土工格柵的加筋作用必須通過對周圍填料的影響來實現(xiàn)，因此，土工格柵與填料之間的筋土界面特性是土工格柵加筋機理研究的中心問題，直接影響著加筋土結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和耐久性[ll ，在加筋土結(jié)構(gòu)設(shè)計和分析中至關(guān)重要.三向土工格柵由聚丙烯(Pp)板材經(jīng)整體沖孔、拉伸而成，與矩形網(wǎng)孔的雙向土工格柵相比，三向土工格柵獨特的三角形網(wǎng)孔、肋條截面和節(jié)點構(gòu)造使其具有更穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)形式和更好的節(jié)點有效性，提高了土工格柵網(wǎng)孔對周圍填料顆粒的約束和嵌鎖作用，進而較大程度地改善了其加筋性能[2-3] 現(xiàn)有關(guān)于土工格柵筋土界面特
性的研究多以單向和雙向土工格柵為對象，而針對雙向和三向土工格柵的筋土界面特性及作用機理開展的對比研究很少見諸于文獻，僅有的部分?jǐn)?shù)值模擬工作也集中于土工格柵拉伸特性的研究[2.4]目前，國內(nèi)外學(xué)者主要采用直剪試驗和拉拔試驗研究土工格柵的筋土界面特性.馬時冬噸匾過分析土工格柵與粗粒土(砂土、砂礫和殘積土)拉拔過程中的界面強度，指出土工格柵配合砂礫石的加筋效果最佳，工程應(yīng)用中應(yīng)注意填料粒徑與土工格柵網(wǎng)孔尺寸的配合從而保證嵌鎖作用的充分發(fā)揮.Teixelra等問分別對土工格柵縱肋和橫肋的拉拔阻力和變形特征進行了研究，指出拉拔阻力的構(gòu)成及發(fā)揮程度與拉拔位移密切相關(guān)史旦達等叫畫過直剪試驗和拉拔試驗研究了砂土和黠性土與單、雙向土工格柵的界面特性，發(fā)現(xiàn)雙向土工格柵對填料顆粒的咬合嵌鎖能力大于單向土工格柵，填料密實度和法向應(yīng)力對筋土界面剪切特性影響較大.鄭俊杰等[8]考慮
兩種不同拉拔方向，研究了拉拔試驗中三向土工格柵的筋土界面特性，包括筋土界面摩阻力分布、土工格柵變形與破壞模式及筋土界面剪切強度等.周芬等[到通過無側(cè)限壓縮試驗，研究了蒙古土壓實度對圓柱體加筋土試樣豎向變形的影響，發(fā)現(xiàn)壓實度的提高可以使筋材的約束作用得到更充分的發(fā)揮.雖然直剪試驗和拉拔試驗在筋土界面特性研究中的應(yīng)用均十分廣泛，但由于試驗原理的差異，直剪試驗和拉拔試驗所得筋土變形特征和界面強度參數(shù)仍有很大不同[10] 文獻[11]建議對于剛度較小的土工合成材料采用直剪試驗，對剛度較大的土工合成材料則適合采用拉拔試驗.包承綱[12]認(rèn)為拉拔試驗可以清晰反映筋土界面剪切演變過程，特別是豎向壓力較低時，拉拔試驗的成果比直剪試驗更加充分和清晰.劉文白等[臼]建議筋土相對位移較小時采用直剪試驗，當(dāng)士工格柵兩面都發(fā)生較大相對位移時，認(rèn)為拉拔試驗更為合適.
本文以雙向和三向土工格柵為研究對象，分別開展直剪試驗和拉拔試驗，對比分析試驗過程中雙向和三向土工格柵的變形和筋土界面特性，探討試驗方法對試驗結(jié)果的影響，以指導(dǎo)雙向和三向土工格柵的加筋機理研究和工程應(yīng)用優(yōu)選.
