土工格室加筋土技术已在交通工程、岩土工程等众多领域得到广泛应用，如加筋挡土墙^[1]、加筋边坡^[2]、软弱土路基的加固^[3]等。筋土界面的抗剪强度参数是加筋土工程设计的关键技术指标，因此界面剪切试验是研究和揭示土体与土工格室接触面受力变形规律的重要手段之一^[4]。由于土的种类与密实度、加筋材料特性、试验边界条件、应力水平及剪切速率、温度的影响，导致土工格室-土界面特性十分复杂。针对加筋土剪切界面，目前已有大量的研究成果，但由于试验条件、试验方法、试验材料等多种因素影响，其中对于剪切速率对界面强度的影响规律仍未形成一致的认识，因此亟需研究。

相比于平面加筋材料，土工格室是三维结构，加筋机理与以土工格栅为代表的平面加筋材料有所区别，国内外许多学者主要通过直剪试验研究筋土的界面作用特性，填料包括砂土和碎石土等。Sherin等^[5]通过改变土工格室层的孔径大小、高度、位置、形状等，测定了3种不同聚氯乙烯(PVC)土工格室加筋河沙的界面剪切性能。刘飞禹等^[6-7]先通过单调直剪试验、循环直剪试验研究了不同剪切速率对土工格栅加筋砂土界面的影响，后又通过直剪试验研究了法向循环荷载作用下不同剪切速率对砾石-土工格栅界面的影响。徐肖峰等^[8]对不同剪切速率下风化玄武岩粗粒土的强度和颗粒破碎特征进行了直剪试验研究。王家全等^[9]通过大型直剪试验探讨了不同剪切速率、压实度、法向应力对土工格栅-碎石土界面特性的影响。综上，剪切速率对土工格室筋土界面强度影响的研究则较少，因此本研究探讨了剪切速率对土工格室-沙漠沙界面的影响。

新疆维吾尔自治区S21沙漠高速公路工程实践表明，土工格室加固风积沙具有明显的技术优势和经济优势。但是以古尔班通古特沙漠为代表的沙漠地区夏季极端高温可达40 ℃以上，冬季极端低温可达― 40 ℃以下，每年有5个月平均气温在0 ℃以下，温度带给工程的影响不可忽视。许多学者对于温度对土工合成材料的影响也进行了大量研究。Desbrousses等^[10]在― 30 ~40 ℃对聚丙烯(PP)双向土工格栅和土工格栅复合材料进行拉伸试验；Kasozi等^[11]在20~60 ℃对高密度聚乙烯(HDPE)土工格栅进行了极限抗拉强度测试；Bai等^[12]探究了2%，4.5%，7%含水率下0 ℃非冻结状态与― 5 ℃冻结状态下的HDPE土工格栅-砾类土的直剪界面特性。综上可以发现，不少学者的研究集中于温度对土工合成材料的直接影响上，较少进行温度对土工格室-土复合体的界面研究。而加筋土工程中筋土界面特性为核心研究方向，在严寒地区，温度对加筋材料的影响较大，再加上低温条件下由于土体的冻结等因素，低温状态下筋土界面特性的改变机理目前尚不明确，因此本研究开展了― 15~30 ℃下土工格室-沙漠沙界面的剪切试验。

试验设备为YT1200S型土工合成材料直剪拉拔摩擦仪。在设备的原有基础上附加温度控制系统，可调温度范围为― 40~150 ℃。仪器主体部分为数据采集系统、法向加载系统及侧向动力系统。侧向应力传感器范围为0~50 kN，最大位移为200 mm，法向应力传感器范围也为0~50 kN，伺服调速范围为0.1~50 mm/min。该仪器为应变控制式，通过更换试验箱和侧向的夹具可实现土工合成材料的直剪与拉拔试验的转变。直剪试验过程中剪切位移和剪切力由电脑自动控制并采集。试验采用剪切面积递减的剪切盒，由上下两部分组成，尺寸均为长500 mm、宽500 mm、高150 mm。制样时剪切盒间由两侧销轴暂时固定，试验前取下。在采集软件中选择“剪切盒面积递减”选项，以使试验数据准确。

