肖成志，羅亞楠，王子寒，胡紅亮

河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300401

當(dāng)前，土工合成材料廣泛用于加筋土邊坡、加筋土擋墻和樁承式加筋路堤等巖土加固結(jié)構(gòu)中，在提高結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和穩(wěn)定性方面發(fā)揮了重要作用， 且筋-土界面的相互作用機(jī)理是加筋土結(jié)構(gòu)的重要技術(shù)指標(biāo)[1]. 已有不少學(xué)者對筋-土界面特性做了大量試驗(yàn)研究，且以拉拔試驗(yàn)、直剪試驗(yàn)、扭剪試驗(yàn)和斜坡試驗(yàn)方法為主，如楊廣慶等[2]基于拉拔試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，格柵拉伸特性和筋-土界面的相互作用有利于提高加筋體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性；陳榕等[3-4]研究表明，拉拔試驗(yàn)?zāi)茌^好地反映筋-土界面的摩擦作用特性；徐超等[5]采用室內(nèi)拉拔試驗(yàn)，分析了格柵網(wǎng)孔特征對筋-土相互作用機(jī)理的影響；王子鵬等[6]研究了單向和雙向格柵橫肋在拉拔試驗(yàn)中的受力特點(diǎn)；王家全等[7]研究了縱肋和橫肋對界面特性的影響，結(jié)果表明剪去橫肋對筋土界面強(qiáng)度影響顯著；靳靜等[8]研究了單向格柵的橫肋間距影響，發(fā)現(xiàn)隨著間距增大，最大拉拔力降低，與此對應(yīng)的拉拔位移、黏聚力和摩擦角也降低. 大量的試驗(yàn)研究表明，格柵網(wǎng)孔結(jié)構(gòu)尺寸、填料厚度、試驗(yàn)箱邊界效應(yīng)和尺寸效應(yīng)均影響筋-土界面特性，且各影響因素對筋-土界面指標(biāo)參數(shù)的影響具有一定的規(guī)律性[9-11]. PALMERA等[12]通過土工格柵拉拔試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)初期，格柵與砂土表面的摩擦阻力占拉拔力的比例較大；試驗(yàn)后期，砂土對土工格柵的被動(dòng)阻力占拉拔力的比例較大. MORACI等[13]基于地基土整體剪切破壞模式研究筋-土拉拔試驗(yàn)中摩擦阻力與端承阻力的公式表達(dá)式；SUGIMOTO等[14]研究了兩種不同強(qiáng)度的格柵在不同法向應(yīng)力作用下的拉拔試驗(yàn)；CHEN等[15]采用室內(nèi)拉拔試驗(yàn)與離散單元法數(shù)值模擬對比分析，得出了拉拔阻力的分布情況. 鑒于此，本研究基于中型拉拔試驗(yàn)，研究格柵寬度、拉拔速度、橫肋百分比和界面正應(yīng)力等因素對筋-土界面特性的影響.

1 筋-土界面特性的拉拔試驗(yàn)

1.1 拉拔試驗(yàn)設(shè)備

拉拔試驗(yàn)采用自行研制的中型拉拔儀，由試驗(yàn)箱、加載系統(tǒng)、筋材夾具和電機(jī)及調(diào)速箱等組成，如圖1. 拉拔箱長、寬和高分別為800、400和550 mm，并在加載端一側(cè)鋼板上預(yù)留高和寬分別為10 mm和340 mm的拉拔縫，供筋材試樣引出箱體與夾具相連. 為減小內(nèi)部摩擦，在箱體內(nèi)側(cè)襯貼厚為5 mm的鋼化玻璃. 試驗(yàn)中水平拉拔力由圖1中的電動(dòng)機(jī)施加，且由調(diào)速箱控制筋材拉拔速度，通過力傳感器監(jiān)測其值；法向應(yīng)力由反力架和千斤頂施加，以控制筋-土界面的正應(yīng)力，作用于格柵上的應(yīng)力由上覆填土、加載板和千斤頂?shù)戎亓亢颓Ы镯斒┘拥姆ㄏ驊?yīng)力共同組成，試驗(yàn)中千斤頂施加的法向應(yīng)力已扣除其他因素所施加的法向應(yīng)力；格柵應(yīng)變監(jiān)測采用型號為BX-120-3AA電阻應(yīng)變片.

