三向土工格栅变形及筋土界面特性试验研究

（华中科技大学岩土与地下工程研究所，湖北武汉430074）

（华中科技大学岩土与地下工程研究所，湖北武汉430074）

为探讨三向土工格栅的筋土界面特性，以三向土工格栅为研究对象，考虑0°和90°两种拉拔方向（分别记为TX_0工况和TX_90工况）的影响，开展了一系列室内拉拔试验.通过对格栅试样沿拉拔方向4个断面的位移进行监测，研究了三向土工格栅的拉拔力-拉拔位移关系、分段变形特性、三向土工格栅的筋土界面剪胀（缩）特性、平均摩阻力-相对位移特征以及拉拔方向对筋土界面强度参数的影响.研究结果表明：填砂压实度对三向土工格栅拉拔力和筋土界面剪胀（缩）特性的影响显著；法向应力越高，筋土界面剪缩性越大，而剪胀性越小，达到最大剪缩（胀）量所需的剪切位移也越大；筋土界面摩阻力的发挥是一个渐进的过程，呈弹塑性-软化特征；法向应力高于20 kPa时，TX_0工况的筋土界面强度较TX_90工况更高.

三向土工格栅；拉拔试验；拉拔方向；格栅变形；筋土界面特性

土工合成材料与填料间的筋土界面作用特性直接影响着加筋土结构的安全和稳定，在加筋土结构的设计和应用中至关重要［1-2］.土工格栅因具有网孔结构，与土体的相互作用较为复杂，特别是对具有三角形网孔的新型三向土工格栅，有关其筋土界面特性方面的研究较少，且主要集中在数值模拟方面［3-4］，且试验研究工作进展缓慢.新型三向土工格栅由聚丙烯板材经整体冲孔、拉伸而成，与双向格栅相比，三向土工格栅具有更稳定的结构形式和更高的节点有效性，同时栅孔对填料颗粒的约束作用也更强［5-6］.由于现场足尺试验费用高、影响因素众多、实施困难且周期长［7］，目前研究筋土界面特性主要采用室内试验方法，包括直剪试验和拉拔试验，其中，拉拔试验因可清晰反映加筋土结构受荷演变过程，特别是适合于研究法向应力较低时的筋土界面特性而被广泛采用［8-9］.

对于柔性土工格栅材料，格栅变形对筋土界面摩阻力分布和筋土相互作用影响显著.文献［10］中认为拉拔试验中的格栅变形会使筋土界面摩阻力沿试样长度渐进发挥，从而增加筋土相互作用的复杂性.文献［9］中发现拉拔试验中格栅表面摩擦力沿格栅纵向逐渐向后传递，前期增长明显，而后期趋于稳定.文献［11-12］中采用透明土作为填料在可视化模型箱中进行大型拉拔试验，对试验过程中沿筋材长度方向的筋土相对位移场进行了量测.

本文以三向土工格栅为对象，考虑0°和90°两种拉拔方向的影响，通过开展一系列室内拉拔试验，对拉拔试验中三向土工格栅的变形特性和筋土界面特性进行研究，并探讨拉拔方向对筋土界面强度参数的影响.

1 试验设备和材料

试验在长江科学院水利部岩土力学与工程重点实验室的应变控制式土工合成材料拉拔试验仪上进行.该设备有竖向和水平向两个独立的液压伺服加载系统，剪切盒分为上、下两盒，下盒固定，上盒可根据试验需要沿水平加载方向移动，两盒内部尺寸均为600 mm×300 mm×150 mm（长×宽×高）.拉拔试验中，竖向荷载通过刚性加劲荷载板传递至填土面，水平荷载通过夹具传递至格栅试样，试验过程中的法向、水平向应力和位移均由应力传感器和位移传感器及其配套软件自动采集，如图1所示.

图1 拉拔试验仪Fig.1 Pullout test apparatus

试验用砂为灌砂法标准用砂，技术指标见表1，试验过程中保持砂样干燥清洁.所用格栅试样为整体冲孔拉伸三向聚丙烯（PP）土工格栅，由坦萨公司提供，经无侧限拉伸试验所得各项技术指标见表2.可见三向土工格栅在0°方向的拉伸强度、拉伸刚度和极限延伸率均大于90°方向.

