拉拔试验采用自行研制的中型拉拔仪,由试验箱、加载系统、筋材夹具和电机及调速箱等组成,如图1. 拉拔箱长、宽和高分别为800、400和550 mm,并在加载端一侧钢板上预留高和宽分别为10 mm和340 mm的拉拔缝,供筋材试样引出箱体与夹具相连. 为减小内部摩擦,在箱体内侧衬贴厚为5 mm的钢化玻璃. 试验中水平拉拔力由图1中的电动机施加,且由调速箱控制筋材拉拔速度,通过力传感器监测其值; 法向应力由反力架和千斤顶施加,以控制筋-土界面的正应力,作用于格栅上的应力由上覆填土、加载板和千斤顶等重量和千斤顶施加的法向应力共同组成,试验中千斤顶施加的法向应力已扣除其他因素所施加的法向应力; 格栅应变监测采用型号为BX-120-3AA电阻应变片.

图1 模型试验装置示意图(单位: mm)
Fig.1 (Color online)Schematic diagram of apparatus for test(unit: mm)

筋材采用聚丙烯双向格栅,其极限抗拉强度为30 kN/m,网孔尺寸为4 cm×4 cm,格栅的应变为2%和5%时对应的抗拉强度分别为10.5 kN/m和21.0 kN/m.

图2 试验回填砂土颗粒级配曲线
Fig.2 Grain size distribution of river sand for filling

试验回填土采用干净砂土,基于颗粒筛分试验得到的砂土颗粒级配曲线如图2. 砂土不均匀系数C_u和曲率系数C_c分别为2.65和0.99,砂土最大和最小干重度分别为19.8 kN/m³和15.4 kN/m³,砂土相对密实度D_r=70%,砂土内摩擦角φ=35°.

筋-土界面特性的拉拔试验主要研究界面正应力(σ_n)、 筋材横肋百分比(R)、 筋材宽度(W)和拉拔速度(v)等因素对界面特性的影响, 试验方案如表1. 试验格栅试样长为 65 cm, 埋入土中部分的长度(L)为56 cm, 如图3.

表1 筋-土界面特性研究的拉拔试验方案
Table 1 Plan of pull-out tests for study on characteristics of reinforcement-soil interface

图3 格栅尺寸及应变监测布置示意图(单位: mm)
Fig.3 (Color online)Dimension of geogrids and layout for strain monitoring(unit: mm)

试验通过逐步剪除横肋来分析其影响,采用横肋百分比(R)表示剩余横肋数与完整筋材试样横肋数的比值. R分别取100%、71.4%、28.6%和14.3%(图4). 其中, G0、G1、G2和G3分别表示不同的格栅横肋设置方式. R=100%时,对应格栅出产的原样. 另外,保持相同横肋条数即相同横肋百分比(取R=28.6%)时,变化横肋位置来分析其对界面拉拔特性的影响,如图5. 其中,G2-1、G2-2、G2-3和G2- 4分别表示G2设置方式下横肋的不同位置.筋材宽度W分别取17 cm和29 cm,试验中设置5个监测点用于筋材纵肋应变的监测(图3). σ_n分别为10、25、50和75 kPa时,基于ASTM D6706设置3种拉拔速率(0.5、1.0和4.0 mm/min ). 试验填土分4层填筑压实,每层填土高度约为11 cm,其中第2层完成后铺设筋材. 试验以拉拔力达到峰值且稳定或筋材拉断为终止条件.

图4 格栅横肋设置方式及相应横肋百分比(单位: mm)
Fig.4 (Color online)Arrangement of transversal ribs of geogrids(unit: mm)

图5 相同横肋百分比(R=28.6%)时横肋位置变化示意图(单位: mm)
Fig.5 (Color online)Schematic diagrams of location of transversal ribs of geogrids for R=28.6%(unit: mm)

选取W=290 mm、 v=0.5 mm/min、 L=560 mm和 R=100%, 分析不同 σ_n时格栅单宽拉拔力与加载端位移的相互关系,结果如图6. 由图6可知,在不同界面正应力σ_n作用下,拉拔初期如拉拔力小于12.5 kN时,筋材拉拔力与加载端位移呈线性增加,此时界面正应力对拉拔力与位移曲线的影响较小,拉拔中后期单宽拉拔力呈曲线增加,且曲率越来越小. 当σ_n=10 kPa时,拉拔力达到峰值后呈现相对稳定状态,筋材被拔出; 当σ_n分别为25、50和75 kPa时,格栅均已达到抗拉极限强度而破坏,拉拔力与位移曲线未出现水平段,表明随着界面正应力增加,筋材抗拔能力增强,且界面正应力越大,单宽拉拔力越快达到格栅极限抗拉强度而发生断裂破坏. 另外,随着界面正应力增加,达到相同加载端位移时格栅所受的拉拔力逐渐增大,如图7. 由图7可知,当拉拔位移值较小(如5 mm)时,随着σ_n增加拉拔力增加缓慢,而当拉拔位移较大且达到相同的位移时,则所需拉拔力随σ_n增加而显著增加,即界面正应力对拉拔位移的影响明显.

