表觀粗糙度對灌漿土釘拉拔摩阻力的影響探究

李亞洲，張　捷

（汕頭大學土木與環境工程系，廣東　汕頭　515063）

表觀粗糙度對灌漿土釘拉拔摩阻力的影響探究

李亞洲，張捷

（汕頭大學土木與環境工程系，廣東汕頭515063）

鉆孔灌漿土釘的抗拔承載力直接影響著邊坡以及擋土墻等支擋結構的穩定與安全.抗拔承載力主要來自釘體與周圍土體之間的摩阻力，而界面處的粗糙情況更是影響摩阻力的關鍵因素之一.以往的研究并未把粗糙度的概念引入到土釘拉拔研究中.本研究提出了一種具有工程可操作性的新型土釘模型，通過在釘體表面制作不同尺寸的偏直角三角形螺紋來改變釘體表面的粗糙度.通過定義一個更為合理的表觀粗糙系數，并建立表觀粗糙度系數與表觀摩擦系數的關系，提出了考慮土體剪脹作用與土釘制作方式而產生的裝配后應力，以及表觀粗糙度參數的鉆孔灌漿土釘拉拔承載力的計算模型.最后，通過有限元分析軟件ABAQUS模擬粗糙土釘的室內拉拔試驗，系統地研究了表觀粗糙度對土釘極限抗拔承載力的影響.通過數值模擬結果表明，在釘體表面制作規則螺紋，可以顯著提升釘體極限抗拔承載力；土釘極限抗拔承載力與表觀粗糙角并非是線性關系.

土釘；抗拔承載力；表觀粗糙度；剪脹；數值分析

0　引言

邊坡失穩破壞，作為全球性三大地質災害之一，已嚴重危及到人們的生命財產安全.僅我國香港地區每年花費在邊坡工程的加固費用就達到約100億元.隨著邊坡失穩問題越來越受到人們的重視，邊坡支護技術的發展與應用迫在眉睫.自20世紀70年代以來，土釘技術因其經濟、可靠且施工便捷的優勢而在邊坡、基坑等支護工程中得到了迅速的推廣.我國的大部分地基基礎的圍護結構、擋土墻、邊坡等結構中都涉及到土釘以及類似加固技術的應用.

土釘是置入現場原位土體中以較密間距排列的細長桿件，如鋼筋、鋼管或其他新型材料桿件，如GFRP（Glass Fiber Reinforced Polymer）桿等，外裹水泥砂漿或者水泥凈漿漿體.應用最為廣泛的是鉆孔灌漿土釘.周圍土體發生變形時，土釘通過與土體接觸界面間的粘結力和摩擦力使土體被動受拉從而達到加固土體的作用［1］.

過去的研究表明，土釘釘體的表觀粗糙度對土釘的拉拔摩阻力有重要影響［2-10］.在巖土領域里，界面粗糙情況也是土體與不同材料之間的界面摩擦的關鍵因素之一［11-22］.室內試驗多用取芯鉆頭，而現場用的是常規錨桿鉆頭，鉆頭類型的不同會導致孔壁的粗糙度不同.所以探究這種可以人為制造的規則螺紋對土釘拉拔摩阻力的影響具有很高的可行性和現實研究意義.

本文從宏觀角度提出了表觀粗糙度的定義以研究不同表觀粗糙度對灌漿土釘拉拔摩阻力的影響，進行了土體與土釘釘體界面間制造規則螺紋的新型探索，提出了考慮表觀粗糙度的土釘拉拔理論模型.這對提高土釘的加固效率并進行相應工程設計與評估，為工程設計提供理論與試驗支持有著很重要的現實意義.

1　表觀粗糙度描述

摩擦學中，表觀粗糙度的概念被廣泛應用于解決界面摩擦，接觸變形，熱電傳導，定位精度等問題中.Gadelmawla et al.［22］總結了摩擦學里用來描繪表面粗糙程度的59種常用參數，將這些參數主要分為三大類：振幅參數，間距參數和混合參數.在這三種參數中，振幅參數主要描繪了垂直于主線方向上表面輪廓的粗糙度，若用于本文中土釘表面，即土釘表面徑向的粗糙程度.間距參數主要描繪了平行于主線方向表面輪廓的粗糙度，若用于本文中土釘表面，即土釘表面軸向的粗糙程度.混合參數則兼顧了以上兩種參數的特征，對兩個方向都有考慮.最常用的混合參數即表面粗糙單元坡度的tan值，從而更準確完整地描述表面的粗糙程度，這對本研究很有借鑒意義.

