土工格栅与碎石-土混合料的界面摩擦受力特性分析

骆俊晖，祁航翔，王家全*，吴 勇，畅振超,3

(1.广西北投交通养护科技集团有限公司，广西 南宁 530201；2.广西科技大学土木建筑工程学院，广西 柳州 545006；3.广西壮族自治区岩土灾变与生态治理工程研究中心，广西 柳州 545006； 4.广西交通设计集团有限公司，广西 南宁 530029)

土是由岩石经过物理、化学、生物风化作用以及剥蚀、搬运、沉积作用等在交错复杂的自然环境中所生成的各类沉积物。土的上述形成过程决定了它特殊的物理力学性质，与一般建筑材料相比，土体具有散体性、多相性、自然变异性等[1]。正是由于土体特殊的物理力学性质，大自然中常常可见土体出现滑坡、破裂、坍塌现象，严重影响了人们的出行安全[2]。这主要是由于土体的抗拉强度过低导致的。众多学者研究表明，土中加入筋材可以大幅提高土体强度[3-4]，从而提高加筋土结构的稳定性[5]。而土工合成材料是相对于传统的木材、钢筋、水泥的第四种建筑材料[6]，在世界各国工业与民用建筑、水利水电工程以及铁道、桥梁、港口、河流堤岸及航道等工程中得到了广泛的应用[7]。目前，自法国工程师发明加筋土技术以来，加筋土因具有多种优点而风靡全球[8]，已在地质工程中发挥了重要的作用，而对土工合成材料筋土界面的摩擦受力特性研究显得尤为关键，其能有效地揭示筋土相互作用的特性，为加筋土工程应用提供设计参数，推动加筋土技术的发展[9]。在室内土工试验中，一般通过拉拔试验、直剪试验来得到土工合成材料筋土界面的强度参数。

国内外学者通过拉拔试验和直剪试验对土工合成材料筋土界面的摩擦受力特性做了大量的研究工作。如：Zhu等[10]和Chen等[11]通过三参数模型推导出筋土界面轴力和剪应力在不同拉拔阶段的解析表达式；Anubhav等[12]通过对两种土工织物直剪试验数据的分析，建立了预测峰前峰后土工织物筋土界面摩擦受力特征的非线性本构模型；郑俊杰等[13]采用三向土工格栅并考虑0°和90°两个方向进行了室内拉拔试验(记为TX_0工况和TX_90工况)，发现TX_0工况的土工格栅筋土界面的内摩擦角显著大于TX_90工况，黏聚力则刚好相反，且法向应力较高时TX_0工况的土工格栅筋土界面强度更高；Balakrishnan等[14]通过拉拔试验，研究了法向应力、土样和夹砂层对土工格栅拉伸应变特性的影响；易富等[15]通过拉拔试验研究了上覆压力、含水率和拉拔速率对筋-尾矿界面摩擦受力特性的影响，发现随着含水率的增大似黏聚力与界面摩擦强度均呈现先增大后减小的规律，且似内摩擦角与界面摩擦强度均随拉拔速率的增大而增大；谢宝琎等[16]通过室内拉拔试验对不同含水率下尾矿与土工格栅的界面特性进行了研究，结果发现在界限含水率下的界面似黏聚力最大、似内摩擦角最小；靳静等[17]利用室内拉拔试验研究了不同横肋间距单向拉伸土工格栅的筋土界面作用特性，结果发现当横肋间距较小时，拉拔曲线呈现出应变硬化特征，在横肋间距增大的过程中，拉拔曲线由应变硬化向应变软化转变；杨敏等[18]以土工布作为筋材，进行了黄土加筋土的直剪试验和拉拔试验，分析了不同压实度条件下筋土界面间的直剪强度和拉拔强度以及摩擦系数；Namjoo等[19]采用3种具有不同D50粒径和相似性能的砂以及6种具有不同表面特征的筋材进行直剪试验，结果表明土与筋材之间的界面抗剪强度取决于砂土的平均粒径和筋材的类型。

