砂土与格栅界面相互作用的直剪试验研究

王 军，林 旭，刘飞禹，潘 涛，符洪涛

（1.温州大学 建筑与土木工程学院，浙江 温州 325035；2.连云港职业技术学院 建筑工程学院，江苏 连云港 222006；3.上海大学 土木工程系，上海 200072；4.南京市市政公用工程质量安全监督站，南京 210036）

1 引 言

土工格栅作为加筋垫层材料在挡墙结构、护坡以及堤坝工程中应用较为广泛，而不同材料的接触面是加筋土结构中的薄弱层，界面的摩擦特性直接影响到工程的稳定与耐久，土体与筋材的界面强度与作用机制是设计人员及学者们关心的，且是工程设计的关键所在[1-3]。本次依据挡土墙结构的不同破坏模式，通过拉拔试验与直剪试验来研究筋材土体相互作用机制，如当破裂面与筋材垂直时，采用拉拔试验能够较为合理地反映实际工程中的破坏机制，而结构沿筋材方向产生滑移破坏时选用直剪试验更为合理[4]。

已有学者通过拉拔试验，研究了不同填料与筋材特性以及土工格栅的拉拔阻力对于筋土界面强度的影响[5-7]。Sidnei 等[8]、徐超等[9]及Palmeira[10]等初步研究了筋土界面相互作用的机制，认为在拉拔试验条件下筋材纵横肋对于界面拉拔阻力有影响，得出一些有价值的结论。刘文白等[11]、Bauer 等[12]、Abu-Farsakh[13]等以直剪试验为手段，研究了土工格栅与砂土接触面的强度特性，均为筋土界面特性研究的良好切入点。此外，Lopez[14]的试验结果表明，拉拔条件下，当砂土颗粒尺寸略微大于格栅肋条厚度时界面强度有明显增大，对土工织物和土工膜而言则效果削弱。周健等[15]通过数码可视化跟踪技术，分析了格栅横肋与砂土在界面移动过程中的作用机制，指出界面上缘的颗粒运动较为活跃，且剪切带的厚度较大。以上研究成果对加筋土工程的设计与技术研究起到重要的推动作用。

筋材与土体的相互作用机制因筋材与土体的种类大不相同，如土工织物和土工膜为一类整体无开口式的加筋材料，筋土界面强度多为材料表面与土体之间的摩擦阻力，土工格栅作为有开口的立体结构式筋材在直剪试验条件下其与砂土的相互作用表现得比片式筋材更为复杂。一般理论认为，土体与格栅界面的作用机制可归为3 类：（1）砂土与土工格栅界面的摩擦剪切强度，对格栅来说则为纵肋与横肋表面；（2）格栅开口处的界面强度表现为砂土与砂土内部的剪切强度；（3）上述格栅表面与砂土交界处表现为格栅侧面对砂土颗粒的被动摩阻力。以往学者大多关注格栅横肋对于筋土界面相互作用特性的影响，鲜有从横肋与纵肋结合角度的试验研究。本文基于直剪试验，较为系统地研究了格栅横肋与纵肋在不同剪切阶段的相互作用机制，分析了格栅横、纵肋的耦合作用。

2 试验设备与材料选取

2.1 试验设备

本次试验所用设备为美国Geocomp 公司生产的ShearTracⅢ大型直剪仪，上剪切盒的有效尺寸为305 mm×305 mm×100 mm，下剪切盒尺寸为305 mm×420 mm×100 mm，比上剪切盒长100 mm，采用不同的上下剪切盒尺寸可保证在试验过程中的剪切面积保持不变，减小误差。水平向剪切速率采用高精度电机控制，范围为3×10-5～15 mm/min。竖向荷载由水平刚架作用于荷载板上，反力由仪器下部的U 型刚架提供。水平以及竖向位移均通过LVDT 进行测量，运行位移最大值为100 mm。该仪器由机电一体化设备构成，左边是可视化终端操作面板，调整试验过程中的荷载、位移等参数，数据由机载软件自动读取、记录并生成相关报告，大型直剪仪见图1。

图1 室内大型直剪仪Fig.1 Indoor large direct shear apparatus

2.2 试验材料

考虑到格栅对于砂土的加筋效果较为显著，本次试验砂采用福建平潭标准砂（S）。物理性质指标为：颗粒级配为粒径小于0.147 mm 的颗粒总量10%，0.147～0.245 mm 的颗粒占(30 ±5)%，0.245～0.403 mm 占(60 ±5)%；ρ= 1.45 g/cm3。粒径为：0.147～0.403 mm，d50=0.860 mm(中值粒径)，不均匀系数 Cu=1.92，曲率系数 Cc=1.008 6。土样见图2，颗粒级配曲线如图3 所示，指标见表1。

