向垂直荷載。在理論方面，劉續(xù)等[20]利用筋土界面間存在的抗剪剛度系數(shù)G及拉拔影響系數(shù)α，推導(dǎo)出拉拔過(guò)程中拉力沿筋材分布的公式和各點(diǎn)筋土的相對(duì)位移公式，只有在拉拔位移較小時(shí)才能成立，位移過(guò)大將不再適用。Zhu等[21]和Chen等[22]通過(guò)三參數(shù)模型推導(dǎo)了筋土界面軸力和剪應(yīng)力在不同拉拔階段的解析表達(dá)式。陳榕等[23]基于黏聚力模型模擬格柵橫肋的被動(dòng)阻抗作用，得出格柵橫肋發(fā)揮的被動(dòng)阻抗作用約占整體拉拔力的71%，且格柵橫肋前的土體破壞模式與Jewell提出的沖剪破壞模式一致。

上述國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要從試驗(yàn)、理論、數(shù)值模擬等方面對(duì)筋土界面的摩擦特性進(jìn)行了相關(guān)研究，試驗(yàn)填料以砂土和黏土為主，且粒徑分布范圍小，這與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際埋入的填料有很大的區(qū)別，在現(xiàn)場(chǎng)施工過(guò)程中，為了施工方便，往往就地取材，試驗(yàn)填料分布范圍大且多為碎石土混合料。

目前針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)施工過(guò)程中碎石土混合料與筋材界面相互作用的研究鮮有報(bào)道?；诖耍疚囊蕴m州至?？诟咚俟窂V西南寧經(jīng)欽州至防城港段改擴(kuò)建工程項(xiàng)目為背景，通過(guò)室內(nèi)一系列大型直剪試驗(yàn)，分析了填土壓實(shí)度、法向應(yīng)力、剪切速率對(duì)土-格柵界面摩擦特性的影響，試驗(yàn)結(jié)果可為實(shí)際加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供重要的參考意義。

1 室內(nèi)直剪試驗(yàn)概述

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)所用設(shè)備為自行研制的直剪拉拔測(cè)試系統(tǒng)，該設(shè)備可以進(jìn)行拉拔及直剪試驗(yàn)，試驗(yàn)儀器主要由試驗(yàn)盒、法向力液壓系統(tǒng)、水平控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)4部分組成，如圖1所示。本次試驗(yàn)采用直剪試驗(yàn)，直剪試驗(yàn)盒由剪切上盒和剪切下盒組成，剪切上盒的尺寸為600 mm×400 mm×400 mm（長(zhǎng)×寬×高），剪切下盒的尺寸為800 mm×400 mm×400 mm（長(zhǎng)×寬×高）；法向力液壓系統(tǒng)輸出的豎向壓力范圍為0～300 kPa，通過(guò)油閥來(lái)控制法向應(yīng)力的輸出；水平控制系統(tǒng)由伺服電機(jī)、受力傳感器、導(dǎo)桿、位移傳感器組成，通過(guò)計(jì)算機(jī)控制剪切速率，剪切速率可選范圍為0.2～20 mm/min，試驗(yàn)剪切位移范圍為0～120 mm；試驗(yàn)數(shù)據(jù)由高精度的荷載和位移傳感器及配套軟件自動(dòng)采集，試驗(yàn)結(jié)束后即可保存并導(dǎo)出數(shù)據(jù)。

圖1 直剪試驗(yàn)設(shè)備Fig.1 Direct shear test equipment

1.2 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)填料取自蘭州至?？诟咚俟窂V西南寧經(jīng)欽州至防城港K2130斷面工程現(xiàn)場(chǎng)，土顆粒為黃色，充填物為碎石顆粒，為棱角狀，如圖2所示。通過(guò)室內(nèi)篩分試驗(yàn)，填料的顆粒級(jí)配曲線如圖3所示，碎石土混合料粒徑范圍為0～20 mm，其中土的質(zhì)量占總質(zhì)量的62.54%，碎石占37.46%，根據(jù)室內(nèi)常規(guī)試驗(yàn)得到了碎石-土混合料的最大干密度ρd=1.94 g/cm3，最優(yōu)含水率為10.4%。試驗(yàn)筋材采用高速公路K2130斷面實(shí)際鋪設(shè)的聚丙烯雙向土工格柵，土工格柵的具體物理指標(biāo)如表1所示。