以上学者主要从法向应力、含水率、填料类型、拉拔速率、土工合成材料种类等因素对筋土界面的摩擦受力特性进行研究，而对于筋材在拉拔过程中各区域的应力和应变研究鲜有报道。基于此，本文以兰州至海口高速公路广西南宁经钦州至防城港段改扩建工程项目为背景，通过室内拉拔试验，探讨了土工格栅不同测段筋材的受力和应变规律，揭示了土工格栅与碎石-土混合料作用的受力机理，研究结果可为实际工程设计提供依据。

1 室内拉拔试验

1.1 试验装置

试验所用设备为自行研制的直剪拉拔测试系统，该设备可以进行拉拔及直剪试验，试验仪器主要由试验箱、法向力液压系统、水平控制系统和数据采集系统4部分组成，如图1所示。本次试验采用拉拔试验，其中拉拔试验箱的尺寸为600 mm×400 mm×500 mm(长×宽×高)；法向力液压系统输出的法向应力范围为0～300 kPa，通过油阀来控制法向应力的输出；水平控制系统由伺服电机、受力传感器、导杆、位移传感器、夹具组成，通过计算机控制拉拔速率，拉拔速率可选范围为0.2～20 mm/min，试验测试位移范围为0～120 mm；试验数据由高精度的荷载和位移传感器及配套软件自动采集，试验结束后保存并导出，为后续试验结果分析提供方便。

图1 拉拔试验装置

1.2 试验材料

试验填料取自兰州至海口高速公路广西南宁经钦州至防城港K2130断面工程现场，土颗粒为黄色，充填物为碎石颗粒，为棱角状，如图2所示。由于受试验箱尺寸限制和土工格栅强度的影响，通过室内筛分试验，选择粒径范围为0～20 mm的碎石-土混合料，其中土的含量占总质量的62.54%，碎石的含量占总质量的37.46%；根据室内常规试验，得到该试验段填土的最大干密度ρd为1.94 g/cm3、最优含水率为10.4%、黏聚力为29.88 kPa、内摩擦角为34.31°，试验填料的颗粒级配曲线见图3。试验筋材亦为该高速公路K2130断面实际铺设的聚丙烯双向土工格栅(见图2)，土工格栅的具体参数见表1。

图2 取土现场

图3 试验填料的颗粒级配曲线

表1 土工格栅的具体参数

1.3 试验方法

根据该高速公路的设计要求，试验时控制填料压实度为96%，将填料从下至上分层压实装入试验箱内，每填完一层土后用钢丝刷将表面刷毛，保证各土层之间层间结合；当填土表面略高于拉拔口下缘时，将土工格栅平铺在试验箱内并穿过拉拔口与夹具连接，继续分层往试验箱内填土；分层压实到规定的压实度(压实后的土面要平整)，通过油阀将承压板放下，施加15 kPa法向应力进行预压，预压结束后，设置试验各项参数并开始试验。

本次试验进行了3种法向应力(15 kPa、45 kPa、75 kPa)下的拉拔试验。试验前用钢绞线将土工格栅上的预设测点(B、C、D、E)与拉拔箱后面的位移传感器相连，A点的位移可通过夹具与伸缩杆之间的位移传感器采集得到，土工格栅测点的布置如图4所示，并根据图4中每相邻两个测点的位移差值与初始长度的比值即可得出AB、BC、CD、DE段格栅的应变。依据《公路工程土工合成材料试验规程》(JTGE 50—2006)[20]，本次试验选取拉拔速率为1.5 mm/min，当拉拔力达到峰值并趋于稳定后停止试验。

图4 土工格栅测点布置示意图

2 试验结果与分析

2.1 土工格栅测点相对位移随纵向埋深的变化规律

在不同竖向荷载下进行拉拔试验，土工格栅B、C、D、E共4个测点在土中分别对应纵向埋深为0 cm、12 cm、24 cm、36 cm所在的位置。通过对位移传感器采集测点(B、C、D、E)的相对位移值进行分析，得到土工格栅各测点相对位移与纵向埋深的关系曲线，见图5。