若要研究表面粗糙對土釘拉拔摩阻力的影響，如何定量地描述表面粗糙，即如何恰當地定義表面粗糙參數是關鍵點之一.一些關于表面粗糙度對土與不同介質間界面摩擦的研究中，表面粗糙的定量定義見表1.這些定義采用摩擦學中對表面粗糙的振幅參數的定義，并結合了土體粒徑的影響，然而這些定義都屬于微觀方面（μm級），即由于介質材料表面的粗糙，沒有對具有規則螺紋方面的研究.

表1　界面表觀粗糙度的定義總結

不同于以上對表觀粗糙度的微觀定義，螺紋幾何學則從宏觀角度對具有規則螺紋表面的粗糙程度進行了描述，這些參數主要包括螺距，螺紋深度，螺紋形狀等［23］.Eraslan &Inan［23］研究中提到了三種常用的表面螺紋，即：用于將兩部分吻合的V字形螺紋，用于拉拔力傳導的偏直角三角形螺紋，和用于傳導壓縮荷載的矩形螺紋.顯然，對主要承受拉拔荷載的土釘而言，偏直角三角形螺紋更適合被采用.Hong［4］和Wu［7］將具有規則形狀的表面引入了土釘研究中，并給出了其研究中的表觀粗糙度定義（表2）.定義中引用了螺紋幾何學中一些常見參數，也考慮了土體平均粒徑的影響.

表2　土釘研究中對表觀粗糙度的定義

遺憾的是，兩個研究中螺紋表面采用的都是V字型，并不適合承受拉拔荷載的土釘，而且其粗糙參數直接由試驗結果擬合得到，并未給出相關物理意義，也缺乏相關力學模型的支持.

2　新型土釘表觀粗糙度定義

基于過去的研究，本文提出一種具有人造規則偏直角三角形螺紋的新型土釘理論模型（圖1），擬通過實際鉆孔過程中改變鉆頭形狀，制造這種具有規則螺紋的土釘，達到增大其表觀粗糙度的目的.

圖1　具有人造規則螺紋的新型土釘縱向剖面圖

其中，Td為螺紋深度，Sp為螺距，L為土釘有效釘長，Dex為釘體外直徑，Din為釘體內直徑.

假定不考慮土釘表面螺紋的螺紋升角，取其中一個螺紋單元（圖2）進行分析，i為實際螺紋傾角.

圖2　單個粗糙單元示意圖

利用螺紋幾何學中常用的螺紋參數對表觀粗糙單元進行描述，采用摩擦學中混合參數的定義思路，并考慮土體平均粒徑（D50）的影響，本文提出了一個適用于此粗糙單元的修正后的表觀粗糙度定義-R：

其中，R定義為無量綱的表觀粗糙度參數，α為無量綱的粗糙度修正系數（由數值模擬或者實驗室拉拔試驗得到），Td為螺紋深度（單位為mm），Sp為螺距（單位為mm），D50為土的平均粒徑（單位為mm），將θ定義為考慮土體平均粒徑影響的修正后的表觀粗糙角（單位為度）.即將實際的表觀粗糙形態（即實際表觀粗糙傾角為i的偏直角三角形螺紋表面），考慮土體粒徑影響，得到了一個理論的修正后的表觀粗糙角θ.

若將R的定義式簡單變形可得：

3　表觀粗糙度對表觀摩擦系數的影響

為了探究由于人造規則螺紋而產生的不同表觀粗糙度對表觀摩擦系數的影響，取修正后的單個螺紋斷面建立力學模型進行受力分析（圖3）.其中N為法向受力，F為平行受力.

