聶如松，譚永長，郭一鵬，馬世平，施文龍

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2.長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410114；3.新疆和若鐵路有限責(zé)任公司，新疆 且末 841900)

新疆新建和若鐵路途徑塔克拉瑪干沙漠南緣，沙漠地區(qū)路基優(yōu)質(zhì)填料匱乏，但鐵路沿線廣泛分布風(fēng)積沙。采用風(fēng)積沙作為路基填料時，已有不少學(xué)者對風(fēng)積沙的物理力學(xué)性質(zhì)展開過研究。風(fēng)積沙具有顆粒均勻、級配不良、含水率小、無黏聚力、振動難壓實(shí)等特點(diǎn)，其組成以粉、細(xì)砂為主[1?4]，根據(jù)《鐵路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB 10001—2016)[5]填料組別的分類，屬于C3組填料。土工格柵強(qiáng)度高，施工簡便，價格低廉，抗老化性能好[6?7]，將其作為加筋材料埋置在風(fēng)積沙中，可以減小路基不均勻沉降，提高路堤的穩(wěn)定性。土工格柵與填料間的相互作用是決定加筋效果的關(guān)鍵因素，MCGOWN等[8]認(rèn)為拉拔試驗(yàn)?zāi)軌蚍从惩凉じ駯旁谔盍现泄ぷ鞯恼鎸?shí)情況，因此，國內(nèi)外學(xué)者普遍以拉拔試驗(yàn)來研究筋土相互作用。楊廣慶等[9]認(rèn)為土工格柵的拉拔力可以分為3個部分：1) 土工格柵表面與土體的摩擦力；2) 土工格柵橫肋與土粒之間的被動阻力；3) 土工格柵網(wǎng)孔內(nèi)土體與網(wǎng)孔外土體間的摩擦力。徐超等[10]進(jìn)行了砂土?土工格柵縱、橫肋相互作用機(jī)制的拉拔試驗(yàn)研究，并指出縱肋與橫肋的減少會導(dǎo)致格柵拉伸模量、網(wǎng)格剛度等的降低，從而導(dǎo)致筋土作用機(jī)制的改變。NAMJOO等[11]利用雙向土工格柵開展不同含水率下的拉拔試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)筋土界面內(nèi)摩擦角隨含水率的增大而減小。楊和平等[12]研究了不同膨脹土、上覆壓力、含水率和格柵尺寸對筋土界面摩擦特性的影響。張正等[13]運(yùn)用拉拔試驗(yàn)研究了不同法向應(yīng)力作用下土工格柵?黃土相互作用機(jī)制，結(jié)果表明法向應(yīng)力對土工格柵拉拔阻力有明顯的影響。周建等[14]利用平潭標(biāo)準(zhǔn)砂進(jìn)行了一系列不同法向應(yīng)力情況的拉拔試驗(yàn)研究，得出界面似摩擦因數(shù)與法向應(yīng)力相關(guān)。閻鳳翔等[15]研究了格柵?建筑渣土的界面摩阻特性，結(jié)果表明界面摩阻強(qiáng)度包絡(luò)線符合線性關(guān)系，似摩阻系數(shù)和似黏聚力都與格柵類型有關(guān)。WANG等[16]通過FBG和拉拔試驗(yàn)儀分析了土體壓實(shí)度、初始法向應(yīng)力和嵌固端固定形式對筋土作用機(jī)制的影響。馬存明等[17]通過分析格柵表面摩擦力，指出在高圍壓和高法向應(yīng)力時，格柵才會被拉斷。CARDILE等[18]總結(jié)一系列拉拔試驗(yàn)結(jié)果，提出了一種確定土工格柵抗拉拔阻力峰值的計(jì)算方法。MORACI等[19]提出了一種計(jì)算粗粒土中土工格柵拉拔阻力與殘余拉拔阻力的方法。萬亮等[20]通過開展加筋膨脹土的拉拔試驗(yàn)，分析了筋材的初始張拉狀態(tài)、溫度和界面殘余強(qiáng)度等新因素對格柵加筋膨脹土拉拔試驗(yàn)測試值的影響。筋土界面摩擦特性是評價筋土間相互作用的重要指標(biāo)，國內(nèi)外學(xué)者對筋土界面摩擦特性的研究收獲頗豐，但對風(fēng)積沙?土工格柵界面摩擦特性的相關(guān)研究甚少。本文利用拉拔試驗(yàn)儀，開展風(fēng)積沙-土工格柵拉拔試驗(yàn)研究，分析不同法向應(yīng)力、不同壓實(shí)度和不同土工格柵對筋土界面摩擦特性的影響，研究結(jié)果可為風(fēng)積沙加筋路堤的設(shè)計(jì)和施工提供一定的參考。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所用材料為風(fēng)積沙和2種雙向土工格柵。風(fēng)積沙來自于和若鐵路施工現(xiàn)場，圖1為試驗(yàn)所用風(fēng)積沙，對試驗(yàn)使用風(fēng)積沙開展基本物理性質(zhì)試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表1，顆粒級配曲線見圖2所示，可見其粒徑主要分布在0.075～0.25 mm，顆粒分布均勻，級配不良。試驗(yàn)所用2種土工格柵均為聚丙烯雙向土工格柵，如圖3所示，將其分別編號為1號土工格柵和2號土工格柵，其基本技術(shù)指標(biāo)見表2。