表1 土工格柵的具體物理指標(biāo)Table 1 Specific physical indicators of geogrids

圖2 碎石土混合料Fig.2 Gravel-soil mixture

圖3 填料顆粒級(jí)配曲線Fig.3 Particle gradation curve of filler

1.3 試驗(yàn)內(nèi)容

目前國(guó)內(nèi)外研究剪切速率存在的主要問(wèn)題一是選取的剪切速率范圍小，二是相鄰剪切速率之間間隔較大，鑒于此，本文以蘭州至?？诟咚俟窂V西欽州至防城港段改擴(kuò)建工程項(xiàng)目為背景，通過(guò)室內(nèi)直剪試驗(yàn)，探討了不同剪切速率、壓實(shí)度、法向應(yīng)力對(duì)碎石土混合料與格柵界面摩擦特性的影響，具體試驗(yàn)工況如表2所示，同時(shí)為了保證試驗(yàn)結(jié)果的正確性，對(duì)數(shù)據(jù)異常的工況進(jìn)行了3組平行試驗(yàn)，其研究結(jié)果可為實(shí)際工程提供設(shè)計(jì)參數(shù)。

表2 試驗(yàn)方案Table 2 Test Schemes

2 筋土直剪界面計(jì)算公式與試驗(yàn)方法

2.1 界面計(jì)算公式

在試驗(yàn)過(guò)程中，筋土界面施加的作用力由3部分組成，一部分來(lái)自筋土界面以上填料自身的自重，一部分為施加的法向荷載，還有一部分為填料頂部加載板的自重。剪切過(guò)程中筋土界面上的法向應(yīng)力σv可按式（1）計(jì)算。在筋材整體剪切過(guò)程中，剪切界面的摩阻力可認(rèn)為均勻分布，其界面剪切強(qiáng)度可用式（2）表示。將剪切應(yīng)力峰值與對(duì)應(yīng)的法向應(yīng)力進(jìn)行線性擬合，可得到筋土直剪界面似黏聚力及似摩擦角，線性擬合關(guān)系可按式（3）表示：

式中，S=1.62；P為試樣平行測(cè)量次數(shù)，3；n為擬合曲線得數(shù)據(jù)對(duì)總數(shù)，21（每個(gè)濃度測(cè)量3次，共18次）；Cp為試樣平行測(cè)量3次結(jié)果的平均值，23.46 μg／L；Cˉ為繪制標(biāo)準(zhǔn)曲線的標(biāo)準(zhǔn)溶液的總平均值，62.7 μg／mL。

式中：σv——法向應(yīng)力/kPa；

P——筋土界面施加的作用力/kN；

A——剪切盒的水平面積/m2；

τ——界面剪切應(yīng)力/kPa；

T——σv作用下的水平剪切阻力/kN；

L、B——剪切盒的長(zhǎng)度和寬度/m；

τmax——界面剪切應(yīng)力峰值/kPa；

c'——界面似黏聚力/kPa；

φ'——界面似摩擦角/（°）。

2.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)時(shí)將填料按照規(guī)定的壓實(shí)度從下至上分層壓實(shí)裝入下剪切盒內(nèi)，每填完一層填料后用鋼絲刷將表面刷毛，保證各土層之間層間結(jié)合，當(dāng)填土略高于下剪切盒表面時(shí)將土工格柵平鋪在下剪切盒表面并與后端夾具連接，然后安裝上剪切盒，繼續(xù)分層往上剪切盒內(nèi)填土，分層壓實(shí)到規(guī)定的壓實(shí)度，達(dá)到規(guī)定壓實(shí)度后平整土面，通過(guò)調(diào)節(jié)油閥將承壓板放下，進(jìn)行預(yù)壓處理，預(yù)壓結(jié)束后，設(shè)置試驗(yàn)各項(xiàng)參數(shù)并開(kāi)始試驗(yàn)。當(dāng)剪切應(yīng)力出現(xiàn)峰值并趨于平穩(wěn)或達(dá)到儀器剪切位移限值時(shí)結(jié)束試驗(yàn)。

