不同土工合成材料加筋土界面的静动力直剪特性

刘飞禹,沈春春,王军,王攀

(1.上海大学土木工程系,上海　200072；

2.温州大学建筑工程学院,浙江温州　325035；

3.温州大学浙江省软弱土地基与海涂围垦工程技术重点实验室,浙江温州　325035)

不同土工合成材料加筋土界面的静动力直剪特性

刘飞禹1,沈春春1,王军2,3,王攀1

(1.上海大学土木工程系,上海200072；

2.温州大学建筑工程学院,浙江温州325035；

3.温州大学浙江省软弱土地基与海涂围垦工程技术重点实验室,浙江温州325035)

为研究不同加筋材料对筋-土界面在静力、动力作用下的剪切特性的影响,采用大型直剪仪对土工编织布、土工无纺布、土工膜加筋的加筋土界面进行了一系列单调直剪试验、循环直剪试验和循环后单调直剪试验,并将单调直剪试验与循环后单调直剪试验的结果进行对比分析.结果表明：单调直剪试验中,界面剪应力-剪切位移关系由于加筋筋材力学特性与结构特征不同,呈现出较大差别,其中筋材在较大竖向应力的剪切过程中容易发生变形；在循环剪切过程中,土工编织布、土工无纺布界面抗剪强度发生了软化现象,而土工膜界面抗剪强度则发生了硬化现象.

筋土界面；筋材类型；单调直剪；循环剪切

目前,土工合成材料加筋土技术已经在土木工程、道路工程、水利工程等领域得到广泛应用,例如加筋挡土墙、加筋边坡、软基上的加筋路堤等.筋-土界面的抗剪强度是加筋土技术中的重要指标.界面剪切试验是研究土与土工合成材料接触面受力变形规律的重要途径之一.

国内外已有很多学者对筋土界面的相互作用进行了研究.在筋土界面的静力特性方面：Triplett等[1]、Esmaili等[2]、Hatami等[3]和刘炜等[4]对土工膜-土、土工布-土和土工格室-土界面的相互作用进行了研究.包承纲[5]针对界面特性,提出一种新的综合性加筋机制：直接加筋和间接加固.随着加筋土技术的发展,关于筋土界面动力特性的研究也逐渐引起广大学者重视.Nye等[6]通过一系列单调和循环直剪试验,研究了位移幅值、循环次数、加载周期以及频率对黏土与土工织物界面剪切特性的影响.Moraci等[7]通过动力下的多级拉拔试验,讨论了不同格栅的抗拉刚度、垂直侧限应力、循环荷载的幅值和频率等对筋土界面的影响.Vieira等[8]对应力和位移控制下的砂土与土工织物界面进行了单调直剪、循环直剪试验,并对试验结果进行了对比分析.Fox等[9]通过单调直剪试验和循环直剪试验,对土工膜与粗粒土界面的剪切刚度和阻尼比等参数进行了对比.王家全等[10]对动力作用下格栅-土界面的细观及宏观变化规律进行了研究.

筋材类型是影响筋-土界面加筋效果的一个重要因素.土工合成材料主要包括土工布、土工膜和土工格栅等.目前,已有许多学者利用直剪试验、拉拔试验及斜板试验研究土工合成材料与填料的界面作用特性.De等[11]通过直剪试验和振动台试验对3种不同土工合成材料(土工织物、土工膜、土工网)、8种不同的筋土界面动力特性进行了研究,揭示了土工合成材料界面动摩擦角的重要特性.Kamalzare等[12]通过大型直剪试验对3种材料(土工格栅、无纺土工布和机织土工布)和2种土(黏土和粗粒土)的筋土界面静力特性进行了研究,结果表明不同的土工材料界面强度特性差异显著.Lopes等[13]通过斜面测试研究了6种土工合成材料与2种粗粒土的界面特性,结果表明土工材料的类型和结构会对界面摩擦角产生显著影响.徐超等[14]采用土工格栅、土工织物为加筋材料,通过砂土的直剪试验和拉拔试验,研究了剪切速率和筋材性质对筋-土界面强度的影响,结果表明加筋材料及砂土特性对筋-土界面强度影响较大.

