，,，

(1.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266590； 2.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福州 350116)

1 研究背景

20世紀(jì)60年代初法國(guó)工程師Vidal根據(jù)三軸試驗(yàn)結(jié)果首先提出加筋土的概念和原理后，土工加筋技術(shù)在公路、鐵路、機(jī)場(chǎng)、港口等重大工程建設(shè)中逐漸得以廣泛應(yīng)用[1]。土工合成材料作為巖土工程領(lǐng)域內(nèi)的一種新型材料，是以合成纖維、合成塑料、合成橡膠為原料制成的各類產(chǎn)品，其質(zhì)量輕、體積小，且柔軟性能適應(yīng)建筑物和地基的較大變形，具有加強(qiáng)土體的作用[2-5]。20世紀(jì)70—80年代土工合成材料被引入我國(guó)，之后被廣泛應(yīng)用于路堤、擋土墻、邊坡等結(jié)構(gòu)中。加筋土界面特性(如界面摩擦特性)作為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要技術(shù)指標(biāo)，將直接影響到結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。目前測(cè)定加筋土界面特性的室內(nèi)試驗(yàn)主要有直剪試驗(yàn)和拉拔試驗(yàn)。加筋體為土工格柵、土工織物、土工膜等。加筋土的填料為砂土、黏性土。

國(guó)內(nèi)外已有學(xué)者對(duì)筋土界面特性進(jìn)行了研究，也取得了一定成果。Zhou等[6]通過(guò)拉拔試驗(yàn)對(duì)土工格柵與砂土界面特性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)隨著豎向應(yīng)力的增大，剪切帶厚度逐漸增加，并提出了界面剪切強(qiáng)度與網(wǎng)孔尺寸有關(guān)。Arulrajah等[7]基于大型直剪試驗(yàn)研究了土工格柵-土界面靜力特性，指出土工格柵顯著增加了土體的抗剪強(qiáng)度。劉飛禹等[8]采用室內(nèi)大型直剪儀研究了不同剪切速率對(duì)砂土與土工格柵界面剪切特性的影響，研究結(jié)果表明：剪切速率對(duì)單調(diào)直剪條件下筋土界面的剪切特性影響不大，對(duì)循環(huán)剪切后的筋土界面直剪特性影響較明顯。吳海等[9]通過(guò)大型直剪試驗(yàn)討論了不同豎向應(yīng)力下不同種類加筋材料對(duì)Sandwich型加筋土界面直剪特性的影響，認(rèn)為筋土界面抗剪強(qiáng)度隨著豎向應(yīng)力的增加而提高，且土工格柵的加筋效果最佳。趙占軍[10]通過(guò)拉拔試驗(yàn)研究了豎向荷載對(duì)土工格柵加筋土的影響規(guī)律，認(rèn)為豎向應(yīng)力越大，土工格柵拉拔位移對(duì)剪脹力的影響越小，土工格柵在拉拔過(guò)程中剪脹力增幅越小。

土工合成材料加筋土具有良好的抗剪強(qiáng)度，并且具有優(yōu)良的抗震性能[11-17]。但是以上研究成果都是通過(guò)直剪試驗(yàn)和拉拔試驗(yàn)得到的，這2種試驗(yàn)方法對(duì)研究筋土界面特性都有一定的局限性，如直剪試驗(yàn)過(guò)程中，剪切面限定在上下剪切盒之間，而不是沿土樣最薄弱面剪切破壞；拉拔試驗(yàn)在試樣制作過(guò)程中，加筋體不可避免地在土中發(fā)生凹凸變形。而GDS界面剪切儀可直接進(jìn)行加筋體與土體界面剪切試驗(yàn)，且試驗(yàn)過(guò)程中加筋體不會(huì)發(fā)生凹凸變形，克服了上述2種試驗(yàn)方法的不足。因此，本文通過(guò)一系列界面剪切試驗(yàn)，研究了剪切速率、豎向應(yīng)力及網(wǎng)孔尺寸對(duì)土工格柵與飽和細(xì)砂界面特性的影響，以期得到有參考價(jià)值的結(jié)論。

