王家全 ，祁航翔 ，黃世斌 ，唐 毅

（1.廣西科技大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 廣西 柳州 545006；2.廣西壯族自治區(qū)巖土災(zāi)變與生態(tài)治理工程研究中心, 廣西 柳州 545006）

土工格柵作為一種新型的土工合成材料，具有強(qiáng)度高、蠕變小、能適應(yīng)各類環(huán)境土壤等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛運(yùn)用于各類加筋土工程中[1]，已有學(xué)者研究表明土中加筋能顯著提高加筋復(fù)合體的承載力及穩(wěn)定性[2]，而加筋體結(jié)構(gòu)主要是由填料和筋材這兩種材料構(gòu)成，筋土界面的相互作用對工程的安全性與穩(wěn)定性有著直接的影響[3]，界面參數(shù)是加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計最關(guān)鍵的技術(shù)指標(biāo)[4-5]。對于筋土界面摩擦特性的研究最常見的是進(jìn)行室內(nèi)拉拔試驗和直剪試驗[6-7]。

目前，國內(nèi)外眾多學(xué)者通過拉拔試驗和直剪試驗對筋土界面的摩擦特性展開了大量的研究，得到了許多有益的結(jié)論。在試驗方面，國內(nèi)外眾多學(xué)者通過改變試驗加載方式（拉拔速率/剪切速率、法向應(yīng)力）、試驗填料、筋材類型等進(jìn)行了一系列室內(nèi)界面試驗，得到了許多有益的結(jié)論，徐超等[8]通過改變土工格柵縱橫肋百分比，得到了拉拔過程中橫肋和縱肋對總拉拔力的貢獻(xiàn)和變化規(guī)律。Zhou等[9]以土工格柵和砂土為試驗材料，借助數(shù)字?jǐn)z影測量和顯微圖像分析，發(fā)現(xiàn)筋土界面剪切帶的厚度隨著法向應(yīng)力的增加而增加，筋土界面剪切帶厚度呈不對稱分布。王協(xié)群等[10]通過直剪試驗探討了格柵及填料類型、壓實度、含水率及剪切速率對筋土直剪界面特性的影響，并建立了能夠分別對格柵中的橫肋-土和縱肋-土界面強(qiáng)度進(jìn)行單獨(dú)量化評價的模型。王家全等[11]通過大型直剪試驗并結(jié)合土體變形無標(biāo)點(diǎn)量測技術(shù)對筋土界面的摩擦特性進(jìn)行了宏細(xì)觀研究，得出在筋土界面（6～8）D50粒徑厚度范圍內(nèi)，界面顆粒以旋轉(zhuǎn)和平動方式同時位移，該范圍外顆粒以平動方式沿剪切方向位移，且位移較小。Mosallanezhad等[12]針對加錨格柵與未加錨格柵進(jìn)行大型直剪試驗，發(fā)現(xiàn)加錨土工格柵筋土界面的剪切應(yīng)力較未加錨土工格柵提高了50%。鄭俊杰等[13]采用三向土工格柵與砂土進(jìn)行了0°和90°2個方向的拉拔試驗，發(fā)現(xiàn)0°方向的拉拔性能優(yōu)于90°，且界面摩擦角較大，但界面黏聚力則相反。靳靜等[14]研究了單向土工格柵橫肋間距對拉拔試驗結(jié)果的影響，認(rèn)為土工格柵橫肋間距較小時拉拔曲線呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征，隨著橫肋間距的增加，拉拔曲線由應(yīng)變硬化向應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)化。劉開富等[15]通過直剪試驗對土工格柵兩側(cè)分別為不同含水率粉質(zhì)黏土及不同粒徑石英砂的界面特性進(jìn)行了研究，認(rèn)為含水率接近最佳含水率時筋土界面的似摩擦角和似黏聚力最大，石英砂粒徑對筋土界面抗剪強(qiáng)度的影響范圍在±7%以內(nèi)。Pant等[16]采用印度新德里達(dá)德里熱電廠收集的底灰和粉煤灰作為填料，通過改變格柵橫肋的數(shù)量進(jìn)行拉拔試驗，得出格柵橫肋對拉拔力的貢獻(xiàn)占總拉拔力的30%～60%，且隨著法向應(yīng)力的增大貢獻(xiàn)更大。Namjoo等[17]采用3種不同D50相似性能的砂以及6種具有不同表面特征的筋材進(jìn)行直剪試驗，結(jié)果表明土與筋材之間的界面抗剪強(qiáng)度取決于砂土的粒徑和筋材的類型。在數(shù)值模擬方面，Miao等[18]采用PFC3D顆粒流軟件，模擬了不同顆粒形狀的道砟對土工格柵的拉拔結(jié)果的影響，并討論了宏觀性能的差異和不同形狀顆粒產(chǎn)生的顆粒響應(yīng)。王志杰等[19]采用PFC2D軟件，對剛性與柔性頂部邊界條件下進(jìn)行土工格柵拉拔試驗?zāi)M，認(rèn)為拉拔位移較小時，剛性與柔性頂部邊界條件對拉拔試驗結(jié)果的影響可忽略不計，而當(dāng)拉拔位移較大時，建議采用柔性頂部邊界施加法向垂直荷載。在理論方面，劉續(xù)等[20]利用筋土界面間存在的抗剪剛度系數(shù)G及拉拔影響系數(shù)α，推導(dǎo)出拉拔過程中拉力沿筋材分布的公式和各點(diǎn)筋土的相對位移公式，只有在拉拔位移較小時才能成立，位移過大將不再適用。Zhu等[21]和Chen等[22]通過三參數(shù)模型推導(dǎo)了筋土界面軸力和剪應(yīng)力在不同拉拔階段的解析表達(dá)式。陳榕等[23]基于黏聚力模型模擬格柵橫肋的被動阻抗作用，得出格柵橫肋發(fā)揮的被動阻抗作用約占整體拉拔力的71%，且格柵橫肋前的土體破壞模式與Jewell提出的沖剪破壞模式一致。

