土工膜／无纺土工织物界面强度形成机理研究

李 砚，宋晓光，栾金龙

（河海大学岩土工程研究所，江苏南京210098）

土工膜／无纺土工织物界面强度形成机理研究

李 砚，宋晓光，栾金龙

（河海大学岩土工程研究所，江苏南京210098）

为研究填埋场衬垫系统中土工膜／无纺土工织物界面强度受界面接触状态的影响，将界面接触状态作为单一变量进行直剪试验，排除法向应力等其他因素对界面强度的影响，得到土工膜／无纺土工织物界面接触状态随法向应力的变化。通过对预压直剪试验和常规直剪试验结果的比较找出土工膜／无纺土工织物界面接触状态的变化对界面强度的影响。发现界面接触状态中裹覆纤维比和裹覆纤维密度这两个参数是影响界面峰值强度的主要因素，并建立界面峰值强度预压前后的增量与裹覆纤维比和裹覆纤维密度的关系式。即使法向应力不变，土工膜／无纺土工织物界面接触状态改变也能使界面峰值强度发生变化。

土工膜；无纺土工织物；界面强度；预压直剪试验；接触状态

设计填埋场衬垫系统时，界面强度设计参数的选取直接影响填埋场设计的合理和安全性［1－3］。Frost和 Lee［4］认为土工膜表面的粗糙度是影响GMX／NW－GT界面峰值强度的主要原因，而土工织物纤维强度和纤维定向排列的程度是影响GMX／NW－GT界面残余强度的主要原因。Li和Gilbert［5］认为GMX／NW－GT界面峰后强度降低的主要原因是土工膜表面粗糙凸起被磨损，以及土工织物纤维被拉扯出原位置；Duhwan Kim［6］通过试验证明土工织物纤维强度和纤维密实度也会影响界面强度，织物纤维强度的提高可以增加界面峰值强度，但是会加重土工膜表面的磨损。较高的纤维密实度会使更多的织物纤维在剪切时被土工膜粗糙凸起扰动，并对粗糙凸起产生更大的阻力，使界面强度增加。土工膜粗糙凸起和织物纤维间位置关系会因法向应力变化而发生改变，进而影响界面强度。

垃圾填埋场在堆填过程中随着垃圾量的增加，衬垫系统上受到的法向应力会增加，但降解作用导致垃圾总重减少，约有20%～30%［2，7］，实际衬垫系统的法向应力经过了先增大后减小的过程，这将影响界面力学特性。

为了揭示法向应力改变界面接触状态对界面强度的影响和土工膜／土工织物界面强度的形成机理，本文将重点开展法向应力先增大后减小时界面接触状态的改变及这种改变对界面强度影响的试验研究。

1 试验方案

1.1 试验设备

试验仪器采用河海大学岩土试验室的大型直剪仪。土工膜试样为直径300mm的圆样，土工织物试样为宽300 mm，长（平行剪切方向）370 mm的矩形样。仪器最大剪切位移70 mm，土工织物试样用环氧树脂胶固定在下剪切盒光滑的钢板上，土工膜试样胶结在上剪切盒300mm直径的圆形钢板上（钢板温度变化对界面强度没有显著影响［8］）。法向应力通过计算机控制油缸施加，允许最大法向应力2 500 kPa。剪切时，传力臂带动下剪切盒与土工织物试样以2mm／min［7，9］的速率移动，上剪切盒与土工膜试样不动（见图1）。

图1 大型直剪仪原理图

1.2 试验材料

土工织物试样为针刺无纺土工织物（NWGT），单位面积质量600 g／m2。

土工膜试样为单糙面土工膜（GMX），参照ASTM D7466－08，利用土工膜测厚仪测得表面粗糙凸起最大峰谷距0.778mm，平均峰谷距0.522mm。

1.3 压缩试验

为研究法向应力的变化对GMX／NW－GT界面接触状态的影响，分别对糙面土工膜，光面土工膜，无纺土工织物，糙面土工膜＋无纺土工织物进行压缩试验。为排除试验中仪器的影响，对试验中未装样的系统也进行压缩试验。压缩试验使用的试样为300mm直径的圆形土工膜，300 mm直径的圆形无纺土工织物，试样尺寸和直剪试验一致。每组压缩试验进行3次平行试验。

1.4 直剪试验

根据Jone和Dixon［10］对同种GMX／NW－GT界面在不同法向应力下做直剪试验的结果，τ～σ曲线形态随法向应力的变化有很大的改变，法向应力的变化会改变界面的接触状态进而对界面强度产生影响［11－12］。通过预压直剪试验，在相同法向应力下对处于不同接触状态的GMX／NW－GT界面剪切，分析界面接触状态对界面强度的影响。