2 試驗(yàn)設(shè)備與材料選取

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)所用儀器為英國(guó)GDS公司生產(chǎn)的界面剪切儀，如圖1所示。該儀器能夠進(jìn)行土工格柵與飽和細(xì)砂界面剪切試驗(yàn)，試驗(yàn)過(guò)程中可以保持剪切面積不變，線性或跳躍性增加扭矩、軸向應(yīng)力和剪切速率，進(jìn)行扭矩、剪切位移及剪切速率控制，無(wú)限轉(zhuǎn)動(dòng)的旋轉(zhuǎn)平臺(tái)能夠?qū)崿F(xiàn)足夠大的剪切位移，能夠進(jìn)行大變形分析，故GDS界面剪切儀在一定程度上克服了直剪試驗(yàn)、拉拔試驗(yàn)的局限性，在分析研究加筋土界面特性方面具有較大的優(yōu)勢(shì)。該界面剪切儀環(huán)刀直徑70 mm，高度22 mm，剪切面積38.48 cm2。施加的扭轉(zhuǎn)力與軸向應(yīng)力由精密電機(jī)控制，其中扭轉(zhuǎn)力矩最大可達(dá)200 N·m，軸向應(yīng)力最大可達(dá)5 kN。試驗(yàn)過(guò)程由計(jì)算機(jī)控制精密電機(jī)運(yùn)行，并自動(dòng)記錄試驗(yàn)時(shí)間、扭轉(zhuǎn)力、軸向力、軸向變形等試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖2 砂土顆粒級(jí)配曲線Fig.2 Grain size distributioncurve of test sand

2.2 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所采用的砂取自青島黃海海域金沙灘，用篩析法對(duì)砂土進(jìn)行了顆粒分析試驗(yàn)，得到該砂土的顆粒級(jí)配曲線如圖2所示，物理性質(zhì)指標(biāo)如表1所示。試驗(yàn)所采用的土工合成材料為玻纖土工格柵，其具體樣式如圖3所示，相關(guān)技術(shù)指標(biāo)如表2所示。

表1 砂土的物理性質(zhì)指標(biāo)Table 1 Physical properties of test sand

圖3 試驗(yàn)用土工格柵試樣Fig.3 Geogrid specimens for test

土工格柵網(wǎng)孔類型單位面積質(zhì)量/(g·m-2)網(wǎng)孔尺寸/(mm×mm)極限延伸率/%極限抗拉強(qiáng)度/(kN·m-1)橫向縱向橫向縱向小網(wǎng)孔1175×5332525大網(wǎng)孔58.510×10332525

3 理論分析原理與試驗(yàn)方案

3.1 理論分析原理

利用定積分原理將界面剪切試驗(yàn)直接得到的扭矩和剪切角位移分別換算為剪應(yīng)力和水平位移。圓形剪切面半徑為R，在距離圓心r處取微小圓環(huán)，寬度為dr，則該圓環(huán)面積dS=2πrdr。因剪應(yīng)力均勻分布，故作用于圓環(huán)上的剪力dF=2πrτdr，扭矩dM=2πr2τdr，則剪應(yīng)力為

(1)

式中：M為扭矩(N·m)；R為軸向應(yīng)力桿圓形剪切面半徑(mm)。

水平位移為

(2)

其中，

(3)

式中：rave為平均半徑(mm)；v為剪切角速度(deg/s)；t為剪切時(shí)間(s);R=34 mm。

通過(guò)界面內(nèi)摩擦角和黏聚力對(duì)比分析不同試驗(yàn)條件下界面的抗剪強(qiáng)度特性，同時(shí)引入界面摩擦系數(shù)f，以描述界面摩擦特性的差異。

摩擦系數(shù)f為

(4)