上述國內(nèi)外學(xué)者主要從試驗、理論、數(shù)值模擬等方面對筋土界面的摩擦特性進(jìn)行了相關(guān)研究，試驗填料以砂土和黏土為主，且粒徑分布范圍小，這與現(xiàn)場實際埋入的填料有很大的區(qū)別，在現(xiàn)場施工過程中，為了施工方便，往往就地取材，試驗填料分布范圍大且多為碎石土混合料。

目前針對現(xiàn)場施工過程中碎石土混合料與筋材界面相互作用的研究鮮有報道?；诖耍疚囊蕴m州至?？诟咚俟窂V西南寧經(jīng)欽州至防城港段改擴(kuò)建工程項目為背景，通過室內(nèi)一系列大型直剪試驗，分析了填土壓實度、法向應(yīng)力、剪切速率對土-格柵界面摩擦特性的影響，試驗結(jié)果可為實際加筋土結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供重要的參考意義。

1 室內(nèi)直剪試驗概述

1.1 試驗設(shè)備

試驗所用設(shè)備為自行研制的直剪拉拔測試系統(tǒng)，該設(shè)備可以進(jìn)行拉拔及直剪試驗，試驗儀器主要由試驗盒、法向力液壓系統(tǒng)、水平控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)4部分組成，如圖1所示。本次試驗采用直剪試驗，直剪試驗盒由剪切上盒和剪切下盒組成，剪切上盒的尺寸為600 mm×400 mm×400 mm（長×寬×高），剪切下盒的尺寸為800 mm×400 mm×400 mm（長×寬×高）；法向力液壓系統(tǒng)輸出的豎向壓力范圍為0～300 kPa，通過油閥來控制法向應(yīng)力的輸出；水平控制系統(tǒng)由伺服電機(jī)、受力傳感器、導(dǎo)桿、位移傳感器組成，通過計算機(jī)控制剪切速率，剪切速率可選范圍為0.2～20 mm/min，試驗剪切位移范圍為0～120 mm；試驗數(shù)據(jù)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(jié)束后即可保存并導(dǎo)出數(shù)據(jù)。