试验选用的沙漠沙取自S21阿勒泰—乌鲁木齐高速公路，途径新疆维吾尔自治区第二大沙漠，即古尔班通古特沙漠。根据《公路土工试验规程》(JTG 3430—2020)进行试验测试，参考规程与李江水等^[13]研究相同，其物理性质指标如表 1所示。

试验中土工格室的材质为高密度聚乙烯，生产工艺为挤出型，节点连接形式为焊接。依据双轴拉伸试验^[14]选取较不利的工况，即土工格室规格为焊距200 mm、高度50 mm、厚度1.1 mm，以探索其界面特性的加筋效果。根据《公路土工格室》(T/CHTS 20031—2023)进行测试，拉伸速率设置为50 mm/min^[15]，土工格室条带单位宽度的屈服强度为166 N/cm，节点剪切强度为172 N/cm，节点剥离强度为94 N/cm。

沙漠公路以沙漠沙作为路基，依据现场试验以15 cm的土工格室加固15 cm的沙漠沙，对比30 cm砾类土的上路床方案^[16]。土工格室加固沙漠沙时置于路基顶面，与路面底基层相接，仅受路面恒载与交通荷载。现场测试交通荷载下最大动应力为60 kPa，其工况为埋深0 m，车重30 t，时速60 km/h^[3]。土工格室加筋层所受法向应力不大，因此试验法向应力选取50，100，150 kPa。

为研究不同位置对筋土界面的影响，将土工格室布置情况分为工况1与工况2：工况1是将土工格室布置于剪切下盒内，即土工格室的上界面作为剪切面；工况2是将土工格室布置于剪切上盒内，即土工格室的下界面作为剪切面，如图 1所示。两种工况在室温下进行试验，剪切速率为1 mm/min。对比结果后，后续以最优位置进行试验。为了获取剪切速率对未加筋与加筋沙的界面影响规律，于室温条件下，在0.5~3 mm/min范围内对沙漠沙进行直剪试验。为了便于对比，以未加筋沙的结果选取若干关键剪切速率点作为加设土工格室的试验范围。

图 1 界面位置 Fig. 1 Interface positions

图选项

研究温度对筋土界面的影响时，剪切速率选为1 mm/min，试验中不考虑含水率的影响，这主要是考虑到沙漠地区路基含水率变化不大，比较干燥。古尔班通古特沙漠处于北疆地区，冬季温度可达― 40 ℃以下，路基温度可到达0 ℃以下，据此将― 15 ℃~30 ℃作为试验的温度范围。试验方案见表 2。

直剪试验具体参照《公路工程土工合成材料试验规程》(JTG E50—2006)进行，与孟亚等^[17]参考的直剪试验规程一致。试验前已经进行剪切盒固有内阻测试，固有内阻为241 N，作用于剪切面约为1 kPa，对后续试验影响较小，因此忽略固有内阻的影响。回填风积沙时将剪切盒上、下均分为3层，采用干法人工击实。通过控制回填土的质量，击实后测量土层对应的高度，将回填土密度控制在1.536 g/cm³。放置格室时，使用工具将每个土工格室单元撑开然后逐个填土击实，击实后的土工格室左右节点间距约为149 mm，上下节点间距约为133 mm。土工格室层的压实度由土工格室高度对应的土体质量进行控制。进行温度试验时，试验箱温控系统可以设置升、降温速率，并由测温部件监测整个箱体内温度。试验中设置的升、降温速率为1 ℃/min，当达到目标温度后保持恒定。但由于试件制样完成后剪切盒几乎完全封闭，且温度传导由空气到剪切盒再到填料及土工格室，故盒内土体及筋材的升、降温缓慢，虽然不符合标准升温曲线，但是在直剪前已在目标温度范围内有了充分的状态调节。为了准确读取盒内剪切层的温度，在靠近剪切沙层的格室壁上加设TT-T-24-5M型温度传感器，温度测点分布如图 2所示。然后依次向土工格室内回填土体并击实。制样完毕后，放入仪器进行不小于5 h的温度调节，并进行温度采集。温度传导由外向内，升温时剪切盒内周边土体温度稍高于中心土体，相应的降温时剪切盒四周土体的温度稍低于中心土体。同时由于温控系统置于箱体里侧，因此靠近里侧的剪切盒温度升温时较高，降温时较低。当整体温度达到目标范围后，连同温度传感器一起开始直剪试验。