综上所述,目前有关筋材类型的研究大多仅限在静力作用条件下,而对于不同筋材类型下筋土界面的动力特性以及在外界动力作用下界面特性的变化尚未见相关报道.本工作对3种土工合成材料加筋砂土的界面进行大型直剪试验,研究分析砂土界面在外界动力作用下的表现及静力特性的变化,以期对加筋机制和加筋-土的实际工程应用有所裨益.

1　试验设备与材料

1.1试验设备

采用美国Geocomp公司生产的ShearTracⅢ室内大型直剪仪(见图1).剪切盒有效尺寸(长×宽×高)为上剪切盒305 mm×305 mm×100 mm；下剪切盒405 mm×305 mm×100 mm.下剪切盒沿剪切方向上的长度较上剪切盒长,从而保证了剪切过程中剪切面积的恒定.该直剪仪能进行位移和应力两种控制条件下的直剪试验,在本次试验中,采取位移控制条件.在剪切过程中,上剪切盒固定不动,下剪切盒通过高精度电机带动一系列齿轮来控制其在剪切方向上的移动,水平方向最大剪切位移可达100 mm,可控制的剪切速率为3×10-4～15 mm/min.水平及竖向位移通过线性可变差动变压器式(linear variable differential transformer,LVDT)位移传感器进行测量,水平力和竖向力由测力传感器测量.通过油压千斤顶和反力架施加竖向荷载,并通过试样上方的刚性板将力传递至土体.试验数据由机载软件自动读取和记录.

图1　大型直剪仪Fig.1　Large-scale direct shear apparatus

1.2试验材料

试验采用3种加筋材料和中国ISO标准砂,其中加筋材料为土工编织布(GT1)、土工无纺布(GT2)、土工膜(geomembrane,GM)(见图2).3种加筋材料的各项技术指标如表1所示.中国ISO标准砂的物理性质如表2所示.

图2　加筋材料试样Fig.2　Samples of reinforcement materials

表1　土工合成材料的技术指标Table 1　Technical indices of geosynthetics

表2　试验砂土的物理性质指标Table 2　Physical indices of testing sand

2　试验方案

2.1试验方法

为研究不同加筋材料对筋-土界面循环剪切及其后直剪特性的影响,本工作分别对法向应力为30,60,90 kPa下的3种不同加筋材料与砂土界面进行了单调直剪试验、循环剪切试验和循环后单调直剪试验.试验方案如表3所示.

表3　剪切试验方案Table 3　Shear testing programs

参照刘飞禹等[15-16]的研究成果以及《公路工程土工合成材料试验规程》(JTG E50—2006),各组试验的剪切速率为1 mm/min；循环剪切试验中剪切幅值为3 mm,次数为10；循环剪切结束后,先将施加于土样上的竖向荷载卸除,重新施加竖向荷载后用相同的试验参数在原试样上进行循环后单调直剪试验；单调直剪试验在重新装填的试样上进行.

2.2试样制备

为了减少砂土密实度对试验结果的影响,采用分层装填法将砂土分5层填入剪切盒,每层厚度为2 cm；控制每层填入的砂土质量相同,并将其夯实至标定高度；保证各组试验中砂土的相对密实度为52%.

下剪切盒放置刚性木块.将剪裁好的加筋材料铺平,用螺栓、钢块等工具将其固定在下剪切盒上,使材料与下剪切盒在剪切过程中不发生相对位移,保证试验过程中剪切始终沿筋-土界面进行.图3给出了循环剪切路径示意图.可以看出,循环剪切从平衡位置开始,沿路径①—②—③—④—①进行循环.定义①—②—③—④为一个完整的循环圈.