圖1 模型試驗(yàn)裝置示意圖(單位: mm)Fig.1 (Color online) Schematic diagram of apparatus for test (unit: mm)

1.2 拉拔試驗(yàn)材料

圖2 試驗(yàn)回填砂土顆粒級配曲線Fig.2 Grain size distribution of river sand for filling

筋材采用聚丙烯雙向格柵，其極限抗拉強(qiáng)度為30 kN/m，網(wǎng)孔尺寸為4 cm×4 cm，格柵的應(yīng)變?yōu)?%和5%時(shí)對應(yīng)的抗拉強(qiáng)度分別為10.5 kN/m和21.0 kN/m. 試驗(yàn)回填土采用干凈砂土，基于顆粒篩分試驗(yàn)得到的砂土顆粒級配曲線如圖2. 砂土不均勻系數(shù)Cu和曲率系數(shù)Cc分別為2.65和0.99，砂土最大和最小干重度分別為19.8 kN/m3和15.4 kN/m3，砂土相對密實(shí)度Dr=70%，砂土內(nèi)摩擦角φ=35°.

1.3 拉拔試驗(yàn)方案

筋-土界面特性的拉拔試驗(yàn)主要研究界面正應(yīng)力(σn)、 筋材橫肋百分比(R)、 筋材寬度(W)和拉拔速度(v)等因素對界面特性的影響， 試驗(yàn)方案如表1. 試驗(yàn)格柵試樣長為 65 cm， 埋入土中部分的長度(L)為56 cm， 如圖3.

表1 筋-土界面特性研究的拉拔試驗(yàn)方案

圖3 格柵尺寸及應(yīng)變監(jiān)測布置示意圖(單位: mm)Fig.3 (Color online) Dimension of geogrids and layout for strain monitoring (unit: mm)

試驗(yàn)通過逐步剪除橫肋來分析其影響，采用橫肋百分比(R)表示剩余橫肋數(shù)與完整筋材試樣橫肋數(shù)的比值.R分別取100%、71.4%、28.6%和14.3%(圖4). 其中， G0、G1、G2和G3分別表示不同的格柵橫肋設(shè)置方式.R=100%時(shí)，對應(yīng)格柵出產(chǎn)的原樣. 另外，保持相同橫肋條數(shù)即相同橫肋百分比(取R=28.6%)時(shí)，變化橫肋位置來分析其對界面拉拔特性的影響，如圖5. 其中，G2-1、G2-2、G2-3和G2-4分別表示G2設(shè)置方式下橫肋的不同位置.筋材寬度W分別取17 cm和29 cm，試驗(yàn)中設(shè)置5個(gè)監(jiān)測點(diǎn)用于筋材縱肋應(yīng)變的監(jiān)測(圖3).σn分別為10、25、50和75 kPa時(shí)，基于ASTM D6706設(shè)置3種拉拔速率(0.5、1.0和4.0 mm/min ). 試驗(yàn)填土分4層填筑壓實(shí)，每層填土高度約為11 cm，其中第2層完成后鋪設(shè)筋材. 試驗(yàn)以拉拔力達(dá)到峰值且穩(wěn)定或筋材拉斷為終止條件.

圖4 格柵橫肋設(shè)置方式及相應(yīng)橫肋 百分比(單位: mm)Fig.4 (Color online) Arrangement of transversal ribs of geogrids (unit: mm)

圖5 相同橫肋百分比(R=28.6%)時(shí) 橫肋位置變化示意圖(單位: mm)Fig.5 (Color online) Schematic diagrams of location of transversal ribs of geogrids for R=28.6% (unit: mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 拉拔力與加載端位移的關(guān)系