設為接觸面的摩擦角，則無表面傾角情況（圖3a）的平衡方程為：

由于修正的表觀粗糙角θ的存在，情況變為圖（3b）.對其進行受力分析：

化簡后可得：

由公式（3.3）可得，由于θ的存在，表觀摩擦系數由原來的μ=tanφ變為μ*=tan（φ+θ）.

圖3　無螺紋情況受力分析圖（a）及粗糙角為θ情況受力分析圖（b）

當土釘承受拉拔荷載，釘體與周圍土體發生相對位移，土釘周圍的土體會出現剪切區.影響此剪切區厚度h與土體平均粒徑的關系一般為2D50～10D50［20］（圖4）.

圖4　簡化后的土釘拉拔模型

而且過去的研究得出［16，20，24］，對于足夠粗糙的土釘表面，滑動面不是在釘體與土體的界面上，而是發生在土釘表面的土體內.對于本文中研究的鉆孔灌漿釘，水泥漿硬化時，釘體表面會有土顆粒粘結，這種土釘的表面遠比這種情況粗糙，過去的室內試驗結果也證明最后的摩擦都發生在土體內.故這種情況下φ不再是接觸面的摩擦角，而應該是土體的內摩擦角.則若想得到土釘拉拔時的最大表觀摩擦系數，應用Taylor屈服準則，可得剪應力峰值狀態時：

即由于修正后的粗糙角θ的存在，土釘拉拔力達到最大時，其中最大表觀摩擦系數可以表示為：

其中，μp為最大表觀摩擦系數，φcs為土體的臨界摩擦角，ψp為最大剪脹角.即由公式（3.5），得到了由于這種偏直角三角形螺紋產生的表觀粗糙度對土釘拉拔時的表觀摩擦系數的關系.

4　簡化的土釘拉拔理論模型

為了定量認識土釘的拉拔效應、科學描述土釘的加固機理，必須通過建立合理的土釘拉拔模型，來分析土釘在拉拔過程中所能承受的極限拉拔力.過去的研究者提出了基于不同假定的土釘拉拔模型［3，24-25］，這些模型研究了部分影響土體與釘體之間剪應力的關鍵因素，如剪脹作用，灌漿壓力，上覆土壓力等，但對界面表觀粗糙度對釘土界面剪應力的影響并未充分探究.本文基于對規則螺紋的表觀粗糙度的定量定義，提出了考慮表觀粗糙度的簡化的土釘拉拔模型（圖4）.

當土釘承受拉拔荷載時，釘體與周圍土體發生剪切行為.隨著釘體拉拔的進行，釘體與周圍土體發生相對滑動，土顆粒滾動和位置變化，并產生體積變化，即周圍土體發生了剪脹.這種體積變化被外圍土體所限制，由于土體剪脹，產生了額外的正應力，作用在土釘釘體表面，這部分正應力在土釘拉拔過程中起著很重要的作用.

理論分析通常將土釘釘體考慮為一個剛性（相對于土體）的圓柱體以作簡化，所以在這種假定下土釘在拉拔過程中軸向和徑向都不會發生變形.假設附著在釘體表面的土顆粒在剪切過程中也不會發生變形，土體按各向同性均勻介質的彈性材料考慮.土釘拉拔過程中，釘體與周圍土體發生剪切行為，釘體表面的剪應力沿軸向方向均勻分布.預先制孔后的注漿過程中，對滲透系數較小的土體不考慮水泥漿的滲透作用［26］.

4.1釘體表面的裝配后正應力計算

4.2由于土體剪脹產生的附加正應力

剪脹作用在土釘理論模型中正應力的計算中扮演著重要的角色.對于樁、土釘等圓柱形構件，基于小孔擴張理論的彈性解被很多研究者所采用來計算由于土體剪脹引起的附加正應力［3］.基于前面的假定，即土釘周圍土體按各向同性均勻介質的彈性材料考慮，并且將其簡化為具有無限大厚度（a→∞）的中空的圓柱體.將土釘釘體簡化為半徑為r0的圓柱體，并且假定其邊界與周圍土體完全結合，即所有的力和位移在界面處是連續的.故可將計算由于土體剪脹引起的附加正應力問題，轉化為求孔壁受內壓p1，無窮遠處外壓p2（p2=0）的柱形厚壁圓筒，在無限介質擴張的各向同性介質小孔擴張問題（圖5）.