预压直剪试验：装样后加载到σd＋Δσ，待试样法向变形稳定后卸载到σd（基础法向应力），在法向应力等于σd的条件下剪切。将预压直剪试验的结果和同一σd下直剪试验的结果比较，可得到界面接触状态对界面强度的影响。

如图2（a）所示预压卸载过程中试样法向位移不变，因此预压后卸载，试样仍然能保持预压应力σd＋Δσ造成的接触面状态；图2（b）表示卸载后剪切过程中试样没有发生剪涨或者剪缩，法向位移不变。表明预压直剪试验和常规直剪试验比较的结果能够正确反映超压量Δσ造成的接触面状态改变对界面强度产生的影响。

具体的试验内容为：

常规直剪试验：装样后法向加压到σd，法向位移稳定后按照SL／T25－1999的要求以2 mm／min的速率进行剪切，剪切位移达到70mm后停止试验。

预压直剪试验：装样后法向加压到σd＋Δσ，法向位移稳定后卸载到σd，按2 mm／min的速率进行剪切，剪切位移达到70 mm后停止试验。

Li和 Gilbert［5］，Hebeler et al.［13］发现在法向应力在16 kPa～690 kPa间变化时GMX／NW－GT界面直剪试验得到τ～δ曲线彼此差别较大，但法向应力小于102 kPa时τ～δ曲线没有明显的峰值。为使试验结果便于比较，拟取σd为100 kPa，200 kPa，400 kPa，700 kPa。Δσ取值过小会使同一基础应力σd的预压直剪试验数据和常规直剪试验数据不具有区分度，取值过大会使不同基础应力σd下预压直剪数据彼此差异过小，所以拟取Δσ ＝400 kPa。

试验分组见表1。

表1 试验分组

每组试验可以得到GMX／NW－GT界面强度τ与剪切位移δ的关系曲线。

2 试验结果

图3包含了常规直剪试验和预压直剪试验的结果，可以看出在同一基础法向应力σd下直剪试验的结果和预压直剪试验得到的τ～δ曲线均有明显的峰值，但是当σd＝100 kPa，200 kPa，400 kPa时，预压直剪试验可以获得更高的峰值界面强度；σd＝700 kPa时，预压直剪试验得到的峰值强度小于直剪试验得到的峰值强度。残余强度的变化也呈现出类似的现象。根据摩尔库伦原理用最小二乘法拟合出τ～σd关系曲线如图4所示，预压直剪试验和常规直剪试验得到的峰值摩擦角和残余摩擦角（见表2）。通过对摩擦角进行比较，结果显示预压直剪试验使峰值摩擦角降低了2.05°，使残余摩擦角降低了2.27°。两条峰值强度曲线的交点坐标为（264.375，81.015），两条残余强度曲线的交点坐标为（227.044，73.31）。

图3 直剪试验τ～δ关系图

图4 τ～σd关系图

表2 直剪试验摩擦角

通过压缩试验量化分析法向应力导致的界面接触状态的改变。压缩试验得到的各组试样的压缩曲线如图5所示。对同一厂家生产的光面土工膜进行压缩试验，发现相同法向应力下光面土工膜的压缩量小于糙面土工膜的压缩量。造成这种差异的原因是糙面土工膜受压时主要是其表面的粗糙凸起发生变形，粗糙凸起顶部面积和小于膜试样面积，所受到的实际应力大于仪器施加的应力。

图5 压缩试验结果

3 试验结果分析

3.1 压缩过程模拟

分析压缩试验中各部分材料的压缩过程和GMX／NW－GT界面压缩过程随法向应力的变化规律，可以得到界面接触状态与法向应力的关系。

由图5可见，可以用双曲线模型模拟土工膜、无纺土工织物、土工膜＋无纺土工织物、加载板（装置）的压缩过程，并且能够满足σ＝0时压缩量δ＝0的边界条件。用于拟合试验数据的双曲线模型表达式为：

图6 压缩试验拟合结果图

将每组试验得到的压缩曲线扣除装置（加载板）的压缩曲线即为试样真实的压缩过程。表3为各组试验数据的双曲线拟合结果。

3.2 压缩过程分析

分析各拟合曲线发现GMX／NW－GT界面受到压缩时，GMX和NW－GT的组合压缩量δMT不等于GMX压缩量δGM、NW－GT压缩量δGT之和。因为法向应力分布不均，所以各部分材料的压缩不同步，需要分别计算作用在土工膜表面粗糙凸起部位和非粗糙凸起部位的应力，以及这些部位发生的压缩量。GMX／NW－GT界面的接触状态示意图见图7，图7（a）表示法向应力较小时；图7（b）表示法向应力较大时，粗糙凸起近似与刚性支撑接触。

