三向土工格柵變形及筋土界面特性試驗研究

（華中科技大學巖土與地下工程研究所，湖北武漢430074）

（華中科技大學巖土與地下工程研究所，湖北武漢430074）

為探討三向土工格柵的筋土界面特性，以三向土工格柵為研究對象，考慮0°和90°兩種拉拔方向（分別記為TX_0工況和TX_90工況）的影響，開展了一系列室內拉拔試驗.通過對格柵試樣沿拉拔方向4個斷面的位移進行監測，研究了三向土工格柵的拉拔力-拉拔位移關系、分段變形特性、三向土工格柵的筋土界面剪脹（縮）特性、平均摩阻力-相對位移特征以及拉拔方向對筋土界面強度參數的影響.研究結果表明：填砂壓實度對三向土工格柵拉拔力和筋土界面剪脹（縮）特性的影響顯著；法向應力越高，筋土界面剪縮性越大，而剪脹性越小，達到最大剪縮（脹）量所需的剪切位移也越大；筋土界面摩阻力的發揮是一個漸進的過程，呈彈塑性-軟化特征；法向應力高于20 kPa時，TX_0工況的筋土界面強度較TX_90工況更高.

三向土工格柵；拉拔試驗；拉拔方向；格柵變形；筋土界面特性

土工合成材料與填料間的筋土界面作用特性直接影響著加筋土結構的安全和穩定，在加筋土結構的設計和應用中至關重要［1-2］.土工格柵因具有網孔結構，與土體的相互作用較為復雜，特別是對具有三角形網孔的新型三向土工格柵，有關其筋土界面特性方面的研究較少，且主要集中在數值模擬方面［3-4］，且試驗研究工作進展緩慢.新型三向土工格柵由聚丙烯板材經整體沖孔、拉伸而成，與雙向格柵相比，三向土工格柵具有更穩定的結構形式和更高的節點有效性，同時柵孔對填料顆粒的約束作用也更強［5-6］.由于現場足尺試驗費用高、影響因素眾多、實施困難且周期長［7］，目前研究筋土界面特性主要采用室內試驗方法，包括直剪試驗和拉拔試驗，其中，拉拔試驗因可清晰反映加筋土結構受荷演變過程，特別是適合于研究法向應力較低時的筋土界面特性而被廣泛采用［8-9］.

對于柔性土工格柵材料，格柵變形對筋土界面摩阻力分布和筋土相互作用影響顯著.文獻［10］中認為拉拔試驗中的格柵變形會使筋土界面摩阻力沿試樣長度漸進發揮，從而增加筋土相互作用的復雜性.文獻［9］中發現拉拔試驗中格柵表面摩擦力沿格柵縱向逐漸向后傳遞，前期增長明顯，而后期趨于穩定.文獻［11-12］中采用透明土作為填料在可視化模型箱中進行大型拉拔試驗，對試驗過程中沿筋材長度方向的筋土相對位移場進行了量測.

本文以三向土工格柵為對象，考慮0°和90°兩種拉拔方向的影響，通過開展一系列室內拉拔試驗，對拉拔試驗中三向土工格柵的變形特性和筋土界面特性進行研究，并探討拉拔方向對筋土界面強度參數的影響.

1 試驗設備和材料

試驗在長江科學院水利部巖土力學與工程重點實驗室的應變控制式土工合成材料拉拔試驗儀上進行.該設備有豎向和水平向兩個獨立的液壓伺服加載系統，剪切盒分為上、下兩盒，下盒固定，上盒可根據試驗需要沿水平加載方向移動，兩盒內部尺寸均為600 mm×300 mm×150 mm（長×寬×高）.拉拔試驗中，豎向荷載通過剛性加勁荷載板傳遞至填土面，水平荷載通過夾具傳遞至格柵試樣，試驗過程中的法向、水平向應力和位移均由應力傳感器和位移傳感器及其配套軟件自動采集，如圖1所示.

圖1 拉拔試驗儀Fig.1 Pullout test apparatus

試驗用砂為灌砂法標準用砂，技術指標見表1，試驗過程中保持砂樣干燥清潔.所用格柵試樣為整體沖孔拉伸三向聚丙烯（PP）土工格柵，由坦薩公司提供，經無側限拉伸試驗所得各項技術指標見表2.可見三向土工格柵在0°方向的拉伸強度、拉伸剛度和極限延伸率均大于90°方向.