圖1 直剪試驗設(shè)備Fig.1 Direct shear test equipment

1.2 試驗材料

試驗填料取自蘭州至?？诟咚俟窂V西南寧經(jīng)欽州至防城港K2130斷面工程現(xiàn)場，土顆粒為黃色，充填物為碎石顆粒，為棱角狀，如圖2所示。通過室內(nèi)篩分試驗，填料的顆粒級配曲線如圖3所示，碎石土混合料粒徑范圍為0～20 mm，其中土的質(zhì)量占總質(zhì)量的62.54%，碎石占37.46%，根據(jù)室內(nèi)常規(guī)試驗得到了碎石-土混合料的最大干密度ρd=1.94 g/cm3，最優(yōu)含水率為10.4%。試驗筋材采用高速公路K2130斷面實際鋪設(shè)的聚丙烯雙向土工格柵，土工格柵的具體物理指標(biāo)如表1所示。

表1 土工格柵的具體物理指標(biāo)Table 1 Specific physical indicators of geogrids

圖2 碎石土混合料Fig.2 Gravel-soil mixture

圖3 填料顆粒級配曲線Fig.3 Particle gradation curve of filler

1.3 試驗內(nèi)容

目前國內(nèi)外研究剪切速率存在的主要問題一是選取的剪切速率范圍小，二是相鄰剪切速率之間間隔較大，鑒于此，本文以蘭州至海口高速公路廣西欽州至防城港段改擴(kuò)建工程項目為背景，通過室內(nèi)直剪試驗，探討了不同剪切速率、壓實度、法向應(yīng)力對碎石土混合料與格柵界面摩擦特性的影響，具體試驗工況如表2所示，同時為了保證試驗結(jié)果的正確性，對數(shù)據(jù)異常的工況進(jìn)行了3組平行試驗，其研究結(jié)果可為實際工程提供設(shè)計參數(shù)。

表2 試驗方案Table 2 Test Schemes

2 筋土直剪界面計算公式與試驗方法

2.1 界面計算公式

在試驗過程中，筋土界面施加的作用力由3部分組成，一部分來自筋土界面以上填料自身的自重，一部分為施加的法向荷載，還有一部分為填料頂部加載板的自重。剪切過程中筋土界面上的法向應(yīng)力σv可按式（1）計算。在筋材整體剪切過程中，剪切界面的摩阻力可認(rèn)為均勻分布，其界面剪切強(qiáng)度可用式（2）表示。將剪切應(yīng)力峰值與對應(yīng)的法向應(yīng)力進(jìn)行線性擬合，可得到筋土直剪界面似黏聚力及似摩擦角，線性擬合關(guān)系可按式（3）表示：

式中，S=1.62；P為試樣平行測量次數(shù)，3；n為擬合曲線得數(shù)據(jù)對總數(shù)，21（每個濃度測量3次，共18次）；Cp為試樣平行測量3次結(jié)果的平均值，23.46 μg／L；Cˉ為繪制標(biāo)準(zhǔn)曲線的標(biāo)準(zhǔn)溶液的總平均值，62.7 μg／mL。