图2 试验用砂Fig.2 Testing sand

图3 砂土颗粒级配曲线Fig.3 Grain size distribution curves of soil

加筋材料选用玻璃纤维土工格栅（GG）为加筋土工程中常用的加筋材料，筋材式样见图4，相关指标见表2。

图4 土工合成材料试样（土工格栅）Fig.4 Geosynthetic specimens(geogrid)

表1 砂土的物理性质指标Table 1 Physical property indexes of testing sand

表2 土工合成材料技术指标Table 2 Technical indexes of different geosynthetics

3 方案的选定

为了系统地研究土工格栅与砂土筋土界面的相互作用机制以及纵横肋被动阻力的变化对于界面特性的影响，本文设计的直剪试验包含3 类基本的试验，即横肋、纵肋和横纵肋耦合的界面试验，采用3 种不同的竖向应力分别为27、54、81 kPa，进行横向比较同时尽可能减少误差的产生。参照《公路工程土工合成材料试验规程》[16]中直剪试验的规范方法，并考虑到塑料土工格栅网孔尺寸较大，试验过程中剪切速率定为1.5 mm/min，较低的剪切速率适合土工织物等无开口筋材。针对仪器的特殊性填土装样采用重锤击实法，根据重锤（10 kg）和击实数N 来控制试样密实度，将试样采用分层装填法分5 层，每层2 cm 装填，并击实控制密实度，以近似工程实际工况。具体试验方案见表3。

用大型直剪仪共进行了30 组试验，起初进行了一系列纯砂内部的剪切试验，能够较为准确地衡量格栅横肋与纵肋对于未加筋砂土的效用。本次试验采用的格栅网格（为12×12 根肋）的开口尺寸，按照一定的比例保留肋条的数量。剪切试验中总的肋数为12 根，将土工格栅进行一定需要的裁剪加工，去掉一部分的横肋与纵肋，分别为2、3、6 排等，剩余的横肋占总肋数的比例为83.3%，75%、50%、25%、0 等。为研究纵肋的加筋效果并考虑到它在前期大多表现为摩擦阻力，剪去部分纵肋，得到剩余纵肋比例为75%、50%、0；将格栅剩余纵横肋按不同比例组合50%、75%，综合研究不同数量的二者在筋土界面强度特性中所做的贡献。图5为本案中不同比例纵横肋剪取的示意图，虚线部分表示剪切盒以外的筋材部分。

表3 试验方案汇总Table 3 Summary of testing program

4 试验结果

4.1 格栅横肋与纵肋含量对界面强度的影响

4.1.1 横肋比例对界面强度的影响

用大型直剪仪对砂土与土工格栅的界面特性进行室内试验研究，着重研究土工格栅横肋与纵肋在筋土界面强度特性中所起到的作用及其与土颗粒的作用机制，通过不同比例裁剪格栅以达到试验的目的。

图5 不同种类的格栅试样Fig.5 Different kinds of geogrid samples

图6为在3 种竖向应力水平下各自不同横肋比例格栅与砂土的剪切应力与剪切位移关系曲线。为了更加直观地得出不同比例筋材的加筋效果，加入了纯砂的直剪试验结果，以便对比分析。3 种应力下加筋土界面剪切强度低于纯砂土的内部剪切强度，但加筋后的砂土剪切变形明显改善，对土体的约束增强。由于横肋在与砂土接触面处承担了沿剪切方向的被动阻力，故横肋的含量是界面强度提高的主要因素，剪切强度随着横肋比例的增大而增大。当竖向应力较低σ=27 kPa，横肋比例为0（即不含横肋时筋土界面强度最低）时，含有横肋的格栅（50%、75%等）较0时有明显的增幅，这与以往学者的研究类似。如图7 所示筋材只含纵向肋条，在试验过程中只能发生沿剪切方向的拔出破坏，纵肋与砂土之间的作用力主要表现为二者之间的滑动摩擦力；含有横肋的格栅式样在结构上形成较为稳定的框架结构，当试样剪切时筋土接触界面处不仅有横肋与土颗粒间的动摩阻力还有横肋由于受拉而产生对砂土的被动阻力，因此带有横肋的格栅比不带横肋的格栅表现出更大的剪切强度，例如，比例为50%横肋的格栅与0时的筋土界面强度分别为21.71 kPa 和24.14 kPa，前者比后者强度提高了11.2%；当竖向应力较高σ=54、81 kPa时，与27 kPa时表现出了部分同样的规律，即加筋土结构中的薄弱层依然存在于筋土界面处且筋土界面抗剪强度与筋材横肋的比例成正比关系。值得注意的是，较高应力下含有横肋（如50%横肋）与不含横肋的差值要明显高于低应力下二者的差值。这是因为横肋在界面抗剪中起到两方面的作用：（1）筋材表面与砂土颗粒间的摩阻力；（2）横肋对于土颗粒的被动阻力。对于同样粗糙度的材料，二者间的摩阻力随着竖向应力成比例提高，多余的被动阻力对于相同刚度的筋材差别不大，因此可以认为在高应力水平下的横肋加筋效果更为显著。