表3 各组试样压缩曲线拟合结果

图7 NW－GT／GMX界面接触状态示意图

土工膜粗糙凸起部位的压缩量可以根据糙面土工膜的压缩变形规律求得，由于粗糙凸起的尖端面积小于土工膜试样面积，所以其作用在对应位置土工织物上的应力是使糙面土工膜发生相应变形仪器需要施加的法向应力的η倍（η＞1）。粗糙凸起的压缩量和对应位置土工织物的压缩量之和等于GMX／NW－GT组合压缩量。

随着法向应力增大，土工膜非粗糙凸起部位与土工织物完全接触，这时，非粗糙凸起部位压缩量和对应位置土工织物压缩量之和等于GMX／NW－GT组合压缩量。且土工膜非粗糙凸起部位与土工织物完全接触时该位置的土工膜受土工织物施加的均布法向应力，其压缩变形规律与同种材料的光面土工膜的压缩变形规律一致。根据以上所述压缩规律建立GMX／NW－GT界面压缩模型。

3.3 压缩模型

压缩模型可以表达为：

式中：σ为仪器施加的法向应力（kPa）；σm为土工膜分担的法向应力（kPa）；σt为土工织物分担的法向应力（kPa）；t为由于粗糙凸起处织物变形量与非粗糙凸起处织物变形量不一而产生的牵连应力（kPa）；η为土工膜试样面积与粗糙凸起尖端面积的比值，表示粗糙凸起处应力较仪器施加的法向应力平均增加的程度；δMT为GMX／NW－GT组合压缩方程为糙面土工膜压缩方程为光面土工膜压缩方程；δGT为土工织物压缩方程。

土工织物表面结构松散且孔隙密布，装样时粗糙凸起进入土工织物内部，向两侧排挤土工织物纤维，挤占原织物纤维所占的空间，直到织物纤维与土工膜表面完全接触。因此粗糙凸起对应位置的土工织物厚度只有原厚度的0.8369倍［0.8369＝（土工织物装样厚度－土工膜平均粗糙高度）／土工织物装样厚度］。

4 GMX／NW－GT界面强度分析

4.1 影响GMX／NW－GT界面峰值强度的参数

本次试验使用的试样从同一卷土工膜上截取，认为表面粗糙凸起的分布密度不变，只有表面粗糙凸起的平均高度会随法向应力的增加而改变，参与影响界面强度的部分粗糙凸起为侵入土工织物内的一部分。侵入深度的大小将决定粗糙凸起影响土工织物纤维数的多少。

试验中使用的是同种土工织物，织物纤维强度不变。压缩过程中，位于土工膜粗糙凸起间位置的土工织物被压缩，这部分土工织物纤维的密实度增加，不仅使裹覆在粗糙凸起周围的织物纤维数增加，而且使纤维间的摩擦力提高，增加剪切时粗糙凸起拉扯出这些织物纤维离开原位置所需花费的功，从而使界面强度提高。织物纤维提供的抗力示意图见图7。

界面峰值强度是土工膜粗糙凸起周围裹覆的织物纤维在剪切位移发展过程中抵抗被拉扯出原位置时所能达到的最大抗拉强度。因此影响界面峰值强度的参数包括：土工膜粗糙凸起周围裹覆纤维数量和裹覆纤维的密实度。对应各法向应力下这两个参数的值可以由3.3的压缩模型求得。

求解式（3）需要进行试算，但参数η的值无法通过试验确定，这里可以将拟定的η代入公式计算。土工膜粗糙凸起周围裹覆纤维数量以裹覆纤维比表示，由式（4）求得；裹覆纤维密实度由式（5）求得。

式中：κ为裹覆纤维比，粗糙凸起周围土工织物纤维数量占织物总厚度范围内纤维数量比；δGT（σt＋t）为非粗糙凸起位置对应土工织物压缩量（mm）；δGT（σm）为粗糙凸起位置对应土工织物压缩量（mm）；Dr为裹覆纤维相对密实度。