式中：σv——法向應(yīng)力/kPa；

P——筋土界面施加的作用力/kN；

A——剪切盒的水平面積/m2；

τ——界面剪切應(yīng)力/kPa；

T——σv作用下的水平剪切阻力/kN；

L、B——剪切盒的長度和寬度/m；

τmax——界面剪切應(yīng)力峰值/kPa；

c'——界面似黏聚力/kPa；

φ'——界面似摩擦角/（°）。

2.2 試驗方法

試驗時將填料按照規(guī)定的壓實度從下至上分層壓實裝入下剪切盒內(nèi)，每填完一層填料后用鋼絲刷將表面刷毛，保證各土層之間層間結(jié)合，當(dāng)填土略高于下剪切盒表面時將土工格柵平鋪在下剪切盒表面并與后端夾具連接，然后安裝上剪切盒，繼續(xù)分層往上剪切盒內(nèi)填土，分層壓實到規(guī)定的壓實度，達(dá)到規(guī)定壓實度后平整土面，通過調(diào)節(jié)油閥將承壓板放下，進(jìn)行預(yù)壓處理，預(yù)壓結(jié)束后，設(shè)置試驗各項參數(shù)并開始試驗。當(dāng)剪切應(yīng)力出現(xiàn)峰值并趨于平穩(wěn)或達(dá)到儀器剪切位移限值時結(jié)束試驗。

3 筋土直剪界面試驗結(jié)果分析

3.1 剪切速率對筋土直剪界面作用的影響

圖4是不同剪切速率下筋土直剪界面剪切應(yīng)力隨剪切位移變化的關(guān)系曲線，從圖4中可見，基本上剪切應(yīng)力隨著剪切位移的增加而不斷增大，由于碎石土混合料與格柵界面強(qiáng)度發(fā)展曲線并沒有明顯的峰值，其中將剪切軟化的曲線取剪切應(yīng)力峰值為界面剪切強(qiáng)度，對于剪切硬化的曲線，以曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)時剪切位移所對應(yīng)的剪切應(yīng)力作為其界面的剪切強(qiáng)度[24]，后續(xù)界面強(qiáng)度取值亦按此進(jìn)行確定。同時，不同剪切速率下的剪切應(yīng)力與剪切位移曲線基本上均呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征。從曲線的發(fā)展趨勢來看，剪切位移較小時，剪切應(yīng)力與剪切位移呈線性增長的趨勢，隨著剪切位移的增加，曲線增長速率變緩，但總體上還是呈現(xiàn)增大的趨勢。由于不同剪切速率下的直剪曲線變化規(guī)律一致，故本文選擇剪切速率v=0.5 mm/min的情況進(jìn)行分析，從圖4（a）可知，筋土直剪界面的剪切應(yīng)力峰值隨法向應(yīng)力的增加而增大，當(dāng)法向應(yīng)力從15 kPa增加到60 kPa時，界面剪切應(yīng)力峰值從46.80 kPa增加到68.33 kPa，增加了46.00%。這主要是在豎向荷載作用下土體被壓縮，土顆粒與土顆粒之間的接觸、土顆粒與格柵表面的摩擦以及土顆粒對格柵網(wǎng)孔的嵌鎖和咬合作用變強(qiáng)，從而導(dǎo)致剪切時阻力增大，故表現(xiàn)出剪切應(yīng)力峰值隨著法向應(yīng)力的增加而增大。

圖4 不同剪切速率下剪切應(yīng)力與剪切位移的變化規(guī)律Fig.4 Variations of the shear stress and shear displacement under different shear rates

不同剪切速率下的剪切應(yīng)力峰值如圖5所示，從圖5可以看出，相同法向應(yīng)力下，不同剪切速率下的剪切應(yīng)力峰值是呈現(xiàn)出波動變化，各法向應(yīng)力下界面剪切應(yīng)力峰值隨著剪切速率的增加整體上表現(xiàn)出先增加后減小的趨勢，說明剪切速率對界面剪切應(yīng)力峰值有著一定影響，同時不難發(fā)現(xiàn)，隨著剪切速率的增大，當(dāng)剪切速率v=1.5 mm/min時，在該剪切速率下界面剪切應(yīng)力峰值最大。分析其原因，這主要是因為剪切速率較低（v≤1.5 m/min）時，在剪切的過程中，土顆粒有充足的時間進(jìn)行重新排列，使得土顆粒與格柵網(wǎng)孔發(fā)生嵌鎖、咬合作用增強(qiáng)，從而使得界面剪切應(yīng)力峰值增大。而當(dāng)剪切速率較大（v≥3 mm/min）時，隨著剪切的進(jìn)行，土顆粒重新排列時間較短，土顆粒與格柵網(wǎng)孔的嵌鎖、咬合作用變?nèi)?，故界面剪切?yīng)力峰值相對有所減小。