圖5　厚壁圓筒小孔擴張問題示意圖

由此問題的小孔擴張彈性解［27］得到徑向位移與正應力的關系式：

其中σr為徑向應力，G為土的剪切模量，ur0為徑向位移，r0為土釘的半徑.即在此轉化和假定下，由土體剪脹引起的徑向位移，可以得到由于剪脹引起的作用在土釘表面的附加正應力.Luo［3］建議用臨界剪切位移uc來代替上式中試驗較難量測的土釘徑向位移ur0.臨界剪切位移，即達到峰值剪應力所需要的相對軸向位移，此時剪脹引起的附加正應力σr也是最大值.臨界剪切位移通常較小并可以假設為常數.此軸向位移和徑向位移的關系可由剪脹角建立：

其中，ua為相對軸向位移，ψ為剪脹角.在此假設tanψ與軸向位移是線性關系，即tanψ=bua，b為常數.則有：

又由公式（4.1）和公式（4.5）可得用在釘體表面上的最大有效正應力：

4.3土釘極限抗拔力的計算

由摩爾庫倫定律，作用在釘體表面的最大剪應力可以表示為：

將公式（3.5）和公式（4.6）代入公式（4.7）得：

公式（4.8）即為用來計算考慮土體剪脹、上覆土壓力和表觀粗糙度的釘體表面最大剪應力計算公式.相應地，可以得到整根土釘的總抗拔力為：

公式（4.9）考慮了釘體表觀粗糙度和土體剪脹的影響，并未考慮壓力灌漿情況，所關注的焦點在鉆孔灌漿釘與剪脹土體界面處的最大剪應力而非土釘抗拔摩阻力的發展過程

5　土體拉拔試驗有限元模擬

ABAQUS是一套功能強大的工程模擬有限元軟件，能夠解決從相對簡單的線性分析到許多復雜的非線性問題，有著強大的巖土本構模型功能，因此非常適合于巖土工程研究.本研究基于過去室內抗拔試驗的基礎，應用通用的有限元計算程序ABAQUS，建立了一個二維有限元模型，并通過改變表觀粗糙角的大小，進而研究表觀粗糙角對土釘極限拉拔力的影響.

5.1土釘拉拔有限元模型建立

本研究中采用ABAQUS/Explicit顯式分析程序以克服接觸面復雜產生的不收斂問題.土體的本構模型選用了適用于ABAQUS/Explicit顯式分析程序的線性Drucker-Prager模型，相關模型參數及材料參數見表3.其中K為材料參數，為三軸拉伸強度與三軸壓縮強度之比.

表3　本研究模型中采用的材料參數

為了方便計算、分析問題，在建立模型過程中，對模型做了適當的簡化處理，采用了常用的小型室內拉拔試驗箱的尺寸.有限元模型尺寸示意圖如圖6.拉拔試驗箱模型尺寸為0.5 m×0.5 m，土釘釘體的直徑為40 mm，長為0.6 m，位于試驗箱正中間處.釘體周圍設置5 mm厚的剪切帶，通過后期材料參數的改變，來模擬實際情況中，由于釘體與周圍土釘產生滑移時出現的剪切帶.在后期網格劃分的過程中，剪切帶部分也會被著重網格細化.

釘體與土體之間的接觸切向模型選用罰接觸，將土釘表面設為主控面，整個剪切帶節點域設為從屬面；法向模型選用硬接觸.模型左右邊界約束X方向位移，模擬試驗模型前后的試驗箱邊界；底部約束X方向和Y方向的位移，模擬試驗箱的底部支撐；上表面約束Y方向位移，模擬試驗箱的上邊界.在拉拔未進行時的初始步和重力施加步，約束土釘X、Y方向的位移和轉角，拉拔步解除釘體X方向的約束.本研究中對拉拔模型進行了簡化，不研究上覆土壓力的影響，即對土體上邊界處不施加上覆壓力，僅在第一步對整個模型施加重力荷載.在拉拔步模擬拔出土釘的過程中，將整個土釘X方向的約束釋放，并在土釘頭施加一個X負方向的非零位移邊界條件來模擬土釘拔出過程.本研究中采用的位移荷載大小為20 mm.

