王　睿　王　双　彭大雷

(①成都理工大学环境与土木工程学院　成都　610059)(②中国民航机场建设集团公司西南分公司　成都　610212)(③喀斯特环境与地质灾害防治教育部重点实验室(贵州大学)　贵阳　550003)



钢塑凸榫土工格栅及其筋土界面特性研究*

王睿①②王双②彭大雷③

(①成都理工大学环境与土木工程学院成都610059)(②中国民航机场建设集团公司西南分公司成都610212)(③喀斯特环境与地质灾害防治教育部重点实验室(贵州大学)贵阳550003)

本文在钢塑土工格栅之上辅以凸榫设计，研制出一种新型的土工格栅结构类型，即钢塑凸榫土工格栅。将钢塑土工格栅和钢塑凸榫土工格栅分别与多种不同类型的典型填料进行室内直剪试验和室内拉拔试验，证明了凸榫的设置有利于筋土界面性能的改善。通过对凸榫土工格栅的破坏模型进行理论分析，推导了凸榫格栅与岩土体间界面抗剪强度的理论公式。通过与室内试验结果对比分析表明，该理论公式求得的内摩擦角值基本符合实际，而黏聚力则不符合实际，凸榫对黏聚力的贡献值建议取2～7kPa。

钢塑土工格栅凸榫直剪试验拉拔试验筋土界面强度

0　引　言

钢塑复合土工格栅由高强度钢丝通过高密度聚乙烯包裹成高强度条带，采用特殊强化黏接的熔焊技术焊接其交接点而成型。钢塑复合土工格栅破坏伸长率很低(一般不大于3%)，强度高，蠕变量极低； 其采用的高密度聚乙烯可以确保耐酸碱及油类、抗紫外线辐射、不受水及微生物侵害； 生产过程中塑料表面压制有粗糙的花纹，因而与土体的摩擦性能较好。由于钢塑土工格栅优良的理化性质，因而已在工程中得到了较为广泛的应用。

凸榫作为一种常用的增加抗滑措施，已在挡土墙、挡浪墙中得到普遍的应用(赵乃志等， 2005； 赵广强， 2007； 杜永峰等， 2007； 卢少彦等， 2012)。挡墙中应用凸榫可以利用凸榫前的被动土压力，大幅提高基底抗滑能力，减小基础埋深从而节约圬工体积，因而凸榫的设置具有较大的经济和实用价值。

加筋土挡墙(或边坡)一种较为常见的破坏类型是筋条在土压力或下滑力作用下被拔出，究其原因是岩土体与筋条之间摩擦力不够，设计采用的筋条长度偏短所致。因此，对现有土工格栅进行类似的改进，即在土工格栅中设置适当密度的凸榫，可以提高格栅对岩土体的锁固作用，增加岩土体对格栅肋条的被动阻抗作用，从而进一步约束土颗粒的侧向位移，提高岩土体的相互作用力，增强筋土间的整体性，减小岩土体的变形量。凸榫的设置能增大抗拔稳定性，在保证稳定性前提下减小格栅用量，从而节约投资。

材料间的界面力学参数是工程设计中重要的参数，其通常由实验剪切试验和室内拉拔试验确定(尹光志等， 2004； 张文慧等， 2007； 史旦达等， 2009； 徐超， 2010； 佘骏宽， 2014)，因此新型格栅结构的适用性和有效性也可通过其与填土间的上述试验来反映。

本文即参考挡墙设计的思路，将工程中常用的钢塑土工格栅上辅以凸榫设计(即钢塑凸榫土工格栅，下同)，通过室内直剪试验和室内拉拔试验来分析多种不同类型填料下凸榫的设置对筋土界面摩擦性能的影响，并根据力学平衡原理推导了凸榫作用下筋土界面抗剪强度参数的理论计算公式，为钢塑凸榫土工格栅的工程应用打下了试验基础和理论基础。

1　凸榫设计

土工格栅上设置的凸榫需要与原格栅连接牢固，保证凸榫的剥离强度，同时凸榫制造工艺不能对原格栅造成损伤破坏。凸榫土工格栅上凸榫的设置采用注塑方法，即将熔融的塑料利用压力注进塑料制品模具中制成所需形制，不会对原结构产生损伤，同时具有价格低廉、新旧结构连接牢固的特点。

