土工格室加筋砂土大型疊環式剪切試驗研究

李 丹,董 建 剛,胡 波,李 波

(1.武漢科技大學 城市建設學院,湖北 武漢 430065; 2.長江科學院 水利部巖土力學與工程重點實驗室,湖北 武漢 430010)

0 引 言

土工合成材料因其良好的技術性能、適應變形能力強、造價低廉、施工簡便等優勢而被廣泛應用于道路、堤壩、地基墊層等基礎設施工程[1-3]。土工格室是一種三維立體形狀的土工合成材料,相比一般的土工合成材料,具有抗拉強度高、彈性模量大及整體強度高等特點[4-6],而被廣泛應用到工程建設中。土工合成材料與土體界面特性可直接影響加筋土工程的安全性及穩定性,因此許多學者對土工合成材料開展了一系列界面特性研究,但目前對土工格室與土體界面剪切特性的研究成果相對較少,尤其是對加筋原型土工格室在剪切過程中應力分布及加筋影響范圍的研究。

筋-土界面特性的變化規律可通過直剪試驗、拉拔試驗得到[7]。目前許多學者[8-10]主要對土工格柵與土體界面的剪切特性進行了大量的研究,但對土工格室-砂土界面特性研究較少,這主要是由于土工格室三維結構相對復雜,對拉拔儀器要求較高,因此目前主要通過直剪試驗研究土工格室與土體的界面剪切特性。左政等[11]開展了不同規格土工格室室內直剪試驗,研究了條帶高度、結點間距及法向應力對土工格室-礫砂剪切力學特性的影響。李麗華等[12-13]前期對廢舊輪胎、土工格室、土工格柵3種不同土工合成材料的筋-土界面抗剪特性進行了研究,后期研究了土工格室與三向土工格柵的剪切性能,發現土工格室加筋效果優于三向土工格柵。劉煒等[14]采用大尺寸直剪儀,對土工格室加筋剪切性能進行了研究,發現土工格室可以顯著提高加筋土黏聚力。晏長根等[15]采用微型土工格室進行三軸剪切試驗,研究了土工格室加筋黃土的剪切性能。上述文獻主要以土工格室單元體及微型土工格室為研究對象進行剪切特性的研究,而使用原型土工格室開展剪切試驗,并分析土工格室應力分布、加筋影響范圍的研究較少。

疊環式剪切試驗可以看作為單剪試驗的一種。單剪試驗相比于直剪試驗,不存在人為限定剪切面的位置,能更好地模擬不同材料之間的接觸特性[16-17]。目前土工合成材料疊環式剪切試驗研究成果較少。朱順然等[18]采用大型疊環式剪切儀進行土工織物與砂土的界面剪切試驗,研究了土體剪脹性的變化規律、筋-土影響范圍等。劉飛飛[19]利用大型單剪儀研究粗粒料的剪切特性。張茜等[20]采用疊環式剪切儀研究了粗粒土剪切試驗中剪切帶變形特征。上述文獻主要使用疊環儀研究了土工合成材料加筋和不加筋粗粒土的界面剪切特性,而以土工格室為加筋材料開展界面疊環式剪切試驗的研究較為少見。

綜上所述,目前對于土工格室加筋砂土界面的剪切特性及變形特征研究較少,因此本文采用大型疊環剪切設備開展原型尺寸土工格室的界面剪切試驗研究。研究不同法向應力下土工格室-砂土界面的剪切特性、加筋影響范圍,同時本試驗通過在土工格室粘貼應變片采集應變值,來分析土工格室在剪切過程中的變形規律。

1 設備和試驗設計

1.1 試驗設備

本次大型疊環剪切試驗設備使用的是長江科學院DW1280L電液伺服直剪拉拔試驗系統,試驗裝置及原理如圖1所示。該系統主要用于模擬填土工程試樣在垂直和水平荷載作用下產生的形變,適用于格室、格柵等工程材料。其系統主要有以下幾部分組成:試驗主機、伺服作動器、垂直作動器及多通道伺服控制器等。主要技術指標:最大靜態試驗力400 kN,最大動態試驗力±200 kN,剪切速率范圍0～30.0 mm/min,最大剪切位移可達到300 mm。下剪切盒內部尺寸(長×寬×高)1 200 mm×1 000 mm×200 mm,上剪切盒內部尺寸1 000 mm×1 000 mm×800 mm,其中上剪切盒采用分層疊環式結構,疊環之間使用滾針排消除摩擦,疊環上下共12件,每層疊環高度為50 mm,最底層疊環預留土工布或格柵出口。電液伺服直剪拉拔試驗系統優越性主要表現在:較大的剪切盒可減少試樣的尺寸效應,同時計算機數據處理系統可在試驗過程中顯示試驗全過程試驗數據及圖形。