图6 不同横肋比例格栅的剪切试验Fig.6 Shear test results of geogrids with different proportion of transverse ribs

图7为3 种竖向应力水平下筋土界面剪切应力与横肋比例含量的关系曲线。三者的界面峰值强度均呈现出随横肋比例的提高而增大，由图7(a)可直观发现，当σ为27 kPa 和54 kPa时，横肋比例从0～50%过渡到50%～75%时线段的斜率发生了轻微的降低，σ=81 kPa时略微提高；竖向应力为54 kPa时比27 kPa 高出2 倍，界面强度约为后者的1.68 倍，竖向应力为81 kPa 是54 kPa 的1.50 倍，界面强度却是后者的1.44倍，经归一化处理后可得，81 kPa时强度增幅为54 kPa时的0.96 倍，54 kPa为27 kPa 的0.83 倍，说明应力较低时横肋的被动阻力为界面强度的主要影响因素，竖向应力（即等同于界面滑动摩阻力）为次要因素；当应力较高时，筋土界面摩擦阻力为主导，被动阻力的影响较小。因此，不论应力水平大小如何，残余强度的发展都随横肋比例的增加而增大，三者都呈现出较为一致的增幅放缓的规律。由于筋材经历了较长剪切位移后发生磨损，增加筋材的比例等于增大了抗剪强 度中摩擦阻力的比重，削弱了被动阻力的承载效 果，故表现出一定的强度随横肋比例减小的趋势。

图7 横肋比例对筋土界面峰值和残余剪切强度的影响Fig.7 Influence of proportion of transverse ribs on peak and residual strength of sand-geogrid interface

4.1.2 纵肋比例对界面强度的影响

为了研究纵肋比例对于筋土界面强度特性的影响，控制横肋总量为100%不变。图8为不同应力时不同纵肋比例格栅筋土界面强度与剪切位移的关系曲线。由图可见，纵肋的不同比例对筋土界面剪切强度的影响比横肋要复杂得多，不同比例的纵肋会产生不同的作用机制，是否含有纵肋将是界面特性发生突变的决定性因素。在较低的纵肋比例0%和50%时，当剪切位移约4～5 mm时筋土界面经历了一段明显的屈服硬化阶段，随着剪切位移的继续发展，强度随之增大，直到试验结束并未发现强度发生软化现象。当竖向应力σ=54 kPa、纵肋含量为75%、100%时，剪切强度随剪切位移的增大而规律性增加，类似一般的剪切应力-剪切位移关系曲线，随着剪切位移的继续，10 mm 左右处达到峰值强度，之后界面发生破坏进入残余剪切段（剪切应力-剪切位移曲线趋于稳定的部分）；当σ=81 kPa、纵肋比例为75%时，剪切位移约2.5～3.0 mm 左右处存在一段较为微弱的屈服硬化阶段，之后剪切应力随着剪切位移的发展出现了细微的强度降低，说明在纵肋含量为75%时界面经历了两种状态的过渡阶段，同时具备了低比例纵肋时的屈服阶段和高比例纵肋后期的强度降低阶段。由此可知，格栅纵肋在筋土界面的剪切特性中起到了重要且复杂的作用。

图8 不同纵肋比例格栅的剪切试验Fig.8 Shear test results of geogrids in different proportions of longitudinal ribs