表1 標準砂技術指標Tab.1 The technical indexes of standard sand

表2 三向土工格柵技術指標Tab.2 The technical indexes of triaxial geogrid

2 試驗方法

依據《土工合成材料試驗規程》（SL 235—2012）（以下簡稱《規程》）［13］開展拉拔試驗.由于拉拔過程中格柵變形較大，難以采用粘貼應變片的方法進行格柵應變量測，因此，借鑒文獻［14-15］的方法，沿格柵試樣長度方向在不同斷面布置測點，測點位移由不銹鋼弦連接電阻位移計或百分表進行量測.為敘述方便，將0°方向和90°方向拉拔分別定義為TX_0工況和TX_90工況，兩種工況的測點布置如圖2所示，各監測斷面的位移依次記為U1、U2、U3和U4，假設各分段的格柵應變均勻分布，則可采用相鄰斷面的位移差與各分段長度的比值來計算該段格柵應變.

文獻［2］中認為拉拔試驗中拉拔阻力會隨著試樣上、下層填料厚度的增加而逐漸減小至一個臨界值，一般情況下，拉拔試驗中格柵試樣上、下層填料厚度不宜大于30 cm.本次試驗中，采用分層填筑制樣，通過嚴格控制每層填砂的厚度，將試樣的壓實度控制為0.9，填砂總厚度為10 cm，干密度為1.608 g/cm3.根據《規程》規定，拉拔試驗中試樣應被拔出而不能被拉斷.為避免拉拔試驗中格柵試樣破壞，在試驗前進行了預備性試驗，以確定試驗所用格柵試樣尺寸及法向應力，試驗方案見表3.

表3 拉拔試驗方案Tab.3 Pullout testing program

拉拔試驗過程中，水平荷載為應變控制式加載，拉拔試驗速率均為1 mm/min，百分表的讀數時間間隔為2 min.除格柵試樣被拉斷外，其余均為拉拔位移達20 mm時停止試驗.為確保試驗結果的可靠性，各級法向應力下的拉拔試驗均重復多次.考慮使用次數對電阻位移計量測結果的影響，定期對電阻位移計進行標定，標定速率與拉拔速率相同.

圖2 測點布置Fig.2 Layout of monitoring points

3 試驗結果分析

3.1 壓實度的影響

分析三向土工格柵在0.8、0.9兩種填砂壓實度Dc對TX_0和TX_90兩種工況拉拔特性的影響，如圖3所示，圖中，σ為法向應力.當Dc從0.9減為0.8時，相同拉拔位移下拉拔力大幅減小，拉拔力差值隨拉拔位移的增加而增大，Dc對拉拔力的影響非常顯著.因此，在拉拔試驗中必須嚴格、準確控制Dc，以確保試驗結果的可靠性，在實際工程中，三向土工格柵加筋土結構也必須保證填料具有足夠的壓實度［16］.文獻［2］中認為疏松填料與拉筋之間的摩擦力隨摩擦過程而逐漸增強，對于同一種填料，由于拉筋上、下層填料隨拉拔過程而逐漸密實，不同壓實度試樣的拉拔殘余強度將趨于一致.由圖3可以看出，試驗結束時，在相同法向應力下，不同壓實度試樣的拉拔力殘余值相差仍較大，可能是由于試驗中格柵試樣僅埋設在試驗盒的一端，埋設面積較小，且隨拉拔過程不斷減小，因此，由格柵試樣剪切位移引起的填料調整程度有限.

3.2 拉拔力-拉拔位移關系

圖4為TX_0和TX_90兩種工況下的拉拔力-拉拔位移關系曲線.對于TX_90工況，法向應力為40 kPa時，格柵試樣被拉斷，故未在圖4中列出.隨拉拔位移增大，拉拔力不斷增大，達到峰值之后有所軟化；隨法向應力增大，峰值拉拔力增大，對應的拉拔位移也越大.圖4同時繪出了夾持段應變隨拉拔位移的變化曲線，通過對比拉拔力和夾持段應變隨拉拔位移的變化規律，可檢驗上述格柵應變測試及計算方法的適用性.

由圖4可知，各法向應力下夾持段應變的大小及變化規律與拉拔力的一致性較好，表明采用上述方法測試與計算格柵應變是可行的.夾持段應變與拉拔力的區別在于拉拔初期夾持段應變增大速率小于拉拔力的增大速率，其原因可能與格柵材料在拉拔初期的粘滯性較強，拉伸模量較大有關.