圖5 不同剪切速率下的剪切應(yīng)力峰值Fig.5 Peak shear stress at different shear rates

3.2 填料壓實度對筋土直剪界面作用的影響

圖6為不同壓實度下剪切應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系曲線，由圖6可知，不同壓實度下的剪切應(yīng)力與剪切位移曲線可分為2個階段，第一階段（剪切位移≤1 mm）為線性增長階段，主要是剪切初期土體為抵抗相對位移而產(chǎn)生，此階段的剪切應(yīng)力急劇增大，但持續(xù)時間很短；第二階段為非線性增長階段，該階段的剪切應(yīng)力隨剪切位移增長的速率相對第一階段明顯變得緩慢，但基本上表現(xiàn)出剪切應(yīng)力隨剪切位移的增加而增大，曲線呈現(xiàn)應(yīng)變硬化的特征。

圖6 不同壓實度下剪切應(yīng)力與剪切位移的變化規(guī)律Fig.6 Variations of the shear stress and shear displacement under different compaction degrees

將不同壓實度下各法向應(yīng)力的剪切應(yīng)力峰值繪制到圖7中，由圖7可知，筋土直剪界面的剪切應(yīng)力峰值隨著填料壓實度的提高而變大，在法向應(yīng)力較低（σv≤30 kPa）時，剪切應(yīng)力峰值隨填料壓實度的提高大體上呈線性快速增長的趨勢，即呈正比例增長；而當(dāng)法向應(yīng)力σv＞30 kPa時，隨著填料壓實度的提高，增長速率變得緩慢，呈折線增長趨勢。分析其原因，在上部法向應(yīng)力較大（σv＞30 kPa）、且壓實度不足（λ≤0.76）時，土體被漸漸壓密，此時土體壓實度發(fā)生變化，從而導(dǎo)致剪切應(yīng)力峰值增大，故當(dāng)壓實度從0.76提高到0.86時，剪切應(yīng)力峰值增長速率相對上部法向應(yīng)力較低（σv≤30 kPa）時有所降低；而當(dāng)填料壓實度λ≥0.86時，雖然隨著上部法向應(yīng)力的增加，土體也會被壓密，但相對壓實度不足（λ≤0.76）的情況而言，壓實度基本不會發(fā)生太大改變，當(dāng)壓實度從0.86提高到0.96時，剪切應(yīng)力峰值增長速率相對于壓實度不足情況有所提高，故呈現(xiàn)出折線增長趨勢。

圖7 不同壓實度下的剪切應(yīng)力峰值Fig.7 Peak shear stress under different compaction degrees

3.3 筋土直剪界面強(qiáng)度參數(shù)分析

根據(jù)《公路工程土工合成材料試驗規(guī)程》(JTGE 50—2006)[25]及眾多學(xué)者的研究結(jié)果采用莫爾-庫倫準(zhǔn)則對不同壓實度下的界面剪切應(yīng)力峰值進(jìn)行線性擬合，擬合直線如圖8所示，線性擬合相關(guān)系數(shù)R2均在0.93以上，說明擬合結(jié)果具有很好的可靠度，從圖8中可以發(fā)現(xiàn)，筋土直剪界面的剪切應(yīng)力峰值隨著填料壓實度和法向應(yīng)力的增加而增大。

圖8 不同壓實度下的抗剪強(qiáng)度擬合直線Fig.8 Fitting lines of the shear strength under different compactness