表1 标准砂技术指标Tab.1 The technical indexes of standard sand

表2 三向土工格栅技术指标Tab.2 The technical indexes of triaxial geogrid

2 试验方法

依据《土工合成材料试验规程》（SL 235—2012）（以下简称《规程》）［13］开展拉拔试验.由于拉拔过程中格栅变形较大，难以采用粘贴应变片的方法进行格栅应变量测，因此，借鉴文献［14-15］的方法，沿格栅试样长度方向在不同断面布置测点，测点位移由不锈钢弦连接电阻位移计或百分表进行量测.为叙述方便，将0°方向和90°方向拉拔分别定义为TX_0工况和TX_90工况，两种工况的测点布置如图2所示，各监测断面的位移依次记为U1、U2、U3和U4，假设各分段的格栅应变均匀分布，则可采用相邻断面的位移差与各分段长度的比值来计算该段格栅应变.

文献［2］中认为拉拔试验中拉拔阻力会随着试样上、下层填料厚度的增加而逐渐减小至一个临界值，一般情况下，拉拔试验中格栅试样上、下层填料厚度不宜大于30 cm.本次试验中，采用分层填筑制样，通过严格控制每层填砂的厚度，将试样的压实度控制为0.9，填砂总厚度为10 cm，干密度为1.608 g/cm3.根据《规程》规定，拉拔试验中试样应被拔出而不能被拉断.为避免拉拔试验中格栅试样破坏，在试验前进行了预备性试验，以确定试验所用格栅试样尺寸及法向应力，试验方案见表3.

表3 拉拔试验方案Tab.3 Pullout testing program

拉拔试验过程中，水平荷载为应变控制式加载，拉拔试验速率均为1 mm/min，百分表的读数时间间隔为2 min.除格栅试样被拉断外，其余均为拉拔位移达20 mm时停止试验.为确保试验结果的可靠性，各级法向应力下的拉拔试验均重复多次.考虑使用次数对电阻位移计量测结果的影响，定期对电阻位移计进行标定，标定速率与拉拔速率相同.

图2 测点布置Fig.2 Layout of monitoring points

3 试验结果分析

3.1 压实度的影响

分析三向土工格栅在0.8、0.9两种填砂压实度Dc对TX_0和TX_90两种工况拉拔特性的影响，如图3所示，图中，σ为法向应力.当Dc从0.9减为0.8时，相同拉拔位移下拉拔力大幅减小，拉拔力差值随拉拔位移的增加而增大，Dc对拉拔力的影响非常显著.因此，在拉拔试验中必须严格、准确控制Dc，以确保试验结果的可靠性，在实际工程中，三向土工格栅加筋土结构也必须保证填料具有足够的压实度［16］.文献［2］中认为疏松填料与拉筋之间的摩擦力随摩擦过程而逐渐增强，对于同一种填料，由于拉筋上、下层填料随拉拔过程而逐渐密实，不同压实度试样的拉拔残余强度将趋于一致.由图3可以看出，试验结束时，在相同法向应力下，不同压实度试样的拉拔力残余值相差仍较大，可能是由于试验中格栅试样仅埋设在试验盒的一端，埋设面积较小，且随拉拔过程不断减小，因此，由格栅试样剪切位移引起的填料调整程度有限.

3.2 拉拔力-拉拔位移关系

图4为TX_0和TX_90两种工况下的拉拔力-拉拔位移关系曲线.对于TX_90工况，法向应力为40 kPa时，格栅试样被拉断，故未在图4中列出.随拉拔位移增大，拉拔力不断增大，达到峰值之后有所软化；随法向应力增大，峰值拉拔力增大，对应的拉拔位移也越大.图4同时绘出了夹持段应变随拉拔位移的变化曲线，通过对比拉拔力和夹持段应变随拉拔位移的变化规律，可检验上述格栅应变测试及计算方法的适用性.

由图4可知，各法向应力下夹持段应变的大小及变化规律与拉拔力的一致性较好，表明采用上述方法测试与计算格栅应变是可行的.夹持段应变与拉拔力的区别在于拉拔初期夹持段应变增大速率小于拉拔力的增大速率，其原因可能与格栅材料在拉拔初期的粘滞性较强，拉伸模量较大有关.