圖3 壓實度的影響Fig.3 Effect of the degree of compaction

圖4 拉拔力（夾持段應變）與拉拔位移的關系Fig.4 Relation between the pullout force（strain of the clamping segment）and pullout displacement

3.3 格柵變形特性

圖5為格柵各分段的應變曲線.由圖5可知，除夾持段應變與拉拔力變化規律基本保持一致外，其余各分段的應變對拉拔力變化的反應不靈敏，均隨拉拔位移的增大而增大，但增大速率差異明顯，格柵前段應變增大速率最為顯著，末段應變增速始終較小，由此可以推斷拉拔力主要由格柵前段和中段承擔.值得注意，格柵前段應變曲線呈“S”型，在拉拔位移為4～12 mm時，應變增加速率最大，然后逐漸減小，其原因是由于U1為格柵試樣最靠近拉拔端的位移，隨著格柵試樣逐漸被拉出，格柵前段的拔出部分因失去側向約束而致應變迅速增大.相比于TX_0工況，TX_90工況的格柵前段應變遠大于中段和末段，前段變形在格柵總變形中所占比例較大，其前段應變的“S”型變化規律也更明顯.

圖6為格柵試樣各測試斷面位移速率變化曲線.兩種工況下，U1的位移速率均在拉拔初期即快速增加，當拉拔位移大于14 mm時，U1的位移速率已超過拉拔速率（1 mm/min），同上所述，這與格柵前段的拔出部分失去側向約束有關；U2、U3和U4的位移速率相差不大，均在拉拔位移達8 mm時開始快速增大，但始終小于拉拔速率，其中，U3和U4的位移速率非常接近，僅在局部有小幅差異.

圖5 格柵各分段應變（σn=30 kPa）Fig.5 Variation of geogrid strain for each segment（σn=30 kPa）

圖6 格柵各測試斷面位移速率變化（σn=30 kPa）Fig.6 Variation of the displacement rate of the monitoring sections for geogrid specimens（σn=30 kPa）

4 筋土界面特性與參數

4.1 筋土界面剪脹特性

拉拔試驗中，拉筋沿筋土界面發生剪切位移，使拉筋周圍的土體產生剪脹或剪縮［16］.土工格柵因具有網格狀結構，其筋土界面摩擦力中包含格柵網孔與土顆粒之間的咬合力.拉拔過程中，格柵節點及橫肋帶動嵌鎖的土顆粒，使格柵周圍的土顆粒位置不斷發生錯動和調整，從而表現出明顯的剪脹或剪縮特性.

圖7為筋土界面剪脹（縮）曲線，根據荷載板的豎向位移，為正（向下移動）表示剪縮，為負（向上移動）表示剪脹.由圖7（a）、（b）可知：拉拔初期，筋土界面都有一個剪縮過程，隨剪切位移的繼續增大，筋土界面均發生剪脹；法向應力越高，筋土界面的剪縮性越大，剪脹性越小，這是由于高應力限制了顆粒的翻滾和錯動，進而降低了剪脹性；法向應力越高，達到最大剪縮（脹）量所需的剪切位移也越大.圖7（c）為TX_0工況下考慮壓實度影響的剪脹（縮）曲線，當Dc為0.8時，試樣一直處于剪縮狀態，隨剪切位移的增大，剪縮效應增大，但增幅逐漸減小，剪切位移大于7 mm后，剪縮效應已基本穩定.

結合圖4，不難發現拉拔力-拉拔位移曲線和剪脹（縮）曲線之間存在一定的聯系.拉拔力達到峰值時，界面的剪縮效應也剛好最大，此時顆粒間較為密實；隨著剪切位移的繼續增大，界面發生剪脹，在拉拔力-拉拔位移曲線中表現為拉拔力下降，出現軟化段.

4.2 筋土界面平均摩阻力-相對位移特征

拉拔試驗中，格柵變形對筋土界面摩阻力分布特征的影響與界面本構特征有關.界面呈理想剛塑性特征時，筋土相對位移較小時，界面強度即可達到峰值；界面呈彈塑性或彈塑性-軟化特征時，筋土相對位移和格柵應力在靠近拉拔端處均較大，當該處的界面摩阻力達到或超過峰值時，靠近格柵自由端的界面可能尚在彈性狀態.圖8為TX_0和TX_90兩種工況的筋土界面平均摩阻力與筋土相對位移的關系.