選取W=290 mm、v=0.5 mm/min、L=560 mm和R=100%， 分析不同σn時(shí)格柵單寬拉拔力與加載端位移的相互關(guān)系，結(jié)果如圖6. 由圖6可知，在不同界面正應(yīng)力σn作用下，拉拔初期如拉拔力小于12.5 kN時(shí)，筋材拉拔力與加載端位移呈線性增加，此時(shí)界面正應(yīng)力對拉拔力與位移曲線的影響較小，拉拔中后期單寬拉拔力呈曲線增加，且曲率越來越小. 當(dāng)σn=10 kPa時(shí)，拉拔力達(dá)到峰值后呈現(xiàn)相對穩(wěn)定狀態(tài)，筋材被拔出；當(dāng)σn分別為25、50和75 kPa時(shí)，格柵均已達(dá)到抗拉極限強(qiáng)度而破壞，拉拔力與位移曲線未出現(xiàn)水平段，表明隨著界面正應(yīng)力增加，筋材抗拔能力增強(qiáng)，且界面正應(yīng)力越大，單寬拉拔力越快達(dá)到格柵極限抗拉強(qiáng)度而發(fā)生斷裂破壞. 另外，隨著界面正應(yīng)力增加，達(dá)到相同加載端位移時(shí)格柵所受的拉拔力逐漸增大，如圖7. 由圖7可知，當(dāng)拉拔位移值較小(如5 mm)時(shí)，隨著σn增加拉拔力增加緩慢，而當(dāng)拉拔位移較大且達(dá)到相同的位移時(shí)，則所需拉拔力隨σn增加而顯著增加，即界面正應(yīng)力對拉拔位移的影響明顯．

圖6 格柵拉拔力-加載端位移關(guān)系曲線Fig.6 (Color online) Curve of displacement versus pull-out force for geogrids

圖7 不同位移時(shí)格柵拉拔力與界面正應(yīng)力的關(guān)系曲線Fig.7 (Color online) Variation of pull-out force with normal stress in different displacements

2.2 格柵橫肋百分比的影響

筋材拉拔力P主要由界面摩擦阻力T1和橫肋阻力T2兩部分組成，

P=T1+T2

(1)

由于筋材結(jié)點(diǎn)呈不規(guī)則形狀，因此這里以筋材結(jié)點(diǎn)為分析對象，進(jìn)行精細(xì)化處理來計(jì)算筋材的實(shí)體表面積. 圖8為圍繞結(jié)點(diǎn)進(jìn)行細(xì)部處理的示意圖.

單一結(jié)點(diǎn)面積A1為

A1=A1-1+A1-2-A1-3-A1-4

(2)

與結(jié)點(diǎn)相連的單根縱肋面積A2為

A2=A2-1/2

(3)

與結(jié)點(diǎn)相連的單根橫肋面積A3為

A3=A3-1/2

(4)

其中，A1-1、A1-2、A1-3、A1-4、A2-1和A3-1分別為圖8中分割土工格柵面積. 由此，根據(jù)不同橫肋百分比時(shí)格柵結(jié)點(diǎn)、縱肋和橫肋數(shù)量，利用單結(jié)點(diǎn)面積和與結(jié)點(diǎn)相連的縱肋和橫肋面積可得到格柵總表面積A.

土工格柵界面摩擦阻力T1為

T1=μAσn

(5)

其中，μ為界面平均摩擦系數(shù). 基于實(shí)測的最大拉拔力P， 并結(jié)合式(1)和式(2)，可得橫肋端承阻力T2.

圖8 土工格柵單結(jié)點(diǎn)實(shí)體面積計(jì)算示意圖Fig.8 (Color online) Schematic diagrams for calculating area of single knot

圖9 界面摩擦力隨R的變化Fig.9 (Color online) Variation of friction resistance of interface with R

選取W=290 mm、v=0.5 mm/min和L=560 mm，通過變化橫肋百分比R來分析對界面摩擦阻力和橫肋端承阻力的影響. 圖9和圖10分別為不同界面正應(yīng)力時(shí)界面摩擦阻力和橫肋端承阻力與橫肋百分比的關(guān)系曲線. 由圖9和圖10可知，隨著R的增加，T1近似呈線性增加，而T2在R=28.6%時(shí)略有減少，隨后隨R增加呈近似線性增加，但總體上界面摩擦力在總拉拔力中的占比(即T1/P)隨R的增加而減少. 當(dāng)σn為10 kPa和25 kPa，即界面正應(yīng)力相對較小時(shí)，T1的增幅較小，界面摩擦阻力對總拉拔力的貢獻(xiàn)率分別低于10%和25%，此時(shí)拉拔力主要以橫肋端承阻力T2為主；隨著σn增加， 如σn為50 kPa和75 kPa時(shí)，T1的增幅明顯增加，此時(shí)，兩種界面正應(yīng)力下界面摩擦阻力對總拉拔力的貢獻(xiàn)率分別達(dá)到了約48%和72%，且相同橫肋百分比時(shí)，界面正應(yīng)力越大，筋-土界面相對移動(dòng)較難實(shí)現(xiàn)，加載端位移較小時(shí)即拉斷破壞，筋材拉力向埋深方向的傳遞有限，導(dǎo)致橫肋端承阻力的貢獻(xiàn)率減弱. 因此，T1在拉拔力中起主導(dǎo)作用.

