基于P5含量的砂砾土与格栅拉拔试验及破坏特性分析

康博文 周圆兀 王家全 唐滢

摘    要：为研究砂砾土P5（粒径[>]5 mm的粗颗粒质量百分比）对土工格栅拉拔性状及破坏特性的影响，利用土工合成材料综合测定仪对不同P5的砂砾土进行了拉拔试验，系统地研究了P5对拉拔力峰值、格栅破坏形式的影响及格栅拉拔阻力在不同填筑方式下的变化规律.试验结果表明：在同一法向应力下，当P5由20%增长为30%时，拉拔力峰值增长为原来的1.1倍左右;当P5相同时，随着法向应力的增加，格栅破坏从撕裂演变为劈裂，法向应力每增加25 kPa，横向撕裂长度扩大2倍左右;当法向应力一致时，改变P5，格栅破坏形式基本一致;在相同竖向压力与P5含量下，分别采取击实填筑与压实填筑砂砾土，拉拔曲线分别表现为软化、硬化两种截然不同的发展趨势.

关键词：土工格栅;拉拔试验;破坏特性;砂砾土;界面作用;

中图分类号：TU311        DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2019.03.003

引言

砂砾土作为天然原材料，其储量丰富，分布广泛，便于取材且经济.砂砾土具有压缩性低、承载力高、抗剪强度高，渗透性大等特点，同时由于其良好的界面摩擦特性，与土工合成材料相结合，被广泛应用于铁路路基、高速公路基础、土石坝、软土地基处理等[1].

因此，关于砂砾土与土工合成材料的加筋作用研究备受国内外学者关注且取得一系列有价值的成果.Vangla等[2-3]研究了砂砾土颗粒尺寸及表面粗糙度对界面剪切行为的影响.Makkar等[4]利用大模型直剪试验对三维土工格栅加筋的砂砾土进行直剪试验，研究砂砾土颗粒尺寸、加筋形式等对加筋界面抗剪强度的影响并量化同颗粒土-加筋界面的界面剪切强度参数.Moraci等[5]通过对嵌入不同压实度填料的格栅进行拉拔试验，试验结果显示拉拔阻力取决于土的物理性质、土工合成材料强度以及几何形状等，特别是随筋土抗剪强度、土工格栅承载面积的增加，横杆等效厚度与颗粒平均直径之比B/D50减小，拉拔阻力显著增加.关于砂砾土动力特性方面，孙田等[6]对级配相同颗粒形状不同的砂砾土进行动三轴对比试验，研究砾石颗粒形状对砂砾土动剪切模量和阻尼比的影响，试验结果发现砾石颗粒形状对砂砾土动剪切模量的影响与有效围压、剪应变幅值有关.赵凯等[7]利用改进的GDS循环三轴试验系统对不同 P5的砂砾土开展动残余变形试验，研究了P5等对砂砾土动残余变形特性的影响.吴琪等[8]对不同细粒含量FC的细粒-砂粒-砾粒混合料进行了不排水循环3轴试验，基于颗粒接触状态理论，探讨了FC对细粒-砂粒-砾粒混合料动强度CRR的影响.王炳辉等[9]为研究砂砾土抗液化强度问题，对不同砾含量，不同相对密度的砂砾土进行了小型土箱振动台试验，试验结果表明含砾量和相对密度的增加后，砂砾土的抗液化强度明显增大且趋势越来越明显.

综上所述，现阶段对砂砾土的研究主要是土颗粒物理性状对砂砾土界面特性、动力特性的影响，关于砂砾土粗粒组对土工格栅拉拔行为影响鲜有研究.砂砾土是指我国现行《土工试验规程》[10]所定义的包括砾类土和砂类土在内的粗粒土.P5作为其分界粒径（P5[<]5 mm为细料，P5[>]5 mm为粗料）对砂砾土与土工合成材料界面力学性质有显著影响[11-13].因此，本文采用级配良好的砂砾土，在不同P5下进行拉拔试验，研究不同P5对砂砾与土工格栅拉拔行为及格栅破坏的影响，为加筋工程提供更有意义的设计建议.

1    砂砾土拉拔试验

1.1   试验材料

本次试验采用一种双向土工格栅，5组P5含量的砂砾土，分别在法向应力25 kPa、50 kPa、75 kPa、100 kPa这4种法向压力下进行拉拔试验.试验采用的聚丙乙烯双向土工格栅具体技术指标如表1所示.

按照《土工合成材料测试规程》（SL 235-2012）[14]对河砂进行筛分，分别配制3组级配良好的砂砾土，其中P5含量分别为20%、25%和30%.由于控制试验变量，配置后的砂砾土除P5含量不同外，级配曲线基本一致，故仅列出P5=30%时的级配曲线，如图1所示.