将η＝7代入式（4）、式（5）的计算结果见图8。

图8

4.2 界面参数对界面峰值强度的影响

裹覆纤维比和裹覆纤维密度增加均能使界面抗剪强度增加。根据预压直剪试验峰值强度τ～σd曲线和常规直剪试验峰值强度τ～σd曲线做反演分析，找出裹覆纤维比和裹覆纤维密度对界面峰值强度的影响关系式。

裹覆纤维比影响作用在粗糙凸起上纤维的数量，将预压直剪试验峰值强度除以预压后的裹覆纤维比减去常规直剪试验峰值强度除以预压前的裹覆纤维比，得出预压400 kPa后裹覆纤维密度增加造成的单位纤维抗力的增加量Δpu。

式中：σd为基础法向应力（kPa）；κ为预压前裹覆纤维比；κ′为预压后裹覆纤维比；pu为预压前单位纤维抗力（10nkPa）；p′u为预压后单位纤维抗力（10nkPa）；Δpu为单位纤维抗力增量（10nkPa）。

式中：Dr为预压前裹覆纤维密度；ΔDr裹覆纤维密度增量；m，n为与η有关的系数，η ＝7时 m ＝157.62，n＝0.3406；η ＝10时 m ＝217.9，n＝0.2513。

式（6）～式（9）建立了预压前后界面峰值强度差和κ、Dr的关系。图9表示η＝7和η＝10时通过式（6）～式（9）计算得到的预压直剪峰值强度曲线和试验得到的预压直剪峰值强度曲线的比较。

图9 计算结果和试验结果比较

如图9所示，式（6）～式（9）的计算结果能很好的拟合预压直剪试验的结果。

5 工程应用分析

填埋场封场后新填埋体发生降解，填埋体中的物质以气体和渗滤液的形式流失，作用衬垫上垃圾土柱的总重减少，即衬垫系统中GMX／NW－GT界面所受的法向应力随降解发生而减少，减少量最大约有20%～30%。因此在校核填埋体沿衬垫界面的长期稳定性时需要考虑前期法向应力较大时界面接触状态的改变造成界面抗剪强度的改变。将降解前期较高的法向应力和降解后较低的法向应力的差值作为超压量，通过试验得出超压量造成的界面接触状态的改变，结合式（6）～式（9）得出界面接触状态改变后GMX／NW－GT界面的抗剪强度。本文为填埋场衬垫系统GMX／NW－GT界面遇到法向应力变化的工况时计算界面峰值强度提供了一种可供参考的方法，并解释了GMX／NW－GT界面峰值强度的产生机理。

6 结 论

本文通过压缩试验分析GMX／NW－GT界面接触状态和法向应力的关系，用双曲线模型拟合试验数据，建立界面压缩模型。

设计预压直剪试验将界面接触状态作为单一变量，证明其对界面强度有显著的影响。

比较预压直剪试验和直剪试验的结果分析界面接触状态对界面峰值强度的影响，找出界面峰值强度的形成机理。

发现裹覆纤维比和裹覆纤维密度是界面接触状态中影响界面峰值强度的主要因素，通过式（6）～式（9）建立界面峰值强度预压前后增量与裹覆纤维比和裹覆纤维密度的关系。

式（6）～式（9）可以用在考虑GMX／NW－GT界面接触状态改变情况下校核填埋体沿衬垫界面的长期稳定性。

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Research on Mechanism of Geomembrane／Geotextile Interface Strength

LIYan，SONG Xiao-guang，LUAN Jin-long
（Geotechnical Engineering Research Institute，HohaiUniversity，Nanjing，Jiangsu 210098，China）

In order to study the effect of the interface contact status on the geomembrane／geotextile interface strength in landfill site，and taking the interface contact status as the only variable，the direct shear testswere carried outby excluding the effects of other factors so as to obtain the changes of the geomembrane／geotextile interface contact statuswith normal stress.Through comparing with the results of preloading direct-shear test and normal shear test，the effects of the changes of the geomembrane／geotextile interface contact status on the interface strength were identified.It is found that the wrapping fiber ratio and wrapping fiber density are themajor influencing factors on the interface strength peak，and based on this，the connection formula between the incrementof the interface strength peak before and after preloading and thewrapping fiber ratio together with the wrapping fiber density is established.The research results show thatwith the constant normal stress，the changes of the geomembrane／geotextile interface contact status could result in the changes of the interface streugth peak.

geomembrane；nonwoven-geotextile；interface strength；preloading direct-shear text；contact status

TU57

A

1672—1144（2014）01—0135—07

10.3969／j.issn.1672－1144.2014.01.028

2013-09-27

2013-10-24

李 砚（1988—），男，江苏扬州人，硕士研究生，研究方向为环境岩土工程。