圖10 橫肋端承阻力隨R的變化Fig.10 (Color online) Variation of bearing resistance with respect to percentage of transverse ribs R

2.3 格柵橫肋裁剪方式對拉拔特性的影響

選取W=290 mm、v=0.5 mm/min、L=560 mm和σn=50 kPa，按照圖5所示裁剪格柵橫肋并保持橫肋百分比相同(R=28.6%)， 通過4種裁剪橫肋方式來分析其對格柵拉拔特性的影響，結(jié)果如圖11. 由圖11可知，不同裁剪方式下格柵加載初期拉拔力與加載端位移變化曲線基本一致，而在加載中后期拉拔力與位移關(guān)系曲線出現(xiàn)差異變化，4種裁剪方式對應(yīng)的格柵拉拔試驗(yàn)均達(dá)到了拉拔力峰值，其中，G2-1試樣拉拔力峰值最大，G2-2與G2-4試樣的拉拔力峰值幾乎相等，而G2-3裁剪試樣的拉拔力峰值最小. 綜合裁剪效果可知，當(dāng)格柵橫肋分布均勻如G2-1試樣，更有利于筋材的受力.

圖11 拉拔力-加載端位移關(guān)系曲線Fig.11 (Color online) Relationship curve of displacement and pull-out force

針對不同裁剪方式，分析格柵拉拔力為5 kN時(shí)，格柵應(yīng)變沿長度方向的分布規(guī)律，結(jié)果如圖12. 由圖12可知，除G2-1試樣外，其他3種裁剪試樣在相同拉拔力下，格柵應(yīng)變沿長度方向呈先增后減趨勢.這主要是因?yàn)?種試樣中橫肋的位置相比于G2-1更靠近拉拔端，靠近加載端的橫肋承阻力在總拉拔力中占主導(dǎo)地位，使得遠(yuǎn)離加載端的縱肋應(yīng)變較小.而對于G2-1，橫肋分布均勻且間距大，力由加載端逐步向尾端均勻傳遞，因此，格柵應(yīng)變沿長度逐步減少.由于G2-1試樣尾部無橫肋作用，使得縱肋受力增加，因此，靠近尾部的筋材應(yīng)變略有增加.

圖12 格柵應(yīng)變沿長度的分布規(guī)律Fig.12 (Color online) The distribution of geogrid’s strain along the length

2.4 格柵寬度對拉拔特性的影響

針對L=560 mm、v=0.5 mm/min、R=100%、σn=25 kPa、W分別為290 mm和170 mm的情況下，分析不同筋材寬度時(shí)格柵單寬拉拔力與加載端位移的相互關(guān)系，結(jié)果如圖13. 由圖13可知，不同寬度的格柵在相同的拉拔速率下，寬度稍窄的格柵拉拔初期的線性變化階段比較長，單寬拉拔力的增長速度較慢. 當(dāng)拉拔力相同，寬度較窄的試樣加載端位移更大. 另外，達(dá)到相同拉拔位移時(shí)，較寬格柵試樣所需拉拔力更大. 這主要是由于較寬格柵的橫肋和縱肋數(shù)量增加時(shí)，砂土對格柵橫肋的擠壓作用更明顯，導(dǎo)致土工格柵單寬拉拔力比較窄格柵的單寬拉拔力大，兩者之間的差值總體上相對穩(wěn)定.

圖13 格柵寬度對拉拔力與位移關(guān)系的影響Fig.13 (Color online) Effect of geogrid width on pull-out force versus displacement

2.5 格柵速率v對拉拔特性的影響

針對W=290 mm、L=560 mm、σn=50 kPa和R=100%的情況下，分析拉拔速率v對格柵拉拔特性和應(yīng)變的影響，結(jié)果如圖14和圖15. 由圖14可知，在加載初期階段，相同拉拔力時(shí)，拉拔速率越小，對應(yīng)的位移越小，或者說拉拔速率越小，達(dá)到相同位移時(shí)所需拉力越大，主要原因是初期階段拉拔力較小，拉拔速率較小時(shí)使力向筋材埋深方向傳遞及時(shí)且均勻；在加載中后期，增加拉拔速率，拉拔位移曲線上升迅速，格柵達(dá)到峰值拉力時(shí)對應(yīng)的加載端位移相應(yīng)減小.