图3　循环剪切路径示意图Fig.3　Schematic diagram of cyclic shear paths

3　试验结果及分析

3.1单调直剪试验

图4是竖向应力为30,60,90 kPa时单调直剪试验中界面的剪应力-剪切位移曲线,取该曲线中的剪应力峰值为界面的峰值剪应力.从图中可以看出：3种情况下界面的剪应力均随竖向应力的增大而增大；在任一竖向应力水平下,GT1-砂土界面剪应力峰值最大,而GT2-砂土界面剪应力峰值最小；GT2-砂土界面在试验开始阶段便存在较为明显的峰值,而另外两种材料并没有出现明显峰值.参考《公路工程土工合成材料试验规程》(JTG E50—2006)及砂土的相关研究,剪应力-剪切位移关系曲线出现峰值或拐点时,取峰值或拐点作为峰值剪应力；关系曲线不出现峰值或拐点时,则取剪切位移的10%(本工作中为位移30 mm)处的剪应力为峰值剪应力.另外,受各种加筋材料力学特性的影响,剪应力-剪切位移的变化规律存在较大差异,而且这种差异随着竖向应力的增大而变大.

图4　单调直剪试验中界面的剪应力-剪切位移曲线Fig.4　Interface shear stress-displacement curves in monotonic direct shear tests

3.2循环剪切试验

图5为循环剪切试验中竖向应力为60 kPa时不同界面的剪应力-剪切位移关系曲线.从图中可以看出：①随着循环次数的增加,界面的剪应力-剪切位移滞回曲线越来越相似,最终趋于同一曲线.GT1-砂土,GT2-砂土界面的滞回曲线发展呈现从外向内收缩的趋势,GM-砂土界面呈现从内向外收缩的趋势,而这两种趋势正分别对应着界面剪切软化和硬化的特点.②在不同剪切方向上,同一循环的剪应力-剪切位移关系存在着一定程度的差异,其中GT1-砂土界面主要表现为沿初始剪切方向上的剪应力峰值较反方向小,而GT2-砂土,GM-砂土界面主要表现为沿初始剪切方向上的剪应力峰值较反方向大.剪切异向性的出现主要与剪切过程中结构面附近砂土颗粒的排列有关[17].③受各种材料力学特性的影响,剪应力-剪切位移曲线差别很大.GT1-砂土界面从平衡位置开始,剪应力增加缓慢,在接近幅值3 mm处时快速增加,并在幅值处达到峰值剪应力.GT2-砂土界面在加载段保持平缓,在卸载段距离位移幅值1 mm处达到峰值剪应力.GM-砂土界面在加载段逐渐变陡,且与卸载段基本平行,在幅值处达到峰值剪应力.

为了进一步研究3种加筋材料与砂土界面在循环剪切过程中的发展规律,参考强度劣化指标的定义[18],引入界面抗剪强度发展系数Qτ,并将其定义为第N个循环圈中的剪应力峰值与最后一个(本工作中为第10次循环)循环圈中的剪应力峰值的比值.图6给出了3种不同材料加筋土界面强度发展系数的变化曲线.从图中可以看出：①GT1-砂土界面在前几次循环中,发展系数快速减小,而随着循环次数的增加,曲线逐渐变得平缓,发展系数的增长速率不断下降；②GT2-砂土界面的发展系数一直保持平稳的速率减小；③与GT1-砂土界面、GT2-砂土界面不同,GM-砂土界面发展系数一直随着循环次数的增加而增大,增长速率总体来说保持稳定；④GT1-砂土界面和GT2-砂土界面的发展系数Qτ≥1,且GT1-砂土界面的Qτ的变化速率大于GT2-砂土界面的Qτ的变化速率,而GM-砂土界面的发展系数Qτ≤1,这与GT1-砂土, GT2-砂土界面剪应力呈现剪切软化,GM-砂土界面剪应力呈现剪切硬化相对应.

图5　循环剪切试验中界面的剪应力-剪切位移关系曲线Fig.5　Interface shear stress-displacement curves in cyclic shear tests

图6　不同土工合成材料下的界面抗剪强度发展系数曲线Fig.6　Curves of interface shear strength development coefficient in different geosynthetic

图7给出了竖向应力为60 kPa时循环剪切试验中界面剪应力随时间变化的曲线.可以看出：①GT1-砂土界面在界面循环剪切过程中发生明显的软化；②GT2-砂土界面中的第一个极值是正方向第一次到达幅值3 mm时的剪应力,并非峰值,从第二个极值点到最后一个极值点为10次循环的峰值点,且表现出软化的特性；③GM-砂土界面在循环剪切过程中发生了轻微的硬化；④受各种筋材力学特性的影响,3种材料和砂土界面的剪应力-时间曲线均呈现出较大的差异性.