圖6　本研究中采用的有限元模型尺寸示意圖

5.2數值模擬結果及結果分析

本研究共設計了九組土釘拉拔有限元模擬試驗，改變釘體表面粗糙單元的螺紋深度，從而規律性的改變表面的粗糙情況.每組土釘的螺紋尺寸及最后極限拉拔力最大值見表4.

表4　實驗組單元參數及實驗結果

（1）單根土釘拉拔承載力位移曲線分析

圖7為表面無螺紋組（第一組）土釘拉拔數值模擬拉拔力與拉拔位移曲線.由圖可見，由數值模擬得到的曲線與實驗室土釘拉拔試驗得到的曲線趨勢是相同的：初始時拉拔荷載隨著拉拔位移的增大而增大，當拉拔荷載達到峰值后（此時對應的拉拔位移為ua），拉拔荷載隨著拉拔位移的增大出現下降的趨勢，最后達到了一個相對穩定的殘余拉拔力狀態.

（2）粗糙土釘極限抗拔承載力位移曲線分析

圖7　單根土釘拉拔位移與拉拔力曲線（第一組）

圖8為本研究中，九組實驗組拉拔力與拉拔位移曲線的匯總圖.圖中，uc1為第一組（無螺紋組）土釘拉拔試驗中土釘拉拔力達到極值時對應的拉拔位移，約為6 mm，其結果在表觀無螺紋的土釘常規實驗室拉拔試驗的臨界剪切位移值的合理范圍內.在表面制造規則螺紋后，釘體極限拉拔力增大，其臨界剪切位移也相應地變大，達到了10～18 mm.由表4也可以得到，臨界拉拔位移的變化趨勢和極限拉拔力的變化趨勢是一致的.這也表明，釘體極限抗拔承載力的大小與最大拉拔力出現時的拉拔位移有關，這也驗證了上節中理論模型的合理性.

圖8　土釘拉拔位移與拉拔力曲線匯總（共9組）

（3）粗糙土釘極限抗拔承載力位移曲線分析

圖9為九組土釘數值模擬拉拔試驗得到的極限拉拔力匯總圖.由圖9及表4可見，表面粗糙的釘體（第2～9組）拉拔得到的極限拉拔力相對于表面無螺紋的光滑土釘（第1組）有了明顯的提高.在本研究設置的九組試驗中，隨著釘體表面螺紋深度的增大，粗糙單元的表觀粗糙角i也在相應地增大.通過對九組不同表觀粗糙角的土釘拉拔試驗中的極限拉拔力總結，可以將表觀粗糙角對土釘極限抗拔力的影響分為三個階段：

圖9　不同粗糙度土釘的極限拉拔力匯總曲線

（1）Stage-1：初始時，隨著粗糙角的增大，土釘的極限拉拔力隨之增大.極限拉拔力的峰值出現在第三組（Td=2 mm，i=14.04°）和第四組（Td=3 mm，i=20.56°），相應地其最大拉拔力分別達到了21.14 kN和20.96 kN，比表面無螺紋土釘的（第1組）極限拉拔力提高了約150%.

（2）Stage-2：Stage-1中土釘極限拉拔力達到一個峰值后，隨著粗糙角的繼續增大，土釘的極限拉拔力反而出現了下降的趨勢（第5組和第6組）.

（3）Stage-3：在出現Stage-2中的下降趨勢后，土釘的極限拉拔力不會隨著粗糙角的增大一直減小，而是達到了一個相對穩定的階段，粗糙角的繼續增大對土釘極限拉拔力的影響相對不大，土釘的極限拉拔力變化幅度穩定在一個范圍內.此階段的粗糙土釘最大極限拉拔力比表面無螺紋土釘極限拉拔力提高了50%～100%，即相對于表面無螺紋的土釘，其對極限抗拔承載力的提高仍是可觀的.