式中：τ為剪應(yīng)力(kPa)；σ為豎向應(yīng)力(kPa)。

由式(4)可知，摩擦系數(shù)f為變量，與界面剪應(yīng)力和豎向應(yīng)力有關(guān)。

3.2 試驗(yàn)方案

為了研究不同剪切速率、豎向應(yīng)力及網(wǎng)孔尺寸對(duì)土工格柵與飽和細(xì)砂界面特性的影響，試驗(yàn)過(guò)程中預(yù)設(shè)了6種剪切速率(0.1，0.5，1.0，2.0，5.0，10.0 mm/min)、4種豎向應(yīng)力(50，100，200，300 kPa)及2種網(wǎng)孔尺寸(5 mm×5 mm，10 mm×10 mm)。為防止試驗(yàn)過(guò)程中砂樣溢出，裝樣高度取20 mm，干密度為1.56 g/cm3，根據(jù)試樣體積稱取120 g砂樣。為保證每個(gè)試樣具有相同的密實(shí)度，減少試樣密實(shí)度對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的干擾，裝樣過(guò)程中砂土試樣采用分層填裝法分4層填入，每層厚5 mm，控制每層裝入相同質(zhì)量的砂樣，至裝樣預(yù)定高度20 mm。軸向應(yīng)力桿底面直徑68 mm，高度128 mm，將玻纖土工格柵用液體膠粘結(jié)在軸向應(yīng)力桿底面，如圖4所示。在恒定速率下進(jìn)行剪切試驗(yàn)，待剪切位移達(dá)到8 mm時(shí)停止剪切，剪切后砂土界面如圖5所示。

圖4 軸向應(yīng)力桿Fig.4 Axial stress barin shear test圖5 剪切后砂土界面Fig.5 Sand interfaceafter shear test

4 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

4.1 剪切速率對(duì)筋土界面抗剪強(qiáng)度的影響

圖6 不同剪切速率下界面剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系曲線Fig.6 Relationship between horizontal displacement and shear stress of interface under different shear rates

圖6為土工格柵與飽和細(xì)砂界面在剪切速率分別為0.1，0.5，1.0，2.0，5.0，10.0 mm/min下的剪應(yīng)力與剪切位移(水平位移)關(guān)系曲線。從圖6中可以看出：

(1)不同剪切速率下筋土界面剪應(yīng)力-剪切位移曲線都呈現(xiàn)出相似的規(guī)律，即剪應(yīng)力都是隨著剪切位移的增大而增加，到達(dá)峰值后剪應(yīng)力減小，減小到一定值后又趨于穩(wěn)定。

(2)在任一豎向應(yīng)力作用下，當(dāng)剪切速率從0.1 mm/min增加至1.0 mm/min時(shí)，界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度波動(dòng)幅度為3%，峰值強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的剪切位移在1 mm內(nèi)，剪切速率對(duì)土工格柵與飽和細(xì)砂界面抗剪強(qiáng)度影響不大。

(3)剪切速率由1.0 mm/min增加至2.0 mm/min時(shí)，豎向應(yīng)力50,100,150,200 kPa對(duì)應(yīng)的界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度分別提高了16%，9%，4%，8%；剪切速率由2.0 mm/min增加至5.0 mm/min時(shí)，界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度分別提高了11%，20%，16%，19%。

(4)剪切速率由5.0 mm/min增加至10 mm/min時(shí)，豎向應(yīng)力50,100,150,200 kPa對(duì)應(yīng)的界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度分別降低了46%，51%，46%，40%，即界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度隨著剪切速率增加而減小，峰值強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的剪切位移有相應(yīng)的增加，增加幅度在1～2 mm范圍內(nèi)。這是由于剪切速率過(guò)快導(dǎo)致土體顆粒未能及時(shí)運(yùn)動(dòng)調(diào)整造成抗剪強(qiáng)度減小。

圖7 不同剪切速率下界面抗剪強(qiáng)度曲線Fig. 7 Curves of shear strength of interface underdifferent shear rates

圖7為不同剪切速率下土工格柵與飽和細(xì)砂界面抗剪強(qiáng)度曲線，該曲線是對(duì)界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度與豎向應(yīng)力兩者關(guān)系的線性回歸擬合，即運(yùn)用摩爾-庫(kù)倫公式τ=σtanφ+c描述，其中c，φ分別為線性回歸擬合后得到的界面黏聚力和內(nèi)摩擦角。