图9为不同比例纵肋的峰值剪切强关系曲线。低比例纵肋下峰值强度发生在试验结束，高比例纵肋时的峰值强度发生在剪切过程中，这里分析归纳界面的峰值强度变化规律进行。剪切强度随纵肋比例总体上呈递增关系，当纵肋比例小于50%时，54、81 kPa 应力下界面强度分别提高了2.25%、1.55%；当纵肋比例为100%，即原始为剪切格栅对应的界面剪切强度分别提升了21.3%和10.5%，很明显由于格栅纵肋比例的增大，界面强度得到了明显的加强。

图9 纵肋比例对筋土界面峰值剪切强度的影响Fig.9 Influence of proportion of longitudinal ribs on peak shear strength of sand-geogrid interface

4.2 横肋与纵肋加筋作用机制的研究

为了明确作为格栅组成部分的横肋与纵肋在提高筋土界面强度上的作用，分别进行两种特殊格栅的剪切试验，即50%横肋+100%纵肋和仅含100%纵肋两种筋土界面，通过简化手段近似分析二者的加筋效果。

图10为3种应力下的两种特殊格栅的界面剪切试验。由图可见，含有50%横肋与0%横肋时的剪切应力-剪切位移关系曲线基本表现出同样的发展规律，随着剪切位移的进行达到峰值强度，随后进入残余剪切段；随着横肋比例的增加，剪切应力-剪切位移曲线达到峰值强度所需的剪切位移也随之增大，说明横肋的存在起到了增加筋土界面塑性的效果，延缓了界面破坏的时程。不同的是，剪切位移约5 mm 左右时两者的差值较小；剪切位移大于5 mm时二者的差距随着剪切位移的增加而增加。为了清楚横肋的作用机制，将图10 中3 幅图经过简单的拟合之后求两者的差值，因横肋数量的增减只对自身受力产生影响，不会改变纵肋的受力形式，故可由叠加原理减掉两者共有的纵肋部分，得到如图11 所示的横肋被动阻力随剪切位移的发展规律。剪切位移为6 mm 左右时是界面横肋纵肋作用区分的临界点，之前两者的差值较小是因起初剪切位移较小，界面横肋与纵肋主要表现为界面的摩擦阻力，随着剪切位移的增加，界面强度随之不断增大，格栅横肋开始发挥作用并占主导，界面摩擦阻力相对减小。

图10 两种不同格栅的剪切应力与剪切位移关系Fig.10 Relationships of shear strength and shear displacement of two different geogrids

图11 横肋被动阻力随剪切位移的变化关系Fig.11 Relationships of passive resistance caused by transverse ribs with shear displacement

4.3 格栅几何尺寸对于筋土界面强度的影响

经章节4.2 分析可知，土工格栅的横肋与纵肋在界面特性的不同阶段，筋材土体的相互作用因剪切阶段以及二者比例的差异表现出不同的作用机制。之前分析了横肋与纵肋各自的加筋效果，这里将二者按一定比例组合研究不同开口尺寸的格栅对界面强度特性的影响。

图12 不同比例横肋与纵肋的组合的比较Fig.12 Combination of transverse and longitudinal ribs in different proportions

图12为4种按不同纵横肋比例组合的格栅试样简图，图13为不同竖向应力下的5 种不同比例组合格栅的剪切应力与剪切位移关系曲线。由图可见，随着筋材开口面积的减小，筋材间距越来越密，接触面剪切强度也随之增大；有当纵横肋比例较低开口面积较大时，筋土界面强度随位移变化较为平缓，未出现明显的峰值和残余强度值。开口面积为75%纵横肋比例时，强度曲线在7.5 mm 左右出现 了明显的峰值强度，后期伴随较为显著的强度降低达9.2%和8.7%。此外，50%横肋+75%纵肋与75%横肋+50%纵肋二者具有相同的纵肋横肋数量以及开口面积，而造成前者强度高后者强度低的原因是含有75%纵肋的格栅虽然横肋的比例较小，但相对于50%纵肋的格栅试样而言具有更短的横肋单元，即横肋的抗弯刚度较大，后者虽然包含横肋数量较多但总体抗弯刚度较小，故表现出了较低的界面剪切强度。由于文中所用格栅肋条面积较开口面积小很多，未涉及开口面积与强度的规律分析，在今后的工作中将采用较粗格栅进行深入研究。

图13 横肋与纵肋组合工况下的试验结果Fig.13 Direct shear test results in the condition with different proportions of transverse and longitudinal ribs

5 结 论

（1）筋土界面剪切应力与剪切位移关系随横肋比例的增加呈递增关系。相对较低低应力，较高应力下的筋土界面，由于摩擦阻力占主导地位表现出更好的横肋加筋效果，纵肋比例较低时筋土界面强度会经历一小段的屈服硬化阶段，随着剪切位移的增加而达到峰值强度。