經過以上的分析可得，通過在釘體表面制造規則螺紋，可以顯著提升土釘極限抗拔承載力，這與之前的預期也是一致的.然而，土釘極限抗拔力與表觀粗糙角并非是線性關系，釘體極限抗拔承載力初始時會隨著粗糙角的增大而增大，直到達到一個峰值.可以將此峰值對應的粗糙角定義為極限粗糙角ip，本研究中峰值對應的ip在14°至20°之間.當粗糙角繼續增大，超過了極限粗糙角后，土釘的極限拉拔力開始減小，最后達到相對穩定的水平.即此時繼續增大粗糙角，對土釘極限抗拔力的影響不大.可見，若通過改變土釘表面的粗糙情況來增大土釘極限抗拔承載力，并不能一味的增大其摩擦角.對粗糙單元選取合適的粗糙角（極限粗糙角），可以將表觀螺紋對土釘極限抗拔力的提升作用發揮到最大化.

6　結論

本文提出了一種具有新型土釘模型，通過改變鉆孔過程中的鉆頭，在預制孔壁制造規則螺紋，以制作具有規則螺紋的土釘，從而達到增大界面粗糙程度的目的.通過對過去研究者對土與不同材料間表觀粗糙度對界面摩擦的影響總結，結合摩擦學與螺紋幾何學中對粗糙的定義，提出了一種新的表觀粗糙參數，并探究了粗糙度對界面摩擦系數的關系.基于此提出了考慮粗糙度和土體剪脹的土釘拉拔模型.最后通過ABAQUS有限元軟件建立了室內土釘拉拔試驗模型，對此新型土釘進行了拉拔模擬.實驗結果表明，通過在釘體表面制作規則螺紋得到的表面粗糙，可以顯著提升釘體極限抗拔承載力，土釘極限抗拔力與表觀粗糙角并非是線性關系.所以，通過選擇合適的螺紋尺寸，制作帶有表觀規則螺紋的新型土釘是可行的，能夠提高土釘加固效率，對工程應用有著很重要的現實意義.

［1］陳肇元，崔京浩.土釘支護在基坑工程中的應用［M］.北京：中國建筑工業出版社，2000.

［2］Milligan G W E，Tei K.The pull-out resistance of model soil nails［J］.Soils&Foundations，1998，38（2）：179-190.

［3］Luo S Q，Tan S A，Yong K Y.Pull-out resistance mechanism of a soil nail reinforcement in dilative soils ［J］.Soils&Foundations，2000，40（1）：47-56.

［4］Hong Y S，Wu C S，Yang S H.Pullout resistance of single and double nails in a model sandbox［J］.Canadian Geotechnical Journal，2003，40（5）：1039-1047.

［5］Chu LM，Yin J H.Comparison ofinterface shear strength ofsoil nails measured byboth direct shear box tests and pullouttests［J］.JournalofGeotechnicaland Geoenvironmental Engineering，2005，131（9）：1097-1107.

［6］Tan S，Ooi P，Park T，et al.Rapid pullout test ofsoil nail［J］.Journal ofGeotechnical and Geoenvironmental Engineering，2008，134（9）：1327-1338.

［7］Wu CS.Application of cavity expansion theory to the pullout behavior of soil nails［C］//Application of cavity expansion theory to the pullout behavior of soil nails.The 7th International Conference on Engineering Computational Technology.Civil-Comp Press.

［8］Yin J H，Su L J，Cheung R，et al.The influence of grouting pressure on the pullout resistance of soil nails in compacted completely decomposed granite fill［J］.Geotechnique，2009，59（2）：103-113.

［9］Su L J，Yin J H，Zhou W H.Influences of overburden pressure and soil dilation on soil nail pull-out resistance［J］.Computers and Geotechnics，2010，37（4）：555-564.

［10］Zhang C C，Xu Q，Zhu H H，et al.Evaluations of load-deformation behavior of soil nail using hyperbolic pullout model［J］.Geomechanics&Engineering，2014，6（3）：277-292.

［11］Potyondy J G.Skin friction between various soils and construction materials［J］.Geotechnique，1961，11（4）：339-353.

［12］Butterfield R，Andrawes K.On the angles of friction betweens sand and plane surfaces［J］.Journal of Terramechanics，1972，8（4）：15-23.