圖2 風(fēng)積沙顆粒級配曲線Fig.2 Grain size distribution of aeolian sand

圖3 雙向土工格柵Fig.3 Biaxial geogrids

表1 風(fēng)積沙基本物理力學(xué)性質(zhì)Table 1 Physical and mechanical properties of aeolian sand

表2 土工格柵基本技術(shù)指標(biāo)Table 2 Basic specifications of geogrids

1.2 試驗(yàn)儀器

試驗(yàn)采用儀器為YT1200S型拉拔試驗(yàn)儀，見圖4，儀器由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、水平拉拔力加載系統(tǒng)、法向應(yīng)力加載系統(tǒng)、試驗(yàn)箱和夾具等組成，拉拔試驗(yàn)箱尺寸為250 mm×200 mm×200 mm(長×寬×高)，位移傳感器精度為0.001 mm，位移行程為200 mm，拉拔力精度為±0.02%，伺服荷載法向力范圍為0～400 kPa，伺服調(diào)速范圍為0.1～100 mm/min。

圖4 拉拔試驗(yàn)儀Fig.4 Pullout test apparatus

1.3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)考慮法向應(yīng)力、壓實(shí)度對筋土界面摩擦特性的影響?？紤]到土工格柵埋置在路基不同深度位置處，法向應(yīng)力σn取15，30，60和90 kPa。風(fēng)積沙填料壓實(shí)度取K=0.90，0.93，0.95。本次拉拔試驗(yàn)全部采用應(yīng)變控制方式，拉拔速率為0.5 mm/min，本次拉拔試驗(yàn)以格柵拉拔端的位移為15 mm時或當(dāng)格柵被拉斷時作為試驗(yàn)的破壞標(biāo)準(zhǔn)，且每種工況重復(fù)5次試驗(yàn)，拉拔試驗(yàn)方案見表3。

表3 拉拔試驗(yàn)方案Table 4 Strength index of the frictional resistance of interface between aeolian sand and geogrids

受試驗(yàn)箱尺寸大小的限制，需要確定格柵的合理寬度，來減小試驗(yàn)過程中試驗(yàn)箱側(cè)壁和風(fēng)積沙之間的摩擦對拉拔試驗(yàn)結(jié)果的影響。楊廣慶[23]認(rèn)為土工格柵寬度約為試驗(yàn)箱寬度的3/4時能夠最小化側(cè)壁摩擦效應(yīng)，因此，試驗(yàn)中土工格柵的寬度為150 mm，試驗(yàn)過程中，側(cè)壁涂抹凡士林進(jìn)一步減小側(cè)壁的摩擦效應(yīng)。

