土工格柵與碎石-土混合料的界面摩擦受力特性分析

駱俊暉，祁航翔，王家全*，吳 勇，暢振超,3

(1.廣西北投交通養護科技集團有限公司，廣西 南寧 530201；2.廣西科技大學土木建筑工程學院，廣西 柳州 545006；3.廣西壯族自治區巖土災變與生態治理工程研究中心，廣西 柳州 545006； 4.廣西交通設計集團有限公司，廣西 南寧 530029)

土是由巖石經過物理、化學、生物風化作用以及剝蝕、搬運、沉積作用等在交錯復雜的自然環境中所生成的各類沉積物。土的上述形成過程決定了它特殊的物理力學性質，與一般建筑材料相比，土體具有散體性、多相性、自然變異性等[1]。正是由于土體特殊的物理力學性質，大自然中常常可見土體出現滑坡、破裂、坍塌現象，嚴重影響了人們的出行安全[2]。這主要是由于土體的抗拉強度過低導致的。眾多學者研究表明，土中加入筋材可以大幅提高土體強度[3-4]，從而提高加筋土結構的穩定性[5]。而土工合成材料是相對于傳統的木材、鋼筋、水泥的第四種建筑材料[6]，在世界各國工業與民用建筑、水利水電工程以及鐵道、橋梁、港口、河流堤岸及航道等工程中得到了廣泛的應用[7]。目前，自法國工程師發明加筋土技術以來，加筋土因具有多種優點而風靡全球[8]，已在地質工程中發揮了重要的作用，而對土工合成材料筋土界面的摩擦受力特性研究顯得尤為關鍵，其能有效地揭示筋土相互作用的特性，為加筋土工程應用提供設計參數，推動加筋土技術的發展[9]。在室內土工試驗中，一般通過拉拔試驗、直剪試驗來得到土工合成材料筋土界面的強度參數。

國內外學者通過拉拔試驗和直剪試驗對土工合成材料筋土界面的摩擦受力特性做了大量的研究工作。如：Zhu等[10]和Chen等[11]通過三參數模型推導出筋土界面軸力和剪應力在不同拉拔階段的解析表達式；Anubhav等[12]通過對兩種土工織物直剪試驗數據的分析，建立了預測峰前峰后土工織物筋土界面摩擦受力特征的非線性本構模型；鄭俊杰等[13]采用三向土工格柵并考慮0°和90°兩個方向進行了室內拉拔試驗(記為TX_0工況和TX_90工況)，發現TX_0工況的土工格柵筋土界面的內摩擦角顯著大于TX_90工況，黏聚力則剛好相反，且法向應力較高時TX_0工況的土工格柵筋土界面強度更高；Balakrishnan等[14]通過拉拔試驗，研究了法向應力、土樣和夾砂層對土工格柵拉伸應變特性的影響；易富等[15]通過拉拔試驗研究了上覆壓力、含水率和拉拔速率對筋-尾礦界面摩擦受力特性的影響，發現隨著含水率的增大似黏聚力與界面摩擦強度均呈現先增大后減小的規律，且似內摩擦角與界面摩擦強度均隨拉拔速率的增大而增大；謝寶琎等[16]通過室內拉拔試驗對不同含水率下尾礦與土工格柵的界面特性進行了研究，結果發現在界限含水率下的界面似黏聚力最大、似內摩擦角最小；靳靜等[17]利用室內拉拔試驗研究了不同橫肋間距單向拉伸土工格柵的筋土界面作用特性，結果發現當橫肋間距較小時，拉拔曲線呈現出應變硬化特征，在橫肋間距增大的過程中，拉拔曲線由應變硬化向應變軟化轉變；楊敏等[18]以土工布作為筋材，進行了黃土加筋土的直剪試驗和拉拔試驗，分析了不同壓實度條件下筋土界面間的直剪強度和拉拔強度以及摩擦系數；Namjoo等[19]采用3種具有不同D50粒徑和相似性能的砂以及6種具有不同表面特征的筋材進行直剪試驗，結果表明土與筋材之間的界面抗剪強度取決于砂土的平均粒徑和筋材的類型。