［13］Leonards G，Brumund W.Experimental study of static and dynamic friction between sand and typical constuction materials［J］.Journal ofTesting and Evaluation，1973，1（2）：162-165.

［14］Yoshimi Y，Kishida T.Friction between sand and metal surface［C］//Friction between sand and metal surface.Proceedings of the 10th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering，Stockholm，Sweden.1：831-834.

［15］Uesugi M，Kishida H.Frictional resistance at yield between drysand and mild steel［J］.Soils and foundations，1986，26（4）：139-149.

［16］Paikowsky S G，Player C M，Connors P J.A dual interface apparatus for testing unrestricted friction of soil along solid surfaces［J］.Geotechnical Testing Journal，1995，18（2）：168-193.

［17］Subba Rao K，Allam M，Robinson R.Interfacial friction between sands and solid surfaces［J］.Proceedings ofthe Institution ofCivil Engineers-Geotechnical Engineering，1998，131（2）：75-82.

［18］Dove J E，Jarrett J B.Behavior of dilative sand interfaces in a geotribology framework［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2002，128（1）：25-37.

［19］Hu L，Pu J.Testingand modelingofsoil-structure interface［J］.Journal ofGeotechnical andGeoenvironmental Engineering，2004，130（8）：851-860.

［20］Frost J D，Hebeler G L，Evans T M.et al.Interface behavior of granular soils［C］//Biennial Conference on Engineering，Construction，and Operations in Challenging Environments.2004：65-72.

［21］Zhang G，Zhang JM.Monotonic and cyclic tests of interface between structure and gravelly soil［J］.Soils and foundations，2006，46（4）：505-518.

［22］Gadelmawla E，Koura M，Maksoud T，et al.Roughness parameters［J］.Journal of Materials Processing Technology，2002，123（1）：133-145.

［24］Yin J H，Hong C Y，Zhou W H.Simplified analytical method for calculating the maximum shear stress of nail-soil interface［J］.International Journal ofGeomechanics，2011，12（3）：309-317.

［25］Zhou W H，Yin J H.A simple mathematical model for soil nail and soil interaction analysis［J］.Computers and Geotechnics，2008，35（3）：479-488.

［26］Seo H J，Jeong K H，Choi H，et al.Pullout resistance increase of soil nailing induced by pressurized grouting［J］.Journal ofGeotechnical and Geoenvironmental Engineering，2011，138（5）：604-613.

［27］YuHS.Cavityexpansionmethodsingeomechanics［M］.Dordrecht：SpringerScience&BusinessMedia，2013.

Analysis of Surface Roughness on the Pullout Resistance of Cement-Grouted Soil Nails

LI Yazhou，ZHANG Jie
（Shantou UniversityDepartment of Civil and Environmental Enginering，Shantou 515063，Guangdong，China）

Pullout resistance of cement-grouted soil nails is a key factor affecting the stability of slopes，retaining walls and other retaining structures.The pullout resistance mainly comes from the friction at the interface between the nail body and the surrounding soils，which is influenced by many factors，while the roughness condition is a critical one.Past studies only focus on how the roughness condition affect the interface friction between the soil and different materials.In this study，a new type of soil nail which can be easily applied in engineering practice is proposed.By varying the configuration of buttress thread on the surface of soil nail，we can get different surface roughness.A reasonable surface roughness factor was also defined by applying soil mechanics theories.Then the relationship between the surface roughness factor and the coefficient of apparent friction is established quantitatively.The numerical simulation shows that by manufacturing different sizes of buttress thread on the surface of soil nail，the pullout capacity of soil nail can be improved significantly.The relationship between the limit pullout capacity of soil nail and the surface roughness factor is nonlinear.

soil nail；pullout resistance；surface roughness；dilation；numerical analysis

A

1001-4217（2016）03-0003-13

2016-06-13

李亞洲（1990—），男，河南省濮陽市人，碩士研究生，研究方向：土釘粗糙度影響.

張捷（1970—），男，山西省太原市人，博士，教授.研究方向：巖土工程、環境工程、交通工程.E-mail：jiezhang@stu.edu.cu