图 2 土工格室布置及温度测点分布(单位：mm) Fig. 2 Geocell arrangement and temperature measuring points distribution (unit: mm)

图选项

在不同位置下，剪应力与剪切位移的关系如图 3所示。可以观察到，所有曲线大致可分为3个阶段。第1阶段为线弹性阶段，发生在剪切位移为0~2 mm的范围内，剪切应力随着剪切位移的增加呈线性增长。该阶段主要是土体的弹性变形，应力尚未传递到土工格室筋材及界面处，因而土工格室尚未发挥作用^[18]。第2阶段为非线性弹性阶段，剪应力随剪切位移非线性地快速增加，达到剪应力峰值为止。以50 kPa为例，工况1和未加固的剪应力峰值出现在剪切位移15 mm处，而工况2的峰值出现在17 mm处，100 kPa与150 kPa下也有相同的剪应力峰值延后现象，这表明工况2，即格室位于剪切层上部时，筋土复合体的延性更大。最后阶段稍有不同，未加固的沙漠沙呈现出接近理想弹塑性模型的特征，剪应力随着剪切位移的增加趋于稳定。而土工格室加固的筋土界面的剪应力呈下降后平稳的趋势，呈现应变软化特征。这是因为在剪切过程中，土颗粒会沿着土工格室壁滑动，导致土工格室壁的变形。当剪切位移超过屈服点后，土工格室壁的扭曲变形已达到最大，导致土工格室加筋土界面的抗剪强度降低^[19]。

图 3 不同位置下剪应力-剪切位移关系曲线 Fig. 3 Relation curves of shear stress and shear displacement at different positions

图选项

为研究不同位置对土工格室加固沙漠沙剪切界面的影响，将上、下层土工格室加固沙漠沙与未加固沙漠沙的强度通过摩尔-库伦公式拟合：

(1)

式中，τ为土的抗剪强度；σ为法向应力；φ为土的内摩擦角；c为土的黏聚力。得出摩尔-库伦强度包络线如图 4所示。

图 4 不同位置下加筋沙漠沙摩尔-库伦强度包络线 Fig. 4 Mohr-Coulomb strength envelope of reinforced desert sand at different positions

图选项

在工况1和工况2中，筋土界面的抗剪强度都有所增强。以150 kPa下为例，在工况1处，抗剪强度从未加固的103.046 kPa提升到108.914 kPa，提高了4.954 kPa。而工况2的改善更加明显，抗剪强度比未加固的沙漠沙提升了34%，达到137.747 kPa。同时，工况2的摩擦角为38.73°，这与未加固沙漠沙和工况1相比，摩擦角增加约4°，增幅为12%。似黏聚力为10.415 kPa，较工况1增加了6.118 kPa，增幅为142%。综上可得，工况2的筋土界面抗剪强度提升更为显著。经分析，理论上法向应力应在剪切盒内均匀分布，而实际上法向应力随着土的深度衰减，因此位于剪切层上部的土工格室比下部土工格室承受了更大的法向应力。而一般情况下，随着法向应力的提高，土的抗剪强度随之提高，因此位于剪切层上部的土工格室(工况2)比下部土工格室(工况1)抗剪强度更大。其次，位于上部的土工格室除了侧向约束效应(即紧箍作用和竖向摩擦力作用)外，还能发挥网兜效应、应力扩散和柔性筏基效应^[20]。综上所述，工况2的筋土界面抗剪强度比工况1更大。

经过处理法向杆的垂直位移数据可以发现直剪过程中试样垂直变形，这些数据在一定程度上反映了中密沙(相对密度为0.448)的剪胀特征。分析不同位置下的垂直变形与剪切位移曲线，如图 5所示。垂直变形正值表示剪胀，负值(图 5中有个别点小于0，但值很小)表示剪缩。在直剪过程中，仪器的水平加载杆推动下部的盒体向右移动，而上部的盒体相对下部向左移动。当土工格室置于工况2时，由于限制了一部分土体颗粒的重新排列，因此在上盒的右侧堆积土体较左侧更多，从而右侧先形成剪胀现象，产生垂直变形。这相当于盒体连同土工格室发生微小的转动。另一方面土工格室置于剪切层下部即工况1时，剪胀变形更小的原因为下盒受平台的侧限影响，并无剪胀引起的盒体与土工格室的微小转动，因此不会促进上盒土体在右侧进一步堆积，进而解释了工况1的垂直变形比工况2要小的原因。此外，在较高法向应力下，土体颗粒的重新排列更加困难，由于工况1土工格室进一步限制了下盒土体的重新排列，因而垂直变形小于未加固的沙漠沙。