图5 土工格栅各测点相对位移与纵向埋深的关系曲线

由图5可知：土工格栅4个测点的相对位移均随着拉拔力的增大而增加；但开始阶段各测点不会产生位移，当拉拔力一定时，测点B先产生位移，测点B的位移随着拉拔力的增大而增加，当拉拔力继续增大时，测点C、D、E也出现位移，且这3个测点的位移与测点B的位移变化趋势基本一致；随着纵向埋深的增加，测点C、D、E的位移量相对于测点B依次减小。这说明土工格栅对土体的剪切摩擦力和格栅横肋对土体的挤压作用是沿格栅纵向埋深方向递减的，且随着拉拔力的增大，格栅拉力沿纵向埋深方向扩散，使得纵向埋深方向上格栅受力不断出现并增大。

由图5还可以发现：相同拉拔力作用下，测点B的相对位移随着法向应力的增加而减小，且测点C、D、E的位移量相对于测点B逐渐递减；当拉拔力为8.51 kN，法向应力从15 kPa增加到75 kPa时，测点B的位移量从6.64 mm减小到5.76 mm，减小了13.25%，而测点C、D、E的位移随着格栅纵向埋深的增加依次递减，位移量分别减小了28.18%、45.38%、66.78%，测点E的位移量减小幅度是测点B的5.04倍左右。分析其原因认为：随着法向应力的增大，土体由于受到挤压而变得更加密实，此时土工格栅表面与土体之间的摩擦力和格栅横肋对土体的端承阻力变大，格栅越来越难以拔出，故法向应力较高时不同纵向埋深处土工格栅测点的相对位移相对法向应力较低时有所减小。

2.2 不同法向应力下土工格栅应变随拉拔力的变化规律

不同法向应力下土工格栅各测段格栅应变与拉拔力的关系曲线，见图6。

图6 土工格栅不同测段格栅应变与拉拔力的关系曲线

由图6可知：土工格栅各测段格栅应变随着拉拔力的增大而增加，其中AB段格栅的应变最大，BC段、CD段、DE段格栅的应变相对于AB段格栅的应变依次递减，这是因为土工格栅AB段格栅在拉拔过程中始终裸露在空气中不受土体的约束，其他测段格栅受到土体的约束，故BC段、CD段、DE段格栅的应变相对于AB段格栅要小；随着法向应力的增大，拉拔力也会随之增大，且土工格栅各测段格栅的应变亦会增加；当法向应力从15 kPa增大到75 kPa，拉拔力峰值从8.51 kN增大到10.36 kN时，相应的不同测段格栅的应变也随之增加，AB段格栅的应变从2.65%增加到4.24%，增加了60%，BC、CD、DE段格栅的应变依次增加了114.95%、105.94%、180.85%，说明在法向应力较小时土中格栅的应变发挥程度较低，随着法向应力的增大，拉拔力也随之增大，格栅的应变得到了进一步发挥。

根据图6中土工格栅不同测段格栅应变与拉拔力的关系曲线，并考虑到格栅应变与拉拔力的关系曲线经过(0,0)，采用幂函数ε=aTb(ε为格栅应变，T为拉拔力，a、b为条件参数)对格栅应变与拉拔力的关系进行非线性拟合，其拟合结果见图6，拟合参数见表2。

表2 土工格栅不同测段格栅应变与拉拔力的非线性拟合参数(采用幂函数ε=αTb)

由表2可知，采用幂函数对土工格栅应变与拉拔力的非线性关系进行拟合的相关系数R2均在0.97以上，表明拟合结果具有很好的可靠度。

通过图6并结合图4分析发现：裸露在拉拔箱外AB段的格栅由于不受土体的约束，此段格栅的应变最大；相同法向应力下，土工格栅各测段区域格栅应变的大小表现为：AB段>BC段>CD段>DE段，这主要是因为格栅拉应力沿着纵向埋深方向扩散，使得纵向埋深越深的格栅段受到的力变小，故格栅应变相应也就减小。