1.2 試驗材料

本次試驗所用填料采用福建標準砂。為獲得填料的基本物理指標,根據GB/T50123-2019《土工試驗方法標準》對試驗填料進行了一系列室內土工試驗,包括烘干法測含水率、顆粒分析試驗及相對密度試驗,測得填料物理性質指標如表1所列。

表1 砂土物理性質指標Tab.1 Physical properties of sandy soil

試驗所用土工格室為預應力注塑型整體式土工格室,并按GB/T19274-2003《塑料土工格室規范》分別對格室片和格室結點以拉伸速度50 mm/min進行拉伸試驗,測得其主要技術指標如表2所列。

表2 土工格室主要技術指標Tab.2 Main technical indicators of the geocell

1.3 加筋材料的拉伸標定試驗

對加筋材料進行拉伸標定試驗,如圖2所示。土工格室應變片粘貼時選擇粘結效果較好的復合型膠粘劑,試驗設備選用SANS CMT4304微機電子萬能試驗機,數據采集儀選用JZ-2001動態采集儀。試驗方法如下:

圖2 加筋材料拉伸標定試驗Fig.2 Tensile calibration test of reinforced material

(1) 裁取寬度為20 mm,長度為180 mm的土工格室條帶,劃好測點位置并用砂紙進行打磨,打磨后用酒精擦拭干凈。

(2) 使用萬能表檢查應變片的電阻值是否準確,并對格室條帶測點位置和乳膠膜均勻涂抹復合型膠粘劑,貼好應變片并用乳膠膜進行覆蓋。乳膠膜不僅使應變片粘結效果變得更好,還能起到保護應變片的作用。

(3) 選擇半橋外補償的連接方式,將貼好應變片的格室條帶連接動態采集儀,用動態采集儀數據線連接電腦,同時在拉力機系統設置好試樣數據的錄入。

(4) 采用厚夾持帶將格室條帶緩慢夾在拉力機的夾具上,避免拉伸過程中夾持端應力集中。同時操作拉力機和應變采集儀,并監測試驗過程中條帶的力-時間-應變關系。

通過對采集的數據進行分析處理得到格室的軸力與應變關系曲線(見圖3),可看出軸力與應變呈現良好的線性關系,軸力隨應變變化關系回歸為y=0.018 7x+1.272。

圖3 條帶抗拉強度與應變關系曲線Fig.3 Relationship between tensile strength and strain of strips

1.4 疊環剪切試驗方案

為了系統研究土工格室在不同法向應力作用下筋材與砂土界面的相互作用機理、格室應力應變規律及加筋影響范圍,共設計3種不同的法向應力100,150,200 kPa,然后在上述法向應力下固結穩定,之后以剪切速率1.0 mm/min進行水平加載。當試驗水平剪切應力到達峰值并趨于穩定后即可結束剪切試驗。

試驗前,需要在土工格室上粘貼應變片。本試驗側重研究的是土工格室在荷載作用下主要沿剪切方向的變形,所以應變片布置如圖4所示。剪切盒中填料每隔10 cm高度進行分層裝填,并刮平擊實,且控制相對密度為0.7。將貼好應變片的土工格室放入下剪切盒中(見圖5),為了讓土工格室充分展開,用鐵絲做成U型卡固定在剪切盒外端,并分別對土工格室單元格填筑砂土,并確保擊實抹平后的土工格室表面與下剪切盒表面齊平。然后將上剪切盒內側鋪設塑料薄膜,用以阻止剪切過程中砂粒進入疊環層間,從而阻塞疊環的運動。疊環的水平位移采集使用德國Sensopart激光位移傳感器,將激光位移傳感器綁定在疊環位移傳感器架上,并分別照射1,3,5,7,9,11層疊環位移傳感器卡口中間位置(見圖6)。土工格室應變片與疊環水平位移的數據采集選用16通道的dataTakerDT85G采集儀,以每秒1次的頻次進行采集,同時數據采集到PC端。