拉拔試驗(yàn)具體步驟如下：1) 試驗(yàn)前按3%的含水率配置風(fēng)積沙試樣，放在封閉容器中潤濕24 h，使風(fēng)積沙試樣含水率均勻；按長280 mm×寬150 mm尺寸裁剪土工格柵，使不同土工格柵試樣在寬度和長度上具有較好的一致性和對稱性；2) 將試驗(yàn)箱分4層填筑壓實(shí)，每層填土50 mm；3)當(dāng)?shù)?層風(fēng)積沙(高度為100 mm)填筑壓實(shí)找平后，鋪設(shè)土工格柵。土工格柵在試驗(yàn)箱中的長度為250 mm，拉拔出口位置預(yù)留30 mm用于夾具的安裝，土工格柵距試驗(yàn)箱兩邊側(cè)壁各25 mm。4) 在拉拔出口處涂抹凡士林，以免拉拔時卡口摩擦影響試驗(yàn)結(jié)果；5) 然后繼續(xù)分層填筑風(fēng)積沙，壓實(shí)至與試驗(yàn)箱頂面齊平，此時填土高度為200 mm；6) 使用夾具夾緊土工格柵，并使夾具離拉拔出口盡可能近，以消除夾具與試驗(yàn)箱之間的格柵變形對試驗(yàn)結(jié)果的影響；7) 將剛性加壓板平放在填筑好風(fēng)積沙的頂面，施加設(shè)定法向應(yīng)力，并靜止15 min，使風(fēng)積沙-土工格柵緊密接觸；8) 施加水平拉拔力，記錄拉拔位移和拉拔力等，直至達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)。9) 改變法向應(yīng)力，重復(fù)步驟1～8進(jìn)行試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 風(fēng)積沙?土工格柵界面摩擦特性影響因素

圖5為1號土工格柵在法向應(yīng)力σn=60 kPa，壓實(shí)度K=0.95時的多次重復(fù)試驗(yàn)結(jié)果，由圖5可知，隨著拉拔位移的增大，界面剪應(yīng)力不斷增大，多次重復(fù)試驗(yàn)結(jié)果的誤差在可接受的范圍，表明試驗(yàn)結(jié)果較為可靠。為了更好地進(jìn)行分析，采取5次重復(fù)試驗(yàn)所得的界面剪應(yīng)力平均值作為一個工況下的界面剪應(yīng)力。

圖5 1號土工格柵重復(fù)拉拔試驗(yàn)結(jié)果Fig.5 Repeated pullout test results of No.1 geogrids

2.1.1 法向應(yīng)力的影響

圖6所示為2號土工格柵在不同法向應(yīng)力情況下界面剪應(yīng)力與拉拔位移關(guān)系曲線。從圖中可以看出，剪應(yīng)力?拉拔位移關(guān)系曲線呈現(xiàn)明顯的非線性。剪應(yīng)力的變化隨著拉拔位移的增長大致可以分為3個階段：1) 在拉拔初期，剪應(yīng)力隨拉拔位移近似線性增長；2) 隨著拉拔位移的增加，剪應(yīng)力的增長速率逐漸變緩；3) 對于應(yīng)變軟化型曲線，隨著拉拔位移的繼續(xù)增加，剪應(yīng)力達(dá)到峰值后略有下降，隨后趨于平穩(wěn)；對于應(yīng)變硬化型曲線，隨著拉拔位移的增加，剪應(yīng)力不斷增加，直至達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)。

剪應(yīng)力?拉拔位移曲線呈現(xiàn)應(yīng)變軟化型或者應(yīng)變硬化型特征與試樣壓實(shí)度和法向應(yīng)力的大小密切相關(guān)。

由圖6可知，法向應(yīng)力對界面剪應(yīng)力影響顯著，在同一壓實(shí)度的情況下，法向應(yīng)力越大，剪應(yīng)力也越大。在壓實(shí)度K=0.90時，剪應(yīng)力?拉拔位移關(guān)系曲線均為軟化型，可能是由于壓實(shí)度較低，風(fēng)積沙顆粒接觸不密實(shí)，剪應(yīng)力達(dá)到峰值后，格柵在填料內(nèi)部形成整體滑動，從而造成了軟化現(xiàn)象。如圖6(c)所示，填料壓實(shí)度K=0.93和0.95時，曲線在法向應(yīng)力σn=60，90 kPa時表現(xiàn)出硬化的特征，其原因可能是壓實(shí)度較高，風(fēng)積沙顆粒間接觸較為密實(shí)，在法向應(yīng)力高時，拉拔過程中格柵與風(fēng)積沙界面發(fā)生明顯的剪脹作用，從而導(dǎo)致界面上產(chǎn)生附加法向應(yīng)力，從而使得剪應(yīng)力持續(xù)增大。同時，同一壓實(shí)度下，隨著法向應(yīng)力的增加，剪應(yīng)力達(dá)到峰值所需的拉拔位移越大。