1 直剪試驗和拉拔試驗
1.1 試驗設(shè)備
試驗采用長江科學(xué)院水利部巖土力學(xué)與工程重點實驗室的直剪儀和拉拔儀.直剪儀為美國Geocomp公司研制的ShearTrac-I1室內(nèi)大型直剪儀，拉拔儀由長江科學(xué)院自主設(shè)計研制.兩種試驗設(shè)備均主要由水平和豎向荷載加載系統(tǒng)、剪切盒、應(yīng)力傳感器和位移傳感器組成，其中直剪儀采用微步進電機進行加載，拉拔儀為液壓伺服加載，兩者均可通過操作面板在試驗準(zhǔn)備階段對剪切盒或夾具的初始位置進行快速調(diào)整.根據(jù)應(yīng)力傳感器和位移傳感器的反饋，兩套試驗設(shè)備均可通過計算機程序?qū)崟r顯示和控制試驗過程，并由應(yīng)力傳感器、位移傳感器及配套軟件對試驗數(shù)據(jù)進行自動采集.直剪儀上盒有效尺寸為305 mmx305 mmxl00 mm ，下盒比上盒長115 mm ，以避免試驗過程中因試樣剪切面積不斷減小而引起的試驗誤差[14] 拉拔儀的上、下剪切盒尺寸均為600 mmx300 mmx150 mm ，盒寬與直剪儀相近.1.2 試驗材料
試驗用砂為公路灌砂法標(biāo)準(zhǔn)用砂，具體技術(shù)指標(biāo)見表1 ，最大顆粒粒徑不超過1 mm ，試驗過程中保持砂樣的干燥清潔.通過砂的相對密度試驗，獲得標(biāo)準(zhǔn)砂的最小干密度為1.329 gJcm3 ， 最大干密度為1.646 gJcm3•為了提高試驗結(jié)果的可比性，土工格柵試樣分別選用整體沖孔拉伸的高密度聚乙烯(HDPE) 雙向土工格柵5520 和聚丙烯(PP) 三向士工格柵四160 ，由坦薩公司提供， 2 種土工格柵的各項技術(shù)指標(biāo)見表2. 由表2 可知:5520 和TX160 的網(wǎng)孔肋條長度和單位面積質(zhì)量均非常接近;脅條截面均為矩形，但TX160 的脅條厚度約為脅條寬度的
1.2- 1.6 倍，且大于5520 的肋條厚度，而5520 的肋條寬度約為厚度的2-3 倍jTX160 的節(jié)點厚度小于5520 ，但節(jié)點效率卻比5520 高
1.3 試驗方案
依據(jù)《土工合成材料試驗規(guī)程~(以下簡稱《規(guī)程~ )1叼分別開展直剪試驗和拉拔試驗，對比土工格柵5520 和TX160 的筋士界面剪切特性及土工格柵變形特征.拉拔試驗中，為量測土工格柵試樣沿拉拔方向的變形隨拉拔過程的變化規(guī)律，在土工格柵試樣的4 個斷面上選取若干測點，采用鋼弦連接電阻位移計(LVDT) 或百分表來量測各測點的位移[町，并通過靜態(tài)應(yīng)變采集儀實現(xiàn)位移數(shù)據(jù)的自動采集，如圖1 所示.
兩種試驗中均采用分層壓實制樣，通過嚴(yán)格控制每層填砂的質(zhì)量和厚度，使填砂相對密實度保持一致，均為。從對應(yīng)的干密度為1.608 g/cm3•直剪試驗中，上、下剪切盒內(nèi)均為壓實砂土，土工格柵試樣鋪設(shè)于上、下剪切盒之間，且長度大于下盒長，以保證直剪試驗過程中土工格柵試樣的剪切面積不發(fā)生變化.拉拔試驗中，為避免拉拔過程中土工格柵試樣過早發(fā)生破壞，開展了系列預(yù)備性試驗，以確定合理的試驗所用土工格柵試樣尺寸及豎向壓力σV'試驗方案見表3 ，為確保試驗結(jié)果的可靠性，各級σv對應(yīng)的直剪試驗和拉拔試驗均重復(fù)多次.
試驗速率對筋土界面特性的影響較大，試驗速率越大，筋土界面的剪切阻力增大，則試驗結(jié)果偏高.~規(guī)程》建議的直剪試驗剪切速率為( 1 :t0.2) mmlmln ，拉拔速率視土性而定，一般采用0.2-3.0 mm/min ，對砂性土可采用0.5 mm/min; 但徐超等問發(fā)現(xiàn)只要直剪速率不超過一定界限，就對筋土界面強度的影響不大;史旦達等問也發(fā)現(xiàn)拉拔速率對雙向土工格柵與砂土界面強度的影響不大，當(dāng)拉拔速率從0.53 mmlmin 增加到5.2 mmlmin 時，剪應(yīng)力峰值甚至出現(xiàn)了略微下降.因此，本文直剪試驗和拉拔試驗中的水平荷載均采用應(yīng)變控制加荷，直剪速率和拉拔速率均為1 mm/min ，最大直剪位移為30mm ，最大拉拔位移為20mm.