圖4 土工格室應變片布置平面(尺寸單位:mm)Fig.4 Layout plan of geocell strain gauge

圖5 土工格室及應變片布置Fig.5 Layout of geocells and strain gauge

圖6 激光位移傳感器布置(尺寸單位:cm)Fig.6 Layout of the laser displacement sensor

2 試驗結果分析

2.1 法向應力對剪切力學特性的影響

純砂、土工格室在不同法向應力條件下剪切應力-剪切位移曲線如圖7所示。由圖7(b)可知,不同法向應力條件下土工格室-砂土界面剪切應力與剪切位移呈非線性關系。取剪切試驗中最大剪切應力值,與相應工況下的法向應力進行線性擬合,擬合系數均大于0.97,并得到純砂的抗剪強度指標為φ=24.5°,c=30.1 kPa,加筋土工格室的抗剪強度指標為φ=28.4°,c=35.8 kPa。與純砂抗剪強度相比,加筋土工格室的內摩擦角增量為3.9 °,黏聚力增量為5.7 kPa。

圖7 疊環式剪切試驗強度曲線及參數擬合Fig.7 Laminated ring shear test strength curve and parameter fitting

2.2 疊環水平位移變化規律分析

在疊環式剪切試驗中,可通過軸向位移變化反映出土體體積的應變,進而得到土體的剪脹性變化規律[17-18]。如圖8所示,隨著剪切試驗進行,土體出現了較明顯的剪切體積變化,且在不同法向應力條件下均呈現先剪縮后剪脹的形態。隨著法向應力的變化,剪切體變也在發生變化,法向應力越小剪脹性越明顯,隨著法向應力的增大剪脹性變弱。剪切位移在0～17 mm之間,由于在法向應力作用下,砂顆粒被壓縮密實,此時土體體積變小呈現剪縮形態,隨著剪切試驗的進行,土體被壓縮到最密實狀態。隨著剪切位移的繼續增大,砂顆粒開始由固結密實狀態向松散狀態過渡,砂顆粒以向上轉動、爬升為主,此時,軸向位移逐漸變大,表現出較強的剪脹性。當剪切試驗出現剪切強度最大值后,剪切面附近的砂顆粒已較為松散,顆粒位移以水平翻滾為主,剪切體變出現降低并趨于穩定趨勢。

圖8 軸向位移-剪切位移曲線Fig.8 Axial displacement-shear displacement curve

上剪切盒是由12層疊環組成,且疊環之間有多組滾針排,當進行剪切試驗時,下剪切盒受到水平荷載會產生剪切位移進而帶動疊環產生水平滑移。如圖9所示,在法向應力分別為100,150,200 kPa下,1號疊環靠近剪切面在剪切試驗中產生的水平位移值最大分別為31.5,34.8,35.3 mm,而11號疊環遠離剪切面產生的水平位移值最小分別為8.6,9.4,10.7 mm。每層疊環的水平位移會隨剪切試驗進行而增大,且疊環位置隨距離剪切面高度的增加,其水平位移值會減小,同時疊環水平位移變化規律與法向應力呈正相關。當剪切試驗出現剪切強度峰值后,疊環水平位移增長趨勢變緩并趨于穩定。

圖9 疊環水平位移隨界面剪切位移的變化曲線Fig.9 Variation curve of horizontal displacement of stacked ring with shear displacement of interface

2.3 土工格室加筋影響范圍

朱順然等[18]在疊環剪切儀開展了土工織物-砂土界面剪切試驗,認為筋-土剪切影響范圍遠大于厚度,試驗中加筋影響范圍超過7層疊環的總厚度,且每層疊環厚度為 30 mm。本試驗研究土工格室-砂土界面疊環剪切試驗,其剪切變形可通過疊環水平位移反映出,試驗過程中可觀察到11號疊環仍有較大的水平位移發生(見圖9)。為了研究剪切強度達到峰值時土工格室與土工織物的加筋影響范圍,對比兩種土工合成材料加筋效果,并分別對其疊環水平位移結果進行線性擬合(見圖10)。土工織物、土工格室在不同法向應力下疊環高度與疊環水平位移呈現良好的線性關系,且擬合相關系數均大于0.95。