以上學者主要從法向應力、含水率、填料類型、拉拔速率、土工合成材料種類等因素對筋土界面的摩擦受力特性進行研究，而對于筋材在拉拔過程中各區域的應力和應變研究鮮有報道。基于此，本文以蘭州至海口高速公路廣西南寧經欽州至防城港段改擴建工程項目為背景，通過室內拉拔試驗，探討了土工格柵不同測段筋材的受力和應變規律，揭示了土工格柵與碎石-土混合料作用的受力機理，研究結果可為實際工程設計提供依據。

1 室內拉拔試驗

1.1 試驗裝置

試驗所用設備為自行研制的直剪拉拔測試系統，該設備可以進行拉拔及直剪試驗，試驗儀器主要由試驗箱、法向力液壓系統、水平控制系統和數據采集系統4部分組成，如圖1所示。本次試驗采用拉拔試驗，其中拉拔試驗箱的尺寸為600 mm×400 mm×500 mm(長×寬×高)；法向力液壓系統輸出的法向應力范圍為0～300 kPa，通過油閥來控制法向應力的輸出；水平控制系統由伺服電機、受力傳感器、導桿、位移傳感器、夾具組成，通過計算機控制拉拔速率，拉拔速率可選范圍為0.2～20 mm/min，試驗測試位移范圍為0～120 mm；試驗數據由高精度的荷載和位移傳感器及配套軟件自動采集，試驗結束后保存并導出，為后續試驗結果分析提供方便。

圖1 拉拔試驗裝置

1.2 試驗材料

試驗填料取自蘭州至海口高速公路廣西南寧經欽州至防城港K2130斷面工程現場，土顆粒為黃色，充填物為碎石顆粒，為棱角狀，如圖2所示。由于受試驗箱尺寸限制和土工格柵強度的影響，通過室內篩分試驗，選擇粒徑范圍為0～20 mm的碎石-土混合料，其中土的含量占總質量的62.54%，碎石的含量占總質量的37.46%；根據室內常規試驗，得到該試驗段填土的最大干密度ρd為1.94 g/cm3、最優含水率為10.4%、黏聚力為29.88 kPa、內摩擦角為34.31°，試驗填料的顆粒級配曲線見圖3。試驗筋材亦為該高速公路K2130斷面實際鋪設的聚丙烯雙向土工格柵(見圖2)，土工格柵的具體參數見表1。

圖2 取土現場

圖3 試驗填料的顆粒級配曲線

表1 土工格柵的具體參數

1.3 試驗方法

根據該高速公路的設計要求，試驗時控制填料壓實度為96%，將填料從下至上分層壓實裝入試驗箱內，每填完一層土后用鋼絲刷將表面刷毛，保證各土層之間層間結合；當填土表面略高于拉拔口下緣時，將土工格柵平鋪在試驗箱內并穿過拉拔口與夾具連接，繼續分層往試驗箱內填土；分層壓實到規定的壓實度(壓實后的土面要平整)，通過油閥將承壓板放下，施加15 kPa法向應力進行預壓，預壓結束后，設置試驗各項參數并開始試驗。

本次試驗進行了3種法向應力(15 kPa、45 kPa、75 kPa)下的拉拔試驗。試驗前用鋼絞線將土工格柵上的預設測點(B、C、D、E)與拉拔箱后面的位移傳感器相連，A點的位移可通過夾具與伸縮桿之間的位移傳感器采集得到，土工格柵測點的布置如圖4所示，并根據圖4中每相鄰兩個測點的位移差值與初始長度的比值即可得出AB、BC、CD、DE段格柵的應變。依據《公路工程土工合成材料試驗規程》(JTGE 50—2006)[20]，本次試驗選取拉拔速率為1.5 mm/min，當拉拔力達到峰值并趨于穩定后停止試驗。

圖4 土工格柵測點布置示意圖

2 試驗結果與分析

2.1 土工格柵測點相對位移隨縱向埋深的變化規律

在不同豎向荷載下進行拉拔試驗，土工格柵B、C、D、E共4個測點在土中分別對應縱向埋深為0 cm、12 cm、24 cm、36 cm所在的位置。通過對位移傳感器采集測點(B、C、D、E)的相對位移值進行分析，得到土工格柵各測點相對位移與縱向埋深的關系曲線，見圖5。