1.2  试验装置

用于砂砾土拉拔试验仪器为南京土壤仪器厂生产的TZY-1型土工合成材料综合测定仪.该仪器主要由变速箱、夹具、垂直框架、剪切盒、滑动部件、气缸、顶头部件、电器箱、控制面板、机架及数据采集软件等部件组成，常用于测定土工合成材料的力学特性以及土与合成材料相互作用特性试验.通过仪器所给气压值和法向力的换算系数，确定竖直荷载下的气压值，再通过气泵向高精度调压阀和滚动隔膜气缸组成的闭环反馈稳压系统施加气压;水平拉拔力采用应变控制加荷方式，由步进电机驱动变速箱均匀施加;数据处理由8031单片微机控制，采样速度10次/s，数字显示应力-应变或应力-位移，自动判断峰值，实时传输力与位移的数据给计算机，或试验结束后一次传输整个试验的全部数据.

1.3   试验方法

首先，用分层填筑法将砂砾土从下往上按每层厚25 mm依次填筑至与下盒顶部齐平;再以拉拔盒中轴线为基准，对称铺置宽度小于拉拔盒20 mm的格栅;然后，用销钉将上盒固定在下盒上.为防止因拉拔口高度过低，砂砾土粗粒因卡槽中的钢片嵌固在拉拔口，使低强度格栅提前断裂影响试验正确性，故在钢片两端分别垫上高度合适且一致的橡胶垫片.当上述要求准备好后，通过气泵施加预定法向应力进行预压，预压完毕后，以1.5 mm/min的速度进行试验，当格栅拉拔位移达到35 mm或者拉拔力达到峰值力平稳后试验结束.在试验结束后，除电脑与仪器自动采集的拉拔位移曲线外，还需取出埋置于填料的格栅，对其在不同P5含量、竖向荷载下的拉伸、破坏方式进行观察分析.

2    试验结果与分析

2.1    P5对拉拔曲线的影响

图2为各P5砂砾土在不同法向应力下的拉拔曲线变化情况.由图2分析可知：P5含量对拉拔曲线总体发展趋势无显著影响，各法向应力下，拉拔力发展趋势基本一致.法向应力从25 kPa增长至50 kPa、  75 kPa和100 kPa，土工格栅的拉拔力逐次增加，其中，法向应力达到100 kPa时，土工格栅在拉拔过程中发生断裂，其拉拔力峰值急剧下降.在低法向应力（[σv<75 kPa]）下，虽然P5增加，但低法向应力的约束作用不能使粗细颗粒与土工格栅产生紧密的接触和良好的咬合嵌固作用，格栅抗拔阻力较小，且拉拔阻力在土工格栅抗拉强度范围內，故土工格栅未被破坏，砂砾土与土工格栅上下面的界面摩擦力及横肋

的嵌固咬合作用能完全发挥，各法向应力下拉拔力随着拉拔位移增加逐步发挥并达到峰值;而高法向应力（σv≥75 kPa）下，随着P5从20%分别增加至25%和30%，格栅均在σv=75 kPa和100 kPa下发生断裂，其破坏峰值强度基本一致，该两种工况的拉拔曲线的峰值由格栅本身的抗拉强度控制，并非由筋土界面强度控制.这是因为P5增加使得加筋土整体结构在相同法向应力约束下更为密实，在拉拔过程中拉拔阻力超出了土工格栅极限抗拉强度导致格栅被拉断，拉拔阻力还未达到峰值便急剧下降.

2.2   格栅破坏形式

图3、图4为分别以σv、P5为影响因素进行试验的格栅破坏图，土工格栅破坏位置皆位于试验箱拉拔口附近，且集中于土工格栅同一横格内.经过多组工况观察，破坏结果相似.这说明埋置于砂砾土的土工格栅与拉拔箱外暴露在空气的土工格栅段相比，拉拔箱内部格栅受到土体的约束，格栅变形较小，而拉拔箱外部的土工格栅裸露于空气中，未受到约束，其变形较大，故土工格栅破坏均在试验箱拉拔开口处发生破坏.