图7　循环剪切试验中界面剪应力随时间的变化Fig.7　Evolutions of shear stress with time in cyclic shear tests

3.3循环后单调直剪试验

图8给出了竖向应力为30,60,90 kPa时循环后直剪试验中界面的剪应力-剪切位移关系曲线.从图中可以看出：3种筋土界面的剪应力均随竖向应力的增大而增大；在任一竖向应力水平下,GT1-砂土界面剪应力峰值最大,GT2-砂土界面剪应力峰值最小.

图9给出了单调直剪试验与循环后直剪试验中竖向应力不同时的界面峰值剪应力包络曲线,其中R2为包络曲线的相关系数.由图可以看出,R2的值均接近于1,表明界面峰值剪应力τ同竖向应力σ二者具有良好的线性相关性.利用摩尔-库仑准则进行描述,τ=c+σ tanϕ,其中c,ϕ分别为界面的似黏聚力和摩擦角.将通过峰值剪应力所得的似黏聚力记为峰值似黏聚力(cp),通过峰值剪应力所得摩擦角记为峰值摩擦角(ϕp).经线性拟合,可得单调直剪情况下GT1,GT2,GM与砂土界面的似黏聚力分别为8.07,3.45和0.24 kPa,界面摩擦角分别为29.1°,17.2°和28.5°.循环后直剪试验中,GT1,GT2,GM与砂土界面的峰值似黏聚力分别为9.55,3.93和4.72 kPa,峰值摩擦角分别为29.7°,13.5°和25.7°.

图8　循环后直剪试验中界面的剪应力-剪切位移曲线Fig.8　Interface shear stress-displacement curves in post-cyclic direct shear tests

图9　单调直剪试验与循环后直剪试验中界面峰值剪应力包络曲线Fig.9　Interface peak shear stress envelopes from monotonic and post-cyclic direct shear tests

3.4循环剪切过程对界面单调直剪特性的影响

为研究循环剪切对界面直剪特性的影响,将单调直剪试验与循环后单调直剪试验所得界面抗剪强度的峰值似黏聚力与峰值摩擦角列出,具体如表4所示.可以看出,在经历循环剪切之后,界面的峰值似黏聚力均有所增大,其最大增长量可达单调直剪时的几十倍.界面峰值似黏聚力主要与筋材对土体的约束有关,这表明在经历循环剪切之后筋材的约束作用得到了更好的发挥.与界面峰值似黏聚力不同,在经历循环剪切之后GT1-砂土界面的峰值摩擦角略有增大,而GT2-砂土界面、GM-砂土界面的摩擦角均有所减小.

表4　单调直剪与循环后单调直剪试验中界面的c和ϕ值Table 4　Values of c and ϕ in monotonic and post-cyclic monotonic direct shear tests

界面摩擦角主要与砂土颗粒之间以及砂土颗粒与加筋材料之间的滑动与咬合作用有关.在经历循环剪切后,GT2-砂土界面、GM-砂土界面峰值摩擦角减小的原因有：①GT2和GM的抗拉强度较GT1低,经历循环剪切后的筋材更容易发生褶皱等劣化变形,削弱了这两种材料对砂土的约束作用；②经历循环剪切后,砂样中有些颗粒会破碎,这也在一定程度上造成了界面峰值摩擦角的减小.