3 筋土直剪界面試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 剪切速率對(duì)筋土直剪界面作用的影響

圖4是不同剪切速率下筋土直剪界面剪切應(yīng)力隨剪切位移變化的關(guān)系曲線，從圖4中可見(jiàn)，基本上剪切應(yīng)力隨著剪切位移的增加而不斷增大，由于碎石土混合料與格柵界面強(qiáng)度發(fā)展曲線并沒(méi)有明顯的峰值，其中將剪切軟化的曲線取剪切應(yīng)力峰值為界面剪切強(qiáng)度，對(duì)于剪切硬化的曲線，以曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)時(shí)剪切位移所對(duì)應(yīng)的剪切應(yīng)力作為其界面的剪切強(qiáng)度[24]，后續(xù)界面強(qiáng)度取值亦按此進(jìn)行確定。同時(shí)，不同剪切速率下的剪切應(yīng)力與剪切位移曲線基本上均呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征。從曲線的發(fā)展趨勢(shì)來(lái)看，剪切位移較小時(shí)，剪切應(yīng)力與剪切位移呈線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)，隨著剪切位移的增加，曲線增長(zhǎng)速率變緩，但總體上還是呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)。由于不同剪切速率下的直剪曲線變化規(guī)律一致，故本文選擇剪切速率v=0.5 mm/min的情況進(jìn)行分析，從圖4（a）可知，筋土直剪界面的剪切應(yīng)力峰值隨法向應(yīng)力的增加而增大，當(dāng)法向應(yīng)力從15 kPa增加到60 kPa時(shí)，界面剪切應(yīng)力峰值從46.80 kPa增加到68.33 kPa，增加了46.00%。這主要是在豎向荷載作用下土體被壓縮，土顆粒與土顆粒之間的接觸、土顆粒與格柵表面的摩擦以及土顆粒對(duì)格柵網(wǎng)孔的嵌鎖和咬合作用變強(qiáng)，從而導(dǎo)致剪切時(shí)阻力增大，故表現(xiàn)出剪切應(yīng)力峰值隨著法向應(yīng)力的增加而增大。

圖4 不同剪切速率下剪切應(yīng)力與剪切位移的變化規(guī)律Fig.4 Variations of the shear stress and shear displacement under different shear rates

不同剪切速率下的剪切應(yīng)力峰值如圖5所示，從圖5可以看出，相同法向應(yīng)力下，不同剪切速率下的剪切應(yīng)力峰值是呈現(xiàn)出波動(dòng)變化，各法向應(yīng)力下界面剪切應(yīng)力峰值隨著剪切速率的增加整體上表現(xiàn)出先增加后減小的趨勢(shì)，說(shuō)明剪切速率對(duì)界面剪切應(yīng)力峰值有著一定影響，同時(shí)不難發(fā)現(xiàn)，隨著剪切速率的增大，當(dāng)剪切速率v=1.5 mm/min時(shí)，在該剪切速率下界面剪切應(yīng)力峰值最大。分析其原因，這主要是因?yàn)榧羟兴俾瘦^低（v≤1.5 m/min）時(shí)，在剪切的過(guò)程中，土顆粒有充足的時(shí)間進(jìn)行重新排列，使得土顆粒與格柵網(wǎng)孔發(fā)生嵌鎖、咬合作用增強(qiáng)，從而使得界面剪切應(yīng)力峰值增大。而當(dāng)剪切速率較大（v≥3 mm/min）時(shí)，隨著剪切的進(jìn)行，土顆粒重新排列時(shí)間較短，土顆粒與格柵網(wǎng)孔的嵌鎖、咬合作用變?nèi)?，故界面剪切?yīng)力峰值相對(duì)有所減小。