其中，图3为P5=30%时σv下格栅破坏图.从图3分析可知，随着σv增加，格栅破坏程度加剧.当σv=25 kPa时，格栅基本没有形变，σv增至50 kPa时，格栅横肋开始出现形变，σv达到75 kPa、100 kPa时，格栅发生拉断破坏.且σv每增加25 kPa，格栅横向破坏长度增长近2倍.图4为σv=100 kPa时，不同P5下格栅破坏图，格栅破坏程度随着P5增加而不断增加.拉拔力峰值本因P5增加而上升，但格栅强度较低，σv=100 kPa时格栅断裂，导致拉拔力峰值相差无几.在相同拉拔力峰值下，P5差异使得筋土内部细、粗粒间咬合固嵌程度不同.P5=20% 时，拉拔力达到峰值，筋土摩擦、固嵌咬合作用不足，格栅被立即拉出;随着P5增大，筋土嵌固作用加强，拉拔力峰值作用在土工格栅的时间更长，使得破坏加剧.

在实际加筋工程中，筋土结构亦存在这种破坏形式.在筋土界面摩擦力及横肋的嵌固咬合作用还未完全发挥时，由于土工格栅的弹模过低，致使土工格栅被拉断.值得注意的是在实际加筋土工程中，当土工格栅被拉断破坏时，设计验算不能用摩尔-库伦公式求取加筋土界面抗剪强度指标，因为摩尔-库伦理论成立的前提是筋土处于极限平衡状态.筋土界面强度是指筋土抵抗剪切破坏的极限强度，筋土界面摩擦力及横肋的嵌固咬合作用完全发挥达到极限强度时，摩尔-库伦公式才成立.

2.3   P5对不同填筑方式下拉拔阻力影响分析

拉拔试验过程中，砂土的击实填筑与压实填筑对试验结果影响显著.图5为P5=30%、σv=50 kPa时的拉拔曲线.由图5可知，击实填筑下的拉拔位移曲线呈软化型，压实填筑下的拉拔曲线为硬化型，且拉拔阻力峰值大小基本一致，击实填筑下拉拔力达到峰值的拉拔位移为压实填筑下的50%左右.同一P5的砂砾土在相同法向应力下呈现两种截然不同的拉拔曲线，这是由于砂砾土中较多粗颗粒导致的.压实情况下，砂砾土中粗颗粒与细粒构成的整体孔隙较大，低法向应力下砂砾土压实不足，未使颗粒间咬合嵌固充分.拉拔时，在法向应力的竖向约束下，各颗粒被格栅带动，颗粒旋转、重组，砂砾土不断被密实，故拉拔阻力随拉拔位移的增加逐渐增大.击实情况下，砂砾土在拉拔开始时就已被充分密实，拉拔过程中格栅与砂砾土界面摩擦、嵌固咬合逐步发挥并达到极点，之后颗粒旋转、重排，破坏筋土结构，拉拔力又逐渐下降.击实相比压实跳过密实阶段，故击实时拉拔阻力增大速度快于压实填筑时的拉拔阻力发展速度.

在实际粗粒土加筋工程中，击实填筑可使筋土结构在相同拉拔位移下产生更大的拉拔阻力并比压实填筑更迅速地达到拉拔阻力峰值.当受到相同外力拉拔时，击实填筑下土工格栅被拔出端长度更短，筋土结构更为稳定.

2.4   P5对拉拔力峰值的影响分析

为研究P5对拉拔力峰值的影响，选取P5=20%、25%、30%在各法向应力下进行拉拔试验，试验结果见表2.综合表2、由图6可知，当法向应力σv≤75 kPa时，在相同法向应力下拉拔力峰值随着P5增加而增加.在25 kPa下，拉拔力峰值由1.71 kN（P5=20%）变为1.83 kN（P5=30%），为原来的1.1倍;在50 kPa下拉拔力峰值由2.7 kN（P5=20%）变为2.86 kN（P5=30%），为原来的1.06倍.当法向应力从75 kPa增加至100 kPa时，各P5下的拉拔峰值都趋于2.9 kN左右.这是因为，在高法向应力下，土工格栅与砂砾土拉拔产生的拉拔阻力较大，筋土界面摩擦力及横肋的嵌固咬合力尚未完全发挥至最大值，拉拔力便超过土工格栅的极限拉伸强度使格栅发生断裂，拉拔力无法继续增长.因此，在实际施工中选取合适强度的格栅是其充分发挥加筋作用的关键.

3    结论

1）随法向应力与砂砾土的P5含量增加，格栅破坏形式都有不同程度加剧，但土工格栅破坏点基本分布于格栅节点区域，且法向应力对格栅破坏的影响大于P5.法向应力增加时，格栅变形加剧，从格栅横肋微变形转变为格栅节点小范围撕裂，最后直接横向整齐劈裂，且法向应力每增加一级，格栅横向破坏长度增加2倍左右.