图 5 不同位置下垂直变形-剪切位移关系曲线 Fig. 5 Relation curves of vertical deformation and shear displacement at different positions

图选项

剪切速率下剪应力与剪切位移的关系曲线如图 6所示。不同剪切速率下，工况2土工格室加固沙漠沙呈现应变软化的特征。对于0.5~3 mm/min的剪切速率，未加固沙的抗剪强度对速率的变化并不敏感，这种变化趋势与柴维等^[21]在50~200 kPa下得出的剪切速率变化对钙质砂抗剪强度的影响规律相似，但土工格室加固的沙漠沙则较为敏感。

图 6 不同剪切速率下剪应力-剪切位移关系曲线 Fig. 6 Relation curves of shear stress and shear displacement at different shear rates

图选项

试验结果显示，当法向应力为50 kPa时，土工格室加固沙漠沙的抗剪强度随着剪切速率的增大而减小，在0.5 mm/min下提升最大。这是由于土工格室加筋土主要通过侧向约束效应来提高抗剪强度，即土体与土工格室受压变形不一致产生竖向摩擦力，同时受压膨胀使土工格室壁受拉而产生紧箍作用约束土体。由此可知，土工格室通过一定的变形发挥作用，因此剪切速率增大。土工格室与土复合体变形发展过快，土工格室来不及充分发挥作用，从而抗剪强度降低。此外，随着法向应力的增加，土工格室加固对剪切速率的变化敏感度逐渐降低，100 kPa和150 kPa下的曲线差异逐渐减小。这表明对于抗剪强度的提升，法向应力是主要因素，而剪切速率是次要因素。沙漠沙在低法向应力下抗剪强度低，土工格室能充分发挥侧向约束效应约束土体的变形，加筋效果显著。而土工格室与沙漠沙复合体的膨胀变形受到高法向应力限制时，土工格室因受拉产生的紧箍作用不能完全发挥^[18]。因此，剪切速率影响土工格室发挥紧箍约束及竖向摩擦等作用，在低法向应力下界面抗剪强度比在高法向应力下降低得更明显。与2.1.1节相同，加设格室增加了筋土复合体的延性，并延迟了剪应力峰值的出现。

不同剪切速率下加筋沙漠沙摩尔-库伦强度包线如图 7所示。0.5，1，1.5 mm/min剪切速率下未加固沙漠沙的摩擦角大致在34°；2 mm/min和3 mm/min的摩擦角略微增加，大约在36°。加设土工格室的沙漠沙在0.5 mm/min下摩擦角为36.24°，与未加固沙漠沙的摩擦角相近，而其似黏聚力为3种不同剪切速率加筋工况下的最大值18.86 kPa；1 mm/min和2 mm/min下摩擦角大约为38°，似黏聚力随着剪切速率的增加而降低。由此发现，在较低剪切速率下抗剪强度的提升主要由格室的似黏聚力贡献。经分析，在低剪切速率下，土工格室有充足的时间变形，并以此充分发挥紧箍作用与竖向摩擦力限制土体，因此表现为较高的似黏聚力。另一方面，当剪切速率增大时，土体颗粒重新排列困难，造成界面不平整，使界面摩擦角增大，而土工格室的侧向约束效应的更快失效使似黏聚力下降，这与王协群等^[22]所得土工格栅与砂砾石的筋土界面受剪切速率影响的指标变化相似。

图 7 不同剪切速率下加筋沙漠沙摩尔-库伦强度包线 Fig. 7 Mohr-Coulomb strength envelope of reinforced desert sand at different shear rates