圖6 不同法向應(yīng)力下剪應(yīng)力?拉拔位移關(guān)系曲線Fig.6 Curves of shear stress-pullout displacement under various normal stresses

2.1.2 壓實(shí)度的影響

圖7為法向應(yīng)力σn=30 kPa時，1號土工格柵在不同壓實(shí)度下剪應(yīng)力-拉拔位移關(guān)系曲線。由圖7可見，在拉拔試驗(yàn)初期，拉拔位移約2 mm前，不同壓實(shí)度下的界面剪應(yīng)力相差不大，這是由于試驗(yàn)初期，格柵逐漸被拉緊，筋土未發(fā)生相對滑動，拉拔力主要由格柵表面與風(fēng)積沙填料的靜摩擦提供。隨著拉拔位移的進(jìn)一步增加，填料壓實(shí)度越大，界面剪應(yīng)力也越大。不同壓實(shí)度下風(fēng)積沙顆粒間的緊密程度不同，隨著拉拔位移的增加，筋土間產(chǎn)生相對滑移，對于壓實(shí)度大的填料，格柵網(wǎng)孔內(nèi)土顆粒咬合更緊，同時土顆粒對格柵橫肋的嵌固作用更加顯著[9,21]，從而造成壓實(shí)度大時，界面剪應(yīng)力也變大。

圖7 不同壓實(shí)度下剪應(yīng)力?拉拔位移關(guān)系曲線Fig.7 Curves of shear stress-pullout displacement under various compactness

2.1.3 不同格柵的影響

不同格柵對剪應(yīng)力?拉拔位移關(guān)系曲線的影響比較復(fù)雜，其影響因素主要有格柵網(wǎng)孔特征、拉伸強(qiáng)度、縱橫肋尺寸等。從圖8可以直觀地看出，在拉拔試驗(yàn)開始初期，拉拔位移較小，2種土工格柵的界面剪應(yīng)力差別不大。拉拔位移繼續(xù)增大，同一壓實(shí)度下，1號土工格柵的界面剪應(yīng)力顯著大于2號土工格柵。隨著壓實(shí)度從0.90增加至0.95，1號土工格柵界面剪應(yīng)力峰值增加約48%，而2號土工格柵界面剪應(yīng)力峰值增加約13%。這些表明1號土工格柵的界面摩擦特性要優(yōu)于2號土工格柵的界面摩擦特性。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因可能是，由于拉拔力大部分由橫肋產(chǎn)生的被動阻力來分擔(dān)[19]，同時由表2可以看到，1號土工格柵橫肋厚度約為2號土工格柵的2倍，這使得1號土工格柵的橫肋剛度大于2號土工格柵，在拉拔力相同時筋土間相對滑動就小，這使得2種土工格柵與風(fēng)積沙填料發(fā)生相同相對滑動位移時，1號土工格柵橫肋產(chǎn)生的被動阻力更大，因此，1號土工格柵所需拉拔力更大，從而造成1號土工格柵界面摩擦特性要優(yōu)于2號土工格柵。所以，在進(jìn)行風(fēng)積沙路基設(shè)計(jì)和施工時，應(yīng)選用橫肋力學(xué)性能較好的土工格柵。。

2.2 風(fēng)積沙?土工格柵界面摩擦特性

2.2.1 界面摩擦強(qiáng)度指標(biāo)

在進(jìn)行風(fēng)積沙加筋土路基設(shè)計(jì)時，土工格柵與風(fēng)積沙的界面摩擦特性對路基的安全穩(wěn)定有重要的影響。取破壞標(biāo)準(zhǔn)內(nèi)最大剪應(yīng)力為界面抗剪強(qiáng)度τf，得到不同工況下風(fēng)積沙?土工格柵界面摩擦強(qiáng)度，如圖9所示，可見法向應(yīng)力越大，其界面抗剪強(qiáng)度也越大，界面摩擦強(qiáng)度包線符合公式(1)，與土的莫爾?庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則相似。式(1)中，τf為界面抗剪強(qiáng)度，kPa；σn為法向應(yīng)力，kPa；f*為似摩擦因數(shù)，其中f*=tanφsg，φsg為風(fēng)積沙?土工格柵界面內(nèi)摩擦角，(°)；csg為表觀黏聚力，kPa。通過擬合得到的界面摩擦強(qiáng)度指標(biāo)見表4所示。