2）击实填筑与压实填筑两种方式下土工格栅与砂砾土的界面拉拔力峰值基本接近，但击实填筑、压实填筑下的拉拔曲线截然不同，分别呈软化型、硬化型，且击实填筑比压实填筑更快达到拉拔力峰值，前者对应的拉拔位移是后者的50%.土工格栅拔出位移一致时，击实填筑下的筋土结构能够更快速的达到峰值发挥加筋作用，筋土结构受力更为稳定.

3）在低法向应力（σv[<]75 kPa）下，土工格栅在抗拔强度范围内，随着P5=20%增加至30%，格栅拉拔力不断增加，峰值增长为原来的约1.1倍.当格栅拉拔力超过土工格栅极限拉伸强度后，高法向应力（σv≥75 kPa）下，拉拔力达到土工格栅极限拉伸强度后，格栅断裂，进一步增加P5含量和法向压力，拉拔力无法继续增大，拉拔力峰值基本趋于2.9 kN.在实际施工中选取合适强度的土工格栅是其充分发挥加筋作用的关键.

4）砂砾土P5从20%增加至30%，高法向应力下土工格栅发生拉拔断裂，且随着P5增加，筋土界面作用增強，拉拔力峰值增大，土工格栅拉拔破坏所需法向应力降低.

参考文献

[1] 郭庆国. 粗粒土的工程特性及应用[M]. 郑州：黄河水利出版社，1998.

[2] VANGLA P，LATHA G M. Influence of particle size on the friction and interfacial shear strength of sands of similar morphology[J]. International Journal of Geosynthetics and Ground Engineering，2015，1（1）：6.

[3] VANGLA P，GALI M L. Effect of particle size of sand and surface asperities of reinforcement on their interface shear behaviour[J]. Geotextiles and Geomembranes，2016，44（3）：254-268.

[4] MAKKAR F M，CHANDRAKARAN S，SANKAR N. Experimental investigation of response of different granular soil–3D geogrid interfaces using large-scale direct shear tests[J]. Journal of Materials in Civil Engineering，2019，31（4）：04019012.

[5] MORACI N，CAZZUFFI D，CALVARANO L S，et al. The influence of soil type on interface behavior under pullout conditions[J].Geosynthetics，2014，32（3）：42-50.

[6] 孙田，陈国兴，王炳辉，等.砾石颗粒形状对砂砾土动剪切模量和阻尼比影响的试验研究[J].岩石力学与工程学报，2014，33（S2）：4211-4217.

[7] 赵凯，周建军，孙田，等.考虑排水条件和粗料含量的砂砾石土动残余变形特性[J].岩土力学，2018，39（3）：926-932.

[8] 吴琪，陈国兴，周正龙，等.细粒含量对细粒–砂粒–砾粒混合料动强度的影响[J].岩土工程学报，2017，39（6）：1038-1047.

[9] 王炳辉，陈国兴，孙田，等.砂砾土抗液化强度的小型土箱振动台试验研究[J].岩土工程学报，2015，37（11）：2094-2100.

[10] 中华人民共和国水利部. 土工试验规程：SL237-1999[S].北京：中国水利水电出版社，1999.

[11] 王家全，武标，邹红，等. 土工格栅与粗粒土界面特性的大型直剪试验研究[J]. 广西科技大学学报，2015，26（3）：78-83.

[12] 左永振，张婷，丁红顺. P5含量对滑坡体砾质土的力学性质影响试验研究[J].西北地震学报，2011，33（S1）：223-226.

[13] 饶锡保，何晓民，刘鸣. 粗粒含量对砾质土工程性质影响的研究[J].长江科学院院报，1999，16（1）：21-25.

[14] 南京水利科学研究院. 土工合成材料测试规程：SL 235-2012[S].北京：中国水利水电出版社，2012.

Abstract： Aiming at studying the influence of gravel soil P5 on the pullout test behavior of geogrid， the P5 peak pull-out force， geogrid failure form and the development law of geogrid force-displacement curve under different filling methods were systematically studied by the geosynthetics comprehensive measuring instrument which was used to carried out pullout test by the gravel soil of different P5. The test results indicate that under the same normal stress， when P5 improve from 20% to 30%， the peak pull-out force increases about 1.1 times. In some test groups， the tensile modulus cannot be measured due to the low elastic modulus of the geogrid. When at constant P5， as the normal stress increases， the geogrid failure form changes from tear to split. When the normal stress increases 25 kPa， the lateral tear length expands by about 2 times. When the normal stress is consistent， change P5， the form of failure is very similarly; under the same vertical pressure and P5 content， compaction and press of gravel soil will result in two distinct development trends： strain softening and hardening of the pullout curve.

Key words： geogrid; pullout test; failure characteristics; gravel soil; interface interaction

（责任编辑：黎  娅）