根據(jù)圖8中線性擬合關(guān)系表達(dá)式可得直剪界面的強(qiáng)度參數(shù)。將不同壓實度下的直剪界面強(qiáng)度參數(shù)界面似黏聚力和界面似摩擦角繪制到圖9中。由圖9可知，當(dāng)填料壓實度從0.76提高到0.96時，界面似黏聚力從15.745 kPa增長到50.850 kPa，增長了222.96%，界面似黏聚力呈現(xiàn)出隨壓實度的提高而增大；而界面似摩擦角從38.344°減小到24.891°，減小了35.09%，表現(xiàn)隨壓實度的提高而減小。其原因在于，隨著壓實度的提高，土顆粒與筋材之間的相互作用增強(qiáng)，而由此導(dǎo)致土顆粒相互錯動較困難，故在剪切過程中界面處的土顆粒所需的阻力增大，整體黏聚力增強(qiáng)，因此導(dǎo)致界面似黏聚力隨壓實度的提高而增大；其界面似摩擦角隨壓實度的提高而減小，這是由于筋材與砂土的摩擦角一般大于砂土本身的內(nèi)摩擦角，而筋材與黏土之間的摩擦角常常小于黏土本身的內(nèi)摩擦角[26],初步判定是碎石土混合料粗顆粒分布不均勻?qū)е隆?/p>

圖9 不同壓實度下的界面參數(shù)變化規(guī)律Fig.9 Variations of interface parameters under different compaction degrees

圖10為不同剪切速率下界面剪切應(yīng)力峰值與法向應(yīng)力的線性擬合關(guān)系，在剪切速率v≤3 mm/min時，線性擬合相關(guān)系數(shù)R2在0.94以上，而剪切速率v＞3 mm/min時，線性擬合相關(guān)系數(shù)R2在0.90以下，表明擬合結(jié)果不具有代表性，因此本文只對剪切速率v≤3 mm/min時的界面強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行分析。

圖10 不同剪切速率下的抗剪強(qiáng)度擬合直線Fig.10 Shear strength fitting lines under different shear rates

根據(jù)圖10中剪切速率v≤3 mm/min時的線性擬合表達(dá)式，將得到的剪切速率v≤3 mm/min時的界面強(qiáng)度參數(shù)繪制在圖11中。由圖11可知，碎石土混合料與筋材界面似黏聚力隨著剪切速率的增加呈現(xiàn)出先增后減的趨勢；而界面似摩擦角隨剪切速率的增加呈現(xiàn)出先減后增的趨勢，但總體上表現(xiàn)出遞增的趨勢，其不同剪切速率下的界面似黏聚力與界面似摩擦角呈現(xiàn)出在一定范圍內(nèi)波動變化，波動范圍分別為38.725～50.495 kPa、25.873°～29.683°。其主要原因在于剪切過程中，筋土界面附近會形成剪切帶，土顆粒將重新排列。當(dāng)剪切速率增大時，剪切帶內(nèi)的顆粒來不及重新排列，使得剪脹作用更加明顯，從而導(dǎo)致界面摩擦角增大[10]。關(guān)于剪切速率對界面強(qiáng)度參數(shù)的影響，學(xué)者徐肖峰等[27]采用粗粒土進(jìn)行不同剪切速率的直剪試驗，表明隨著剪切速率的增加，界面似黏聚力與界面似摩擦角在一定的范圍內(nèi)波動，沒有明顯的規(guī)律，而徐超等[28]采用石英砂進(jìn)行不同速率的直剪試驗，認(rèn)為剪切速率不超過一定界限（如7.0 mm/min）時，其對直剪試驗結(jié)果的影響可以忽略?？梢钥闯霾煌瑢W(xué)者針對不同試驗填料得到的結(jié)論也不一樣，其原因在于，筋土界面相互作用極其復(fù)雜，不僅和試驗材料（筋材、試驗填料）有關(guān)，還和試驗加載方式（剪切速率、法向應(yīng)力）有關(guān)。