由圖8可見，筋土相對位移沿格柵試樣拉拔方向逐漸減小，最大相對位移發生在近拉拔端，表明格柵試樣沿長度方向逐漸發生拉伸變形，筋土界面呈彈塑性-軟化特征.

圖7 筋土界面剪脹（縮）曲線Fig.7 Shear dilatancy/shrinkage curves ofthe geogrid-soil interface

4.3 筋土界面強度參數

假定筋土界面剪應力均勻分布，采用莫爾-庫倫強度準則分別對峰值強度和殘余強度與法向應力進行線性擬合，從而得到筋土界面峰值強度參數和殘余強度參數，如表4所示.

由表4可知：TX_0工況的筋土界面黏聚力均明顯小于TX_90工況，內摩擦角剛好相反，均明顯高于TX_90工況；法向應力較高時，TX_0工況的筋土界面強度較TX_90工況更高.

表4 筋土界面剪切強度參數Tab.4 Shear strength parameters of the geogrid-soil interface

5 結 論

（1）三向格柵在0°方向的拉伸強度、拉伸剛度和極限延伸率均大于90°方向，實際工程中可根據鋪設位置的受力特征優化三向格柵的鋪設方法.

（2）填料壓實度對三向土工格柵加筋性能影響顯著，實際工程中必須保證三向土工格柵加筋土結構的填料具有足夠的壓實度.

（3）對于密實填料，法向應力越高，筋土界面剪縮性越大，而剪脹性越小，達到最大剪縮（脹）量所需的剪切位移也越大；對于疏松填料，筋土界面則可能一直處于剪縮狀態.

（4）筋土界面摩阻力的發揮是一個漸進的過程，呈彈塑性-軟化特征，法向應力較高時，TX_0工況的筋土界面強度較TX_90工況更高.

致謝：華中科技大學研究生創新創業基金項目資助（HF-11-13-2013）.

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三向土工格柵變形及筋土界面特性試驗研究

曹文昭， 鄭俊杰， 周燕君， 吳文彪， 江金國

Experimental Investigation of Deformation and Geogrid-Soil Interface Behavior of Triaxial Geogrid

CAO Wenzhao， ZHENG Junjie， ZHOU Yanjun， WU Wenbiao， JIANG Jinguo
（Institute of Geotechnical and Underground Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China）

In order to investigate the behavior of geogrid-soil interface of traxial geogrid，a series of laboratory pullout tests focusing on triaxial geogrid were conducted considering the effect of two kinds of pullout directions，referred to as TX_0 case and TX_90 case，respectively.The geogrid displacements were measured at four sections along the geogrid specimens.Based on the measurements，the relation between pullout force and pullout displacement and the deformation of each geogrid segment were studied.Furthermore，the dilatancy/shrinkage behavior，the relation between the average friction and relative displacement，and the effect of pullout directions on the interface strength were also analyzed. The experimental results demonstrate that the degree of compaction has a great influence on the pullout force and shear dilatancy/shrinkage behavior of the geogrid-soil interface.As the normal stress increases，the shear shrinkage increases while the shear dilatancy decreases.The shear displacements corresponding to the maximum shear dilatancy/shrinkage also increase with the increase of normal stress.The interface friction develops in a progressive mode and an elasto-plastic softening characteristic is observed of the interface behavior.The geogrid-soil interface strength of the TX_0 case is higher than that of the TX_90 case when the normal stress is higher than 20 kPa.

triaxial geogrid；pullout test；pullout direction；geogrid deformation；behavior of geogrid-soil interface

曹文昭，鄭俊杰，周燕君，等.三向土工格柵變形及筋土界面特性試驗研究［J］.西南交通大學學報，2016，51（5）：840-846.

0258-2724（2016）05-0840-07

10.3969/j.issn.0258-2724.2016.05.004

U461.1

A

2015-07-13

國家自然科學基金資助項目（51278216，51478201）

曹文昭（1990—），男，博士，研究方向為地基處理，電話：027-87557024，E-mail：cwz_1990@hust.edu.cn

鄭俊杰（1967—），男，教授，博士，研究方向為巖土工程與隧道工程，電話：027-87557024，E-mail：zhengjj@hust.edu.cn

（中文編輯：秦 瑜 英文編輯：蘭俊思）