凸榫尺寸对筋土之间界面强度有较大影响，过小则嵌锁能力差，对界面摩擦强度影响较小； 过大则制作成本高。凸榫长度和宽度一般可取为25mm×25mm，厚度为4～10mm。本次试验所用实物及单位面积(1m2)内的格栅典型大样图(图1)。实际工程中可根据实际情况，对其网格尺寸、凸榫大小进行调整，以满足工程需要。

图1　钢塑凸榫土工格栅实物及典型大样图Fig. 1　Steel-plastic tenon geogrid and its detailed drawinga. 钢塑凸榫土工格栅实物图； b. 钢塑凸榫土工格栅典型大样图

由于本次设计的产品材料为钢塑土工格栅，并辅以凸榫设计，因此我们将此格栅命名为“钢塑凸榫土工格栅”(已申请国家实用新型专利，专利号：ZL201220619547.6)。

2　室内试验研究

2.1试验材料

为了分析凸榫设置对筋土界面特性的影响，课题组选取了钢塑凸榫土工格栅和钢塑土工格栅两种高密度聚乙烯双向土工格栅材料，在室内从物理结构测试、直剪摩擦特性试验和拉拔摩擦特性试验角度，对这两种材料的物理特性及界面作用特性进行对比分析。

表1　试验用土工格栅的主要性能指标测试结果Table1　Testing results of main technical specifications of geogrids in the tests

实验编号实验内容组数n/个最大值xmax/mm最小值xmin/mm平均值xm/mm标准差бf/mm变异系数δG-L1拉伸筋条长度48216.70185.75199.3410.0630.050G-L2横向筋条长度48163.10124.00144.4810.9660.076G-W1拉伸筋条宽度4818.2015.7016.810.4470.027G-W2横向筋条宽度4823.4512.7516.172.8920.179G-d1拉伸筋条厚度483.051.702.250.3530.157G-d2横向筋条厚度487.601.302.061.3010.633G-td1凸榫厚度(交接点处)4817.005.107.613.4990.460G-tL1凸榫厚度(肋条中部处)486.053.854.400.3600.082G-ρ1凸榫边长4826.6524.3525.500.2690.039

图2　试验所用填料Fig. 2　Backfills used in the testsa. 炭质泥岩细料； b. 炭质泥岩粗料； c. 炭质泥岩混合料； d. 道槽区顶面填料； e. 级配碎石料； f. 含砾粉质黏土； g. 粗砂

试验所用格栅名义尺寸及强度如下：肋条长度、宽度和厚度为200mm×18mm×2.5mm，挡条为150mm×18mm×2.5mm，密度为1.0g·cm-3，单条拉伸试验求得单根肋条峰值强度和峰值应变(拉伸速率为50mm·min-1)平均值分别为11.4kN和2.98%。钢塑土工格栅与钢塑凸榫土工格栅 (图1)除凸榫外，其他性能指标相同。钢塑凸榫土工格栅各指标室内测试结果如表1所示(钢塑土工格栅各尺寸限于篇幅未予列出)。

表2　试验填土物理力学指标Table2　Testing results of main physical and mechanical parameters of the backfills

序号特性指标炭质泥岩细料炭质泥岩粗料混合料级配料含砾黏土机场道槽填料粗砂(1)土粒比重Gs2.6172.6532.6482.6892.6212.6812.678(2)控制粒径d10/mm0.0950.180.470.470.170.420.32(3)不均匀系数15.7930.5640.1316.3822.3542.867.50(4)曲率系数0.512.591.382.172.232.120.64(5)最大干密度/g·cm-31.6251.8371.7882.281.562.21—(6)最优含水量/%7.285.035.3612.8720.39.51—(7)黏聚力/kPa25.4012.3018.704.5040.802.600.00(8)内摩擦角/(°)13.5925.4921.8741.2913.3732.4121.23

室内直剪试验及室内拉拔试验所用岩土材料为六盘水月照机场实际工程填料及月照机场机场高速公路填料，包括炭质泥岩细料、炭质泥岩粗料、炭质泥岩混合料、道槽区顶面填料、级配碎石料、含砾粉质黏土及粗砂等7种(图2)。对于所选填料参照《公路土工试验规程 JTG E40-2007》(中华人民共和国交通部， 2007)进行了一系列常规室内土工试验分析(包括击实实验、颗粒分析和直剪试验等)，试验结果(表2)。