图3 压实度的影响Fig.3 Effect of the degree of compaction

图4 拉拔力（夹持段应变）与拉拔位移的关系Fig.4 Relation between the pullout force（strain of the clamping segment）and pullout displacement

3.3 格栅变形特性

图5为格栅各分段的应变曲线.由图5可知，除夹持段应变与拉拔力变化规律基本保持一致外，其余各分段的应变对拉拔力变化的反应不灵敏，均随拉拔位移的增大而增大，但增大速率差异明显，格栅前段应变增大速率最为显著，末段应变增速始终较小，由此可以推断拉拔力主要由格栅前段和中段承担.值得注意，格栅前段应变曲线呈“S”型，在拉拔位移为4～12 mm时，应变增加速率最大，然后逐渐减小，其原因是由于U1为格栅试样最靠近拉拔端的位移，随着格栅试样逐渐被拉出，格栅前段的拔出部分因失去侧向约束而致应变迅速增大.相比于TX_0工况，TX_90工况的格栅前段应变远大于中段和末段，前段变形在格栅总变形中所占比例较大，其前段应变的“S”型变化规律也更明显.

图6为格栅试样各测试断面位移速率变化曲线.两种工况下，U1的位移速率均在拉拔初期即快速增加，当拉拔位移大于14 mm时，U1的位移速率已超过拉拔速率（1 mm/min），同上所述，这与格栅前段的拔出部分失去侧向约束有关；U2、U3和U4的位移速率相差不大，均在拉拔位移达8 mm时开始快速增大，但始终小于拉拔速率，其中，U3和U4的位移速率非常接近，仅在局部有小幅差异.

图5 格栅各分段应变（σn=30 kPa）Fig.5 Variation of geogrid strain for each segment（σn=30 kPa）

图6 格栅各测试断面位移速率变化（σn=30 kPa）Fig.6 Variation of the displacement rate of the monitoring sections for geogrid specimens（σn=30 kPa）

4 筋土界面特性与参数

4.1 筋土界面剪胀特性

拉拔试验中，拉筋沿筋土界面发生剪切位移，使拉筋周围的土体产生剪胀或剪缩［16］.土工格栅因具有网格状结构，其筋土界面摩擦力中包含格栅网孔与土颗粒之间的咬合力.拉拔过程中，格栅节点及横肋带动嵌锁的土颗粒，使格栅周围的土颗粒位置不断发生错动和调整，从而表现出明显的剪胀或剪缩特性.

图7为筋土界面剪胀（缩）曲线，根据荷载板的竖向位移，为正（向下移动）表示剪缩，为负（向上移动）表示剪胀.由图7（a）、（b）可知：拉拔初期，筋土界面都有一个剪缩过程，随剪切位移的继续增大，筋土界面均发生剪胀；法向应力越高，筋土界面的剪缩性越大，剪胀性越小，这是由于高应力限制了颗粒的翻滚和错动，进而降低了剪胀性；法向应力越高，达到最大剪缩（胀）量所需的剪切位移也越大.图7（c）为TX_0工况下考虑压实度影响的剪胀（缩）曲线，当Dc为0.8时，试样一直处于剪缩状态，随剪切位移的增大，剪缩效应增大，但增幅逐渐减小，剪切位移大于7 mm后，剪缩效应已基本稳定.

结合图4，不难发现拉拔力-拉拔位移曲线和剪胀（缩）曲线之间存在一定的联系.拉拔力达到峰值时，界面的剪缩效应也刚好最大，此时颗粒间较为密实；随着剪切位移的继续增大，界面发生剪胀，在拉拔力-拉拔位移曲线中表现为拉拔力下降，出现软化段.

4.2 筋土界面平均摩阻力-相对位移特征

拉拔试验中，格栅变形对筋土界面摩阻力分布特征的影响与界面本构特征有关.界面呈理想刚塑性特征时，筋土相对位移较小时，界面强度即可达到峰值；界面呈弹塑性或弹塑性-软化特征时，筋土相对位移和格栅应力在靠近拉拔端处均较大，当该处的界面摩阻力达到或超过峰值时，靠近格栅自由端的界面可能尚在弹性状态.图8为TX_0和TX_90两种工况的筋土界面平均摩阻力与筋土相对位移的关系.