圖5 不同剪切速率下的剪切應(yīng)力峰值Fig.5 Peak shear stress at different shear rates

3.2 填料壓實(shí)度對(duì)筋土直剪界面作用的影響

圖6為不同壓實(shí)度下剪切應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系曲線，由圖6可知，不同壓實(shí)度下的剪切應(yīng)力與剪切位移曲線可分為2個(gè)階段，第一階段（剪切位移≤1 mm）為線性增長(zhǎng)階段，主要是剪切初期土體為抵抗相對(duì)位移而產(chǎn)生，此階段的剪切應(yīng)力急劇增大，但持續(xù)時(shí)間很短；第二階段為非線性增長(zhǎng)階段，該階段的剪切應(yīng)力隨剪切位移增長(zhǎng)的速率相對(duì)第一階段明顯變得緩慢，但基本上表現(xiàn)出剪切應(yīng)力隨剪切位移的增加而增大，曲線呈現(xiàn)應(yīng)變硬化的特征。

圖6 不同壓實(shí)度下剪切應(yīng)力與剪切位移的變化規(guī)律Fig.6 Variations of the shear stress and shear displacement under different compaction degrees

將不同壓實(shí)度下各法向應(yīng)力的剪切應(yīng)力峰值繪制到圖7中，由圖7可知，筋土直剪界面的剪切應(yīng)力峰值隨著填料壓實(shí)度的提高而變大，在法向應(yīng)力較低（σv≤30 kPa）時(shí)，剪切應(yīng)力峰值隨填料壓實(shí)度的提高大體上呈線性快速增長(zhǎng)的趨勢(shì)，即呈正比例增長(zhǎng)；而當(dāng)法向應(yīng)力σv＞30 kPa時(shí)，隨著填料壓實(shí)度的提高，增長(zhǎng)速率變得緩慢，呈折線增長(zhǎng)趨勢(shì)。分析其原因，在上部法向應(yīng)力較大（σv＞30 kPa）、且壓實(shí)度不足（λ≤0.76）時(shí)，土體被漸漸壓密，此時(shí)土體壓實(shí)度發(fā)生變化，從而導(dǎo)致剪切應(yīng)力峰值增大，故當(dāng)壓實(shí)度從0.76提高到0.86時(shí)，剪切應(yīng)力峰值增長(zhǎng)速率相對(duì)上部法向應(yīng)力較低（σv≤30 kPa）時(shí)有所降低；而當(dāng)填料壓實(shí)度λ≥0.86時(shí)，雖然隨著上部法向應(yīng)力的增加，土體也會(huì)被壓密，但相對(duì)壓實(shí)度不足（λ≤0.76）的情況而言，壓實(shí)度基本不會(huì)發(fā)生太大改變，當(dāng)壓實(shí)度從0.86提高到0.96時(shí)，剪切應(yīng)力峰值增長(zhǎng)速率相對(duì)于壓實(shí)度不足情況有所提高，故呈現(xiàn)出折線增長(zhǎng)趨勢(shì)。

圖7 不同壓實(shí)度下的剪切應(yīng)力峰值Fig.7 Peak shear stress under different compaction degrees

3.3 筋土直剪界面強(qiáng)度參數(shù)分析

根據(jù)《公路工程土工合成材料試驗(yàn)規(guī)程》(JTGE 50—2006)[25]及眾多學(xué)者的研究結(jié)果采用莫爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則對(duì)不同壓實(shí)度下的界面剪切應(yīng)力峰值進(jìn)行線性擬合，擬合直線如圖8所示，線性擬合相關(guān)系數(shù)R2均在0.93以上，說(shuō)明擬合結(jié)果具有很好的可靠度，從圖8中可以發(fā)現(xiàn)，筋土直剪界面的剪切應(yīng)力峰值隨著填料壓實(shí)度和法向應(yīng)力的增加而增大。

圖8 不同壓實(shí)度下的抗剪強(qiáng)度擬合直線Fig.8 Fitting lines of the shear strength under different compactness