圖14 拉拔速度對拉拔力與位移曲線的影響Fig.14 (Color online) Effect of pull-out velocity on pull-out force versus displacement

圖15 拉拔速度對格柵應(yīng)變的分布規(guī)律影響Fig.15 (Color online) Effect of pull-out velocity on distribution of geogrid strain

結(jié)合圖15中格柵應(yīng)變沿長度方向的分布規(guī)律，選取加載端位移達(dá)到15 mm時(shí)進(jìn)行分析. 顯然，拉拔速率為0.5 mm/min和1.0 mm/min時(shí)，格柵應(yīng)變沿長度分布規(guī)律相同，當(dāng)v增加到4.0 mm/min時(shí)，應(yīng)變明顯增加，表明拉拔速率越大，拉拔力向格柵非加載端的傳遞越快，界面處筋材與土體的變形來不及協(xié)調(diào)，砂土顆粒來不及重新排列. 因此，拉拔速率過快時(shí)，不利于筋-土界面的相互充分作用，從而影響格柵加筋效果.

2.6 格柵應(yīng)變沿長度方向的變化

圖16 不同拉拔力作用下筋材應(yīng)變沿長度分布規(guī)律Fig.16 (Color online) Distribution of geogrid strains along the length under different pull-out forces

針對W=290 mm、v=0.5 mm/min、L=560 mm、σn=50 kPa和R=100%的情況下，分析不同單寬拉拔力時(shí)格柵應(yīng)變與距加載端位移的相互關(guān)系，結(jié)果如圖16. 由圖16可知，由于拉拔力是在加載端施加，并逐漸向遠(yuǎn)離加載端傳遞，臨近加載端應(yīng)變大于遠(yuǎn)離加載端應(yīng)變；在加載端格柵應(yīng)變隨著拉拔力的增加呈先增后減趨勢，而在遠(yuǎn)離加載端，筋材應(yīng)變隨著拉拔力增大而增大；沿格柵縱向隨著水平埋深位置的變化，格柵應(yīng)變呈先增后減趨勢，應(yīng)變峰值位置隨著拉拔力的增大逐漸遠(yuǎn)離加載端. 基于格柵應(yīng)變分布規(guī)律可知，格柵沿長度方向的受力分布是不均勻的. 隨著拉拔力增大，加載端土體對格柵的黏結(jié)力達(dá)到彈性極限后將逐漸減小，且黏結(jié)力峰值增大，并逐步向格柵中部移動(dòng).拉拔試驗(yàn)過程中出現(xiàn)的黏結(jié)力傳遞規(guī)律，表明格柵-土之間的荷載傳遞既有硬化現(xiàn)象也有軟化現(xiàn)象，且硬化現(xiàn)象不會(huì)隨埋深的增加而無限增加，存在一個(gè)臨界值.

3 結(jié) 論

綜上研究可知：

1) 隨著筋-土界面正應(yīng)力增大，筋材抗拔能力增強(qiáng)，單寬拉拔力達(dá)到格柵極限抗拉強(qiáng)度的時(shí)間縮短，達(dá)到相同加載端位移時(shí)格柵所需拉拔力增大.

2)基于不同格柵裁剪方式的影響分析表明，格柵橫肋分布越均勻越有利于筋材受力；格柵橫肋百分比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，界面摩擦力占總拉拔力的比值隨著橫肋百分比的增大而減小；不同格柵寬度的試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，較寬格柵單寬拉拔力略大于稍窄格柵，說明橫肋數(shù)量越多，砂土對格柵橫肋的擠壓作用越明顯.

3) 在加載初期，格柵拉拔速率越小，達(dá)到相同位移時(shí)所需拉力越大；拉拔速率越大，拉拔力向格柵非加載端傳遞越快，原因是格柵拉拔速率越快，界面處筋材與土體之間的相互作用不能完全協(xié)調(diào)，砂土顆粒來不及重新排列.

4) 沿格柵縱向隨著水平埋深位置的變化，格柵應(yīng)變呈先增后減趨勢，應(yīng)變峰值位置隨拉拔力增加逐漸遠(yuǎn)離加載端，表明格柵沿長度方向受力不均勻，且隨著筋材拉拔變形受力規(guī)律發(fā)生變化.