圖5 土工格柵各測點相對位移與縱向埋深的關系曲線

由圖5可知：土工格柵4個測點的相對位移均隨著拉拔力的增大而增加；但開始階段各測點不會產生位移，當拉拔力一定時，測點B先產生位移，測點B的位移隨著拉拔力的增大而增加，當拉拔力繼續增大時，測點C、D、E也出現位移，且這3個測點的位移與測點B的位移變化趨勢基本一致；隨著縱向埋深的增加，測點C、D、E的位移量相對于測點B依次減小。這說明土工格柵對土體的剪切摩擦力和格柵橫肋對土體的擠壓作用是沿格柵縱向埋深方向遞減的，且隨著拉拔力的增大，格柵拉力沿縱向埋深方向擴散，使得縱向埋深方向上格柵受力不斷出現并增大。

由圖5還可以發現：相同拉拔力作用下，測點B的相對位移隨著法向應力的增加而減小，且測點C、D、E的位移量相對于測點B逐漸遞減；當拉拔力為8.51 kN，法向應力從15 kPa增加到75 kPa時，測點B的位移量從6.64 mm減小到5.76 mm，減小了13.25%，而測點C、D、E的位移隨著格柵縱向埋深的增加依次遞減，位移量分別減小了28.18%、45.38%、66.78%，測點E的位移量減小幅度是測點B的5.04倍左右。分析其原因認為：隨著法向應力的增大，土體由于受到擠壓而變得更加密實，此時土工格柵表面與土體之間的摩擦力和格柵橫肋對土體的端承阻力變大，格柵越來越難以拔出，故法向應力較高時不同縱向埋深處土工格柵測點的相對位移相對法向應力較低時有所減小。

2.2 不同法向應力下土工格柵應變隨拉拔力的變化規律

不同法向應力下土工格柵各測段格柵應變與拉拔力的關系曲線，見圖6。

圖6 土工格柵不同測段格柵應變與拉拔力的關系曲線

由圖6可知：土工格柵各測段格柵應變隨著拉拔力的增大而增加，其中AB段格柵的應變最大，BC段、CD段、DE段格柵的應變相對于AB段格柵的應變依次遞減，這是因為土工格柵AB段格柵在拉拔過程中始終裸露在空氣中不受土體的約束，其他測段格柵受到土體的約束，故BC段、CD段、DE段格柵的應變相對于AB段格柵要小；隨著法向應力的增大，拉拔力也會隨之增大，且土工格柵各測段格柵的應變亦會增加；當法向應力從15 kPa增大到75 kPa，拉拔力峰值從8.51 kN增大到10.36 kN時，相應的不同測段格柵的應變也隨之增加，AB段格柵的應變從2.65%增加到4.24%，增加了60%，BC、CD、DE段格柵的應變依次增加了114.95%、105.94%、180.85%，說明在法向應力較小時土中格柵的應變發揮程度較低，隨著法向應力的增大，拉拔力也隨之增大，格柵的應變得到了進一步發揮。

根據圖6中土工格柵不同測段格柵應變與拉拔力的關系曲線，并考慮到格柵應變與拉拔力的關系曲線經過(0,0)，采用冪函數ε=aTb(ε為格柵應變，T為拉拔力，a、b為條件參數)對格柵應變與拉拔力的關系進行非線性擬合，其擬合結果見圖6，擬合參數見表2。

表2 土工格柵不同測段格柵應變與拉拔力的非線性擬合參數(采用冪函數ε=αTb)

由表2可知，采用冪函數對土工格柵應變與拉拔力的非線性關系進行擬合的相關系數R2均在0.97以上，表明擬合結果具有很好的可靠度。

通過圖6并結合圖4分析發現：裸露在拉拔箱外AB段的格柵由于不受土體的約束，此段格柵的應變最大；相同法向應力下，土工格柵各測段區域格柵應變的大小表現為：AB段>BC段>CD段>DE段，這主要是因為格柵拉應力沿著縱向埋深方向擴散，使得縱向埋深越深的格柵段受到的力變小，故格柵應變相應也就減小。