圖11 不同剪切速率下的界面參數(shù)變化規(guī)律Fig.11 Variations of interface parameters under different shear rates

3.4 筋土直剪界面破壞時對應(yīng)的剪切位移

當(dāng)剪切應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線出現(xiàn)峰值時，該峰值即為最大剪切應(yīng)力，對應(yīng)的剪切位移即為峰值剪切位移。而當(dāng)關(guān)系曲線沒有峰值出現(xiàn)時，也就是本文所出現(xiàn)的剪切應(yīng)力隨剪切位移的增大而增大，《公路工程土工合成材料試驗規(guī)程》(JTGE 50—2006)[25]給出剪切位移量取剪切面積長度的10%時的剪切應(yīng)力為最大剪切應(yīng)力，按照規(guī)范可以直觀簡便得到峰值剪切應(yīng)力及相應(yīng)的剪切位移，但針對實際高速公路填土與筋材之間的剪切強(qiáng)度，按照規(guī)范規(guī)定進(jìn)行的取值，對于大尺寸直剪模型箱，得到的結(jié)果偏差較大。因此根據(jù)已有學(xué)者的研究[24]，取曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)作為筋土直剪界面的抗剪強(qiáng)度，將不同剪切速率、壓實度、法向應(yīng)力下的直剪曲線拐點(diǎn)處的剪切位移匯總到圖12中。

圖12 不同影響因素下的直剪曲線拐點(diǎn)處的剪切位移變化規(guī)律Fig.12 Variations of the shear displacement at the inflection point of direct shear curves under different influencing factors

由圖12可知，不同壓實度下拐點(diǎn)處的剪切位移分布在5～15 mm的范圍內(nèi)，且大多數(shù)集中在10 mm附近。不同剪切速率下拐點(diǎn)處的剪切位移總體上呈現(xiàn)出先增加后減小的趨勢，剪切位移分布在2～11 mm的范圍內(nèi)，且大多集中在7 mm附近。表明不同試驗條件下拐點(diǎn)處的剪切位移也會有所不同，綜合考慮剪切速率、填料壓實度及法向應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)剪切位移大多集中在5～11 mm附近，相當(dāng)于剪切面積長度的0.83%～1.83%。

4 結(jié)論

（1）現(xiàn)場碎石土混合料筋土直剪界面剪切特性研究表明，直剪界面剪切應(yīng)力峰值隨著填料壓實度和法向應(yīng)力的增加而增加；在較低法向應(yīng)力下（σv≤30 kPa），剪切應(yīng)力峰值隨著壓實度的增加呈現(xiàn)出線性快速增長的趨勢，而當(dāng)法向應(yīng)力σv＞30 kPa時，增長速率變得緩慢，呈現(xiàn)出折線增長趨勢。

（2）不同剪切速率下的剪切應(yīng)力與剪切位移曲線基本上均呈現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特征，界面剪切應(yīng)力隨著剪切速率的增加總體上呈現(xiàn)出先增后減的變化規(guī)律，其在剪切速率v=1.5 mm/min時界面剪切應(yīng)力峰值最大。

（3）直剪界面強(qiáng)度參數(shù)隨著填料壓實度和剪切速率的增加變化規(guī)律存在差異；界面似黏聚力隨壓實度的增加而增大，而界面似摩擦角表現(xiàn)相反的趨勢；隨著剪切速率的增加，其在剪切速率v=1.5 mm/min下界面似黏聚力最大，界面似摩擦角最小。

（4）碎石土混合料與格柵直剪界面的直剪曲線呈現(xiàn)應(yīng)變硬化特征，以直剪曲線的拐點(diǎn)作為峰值剪切應(yīng)力，不同影響因素下拐點(diǎn)對應(yīng)的剪切位移集中在5～11 mm附近，約為剪切面長度的0.83%～1.83%。