（2）横肋与纵肋的存在直接影响着界面抗剪强度的高低，横肋的受力为摩阻力和被动阻力，纵肋受力则表现为肋条与土体颗粒间的摩擦阻力。当剪切位移较小时，二者作用表现为摩阻力共同承担荷载；剪切位移较大时横肋的被动阻力则发挥了较大的作用。

（3）筋土界面强度随着格栅开口尺寸的增大而降低，随格栅横肋纵肋的密度增大而增大。纵肋的存在不仅承担了界面摩擦阻力，而且起到锚固格栅加强整体性的效果，提高了横肋的抗拉抗弯刚度。纵横肋需要以一定比例搭配才能发挥较好的加筋效果。

[1]杨广庆,吕鹏,庞巍,等.返包式土工格栅加筋土高挡墙现场试验研究[J].岩土力学,2008,29(2):517-522.YANG Guang-qing,LÜ Peng,PANG Wei,et al.Research on geogrid reinforced soil retaining wall with rapped face by in-situ tests[J].Roch and Soil Mechanics,2008,29(2):517-522.

[2]RICHARD J B,NICHOLAS V L,DAVEL,et al.The influence of facing stiffness on the performance of two geosynthetic reinforced soil retaining walls[J].Canadian Geotechnical Journal,2006,43(12):1225-1237.

[3]KEVIN L C,JONATHAN F.A comparison of two design methods for unpaved roads reinforced with geogrids[J].Canadian Geotechnical Journal,2006,43(12):1389-1394.

[4]PALMERIA E M,MILLIGAN G W E.Scale and other factors affecting the results of pull-out tests of grids buried in sand[J].Geotechnique,1989,39(3):511-524.

[5]FANNIN R J,RAJU D M.On the resistance of geosynthetics[J].Canadian Geotechnical Journal,1993,30:409-417.

[6]JAE-Myung L,CHARLES D S,CRAIG H B,et al.Correlating index properties and hydraulic conductivity of geosynthetic clay liners[J].Journal of Geotechnical andGeoenvironment Engineering,2005,131(11):1319-1329.

[7]杨广庆,杨春玲.土工格栅拉拔试验影响因素分析[J].地下空间,2004,24(1):31-32.YANG Guang-qing,YANG Chun-ling.Analysis of factors influencing the pull-out test of geogrid[J]Underground Space,2004,24(1):31-32.

[8]SIDNEI H C T,BENEDITO S B,JORGE G Z.Pullout resistance of individual longitudinal and transverse geogrid ribs[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironment Engineering,2007,133(1):37-50.

[9]徐超,廖星樾.土工格栅与砂土相互作用机制的拉拔试验研究[J].岩土力学,2011,32(2):423-428.XU Chao,LIAO Xing-yue.Researches on interacton mechanism between geogrid and sand by pull-out tests[J].Rock and Soil Mechanics,2011,32(2):423-428.

[10]PALMEIRA E M.Bearing force mobilisation in pullout tests on geogrids[J].Geotextiles and Geomembranes,22(6):481-509.

[11]刘文白,周健.土工格栅与土界面作用特性试验研究[J].岩土力学,2009,30(4):965-970.LIU Wen-bai,ZHOU Jian.Experimental research on interface friction of geogrids and soil[J].Roch and Soil Mechanics,2009,30(4):965-970.

[12]BAUER G E,ZHAO Y.Evaluation of shear strength and dilatancy behavior of reinforced soil from direct shear tests[J].American Society for Testing and Materials,1993,1190:138-157.

[13]ABU-FARSAKH M Y,CORONEL.Characterization of cohesive soil-geosynthetic interaction from large direct shear test[C]//Proceedings of 85th Transportation Research Board Annual Meeting.Washington,D.C.:[s.n.],1993.

[14]LOPEZ M L.Geosynthetics and their applications[M].Thomas Telford,London:[s.n.],2002.

[15]周健,唐群艳,王家全,等.土工格栅横肋与砂土接触面的细观试验[J].同济大学学报,2010,38(8):1128-1134.ZHOU Jian,TANG Qun-yan,WANG Jian-quan,et al.Mesoscopical study on interface between transverse rib of geogrid and sand[J].Journal of Tongji University,2010,38(8):1128-1134.

[16]交通部公路科学研究院.JTG E50-2006 公路工程土工合成材料试验规程[S].北京:人民交通出版社,2006.