由图8可见，筋土相对位移沿格栅试样拉拔方向逐渐减小，最大相对位移发生在近拉拔端，表明格栅试样沿长度方向逐渐发生拉伸变形，筋土界面呈弹塑性-软化特征.

图7 筋土界面剪胀（缩）曲线Fig.7 Shear dilatancy/shrinkage curves ofthe geogrid-soil interface

4.3 筋土界面强度参数

假定筋土界面剪应力均匀分布，采用莫尔-库伦强度准则分别对峰值强度和残余强度与法向应力进行线性拟合，从而得到筋土界面峰值强度参数和残余强度参数，如表4所示.

由表4可知：TX_0工况的筋土界面黏聚力均明显小于TX_90工况，内摩擦角刚好相反，均明显高于TX_90工况；法向应力较高时，TX_0工况的筋土界面强度较TX_90工况更高.

表4 筋土界面剪切强度参数Tab.4 Shear strength parameters of the geogrid-soil interface

5 结 论

（1）三向格栅在0°方向的拉伸强度、拉伸刚度和极限延伸率均大于90°方向，实际工程中可根据铺设位置的受力特征优化三向格栅的铺设方法.

（2）填料压实度对三向土工格栅加筋性能影响显著，实际工程中必须保证三向土工格栅加筋土结构的填料具有足够的压实度.

（3）对于密实填料，法向应力越高，筋土界面剪缩性越大，而剪胀性越小，达到最大剪缩（胀）量所需的剪切位移也越大；对于疏松填料，筋土界面则可能一直处于剪缩状态.

（4）筋土界面摩阻力的发挥是一个渐进的过程，呈弹塑性-软化特征，法向应力较高时，TX_0工况的筋土界面强度较TX_90工况更高.

致谢：华中科技大学研究生创新创业基金项目资助（HF-11-13-2013）.

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三向土工格栅变形及筋土界面特性试验研究

曹文昭， 郑俊杰， 周燕君， 吴文彪， 江金国

Experimental Investigation of Deformation and Geogrid-Soil Interface Behavior of Triaxial Geogrid

CAO Wenzhao， ZHENG Junjie， ZHOU Yanjun， WU Wenbiao， JIANG Jinguo
（Institute of Geotechnical and Underground Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China）

In order to investigate the behavior of geogrid-soil interface of traxial geogrid，a series of laboratory pullout tests focusing on triaxial geogrid were conducted considering the effect of two kinds of pullout directions，referred to as TX_0 case and TX_90 case，respectively.The geogrid displacements were measured at four sections along the geogrid specimens.Based on the measurements，the relation between pullout force and pullout displacement and the deformation of each geogrid segment were studied.Furthermore，the dilatancy/shrinkage behavior，the relation between the average friction and relative displacement，and the effect of pullout directions on the interface strength were also analyzed. The experimental results demonstrate that the degree of compaction has a great influence on the pullout force and shear dilatancy/shrinkage behavior of the geogrid-soil interface.As the normal stress increases，the shear shrinkage increases while the shear dilatancy decreases.The shear displacements corresponding to the maximum shear dilatancy/shrinkage also increase with the increase of normal stress.The interface friction develops in a progressive mode and an elasto-plastic softening characteristic is observed of the interface behavior.The geogrid-soil interface strength of the TX_0 case is higher than that of the TX_90 case when the normal stress is higher than 20 kPa.

triaxial geogrid；pullout test；pullout direction；geogrid deformation；behavior of geogrid-soil interface

曹文昭，郑俊杰，周燕君，等.三向土工格栅变形及筋土界面特性试验研究［J］.西南交通大学学报，2016，51（5）：840-846.

0258-2724（2016）05-0840-07

10.3969/j.issn.0258-2724.2016.05.004

U461.1

A

2015-07-13

国家自然科学基金资助项目（51278216，51478201）

曹文昭（1990—），男，博士，研究方向为地基处理，电话：027-87557024，E-mail：cwz_1990@hust.edu.cn

郑俊杰（1967—），男，教授，博士，研究方向为岩土工程与隧道工程，电话：027-87557024，E-mail：zhengjj@hust.edu.cn

（中文编辑：秦 瑜 英文编辑：兰俊思）