图选项

温度对剪应力与剪切位移的关系曲线如图 8所示。在不同温度下，工况2土工格室加固的沙漠沙仍然呈现出应变软化的特征。温度影响下的土工格室-沙漠沙剪应力-剪切位移曲线的剪应力峰值分布于剪切位移10~30 mm之内，约为剪切面长度的2%~6%。值得注意的是，在较高温度(30 ℃)下，土工格室的性能略有下降，具体表现在剪应力峰值后，其抗剪强度可能衰减更快。这可能是因为HDPE材料对温度十分敏感，在较高温度下，土工格室的极限应变更大。因此，在剪应力峰值后，导致其约束土体的能力下降，从而使抗剪强度迅速下降。另一方面，随着温度的降低，0 ℃和― 15 ℃时剪应力峰值均有所提高，并且峰值出现的位置向前移动。这说明在低温下，土工格室具有更大的抗拉强度^[23]，筋土复合体具有更高的刚性。

图 8 不同温度下剪应力-剪切位移关系曲线 Fig. 8 Relation curves of shear stress and shear displacement at different temperatures

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根据图 9中不同温度下土工格室加固沙漠沙摩尔-库伦强度包线的拟合表达式，将得到的界面强度参数绘制在图 10中。可以发现从15 ℃向高温和低温移动时，似黏聚力都稍有降低，从13.294 kPa分别降低2.435 kPa (30 ℃)和1.909 kPa (― 15 ℃)，而摩擦角由37.1°增加到37.92°(30 ℃)和39.99°(― 15 ℃)。这是因为随着温度的降低，土工格室的抗拉强度与刚度增大，使得土工格室的侧向膨胀变形减小，因此通过土工格室受拉而发挥紧箍的约束作用反而下降，土工格室的抗拉强度在低温下不能充分发挥，另一方面由于刚度增大土工格室壁不易变形，剪切面上的土工格室受到水平摩擦而变形的程度减小，因此水平摩擦力作用维持在较高水平。综上，似黏聚力降低而内摩擦角增大。30 ℃时土工格室抗拉强度降低且更容易变形，所以紧箍的约束作用削弱，似黏聚力相应降低。而摩擦角的增大，可能在波动范围内，由剪应力-剪切位移关系曲线(见图 8)及摩尔-库伦拟合强度包络线(见图 9)可以看出，30 ℃与15 ℃的区别较小，而与低温时的工况有明显差距。

图 9 不同温度下加筋沙漠沙摩尔-库伦强度包线 Fig. 9 Mohr-Coulomb strength envelope of reinforced desert sand at different temperatures

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图 10 不同温度下的界面参数变化规律 Fig. 10 Variation rule of interface parameters at different temperatures

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本研究通过大型直剪试验对土工格室加固沙漠沙的界面特性进行了一系列研究，主要通过分析剪应力-剪切位移曲线、摩尔-库伦强度指标探讨了土工格室位置、剪切速率、温度这3种因素对界面的影响，为土工格室加筋沙漠沙的路基工程提供了一定的参考。

(1) 基于大型直剪试验发现工况2的土工格室-沙漠沙的筋土界面抗剪强度更高，而工况1的筋土界面垂直变形更小，可能对于减轻剪胀的影响具有积极的作用。

(2) 土工格室加筋沙漠沙的抗剪强度受到剪切速率的影响。总的趋势是在0.5~2.0 mm/min范围内，随着剪切速率的提高，土工格室的侧向约束作用时间缩短，似黏聚力降低，筋土界面抗剪强度降低。在低剪切速率下，土工格室提供的似黏聚力发挥着重要作用，而随着剪切速率的增加，土工格室的侧向约束作用及竖向摩擦力作用被削弱，似黏聚力降低。

(3) 不同温度下土工格室加固的沙漠沙界面剪应力-剪切位移曲线都表现出应变软化的特征。在30 ℃时，土工格室性能稍有削弱，主要表现在剪应力峰值后的抗剪强度可能出现快速衰减的情况。而在― 15~0 ℃下，筋土复合体显示出更大的刚性，故而界面抗剪强度提高且峰值出现位置前移。

(4) 低温― 15~0 ℃下，由于土工格室刚性的增加，土工格室壁不能充分发挥因受拉产生的紧箍作用，而界面处土工格室壁不易摩擦变形使得水平摩擦力作用增强，综合体现在与15 ℃相比，筋土界面的似黏聚力降低，而内摩擦角增大。