由于土工格栅不同测段区域格栅应变与拉拔力发展的趋势基本一致，因此本文选择法向应力为75 kPa时格栅应变与拉拔力的关系曲线对土工格栅AB段、BC段、CD段、DE段格栅应变进行分析，结果发现AB、BC、CD、DE段格栅的应变最大值分别为4.24%、3.31%、2.08%、1.32%，远小于格栅的断裂伸长率(12.1%)，表明土工格栅的变形受到土体的摩擦、嵌固作用，相对于裸露在空气中的AB段格栅能降低格栅的断裂伸长率。

2.3 不同拉拔力下土工格栅应变随法向应力的变化规律

不同拉拔力下土工格栅不同测段格栅应变与法向应力的关系曲线，见图7。

图7 不同拉拔力下土工格栅不同测段格栅应变与法向应力的关系曲线

由图7可知：当拉拔力为1.34 kN时，土工格栅不同测段格栅应变随着法向应力的增大其变化范围较小，AB、BC、CD、DE段格栅的应变变化范围分别为0.29%～0.38%、0.05%～0.13%、0.03%～0.04%、0～0.03%，这是因为在拉拔初期且拉拔力较小的情况下，格栅强度远大于此时的拉拔力；但当拉拔力继续增大时，不同测段格栅的应变也会随之增加，且AB、BC、CD、DE段格栅的应变依次递减，这主要是由于AB段格栅处于拉拔箱外与空气接触，摩擦阻力基本可以忽略不计，而BC段格栅在拉拔过程中会有较小部分处于无约束状态，CD、DE段格栅始终处于拉拔箱内与土体接触，此外，再结合图5可知A、B、C、D、E这5个测点的位移是依次递减的，由此说明格栅上的拉力随着格栅埋入深度的增加而不断扩散，所以AB段格栅的应变大于其他测段格栅的应变，BC、CD、DE段格栅的应变依次递减；在拉拔力继续增大的过程中，AB、BC、CD、DE段格栅的应变也随之增加，且随着法向应力的增大各测段格栅的应变也会有所提升，当法向应力大于45 kPa时，各测段格栅的应变相对法向应力较小时增加的趋势变得平缓，分析其原因是随着法向应力的增大，土体与格栅之间的摩擦、嵌固作用加强，土中格栅也越来越难以拔出，此时拉拔力也会上涨，故各测段格栅的应变亦会继续增加但变化幅度相对较小，而当法向应力较低时，土体与格栅的摩擦、嵌固作用相对法向应力较高时有所降低，格栅相对容易拔出，故法向应力较低时格栅的应变相对法向应力较高时格栅的应变增长的趋势要陡。

3 结 论

本文以兰州至海口高速公路广西南宁经钦州至防城港段改扩建工程项目为背景，采用自行研制的直剪拉拔测试系统，通过室内拉拔试验，分析了土工格栅不同测段筋材的受力和应变规律，揭示了土工格栅与碎石-土混合料作用的受力机理，得到了如下结论：

(1) 不同法向应力下，测点B、C、D、E的位移均随着拉拔力的增大而增加，但随着格栅纵向埋深的增加依次递减；相同拉拔力下，测点B、C、D、E的位移随着法向应力的增大而减小，且随着格栅纵向埋深的增加依次递减，当拉拔力为8.51 kN时，法向应力从15 kPa增加到75 kPa，测点E的位移减小幅度是测点B的5.04倍左右。

(2) 土工格栅AB、BC、CD、DE段格栅的应变随着法向应力的增大而增加，当法向应力从15kPa增加到75kPa时，AB段格栅的应变最大，其最大应变为4.24%，而BC、CD、DE段格栅的应变相对于AB段格栅依次递减，其最大应变分别为3.31%、2.08%、1.32%，且AB段格栅应变约为DE段格栅应变的3.2倍。

(3) 根据土工格栅不同测段格栅应变与拉拔力的关系曲线，采用幂函数ε=aTb进行非线性拟合，结果发现非线性拟合相关系数R2均在0.97以上，表明土工格栅应变与拉拔力的演化规律可采用幂函数来表示。