2.1 剪應(yīng)力-剪切/拉拔{立移關(guān)系圖2 為直剪試驗所得5520 和四160 方案的筋土界面剪應(yīng)力-剪切位移(T-8)關(guān)系曲線.2 種方案的T 均先隨8 的增大而快速增大，峰值剪應(yīng)力Tp 非常顯著，隨后T 呈現(xiàn)明顯的軟化特征， σv 越大，軟化程度也越大.5520 方案的剪應(yīng)力軟化速率在σv 較小時較為均勻，隨σv 的增大，剪應(yīng)力軟化速率先快后緩的趨勢越明顯，但TX160 方案剛好相反， T 在σv較小時先'快速軟化，然后緩慢減小， σv 越大，剪應(yīng)力軟化速率則越均勻.
2 種方案的Tp 對應(yīng)的剪切位移8p 均隨磯的增大而增大，兩者之間呈現(xiàn)良好的線性關(guān)系， σv 相同時， 5520 方案的4 均略小于1衛(wèi)160 方案，總體而言， 2 種方案的8p 均不大， σv = 200 kPa 時， 5520 和四160 方案的8p 分別為1 1.9 mm 和12.0 mm.假設(shè)筋土界面的剪切變形沿剪切方向均勻分布，根據(jù)直剪試驗中剪切面的長度，即上剪切盒的盒長(305mm) ，將8p 換算成剪切應(yīng)變，僅分別為3.90%和3.939毛.
拉拔試驗中，根據(jù)土工格柵試樣埋人砂土內(nèi)的面積，將拉拔力換算成筋土界面剪應(yīng)力，圖3 為拉拔試驗所得5520 和TX160 方案的筋土界面剪應(yīng)力-拉拔位移(T-8)關(guān)系曲線2 種方案的T 均先隨8 的增大而快速增大，不同的是， 5520 方案僅在σ10 kPa 時有較明顯的Tp 和軟化特征，其他σv 下的T則隨d 的增大而逐漸趨于穩(wěn)定，而四160 方案在不同磯下的T 均先'快速增大，然后緩慢減小，有明顯的Tp 和一定程度的峰后軟化，但軟化速率較小，且非常均勻.磯= 40 kPa 時， TX160 方案的土工格柵試樣在剪應(yīng)力到達峰值之前被拉斷.
2 種方案的8p 均隨磯的增大而增大，兩者之間同樣存在良好的線性關(guān)系， σv 相同時， SS20 方案的8p 均略小于TX160 方案，且σv 越小， 2 種方案的8p之間的差值越大.總體而言， 2 種方案的8p 均不大，σv = 30 kPa 時， SS20 和TX160 方案的8p 分別為9.1mm 和10.5 mm ，分別接近直剪試驗中磯= 100 kPa和150 kPa 時的8p•根據(jù)拉拔試驗中實際剪切面的長度，即土工格柵試樣埋人砂土內(nèi)的長度(由于土工格柵試樣發(fā)生了拉伸變形，因此可以不考慮拔出部分的影響) ，將4 換算成剪切應(yīng)變，分別為3.9% 和4.7% ，表明拉拔試驗中到達筋土界面峰值剪應(yīng)力需要更大的剪切應(yīng)變，這是由于SS20 和TX160 均為柔性筋材，拉拔試驗過程中，筋土界面剪應(yīng)力沿拉拔方向逐漸向后傳遞，分布極為不均，而直剪試驗中筋土界面的剪切幾乎同時發(fā)生，剪應(yīng)力分布較為均勻.
2.2 土工格柵拉伸變形與應(yīng)變
由于拉拔試驗中土工格柵試樣的部分測點位移采用百分表量測，且為人工讀數(shù)，讀數(shù)頻率為2 minl次，對應(yīng)的拉拔位移間隔為2mm ，相比于電阻位移計較高的讀數(shù)頻率，人工讀數(shù)的拉拔力峰值可能并不是真正意義上的峰值，因此采用"峰值拉拔力"表示，并選取"峰值拉拔力"對應(yīng)的土工格柵試樣各斷面的位移進行分析圖4 為拉拔試驗中"峰值拉拔力"對應(yīng)的SS20 和TX160 方案中土工格柵試樣的4 個斷面及夾具位移，對于有多個測點的斷面，取平均位移進行分析，其中格柵長度指各測試斷面距夾持?jǐn)嗝娴木嚯x.