研究表明，室内拉拔试验比室内直剪试验更能代表筋土工程的真实工作状况(张波等， 2005； 杨广庆等， 2006)。因此本次试验中，直剪试验只选取炭质泥岩粗粒和细料为代表进行试验，而对于拉拔试验则对所有7种填料都进行。

2.2室内直剪试验

本次试验在贵州大学喀斯特环境与地质灾害教育部重点实验室大型直剪仪上完成，上部为100cm×50cm×32cm(长×宽×高、厚度1.2cm)的刚性盒子，直剪板为130cm×52cm×1.6cm。室内直剪试验所用填料取自六盘水月照机场土面区现场填料，再用1cm方孔筛进行筛分，划分为粗料和细料(图2)。试验上覆压力选用50kPa、100kPa、150kPa、200kPa，密实度为90%，采取位移控制，剪切速率为1mm·min-1， 水平位移采用百分表位移计量测。试验步骤简要如下：

(1)在直剪板上用钢条固定试样，拧紧螺丝，防止试样与直剪板之间相对滑动。

(2)在直剪板上部的盒内分层压实填入填料，依次放上加荷顶盖和百分表，施加法向压力后，固结3h。

(3)调整水平加荷装置，先进行预拉，使水平拉杆和剪切板相连较好。

(4)连续剪切，当位移量达60mm 时即可停止试验。

图3　室内剪切试验得到的剪应力与剪切位移关系曲线Fig. 3　Relationships between shear stresses and shear displacements in laboratory direct shear testsa. 凸榫格栅与细料； b. 凸榫格栅与粗料

(5)换试样，施加不同的法向压力，重复①～④步骤完成试验。

室内试验得到的凸榫格栅与填料剪应力与剪切位移、剪应力与法向应力间关系曲线(图3)(不带凸榫格栅的试验结果与之类似，限于篇幅此处不予列出)，求得的各格栅与各填料间界面抗剪强度指标(表3)。

表3　室内直剪试验结果Table3　Results of laboratory direct shear tests

填土类型填土参数凸榫格栅界面参数无凸榫格栅界面参数凸榫贡献值界面摩擦系数比界面摩擦系数提高率c/kPaφ/(°)c/kPaφ/(°)c/kPaφ/(°)Δc/kPaΔφ/(°)凸榫格栅无凸榫格栅炭质泥岩细料25.4013.5928.9016.2926.4814.832.421.461.211.1010.37%炭质泥岩粗料12.3025.4940.3922.1038.7020.951.691.150.850.806.06%

显然，剪切试验中剪应力随位移的增加而单调递增趋势，即筋土界面强度为应变硬化型； 设置凸榫后筋土界面间黏聚力及内摩擦角均有所增加，反映出设置凸榫后筋土间摩擦性能能到改善。经计算，细料和粗料内摩擦角提高率(定义为凸榫格栅筋土界面内摩擦角正切值与无凸榫格栅筋土界面内摩擦角正切值之差，再除以无凸榫筋土界面内摩擦角正切值，下同)分别为10.37%和6.06%。

表4　室内拉拔试验结果Table4　Results of laboratory pull-out tests

填土类型填土参数凸榫格栅界面参数格栅界面参数凸榫贡献值界面摩擦系数比界面摩擦系数提高率/%c/kPaφ/(°)c/kPaφ/(°)c/kPaφ/(°)Δc/kPaΔφ/(°)凸榫格栅无凸榫格栅细粒土25.4013.5929.1510.0521.937.277.222.780.730.5338.92粗粒土12.3025.4918.5920.5413.4618.605.131.940.790.7111.33混合料18.7021.8724.7016.1019.3814.225.321.880.720.6313.90级配碎石料4.5041.2911.1036.596.9034.514.202.080.850.787.98含砾黏土40.813.3735.3610.9428.478.916.892.030.810.6623.29道槽填料(碎石土)2.6032.4110.2427.815.5526.204.691.610.830.787.19粗砂021.235.0418.793.0016.542.042.250.880.7614.57