圖9 風(fēng)積沙?土工格柵界面摩擦強(qiáng)度包絡(luò)Fig.9 Strength envelope of the frictional resistance of interface between aeolian sand and geogrids

由表4可知，隨著壓實(shí)度由0.90提高至0.95，1號與2號土工格柵的似摩擦因數(shù)f*和界面內(nèi)摩擦角φsg不斷增大，1號土工格柵在壓實(shí)度K=0.93和0.95時的似摩擦因數(shù)比K=0.90時分別提高約28%和75%，2號土工格柵在壓實(shí)度K=0.93和0.95時的似摩擦因數(shù)比K=0.90時分別提高約26%和50%。在壓實(shí)度0.90～0.95范圍內(nèi)，2種土工格柵的界面內(nèi)摩擦角約為17.74°～29.24°；表觀黏聚力隨壓實(shí)度的變化不大，在壓實(shí)度0.90～0.95范圍內(nèi)，2種土工格柵的表觀黏聚力約為9.22～12.36 kPa，1號、2號土工格柵的平均表觀黏聚力分別為11.36 kPa和10.18 kPa。因此，壓實(shí)度對筋土界面似摩擦因數(shù)的影響要大于對表觀黏聚力的影響。風(fēng)積沙的黏聚力基本為0，而由圖8可以看出，在法向應(yīng)力為0的情況下，筋土界面仍存在一定大小的表觀黏聚力，這是由于埋置在風(fēng)積沙填料中的土工格柵，與其周圍填料形成了一個“復(fù)合層”，土工格柵的縱橫肋限制土體移動，在拉拔時風(fēng)積沙顆粒形成堆積，并互相咬合而導(dǎo)致的。

圖8 1號、2號土工格柵剪應(yīng)力?拉拔位移關(guān)系曲線Fig.8 Curves of shear stress-pullout displacement of No.1 and No.2 geogrids

表4 風(fēng)積沙?格柵界面摩擦強(qiáng)度指標(biāo)Table 4 Strength index of the frictional resistance of interface between aeolian sand and geogrids

2.2.2 拉拔摩擦因數(shù)

不同于似摩擦因數(shù)，拉拔摩擦因數(shù)f*R是一個表征風(fēng)積沙?土工格柵界面摩擦特性的綜合參數(shù)[22]，其定義為界面抗剪強(qiáng)度τf與其對應(yīng)法向應(yīng)力σn的比值，如式(2)所示。

圖10為1號與2號土工格柵拉拔摩擦因數(shù)隨法向應(yīng)力的變化曲線。由圖10可知，2種土工格柵在3種壓實(shí)度下的拉拔摩擦因數(shù)隨法向應(yīng)力的關(guān)系曲線變化趨勢一致，相同法向應(yīng)力條件下，拉拔摩擦因數(shù)隨壓實(shí)度的增加而增大；在相同的壓實(shí)度條件下，隨法向應(yīng)力σn的增大，拉拔摩擦因數(shù)呈非線性減小，其關(guān)系曲線可由冪函數(shù)進(jìn)行擬合，如式(3)所示，式中：f*R為拉拔摩擦因數(shù)；σn為法向應(yīng)力，kPa；a和b均為擬合參數(shù)。擬合曲線如圖10中實(shí)線所示，參數(shù)擬合結(jié)果見表5，由表5可見，擬合程度較好。

圖10 拉拔摩擦系數(shù)與法向應(yīng)力的關(guān)系Fig.10 Relationship between pullout friction coefficients and normal stress

對比表4與表5中的參數(shù)可知，擬合參數(shù)a隨表觀黏聚力的增加而增加，參數(shù)b的值隨著似摩擦因數(shù)的增加逐漸減小。圖11為擬合參數(shù)a和b分別隨表觀黏聚力和似摩擦因數(shù)的關(guān)系，其關(guān)系可近似由式(4)和式(5)擬合，式中a1，a2，b1和b2均為擬合參數(shù)，參數(shù)擬合結(jié)果見表6所示，擬合結(jié)果良好。將式(4)和式(5)代入式(3)中，可以得到式(6)，由式(6)可知，拉拔摩擦因數(shù)綜合反映了風(fēng)積沙-土工格柵界面摩擦特性。