圖4 中， 2 種方案的各斷面位移均隨格柵長度的增加而明顯減小，磯越大，各斷面位移減小的幅度也越大，即土工格柵試樣拉伸變形越大.不同的是， SS20 方案的各斷面位移均隨磯的增大而明顯增大，而回160 方案吃乃和%斷面的位移增幅較小，甚至有所減小，這是由于σv 增大后，遠離拉拔端的TX160 土工格柵試樣受到的砂土約束也越大，此時四160 土工格柵試樣的拉伸變形主要發(fā)生在夾具和~斷面之間.上述分析表明白20 方案中土工格柵試樣的拉力比四160 方案更容易向土工格柵試樣末端傳遞，從而帶動勺、號和%斷面的位移.圖5 為σv= 30 kPa 時SS20 和四160 方案的土工格柵試樣分段應(yīng)變隨拉拔位移的變化曲線.由于2 種方案中土工格柵試樣埋人砂土內(nèi)的長度均有限，因此在拉拔位移僅為2mm 時即可量測到53 段應(yīng)變2 種方案的土工格柵試樣各分段應(yīng)變均隨拉
拔位移的增大而增大，大小順序依次為50> 51> 52 >53( 圖1)，不同之處在于SS20 方案各分段應(yīng)變的增大速率較為均勻，而TX160 方案的50 和51 段應(yīng)變遠大于52 和烏段，且差值隨拉拔位移的增大而持續(xù)擴大.當(dāng)拉拔位移為lO mm 時，即"峰值拉拔力"對應(yīng)的拉拔位移， SS20 方案的50、51 ， 52 和馬段應(yīng)變依次為4.2% 、2.8% 、1 .4%和0.429毛，而TX160 方案的各分段應(yīng)變則分別為9.39毛、5.6% 、1.3% 和0.2%.上述分析進一步表明SS20 方案的52 和53 段土工格柵明顯受拉，相應(yīng)位置的筋土相互作用得到了較好的發(fā)揮，而TX160 方案的土工格柵受力集中于50 和51 段， 52 和53 段主要為平動，受拉不明顯，筋土相互作用較弱.值得注意的是"峰值拉拔力"后， 2 種方案中，除四160 方案的S。有所下降之外，其余各分段應(yīng)變均隨拉拔位移的增大而繼續(xù)增大，且部分分段的應(yīng)變增幅較大.分析原因，是由于噸斷面從砂土內(nèi)被拉出，使51 段土工格柵部分失去砂土的約束，雖然此時拉拔力保持不變甚至有所減小，但51 段的應(yīng)變?nèi)猿掷m(xù)增大.各分段應(yīng)變隨拉拔位移的增大而增大也驗證了土工格柵加筋砂土界面摩阻力的發(fā)揮跟筋土相對位移直接相關(guān)，特別是土工格柵橫脅的承載阻力取決于其位移幅度，發(fā)揮較晚
3 筋土界面剪脹特性與強度參數(shù)
3.1 筋土界面剪脹特性
筋土界面發(fā)生剪切位移時，土工格柵節(jié)點及脅條帶動嵌鎖的砂土顆粒，使筋土界面附近的土顆粒位置不斷發(fā)生錯動和調(diào)整，從而表現(xiàn)出剪脹(縮)特性，在宏觀上即表現(xiàn)為剪切盒中荷載板的豎向位移發(fā)生變化.本文以荷載板豎向位移向下(+)表示剪縮，向上(-)表示剪脹.
圖6 和圖7 分別為直剪試驗和拉拔試驗所得SS20 和嘆160 方案的剪脹(縮)曲線.直剪試驗中， 8小于5mm 時， 2 種方案的筋土界面均發(fā)生了小幅剪縮，隨8 繼續(xù)增大，則迅速由剪縮轉(zhuǎn)為剪脹，當(dāng)δ 達15mm 時，剪脹量隨δ 的增大而減小或趨于穩(wěn)定.拉拔試驗與直剪試驗類似， 2 種方案的筋土界面均先發(fā)生小幅剪縮，當(dāng)s 大于4mm 后則全部轉(zhuǎn)為剪脹，并一直處于增長狀態(tài)，沒有明顯的峰值.