不同剪切速率下界面抗剪強(qiáng)度指標(biāo)如表3所示。結(jié)合表3發(fā)現(xiàn)：土工格柵植入飽和砂土后，使其界面產(chǎn)生了一定的凝聚力。剪切速率由0.1 mm/min增加至10.0 mm/min時(shí)，黏聚力先減小后增大再減小，而內(nèi)摩擦角先增大后減小再增大。這是因?yàn)榧羟兴俾蔬^(guò)快，砂粒無(wú)法充分嵌入筋體孔隙中，嵌鎖咬合效應(yīng)減弱，導(dǎo)致黏聚力迅速喪失，而較大的剪切速率使砂粒定向排列時(shí)間不充分，孔隙水壓力來(lái)不及消散，摩擦效應(yīng)增強(qiáng)，內(nèi)摩擦角增大。

表3 不同剪切速率下界面抗剪強(qiáng)度指標(biāo)Table 3 Shear strength parameters of interface underdifferent shear rates

圖8 不同豎向應(yīng)力下界面剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系曲線Fig.8 Relationship between horizontal displacement and shear stress of interface under different vertical stresses

4.2 豎向應(yīng)力對(duì)筋土界面抗剪強(qiáng)度的影響

圖8為豎向應(yīng)力分別為50，100，200，300 kPa豎向應(yīng)力下土工格柵與飽和細(xì)砂界面剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線。從圖8中可以看出，同一剪切速率下的界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度隨著豎向應(yīng)力的不斷增加而增大，當(dāng)豎向應(yīng)力由100 kPa增加至200 kPa時(shí)，界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度在0.1，1.0，10.0 mm/min剪切速率下分別提高了13%，16%，36%。這是因?yàn)殡S著豎向應(yīng)力的增加，土體顆粒之間摩擦阻力增大，從而限制了土體顆粒之間相互調(diào)整，咬合作用加強(qiáng)，界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度增大。

表4為不同豎向應(yīng)力下土工格柵與飽和細(xì)砂界面摩擦系數(shù)。由表4可以得出，同一剪切速率下，界面摩擦系數(shù)隨著豎向應(yīng)力的增加而減小，且豎向應(yīng)力越大，摩擦系數(shù)減小率越小。

表4 不同豎向應(yīng)力下界面摩擦系數(shù) Table 4 Coefficients of friction of interface underdifferent vertical stresses

由于試驗(yàn)過(guò)程中剪切面的面積保持恒定，因此剪切面豎向位移的變化規(guī)律與剪切面的剪切體變規(guī)律是一致的，本文中規(guī)定剪切面體變以膨脹為正，壓縮為負(fù)。圖9表明，同一剪切速率下隨著豎向應(yīng)力的增大，筋土界面的豎向位移均相應(yīng)增加，剪切速率為0.1 mm/min時(shí)，此規(guī)律最顯著。

圖9 不同豎向應(yīng)力下界面剪切位移-豎向位移關(guān)系曲線Fig.9 Relationship between horizontal displacement and vertical displacement of interface under different vertical stresses

4.3 網(wǎng)孔尺寸對(duì)筋土界面抗剪強(qiáng)度的影響

在剪切速率分別為0.1，1.0 mm/min，豎向應(yīng)力分別為50，100，200，300 kPa條件下，對(duì)比分析了不同網(wǎng)孔尺寸對(duì)筋土界面抗剪強(qiáng)度的影響，得到不同網(wǎng)孔尺寸下界面剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系曲線，如圖10所示。

圖10 不同網(wǎng)孔尺寸下界面剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系曲線Fig.10 Relationship between horizontal displacement and shear stress of interface in the presence of geogrids of different mesh sizes