由于土工格柵不同測段區域格柵應變與拉拔力發展的趨勢基本一致，因此本文選擇法向應力為75 kPa時格柵應變與拉拔力的關系曲線對土工格柵AB段、BC段、CD段、DE段格柵應變進行分析，結果發現AB、BC、CD、DE段格柵的應變最大值分別為4.24%、3.31%、2.08%、1.32%，遠小于格柵的斷裂伸長率(12.1%)，表明土工格柵的變形受到土體的摩擦、嵌固作用，相對于裸露在空氣中的AB段格柵能降低格柵的斷裂伸長率。

2.3 不同拉拔力下土工格柵應變隨法向應力的變化規律

不同拉拔力下土工格柵不同測段格柵應變與法向應力的關系曲線，見圖7。

圖7 不同拉拔力下土工格柵不同測段格柵應變與法向應力的關系曲線

由圖7可知：當拉拔力為1.34 kN時，土工格柵不同測段格柵應變隨著法向應力的增大其變化范圍較小，AB、BC、CD、DE段格柵的應變變化范圍分別為0.29%～0.38%、0.05%～0.13%、0.03%～0.04%、0～0.03%，這是因為在拉拔初期且拉拔力較小的情況下，格柵強度遠大于此時的拉拔力；但當拉拔力繼續增大時，不同測段格柵的應變也會隨之增加，且AB、BC、CD、DE段格柵的應變依次遞減，這主要是由于AB段格柵處于拉拔箱外與空氣接觸，摩擦阻力基本可以忽略不計，而BC段格柵在拉拔過程中會有較小部分處于無約束狀態，CD、DE段格柵始終處于拉拔箱內與土體接觸，此外，再結合圖5可知A、B、C、D、E這5個測點的位移是依次遞減的，由此說明格柵上的拉力隨著格柵埋入深度的增加而不斷擴散，所以AB段格柵的應變大于其他測段格柵的應變，BC、CD、DE段格柵的應變依次遞減；在拉拔力繼續增大的過程中，AB、BC、CD、DE段格柵的應變也隨之增加，且隨著法向應力的增大各測段格柵的應變也會有所提升，當法向應力大于45 kPa時，各測段格柵的應變相對法向應力較小時增加的趨勢變得平緩，分析其原因是隨著法向應力的增大，土體與格柵之間的摩擦、嵌固作用加強，土中格柵也越來越難以拔出，此時拉拔力也會上漲，故各測段格柵的應變亦會繼續增加但變化幅度相對較小，而當法向應力較低時，土體與格柵的摩擦、嵌固作用相對法向應力較高時有所降低，格柵相對容易拔出，故法向應力較低時格柵的應變相對法向應力較高時格柵的應變增長的趨勢要陡。

3 結 論

本文以蘭州至海口高速公路廣西南寧經欽州至防城港段改擴建工程項目為背景，采用自行研制的直剪拉拔測試系統，通過室內拉拔試驗，分析了土工格柵不同測段筋材的受力和應變規律，揭示了土工格柵與碎石-土混合料作用的受力機理，得到了如下結論：

(1) 不同法向應力下，測點B、C、D、E的位移均隨著拉拔力的增大而增加，但隨著格柵縱向埋深的增加依次遞減；相同拉拔力下，測點B、C、D、E的位移隨著法向應力的增大而減小，且隨著格柵縱向埋深的增加依次遞減，當拉拔力為8.51 kN時，法向應力從15 kPa增加到75 kPa，測點E的位移減小幅度是測點B的5.04倍左右。

(2) 土工格柵AB、BC、CD、DE段格柵的應變隨著法向應力的增大而增加，當法向應力從15kPa增加到75kPa時，AB段格柵的應變最大，其最大應變為4.24%，而BC、CD、DE段格柵的應變相對于AB段格柵依次遞減，其最大應變分別為3.31%、2.08%、1.32%，且AB段格柵應變約為DE段格柵應變的3.2倍。

(3) 根據土工格柵不同測段格柵應變與拉拔力的關系曲線，采用冪函數ε=aTb進行非線性擬合，結果發現非線性擬合相關系數R2均在0.97以上，表明土工格柵應變與拉拔力的演化規律可采用冪函數來表示。