對比圖6 和圖7 中S520 和TX160 方案的剪脹(縮)曲線，可以發(fā)現(xiàn)，不同磯時SS20 方案的剪脹(縮)曲線在直剪試驗和拉拔試驗全過程中的分布均較為集中，而回160 方案的剪脹(縮)曲線隨磯的變化較大，較為分散， 8 越大，剪脹量差異也越大2種試驗中，不同磯時S520 方案的剪縮量均小于TX160 方案，但剪脹量則剛好相反.上述分析表明T叉160 方案的筋土界面剪脹(縮)特性受風(fēng)變化的影響比SS20 方案更明顯，相同條件下，增大σv 可以更好地增強TX160 與周圍填料顆粒的相互作用，改善筋土界面特性.
3.2 筋土界面強度參數(shù)
為了獲取筋土界面強度參數(shù)，假定直剪試驗和拉拔試驗中5520 和四160 方案的筋土界面T 均勻分布，采用Mohr-Coulomb 強度準(zhǔn)則[1η分別對筋土界面的峰值剪切力和殘余剪切力與豎向壓力進行線性擬合，得到筋土界面峰值強度(Cp、伊p) 和殘余強度(C r、ψ，)，如圖8 所示.
由圖8 可知:2 種試驗中5520 方案的磯和伊r分別大于吸160 方案(å冉=2.00 -5.1 0 ， åψr = 2.70-4.20) ，但5520 方案的Cp 和Cr 均分別小于TX160 方案(åc p = 6.9-7.0 kPa ,åcr = 5.5-10.1 kPa) ，表明TX160 的三角形網(wǎng)孔對周圍砂土顆粒的約束作用大于5520 的矩形網(wǎng)孔.值得注意的是，直剪試驗得到的5520 和TX160 方案之間的筋土界面強度參數(shù)差異，以及同一方案中峰值強度參數(shù)和殘余強度參數(shù)的差異均比拉拔試驗的大.對比圖8(a) 和(b) ，可知對于5520 和1χ160 方案的峰值強度和殘余強度，直剪試驗所得蒙古聚力均大于拉拔試驗(åc =4.0-13.3 kPa) ，但摩擦角剛好相反，直剪試驗所得摩擦角均小于拉拔試驗(åψ= 2.5 。-10.70 ).馬時冬[呵匾過開展單向和經(jīng)編土工格柵與砂礫、粗砂和殘積士的直剪試驗和拉拔試驗，也得到了類似的結(jié)論.但史旦達等問發(fā)現(xiàn)試驗方案相同時，采用直剪試驗可以獲得比拉拔試驗更高的摩擦角，對于雙向拉伸塑料土工格柵，采用砂土填料時摩擦角差值為5.20 ，而蒙古性土填料時摩擦角差值可達120 •分析原因，是由于本文和文獻[5] 中直剪試驗所施加的最大σv = 200 kPa 均遠大于拉拔試驗(約為5倍) ，而文獻[7] 中直剪試驗和拉拔試驗所施加的各級σv 均保持一致(50 - 200 kPa) ，從而導(dǎo)致了上述差異.上述分析表明σv 對直剪試驗和拉拔試驗所得筋土界面強度參數(shù)均有明顯的影響， σv 越大，則2種試驗所得C 越大而ψ 越小.因此，在工程應(yīng)用中，為獲取合理的筋土界面強度參數(shù)，應(yīng)根據(jù)加筋土結(jié)構(gòu)中土工格柵的實際應(yīng)力狀態(tài)來確定合理的試驗豎向壓力.
4 結(jié)論
1)SS20 和TX160 方案的剪應(yīng)力-剪切/拉拔位移關(guān)系曲線的變化規(guī)律總體相似，但在峰值剪應(yīng)力后的軟化速率和軟化過程上存在明顯差異，特別是在直剪試驗中，這種差異尤為突出.2)拉拔試驗中， SS20 的筋土相互作用沿土工格柵試樣全長均能較好地發(fā)揮，而TX160 的筋士相互作用主要集中在拉拔端附近，土工格柵試樣自由端的筋土相互作用較弱.3)四160 的筋土界面剪脹(縮)特性受豎向壓力的影響更明顯，相同條件下，增大豎向壓力可以更好地增強TX160 與周圍填料顆粒的相互作用，從而改善筋土界面特性.4)SS20 方案的峰值摩擦角和殘余摩擦角均大于TX160 方案，但站聚力剛好相反， SS20 方案的峰值站聚力和殘余茹聚力均小于TX160 方案.豎向壓力對2 種試驗所得筋土界面強度參數(shù)均有明顯的影響，工程應(yīng)用中應(yīng)根據(jù)土工格柵的實際應(yīng)力狀態(tài)來確定合理的試驗豎向壓力.
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