由圖10可知，剪切速率為1.0 mm/min，豎向應(yīng)力為50 kPa和100 kPa時(shí)，小網(wǎng)孔尺寸界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度明顯高于大網(wǎng)孔尺寸界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度，且其峰值強(qiáng)度分別提高了15%和14%，說(shuō)明豎向應(yīng)力較小(50～100 kPa)時(shí)，小網(wǎng)孔尺寸土工格柵加筋效果更明顯；剪切速率為0.1 mm/min，豎向應(yīng)力為200 kPa和300 kPa時(shí)，大網(wǎng)孔尺寸界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度明顯高于小網(wǎng)孔尺寸界面剪應(yīng)力峰值強(qiáng)度，且其峰值強(qiáng)度分別提高了12%和20%，說(shuō)明豎向應(yīng)力較大(200～300 kPa)時(shí)，大網(wǎng)孔尺寸土工格柵加筋效果更明顯。

圖11 不同網(wǎng)孔尺寸下界面抗剪強(qiáng)度曲線Fig.11 Curves of shear strength of interface in the presence of geogrids of different mesh sizes

圖11為不同網(wǎng)孔尺寸下界面抗剪強(qiáng)度曲線，結(jié)合表5不同網(wǎng)孔尺寸下界面抗剪強(qiáng)度參數(shù)可以看出，剪切速率在0.1～1.0 mm/min范圍內(nèi)時(shí)，小網(wǎng)孔尺寸界面黏聚力高于大網(wǎng)孔尺寸界面黏聚力，而內(nèi)摩擦角則相反，說(shuō)明大網(wǎng)孔尺寸土工格柵對(duì)砂土顆粒的嵌鎖作用更加顯著，阻礙了砂土顆粒的重新排列布置。

表5 不同網(wǎng)孔尺寸下界面抗剪強(qiáng)度參數(shù)Table 5 Shear strength parameters of interface inthe presence of geogrids of different mesh sizes

5 結(jié) 論

(1)土工格柵與飽和細(xì)砂界面特性受到剪切速率的影響。剪切速率較小(≤1.0 mm/min)時(shí)，對(duì)界面抗剪強(qiáng)度影響不大；剪切速率在1.0～5.0 mm/min范圍內(nèi)時(shí)，界面抗剪強(qiáng)度隨著剪切速率的增大而增大；剪切速率較大(>5.0 mm/min且≤10.0 mm/min)時(shí)，界面抗剪強(qiáng)度隨著剪切速率的增大而減小。

(2)剪切速率在0.1～10.0 mm/min范圍內(nèi)，界面抗剪強(qiáng)度隨著豎向應(yīng)力的增加而增大，特別是豎向應(yīng)力從100 kPa增加至200 kPa時(shí)，界面抗剪強(qiáng)度在3種剪切速率下分別提高了13%，16%，36%。同一剪切速率下，界面摩擦系數(shù)隨著豎向應(yīng)力的增加而減小，且豎向應(yīng)力越大，摩擦系數(shù)減小率越小。

(3)不同試驗(yàn)條件下，網(wǎng)孔尺寸對(duì)土工格柵摩擦加筋效果影響不同。剪切速率為1.0 mm/min，豎向應(yīng)力較小(50～100 kPa)時(shí)，小網(wǎng)孔尺寸土工格柵加筋效果更明顯；剪切速率為0.1 mm/min，豎向應(yīng)力較大(200～300 kPa)時(shí)，大網(wǎng)孔尺寸土工格柵加筋效果更明顯。剪切速率在0.1～1.0 mm/min范圍內(nèi)時(shí)，小網(wǎng)孔尺寸界面黏聚力高于大網(wǎng)孔尺寸界面黏聚力，而內(nèi)摩擦角則相反。

(4)利用GDS界面剪切儀研究土工格柵與飽和細(xì)砂的界面特性，與傳統(tǒng)的直剪試驗(yàn)相比，實(shí)現(xiàn)了直剪試驗(yàn)剪切過(guò)程中豎向應(yīng)力和剪應(yīng)力在剪切面上均勻分布的假設(shè)，使試驗(yàn)結(jié)果更加精確可靠，具有重要的工程意義，也進(jìn)一步說(shuō)明了GDS界面剪切儀對(duì)分析研究加筋土界面特性具有較大的優(yōu)勢(shì)。