图6 格栅拉拔力-加载端位移关系曲线
Fig.6 (Color online)Curve of displacement versus pull-out force for geogrids

图7 不同位移时格栅拉拔力与界面正应力的关系曲线
Fig.7 (Color online)Variation of pull-out force with normal stress in different displacements

筋材拉拔力P主要由界面摩擦阻力T₁和横肋阻力T₂两部分组成,

P=T₁+T₂(1)

由于筋材结点呈不规则形状,因此这里以筋材结点为分析对象,进行精细化处理来计算筋材的实体表面积. 图8为围绕结点进行细部处理的示意图.

单一结点面积A₁为

A₁=A_1-1+A_1-2-A_1-3-A_{1- 4}(2)

与结点相连的单根纵肋面积A₂为

A₂=A_2-1/2(3)

与结点相连的单根横肋面积A₃为

A₃=A_3-1/2(4)

其中, A_1-1、 A_1-2、 A_1-3、 A_{1- 4}、 A_2-1和A_3-1分别为图8中分割土工格栅面积. 由此,根据不同横肋百分比时格栅结点、纵肋和横肋数量,利用单结点面积和与结点相连的纵肋和横肋面积可得到格栅总表面积A.

土工格栅界面摩擦阻力T₁为

T₁=μAσ_n(5)

其中, μ为界面平均摩擦系数. 基于实测的最大拉拔力P, 并结合式(1)和式(2),可得横肋端承阻力T₂.

图8 土工格栅单结点实体面积计算示意图
Fig.8 (Color online)Schematic diagrams for calculating area of single knot

图9 界面摩擦力随R的变化
Fig.9 (Color online)Variation of friction resistance of interface with R

选取W=290 mm、 v=0.5 mm/min和L=560 mm,通过变化横肋百分比R来分析对界面摩擦阻力和横肋端承阻力的影响. 图9和图 10分别为不同界面正应力时界面摩擦阻力和横肋端承阻力与横肋百分比的关系曲线. 由图9和图 10可知,随着R的增加, T₁近似呈线性增加,而T₂在R=28.6%时略有减少,随后随R增加呈近似线性增加,但总体上界面摩擦力在总拉拔力中的占比(即T₁/P)随R的增加而减少. 当σ_n为10 kPa和25 kPa,即界面正应力相对较小时, T₁的增幅较小,界面摩擦阻力对总拉拔力的贡献率分别低于10%和25%,此时拉拔力主要以横肋端承阻力T₂为主; 随着σ_n增加, 如σ_n为50 kPa和75 kPa时, T₁的增幅明显增加,此时,两种界面正应力下界面摩擦阻力对总拉拔力的贡献率分别达到了约48%和72%,且相同横肋百分比时,界面正应力越大,筋-土界面相对移动较难实现,加载端位移较小时即拉断破坏,筋材拉力向埋深方向的传递有限,导致横肋端承阻力的贡献率减弱. 因此, T₁在拉拔力中起主导作用.

图 10 横肋端承阻力随R的变化
Fig.10 (Color online)Variation of bearing resistance with respect to percentage of transverse ribs R

选取W=290 mm、 v=0.5 mm/min、 L=560 mm和σ_n=50 kPa,按照图5所示裁剪格栅横肋并保持横肋百分比相同(R=28.6%), 通过4种裁剪横肋方式来分析其对格栅拉拔特性的影响,结果如图 11. 由图 11可知,不同裁剪方式下格栅加载初期拉拔力与加载端位移变化曲线基本一致,而在加载中后期拉拔力与位移关系曲线出现差异变化,4种裁剪方式对应的格栅拉拔试验均达到了拉拔力峰值,其中,G2-1试样拉拔力峰值最大,G2-2与G2- 4试样的拉拔力峰值几乎相等,而G2-3裁剪试样的拉拔力峰值最小. 综合裁剪效果可知,当格栅横肋分布均匀如G2-1试样,更有利于筋材的受力.