根據(jù)圖8中線性擬合關(guān)系表達(dá)式可得直剪界面的強(qiáng)度參數(shù)。將不同壓實(shí)度下的直剪界面強(qiáng)度參數(shù)界面似黏聚力和界面似摩擦角繪制到圖9中。由圖9可知，當(dāng)填料壓實(shí)度從0.76提高到0.96時(shí)，界面似黏聚力從15.745 kPa增長(zhǎng)到50.850 kPa，增長(zhǎng)了222.96%，界面似黏聚力呈現(xiàn)出隨壓實(shí)度的提高而增大；而界面似摩擦角從38.344°減小到24.891°，減小了35.09%，表現(xiàn)隨壓實(shí)度的提高而減小。其原因在于，隨著壓實(shí)度的提高，土顆粒與筋材之間的相互作用增強(qiáng)，而由此導(dǎo)致土顆粒相互錯(cuò)動(dòng)較困難，故在剪切過(guò)程中界面處的土顆粒所需的阻力增大，整體黏聚力增強(qiáng)，因此導(dǎo)致界面似黏聚力隨壓實(shí)度的提高而增大；其界面似摩擦角隨壓實(shí)度的提高而減小，這是由于筋材與砂土的摩擦角一般大于砂土本身的內(nèi)摩擦角，而筋材與黏土之間的摩擦角常常小于黏土本身的內(nèi)摩擦角[26],初步判定是碎石土混合料粗顆粒分布不均勻?qū)е隆?/p>

圖9 不同壓實(shí)度下的界面參數(shù)變化規(guī)律Fig.9 Variations of interface parameters under different compaction degrees

圖10為不同剪切速率下界面剪切應(yīng)力峰值與法向應(yīng)力的線性擬合關(guān)系，在剪切速率v≤3 mm/min時(shí)，線性擬合相關(guān)系數(shù)R2在0.94以上，而剪切速率v＞3 mm/min時(shí)，線性擬合相關(guān)系數(shù)R2在0.90以下，表明擬合結(jié)果不具有代表性，因此本文只對(duì)剪切速率v≤3 mm/min時(shí)的界面強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行分析。

圖10 不同剪切速率下的抗剪強(qiáng)度擬合直線Fig.10 Shear strength fitting lines under different shear rates

根據(jù)圖10中剪切速率v≤3 mm/min時(shí)的線性擬合表達(dá)式，將得到的剪切速率v≤3 mm/min時(shí)的界面強(qiáng)度參數(shù)繪制在圖11中。由圖11可知，碎石土混合料與筋材界面似黏聚力隨著剪切速率的增加呈現(xiàn)出先增后減的趨勢(shì)；而界面似摩擦角隨剪切速率的增加呈現(xiàn)出先減后增的趨勢(shì)，但總體上表現(xiàn)出遞增的趨勢(shì)，其不同剪切速率下的界面似黏聚力與界面似摩擦角呈現(xiàn)出在一定范圍內(nèi)波動(dòng)變化，波動(dòng)范圍分別為38.725～50.495 kPa、25.873°～29.683°。其主要原因在于剪切過(guò)程中，筋土界面附近會(huì)形成剪切帶，土顆粒將重新排列。當(dāng)剪切速率增大時(shí)，剪切帶內(nèi)的顆粒來(lái)不及重新排列，使得剪脹作用更加明顯，從而導(dǎo)致界面摩擦角增大[10]。關(guān)于剪切速率對(duì)界面強(qiáng)度參數(shù)的影響，學(xué)者徐肖峰等[27]采用粗粒土進(jìn)行不同剪切速率的直剪試驗(yàn)，表明隨著剪切速率的增加，界面似黏聚力與界面似摩擦角在一定的范圍內(nèi)波動(dòng)，沒(méi)有明顯的規(guī)律，而徐超等[28]采用石英砂進(jìn)行不同速率的直剪試驗(yàn)，認(rèn)為剪切速率不超過(guò)一定界限（如7.0 mm/min）時(shí)，其對(duì)直剪試驗(yàn)結(jié)果的影響可以忽略。可以看出不同學(xué)者針對(duì)不同試驗(yàn)填料得到的結(jié)論也不一樣，其原因在于，筋土界面相互作用極其復(fù)雜，不僅和試驗(yàn)材料（筋材、試驗(yàn)填料）有關(guān)，還和試驗(yàn)加載方式（剪切速率、法向應(yīng)力）有關(guān)。