2.3室内拉拔试验

室内拉拔试验采用自制的拉拔试验装置，其主要由试验槽、垂直加载设备和水平加载设备组成。试验槽尺寸为1000mm×500mm×500mm(长×宽×高)，采用12mm 厚的钢板用Ø 16mm的螺丝连接而成，上下盒开缝高度选择1cm； 垂直荷载采用液压千斤顶通过反力架施加压力，水平拉拔采用液压千斤顶施加拉拔力； 水平位移采用行程为100mm的大量程百分表，精度为0.01mm，采用位移速率2mm·min-1控制实验过程。布设比直剪盒宽度小5cm的土工格栅并采用夹具将土工格栅一端固定，填土采用人工分5层击实，密实度控制在90%。试验步骤如下：

(1)将试验箱体、导向杆和导向滑轮安装就位，使槽口水平拉杆在同一水平位置。

(2)将土样2层填入试验槽中，使下部箱体的密实度达到要求，在填料平面上平铺格栅，继续分3层碾压，使试样上下部都达到密实度要求，盖上顶板，施加正压力并保持不变。

(3)给格栅按上夹具并夹紧，调整拉杆与夹具的距离，使拉拔力为零，安装行程为100mm的百分表，并记录好初始值，开始均匀地将试验槽里的格栅往外拉拔，拔出位移为32mm停止实验。

(4)改变加筋材料以及正压力的大小，重复上述①～③步骤，并做好实验记录，及时整理实验结果。

采用上述试验得到的凸榫格栅与求得的钢塑凸榫格栅与炭质泥岩细料及粗料的剪应力与剪切位移、剪应力与法向应力间关系曲线(图4)(不带凸榫格栅的试验结果与之类似，限于篇幅此处不予列出)，各格栅与各填料间界面抗剪强度指标(表4)。显然，剪切试验中剪应力随位移的增加呈现先增加后减少的趋势，即筋土界面强度为应变软化型，这也与已有试验结果相一致(尹光志等， 2004； 张文慧等， 2007； 史旦达等， 2009)。对比分析可知，设置凸榫后筋土界面间黏聚力及内摩擦角均有所增加，反映出凸榫有利于筋土间摩擦性能的改善。

拉拔试验中界面摩擦系数比(定义为界面与填料内摩擦角的正切值之比)(Bakeer et al.，1998)是工程实际中常用的参数。本次试验中(表4)，凸榫格栅与粗粒料的变化区间大约为0.8～0.88，细粒料大约为0.72～0.81； 无凸榫格栅与粗粒料的变化区间大约为0.71～0.78，细粒料大约为0.53～0.66。对于内摩擦角值的提高率，试验结果显示其值为7.19%～38.92%。

上述室内试验结果显示，无论土工格栅是否带凸榫，其与各类填土间的内摩擦角总体来说小于填料内摩擦角，而黏聚力大部分则相反。因室内直剪试验和室内拉拔试验作用机理不同(Chu et al.，2005)，造成直剪试验得到的筋土界面参数总体来说更高，这与已有成果相符(孟凡祥等， 2009)。

图4　室内拉拔试验得到的剪应力与剪切位移关系曲线Fig. 4　Relationships between shear stresses and shear displacements in laboratory pull-out testsa. 凸榫格栅与细料； b. 凸榫格栅与粗料

3　凸榫的抗剪作用分析

对于没有设置凸榫的土工格栅，拉拔荷载作用下筋土间发生相对位移时破坏面必然沿着筋土表面。而当在土工格栅上设置凸榫，若凸榫足够牢固不会发生剪切破坏，由于凸榫的嵌固作用使得格栅在拉拔力作用时破坏面并不会完全沿着筋土接触面，而是存在“爬坡效应”，即破坏面为如图5 所示的折线(理论上可能沿着凸榫顶部相连形成的平面，即主要沿着填土内部，因筋土界面强度通常低于填土，因而此破坏面不是最危险的)。

图5　凸榫格栅筋土界面潜在破坏面的受力分析Fig. 5　Mechanical analysis on potential failure surface between tenon geogrid and backfill

上述破坏面与岩体中起伏结构面在剪切作用下形成的破坏面类似，并已被试验证实(Patton， 1966)。破坏面的强度可用如下公式描述(孙广忠， 1979)：

其中，φ和c分别为无凸榫时筋土界面的内摩擦角和黏聚力；β为爬坡角(图5)。显然，相对于无凸榫的土工格栅筋土界面参数，内摩擦角和黏聚力变化值分别为：

式中，td、d和l分别代表土工格栅凸榫厚度、格栅肋带厚度、格栅纵向网格尺寸的一半。由于上式中，β为正值，因此设置凸榫后内摩擦角会增加； 而β较小，因此上式反映出的黏聚力则降低，与实际不符。