图 11 拉拔力-加载端位移关系曲线
Fig.11 (Color online)Relationship curve of displacement and pull-out force

针对不同裁剪方式,分析格栅拉拔力为5 kN时,格栅应变沿长度方向的分布规律,结果如图 12. 由图 12可知,除G2-1试样外,其他3种裁剪试样在相同拉拔力下,格栅应变沿长度方向呈先增后减趋势.这主要是因为3种试样中横肋的位置相比于G2-1更靠近拉拔端,靠近加载端的横肋承阻力在总拉拔力中占主导地位,使得远离加载端的纵肋应变较小.而对于G2-1,横肋分布均匀且间距大,力由加载端逐步向尾端均匀传递,因此,格栅应变沿长度逐步减少.由于G2-1试样尾部无横肋作用,使得纵肋受力增加,因此,靠近尾部的筋材应变略有增加.

图 12 格栅应变沿长度的分布规律
Fig.12 (Color online)The distribution of geogrid's strain along the length

针对L=560 mm、 v=0.5 mm/min、 R=100%、 σ_n=25 kPa、 W分别为290 mm和170 mm的情况下,分析不同筋材宽度时格栅单宽拉拔力与加载端位移的相互关系,结果如图 13. 由图 13可知,不同宽度的格栅在相同的拉拔速率下,宽度稍窄的格栅拉拔初期的线性变化阶段比较长,单宽拉拔力的增长速度较慢. 当拉拔力相同,宽度较窄的试样加载端位移更大. 另外,达到相同拉拔位移时,较宽格栅试样所需拉拔力更大. 这主要是由于较宽格栅的横肋和纵肋数量增加时,砂土对格栅横肋的挤压作用更明显,导致土工格栅单宽拉拔力比较窄格栅的单宽拉拔力大,两者之间的差值总体上相对稳定.

图 13 格栅宽度对拉拔力与位移关系的影响
Fig.13 (Color online)Effect of geogrid width on pull-out force versus displacement

针对W=290 mm、 L=560 mm、σ_n=50 kPa和R=100%的情况下,分析拉拔速率v对格栅拉拔特性和应变的影响,结果如图 14和图 15. 由图 14可知,在加载初期阶段,相同拉拔力时,拉拔速率越小,对应的位移越小,或者说拉拔速率越小,达到相同位移时所需拉力越大,主要原因是初期阶段拉拔力较小,拉拔速率较小时使力向筋材埋深方向传递及时且均匀; 在加载中后期,增加拉拔速率,拉拔位移曲线上升迅速,格栅达到峰值拉力时对应的加载端位移相应减小.

图 14 拉拔速度对拉拔力与位移曲线的影响
Fig.14 (Color online)Effect of pull-out velocity on pull-out force versus displacement

图 15 拉拔速度对格栅应变的分布规律影响
Fig.15 (Color online)Effect of pull-out velocity on distribution of geogrid strain

结合图 15中格栅应变沿长度方向的分布规律,选取加载端位移达到15 mm时进行分析. 显然,拉拔速率为0.5 mm/min和1.0 mm/min时,格栅应变沿长度分布规律相同,当v增加到4.0 mm/min时,应变明显增加,表明拉拔速率越大,拉拔力向格栅非加载端的传递越快,界面处筋材与土体的变形来不及协调,砂土颗粒来不及重新排列. 因此,拉拔速率过快时,不利于筋-土界面的相互充分作用,从而影响格栅加筋效果.

针对W=290 mm、 v=0.5 mm/min、 L=560 mm、 σ_n=50 kPa和R=100%的情况下,分析不同单宽拉拔力时格栅应变与距加载端位移的相互关系,结果如图 16.

图 16 不同拉拔力作用下筋材应变沿长度分布规律
Fig.16 (Color online)Distribution of geogrid strains along the length under different pull-out forces

由图 16可知,由于拉拔力是在加载端施加,并逐渐向远离加载端传递,临近加载端应变大于远离加载端应变; 在加载端格栅应变随着拉拔力的增加呈先增后减趋势,而在远离加载端,筋材应变随着拉拔力增大而增大; 沿格栅纵向随着水平埋深位置的变化,格栅应变呈先增后减趋势,应变峰值位置随着拉拔力的增大逐渐远离加载端. 基于格栅应变分布规律可知,格栅沿长度方向的受力分布是不均匀的. 随着拉拔力增大,加载端土体对格栅的黏结力达到弹性极限后将逐渐减小,且黏结力峰值增大,并逐步向格栅中部移动.拉拔试验过程中出现的黏结力传递规律,表明格栅-土之间的荷载传递既有硬化现象也有软化现象,且硬化现象不会随埋深的增加而无限增加,存在一个临界值.