圖11 不同剪切速率下的界面參數(shù)變化規(guī)律Fig.11 Variations of interface parameters under different shear rates

3.4 筋土直剪界面破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的剪切位移

當(dāng)剪切應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線出現(xiàn)峰值時(shí)，該峰值即為最大剪切應(yīng)力，對(duì)應(yīng)的剪切位移即為峰值剪切位移。而當(dāng)關(guān)系曲線沒(méi)有峰值出現(xiàn)時(shí)，也就是本文所出現(xiàn)的剪切應(yīng)力隨剪切位移的增大而增大，《公路工程土工合成材料試驗(yàn)規(guī)程》(JTGE 50—2006)[25]給出剪切位移量取剪切面積長(zhǎng)度的10%時(shí)的剪切應(yīng)力為最大剪切應(yīng)力，按照規(guī)范可以直觀簡(jiǎn)便得到峰值剪切應(yīng)力及相應(yīng)的剪切位移，但針對(duì)實(shí)際高速公路填土與筋材之間的剪切強(qiáng)度，按照規(guī)范規(guī)定進(jìn)行的取值，對(duì)于大尺寸直剪模型箱，得到的結(jié)果偏差較大。因此根據(jù)已有學(xué)者的研究[24]，取曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)作為筋土直剪界面的抗剪強(qiáng)度，將不同剪切速率、壓實(shí)度、法向應(yīng)力下的直剪曲線拐點(diǎn)處的剪切位移匯總到圖12中。

圖12 不同影響因素下的直剪曲線拐點(diǎn)處的剪切位移變化規(guī)律Fig.12 Variations of the shear displacement at the inflection point of direct shear curves under different influencing factors

由圖12可知，不同壓實(shí)度下拐點(diǎn)處的剪切位移分布在5～15 mm的范圍內(nèi)，且大多數(shù)集中在10 mm附近。不同剪切速率下拐點(diǎn)處的剪切位移總體上呈現(xiàn)出先增加后減小的趨勢(shì)，剪切位移分布在2～11 mm的范圍內(nèi)，且大多集中在7 mm附近。表明不同試驗(yàn)條件下拐點(diǎn)處的剪切位移也會(huì)有所不同，綜合考慮剪切速率、填料壓實(shí)度及法向應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)剪切位移大多集中在5～11 mm附近，相當(dāng)于剪切面積長(zhǎng)度的0.83%～1.83%。

4 結(jié)論

（1）現(xiàn)場(chǎng)碎石土混合料筋土直剪界面剪切特性研究表明，直剪界面剪切應(yīng)力峰值隨著填料壓實(shí)度和法向應(yīng)力的增加而增加；在較低法向應(yīng)力下（σv≤30 kPa），剪切應(yīng)力峰值隨著壓實(shí)度的增加呈現(xiàn)出線性快速增長(zhǎng)的趨勢(shì)，而當(dāng)法向應(yīng)力σv＞30 kPa時(shí)，增長(zhǎng)速率變得緩慢，呈現(xiàn)出折線增長(zhǎng)趨勢(shì)。

（2）不同剪切速率下的剪切應(yīng)力與剪切位移曲線基本上均呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征，界面剪切應(yīng)力隨著剪切速率的增加總體上呈現(xiàn)出先增后減的變化規(guī)律，其在剪切速率v=1.5 mm/min時(shí)界面剪切應(yīng)力峰值最大。

（3）直剪界面強(qiáng)度參數(shù)隨著填料壓實(shí)度和剪切速率的增加變化規(guī)律存在差異；界面似黏聚力隨壓實(shí)度的增加而增大，而界面似摩擦角表現(xiàn)相反的趨勢(shì)；隨著剪切速率的增加，其在剪切速率v=1.5 mm/min下界面似黏聚力最大，界面似摩擦角最小。

（4）碎石土混合料與格柵直剪界面的直剪曲線呈現(xiàn)應(yīng)變硬化特征，以直剪曲線的拐點(diǎn)作為峰值剪切應(yīng)力，不同影響因素下拐點(diǎn)對(duì)應(yīng)的剪切位移集中在5～11 mm附近，約為剪切面長(zhǎng)度的0.83%～1.83%。