室内试验中，凸榫土工格栅中交接点处凸榫厚度td为5.1～17.0mm，平均值为7.61mm； 肋条中部点处凸榫厚度td为3.85～6.05mm，平均值为4.4mm； 纵向筋条厚度d为1.7～3.05mm，平均值为2.25mm； 纵向筋条网格尺寸为185.75～216.7mm，平均值2l为199.34mm。显然，交接点与肋条中部处凸榫各占一半，因此凸榫总体厚度td最小值、最大值及平均值可分别认为等于4.475mm、11.525mm、6.005mm。由上述数据可求得设置凸榫后内摩擦角增加值均为(即β值)0.75～6.04°，平均值为2.16°。

由试验结果可知，无论是直剪试验还是拉拔试验，凸榫对内摩擦角值的理论贡献值与实测值相差较小，且都处于上述求得的变化值区间内(0.75°～6.04°)，这表明运用本理论求得的内摩擦角值是基本符合实际的。

对于黏聚力，理论值与实际不符，这可能是本模型假定的破坏面与实际有一定的差别，加之筋土界面强度参数影响因素众多，单一简单的模型难以准确地对其描述所致。由上述试验可知，凸榫对黏聚力的贡献大约为2～7kPa，且其对细料黏聚力的贡献大于粗料，因而工程中黏聚力的增加值可根据上述试验取2～7kPa，且对于粗料取低值，对于细料取高值。

4　结　论

本文针对自行设计的钢塑凸榫土工格栅进行了多种代表性填料的室内直剪试验和室内拉拔试验，并对凸榫的抗剪作用进行了理论分析，得出以下认识：

(1)钢塑凸榫土工格栅上凸榫的设置有利于改善筋土界面的摩擦特性。本次试验表明凸榫对筋土界面黏聚力贡献值大约为2～7kPa，且对于粗料的贡献低于细料； 凸榫对内摩擦角的贡献值约为1°～2.5°； 凸榫对界面内摩擦角值的提高率大约为6%～30%。

(2)无论格栅是否带凸榫，室内直剪试验中筋土界面强度均为应变硬化型，而室内拉拔试验显示其均为应变软化型，表明不同试验下筋土界面的摩擦机理有所不同。

(3)对钢塑凸榫土工格栅拉拔破坏模型进行理论分析表明，凸榫对筋土界面内摩擦角的贡献值可用爬坡角来计算，而对黏聚力的贡献值则可采用上述经验值。

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STEEL-PLASTIC TENON GEOGRID AND ITS INTERACTION CHARACTERISTICS WITH BACKFILLS

WANG Rui①②WANG Shuang②PENG Dalei③

(①CollegeofEnvironmentandCivilEngineering，ChengduUniversityofTechnology，Chengdu610059)(②SouthwestBranchofChinaAirportConstructionGroupCorporationofCAAC，Chengdu610212)(③KeyLaboratoryofKarstEnvironmentandGeohazardPrevention，MinistryofEducation，GuizhouUniversity，Guiyang550003)

In this paper， a new type of geogrid structure named steel-plastic composite tenon geogrid is designed by attaching tenon to steel-plastic geogrid. Laboratory direct shear tests and pull-out tests between various typical backfills and geogrid and tenon geogrid are carried out respectively. The test results demonstrate that the tenon is useful to improve the mechanical characteristics between geogrid and backfills. Damage model between tenon geogrid and soils is analyzed. A simple theoretical formula describing the interaction shear strength is deduced. Comparisons between laboratory test results and theoretical results indicate that the friction angle based on the formula calculations coincides with that of the test results， although the cohesion is far different from the that of the test results. Based on the test results， the value of tenon’s contribution to cohesion is recommended to be 2 kPa to 7 kPa．

Steel-plastic geogrid， Tenon， Direct shear test， Pull-out test， Interaction strength between geogrid and soils

10.13544/j.cnki.jeg.2016.03.008

2015-01-05;

2015-04-09.

中国民航机场建设集团公司科技及基础研发项目(项目编号：jsrdkyn201011)资助.

王睿(1977-)，男，博士生，高级工程师，主要从事机场岩土工程咨询设计工作. Email: wrbeyond@163.com

TU473

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