表5 擬合參數(shù)統(tǒng)計(jì)Table 5 Summary of fitting parameters

表6 參數(shù)擬合值Table 6 Summary of fitting parameters

圖11 a-csg和b-f*關(guān)系Fig.11 Relationship between a-csgand b-f*

2.2.3 界面摩擦因數(shù)比

為了分析風(fēng)積沙?土工格柵界面強(qiáng)度參數(shù)的性質(zhì)，界面摩擦因數(shù)比fgs是一個分析風(fēng)積沙?土工格柵界面強(qiáng)度參數(shù)的重要指標(biāo)，可由式(7)求得。式中，fgs為界面摩擦因數(shù)比；φsg為風(fēng)積沙?土工格柵界面內(nèi)摩擦角，(°)；φss為風(fēng)積沙的內(nèi)摩擦角，(°)。

圖12為2種土工格柵界面摩擦因數(shù)比fgs與壓實(shí)度K的關(guān)系。1號和2號土工格柵的界面摩擦因數(shù)比隨著壓實(shí)度K的增加而增加。1號土工格柵界面摩擦因數(shù)比在壓實(shí)度為0.95和0.93時比壓實(shí)度0.90時分別提高15%和55%，2號土工格柵界面摩擦因數(shù)比在壓實(shí)度為0.95和0.93時比壓實(shí)度0.90時分別提高12%和33%，這說明壓實(shí)度對界面摩擦因數(shù)比有顯著的影響，填料壓實(shí)度越高，土工格柵的的加筋效果越好。因此，在將土工格柵埋置在風(fēng)積沙填料中作為加筋材料時，應(yīng)保證填料有較高的壓實(shí)度來保證土工格柵作用的發(fā)揮。

圖12 壓實(shí)度與界面摩擦因數(shù)比關(guān)系Fig.12 Relationship between compactness and friction coefficient ratio of the interface

3 結(jié)論

1) 剪應(yīng)力?拉拔位移關(guān)系曲線呈3階段的發(fā)展特征，在低法向應(yīng)力(σn=15，30 kPa)時為軟化型，在高法向應(yīng)力(σn=60，90 kPa)時為硬化型。界面剪應(yīng)力隨法向應(yīng)力和壓實(shí)度的增加而增大。同一壓實(shí)度下，1號土工格柵的界面剪應(yīng)力顯著大于2號土工格柵，1號土工格柵的界面摩擦特性要優(yōu)于2號土工格柵。

2) 界面摩擦強(qiáng)度與法向應(yīng)力呈線性關(guān)系。似摩擦因數(shù)和界面內(nèi)摩擦角隨壓實(shí)度的提高而增大，表觀黏聚力隨壓實(shí)度的變化不大，在壓實(shí)度0.90～0.95范圍內(nèi)，2種土工格柵的界面內(nèi)摩擦角在17.74°～29.24°之間，表觀黏聚力在9.22～12.36 kPa之間。

3) 相同法向應(yīng)力條件下，拉拔摩擦因數(shù)隨風(fēng)積沙壓實(shí)度的增加而增大。在相同的壓實(shí)度條件下，拉拔摩擦因數(shù)隨法向應(yīng)力的增加而減小，壓實(shí)度為0.95時，與法向應(yīng)力15 kPa時相比，法向應(yīng)力為30，60和90 kPa時1號土工格柵拉拔摩擦因數(shù)分別減少16%，31%和44%，2號土工格柵拉拔摩擦因數(shù)分別減少20%，37%和41%。拉拔摩擦因數(shù)?法向應(yīng)力關(guān)系曲線可由冪函數(shù)進(jìn)行擬合，擬合參數(shù)a與表觀黏聚力呈近似線性正相關(guān)，似摩擦因數(shù)與參數(shù)b呈近似線性負(fù)相關(guān)。

4) 1號和2號土工格柵的界面摩擦因數(shù)比隨著壓實(shí)度K的增加而增加。在填料壓實(shí)度為0.95時，1號、2號土工格柵界面摩擦因數(shù)比要比壓實(shí)度為0.90時分別提高約55%和33%。填料壓實(shí)度越高，土工格柵的加筋效果越好。