图10　单调直剪试验与循环后单调直剪试验的剪应力-剪切位移曲线Fig.10　Interface shear stress-displacement curves in monotonic and post-cyclic monotonic direct shear tests

图10给出了竖向应力为60 kPa时单调直剪试验与循环后单调直剪试验的剪应力-剪切位移关系曲线.可以看出：①GT2-砂土界面强度从剪切软化型转化为剪切硬化型,这可能与经历循环剪切过程后界面处砂土的密实度提高有关,因为已有研究表明砂土密实度对界面的直剪强度有着重要的影响[19]；②GM-砂土界面在较小的剪切位移时达到一定的剪应力,之后曲线一直保持平缓的趋势；③相比GT2-砂土界面,GM-砂土界面和GT1-砂土界面表现出较大的剪切强度,这是因为土工编织布与砂土之间存在一定的嵌锁作用；④GT1-砂土和GM-砂土界面抗剪强度在3种竖向应力下都有明显的提高,而GT2-砂土界面抗剪强度在3种竖向应力下发生退化.

筋材与砂土界面在循环剪切过程中会发生一系列的物态变化,其中筋材本身的磨损是界面强度的弱化机制.砂土密实度的提高使得土颗粒间以及土颗粒与筋材之间的咬合作用加强,是界面强度的强化机制.砂土颗粒的破碎提高了界面处砂土的密实度,同时又降低了界面的滑动摩擦力,既是强化机制,又是弱化机制.本工作中GT1-砂土和GM-砂土界面强度的提高正是由上述强化机制占据主导地位所致,而GT2-砂土界面强度的退化则主要是由GT2抗拉强度较低导致剪切过程中筋材磨损更加严重所致.

4　结论

本工作对3种不同土工合成材料加筋土界面进行了室内大型单调直剪试验、循环剪切试验和循环后单调直剪试验,研究了不同材料加筋土界面的循环剪切特性及循环后单调直剪特性.研究结果表明：①在单调直剪试验中,不同加筋材料界面的剪应力-剪切位移关系曲线呈现出较大差别,加筋材料在较大竖向应力的剪切过程中容易发生变形；②在循环剪切过程中土工编织布、土工无纺布加筋土界面的抗剪强度发生了软化现象,而土工膜加筋土界面的抗剪强度发生了硬化现象；③对经过循环剪切的筋土界面再进行单调直剪时,3种加筋土界面的剪切特性变化呈现出不同的特点,土工编织布和土工膜的界面抗剪强度有所提高,土工无纺布的加筋土界面抗剪强度有所降低.

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本文彩色版可登陆本刊网站查询：http://www.journal.shu.edu.cn

Direct shear behavior of reinforcement soil interface in different geosynthetics

LIU Feiyu1,SHEN Chunchun1,WANG Jun2,3,WANG Pan1
(1.Department of Civil Engineering,Shanghai University,Shanghai 200072,China；
2.College of Civil Engineering and Architecture,Wenzhou University, Wenzhou 325035,Zhejiang,China；
3.Key Laboratory of Engineering and Technology for Soft Soil Foundation and Tideland Reclamation of Zhejiang Province,Wenzhou 325035,Zhejiang,China)

To investigate the reinforcement soil interface cyclic and post-cyclic shear behavior in different geosynthetic materials(woven geotextile,nonwoven geotextile,geomembrane),a series of direct shear tests,cyclic shear tests and post-cyclic direct shear tests were performed through a large-scale direct shear device.Comparison and analysis were made between the results from direct shear tests and post-cyclic direct shear tests.In the direct shear tests,the interface shear stress-displacement curve presented large difference due to different material mechanical properties and structural characteristics.More evident deformation was observed in higher vertical stress.Cyclic shear stress degradation was observed in both woven and nonwoven geotextile-sand interfaces,whereas hardeningphenomenon appeared in the geomembrane-sand interface.

soil-geosynthetic interface；reinforced materials type；monotonic direct shear；cyclic shear

TU43

A

1007-2861(2016)05-0637-11

10.3969/j.issn.1007-2861.2016.01.016

2015-12-04

国家自然科学基金资助项目(51478255,51678352)；上海市自然科学基金资助项目(14ZR1416100)；浙江省重点科技创新团队资助项目(2011R50020)

王军(1980—),男,教授,博士,研究方向为软弱土动力学及地基处理学. E-mail:wangjunx9s@zju.edu.cn