圖10 不同法向應力下疊環水平位移及參數擬合Fig.10 Horizontal displacement of stacked rings under different normal stresses and parameter fitting

土工織物在法向應力為100,150 kPa的作用下影響疊環的高度分別為358.95,400.46 mm。而土工格室在法向應力為100,150 kPa的作用下影響疊環的高度分別為734.39,765.34 mm,相對土工織物,加筋影響疊環高度分別提高了105%和91%。在不同法向應力下,剪切強度達到峰值時,砂土-格室比砂土-土工織物的剪切位移差值小。土工格室加筋影響范圍要比土工織物更大,這與其三維立體式結構相關:立體式結構筋材與內部填料相互作用,能夠對填料提供較強的側向約束力和摩擦力,從而提高了土體整體性,因此加筋效果較好。

2.4 土工格室應變的變化規律

對土工格室粘貼應變片,并在法向應力為150 kPa下進行疊環式剪切試驗,試驗中采集到的應變值與剪切位移關系曲線如圖11所示。由圖11(b)可知,土工格室在法向應力作用下受力變形為非均勻分布,且隨著剪切試驗的進行,土工格室應變值也在逐漸增大,當到達剪切強度峰值后,土工格室應變值增長變緩并趨于穩定。在剪切試驗中,靠近水平加載位置的土工格室應變值在剪切過程中變形最大,如1～3號的應變片的值要比4～6號值大,且3號應變片的值比2號應變片的值大,5號應變片的值比4號應變片的值大。這是由于土工格室應變片布置的方向不同,如圖4所示,1、3、5、7號應變片方向相同,方向用x表示,2、4、6號應變片方向相同,用y表示,且不同位置的應變片在剪切試驗中應變值均是靠近水平加載位置的大,如圖11所示。未出現7號應變片的值,是因為在剪切試驗過程中應變片發生了損壞,未采集到應變值。

圖11 格室應變隨剪切位移的變化曲線(法向應力150 kPa)Fig.11 Curve of geocell strain vs. shear displacement

在剪切試驗中,靠近水平加載位置的土工格室的變形較大,且隨著到水平加載位置距離的增大,對應位置的應變值逐漸減小。對其原因進行分析,在剪切試驗中土工格室發揮的加筋作用主要有水平摩擦力、豎向摩擦力及環向約束力[11],且靠近水平加載位置的土工格室受到荷載時先發揮其加筋作用,其變形較大,如1～3號應變片,隨著剪切試驗的進行,中間位置的土工格室也逐漸發揮出加筋效果,其應變值也在增大。

根據不同法向應力條件下砂土-土工格室剪切試驗,得到剪切位移分別為20,40,60 mm時應變片的應變值,并對其換算可得到剪切試驗中的土工格室的拉應力如圖12所示。從圖 12可知剪切位移為20 mm時,每個應變片序號對應的拉應力值的變化均不大,隨著剪切位移的增大,對應的拉應力值也在增大,說明土工格室的加筋效果是隨著剪切試驗的進行而逐漸體現。剪切位移約60 mm時,達到剪切峰值強度,這時格室受到的拉應力接近最大值。

圖12 不同剪切位移時應變片對應的拉應力值Fig.12 Tensile stress values for strain gauges at different shear displacements

在法向應力為150 kPa下,剪切位移分別為20,40,60 mm時,土工格室不同位置應變值見表3。根據圖3格室條帶拉伸標定試驗得到的公式y=0.018 7x+1.272可進行換算得到剪切試驗過程的格室拉應力值。從表3可以看出,隨著剪切試驗的進行,格室的拉應力值在增大,剪切位移為60 mm時接近到達剪切強度峰值,1號應變片的拉應力值最大,為27.3 kN/m,6號應變片的拉應力值最小,為6.5 kN/m。

表3 不同剪切位移對應的不同格室的應變與拉應力Tab.3 Different shear displacements corresponding to different geocell strain and tensile stresses

3 結 論

(1) 在剪切試驗過程中,通過軸向位移的變化并結合砂粒位移方式對土體的剪切體變進行了研究。不同法向應力條件下土體均呈現先剪縮后剪脹直至趨于穩定的狀態,且軸向位移變化值與法向應力大小呈負相關。

(2) 在筋-土剪切的影響范圍內,疊環水平位移隨離剪切面距離的增大而減小,但加筋影響范圍遠大于剪切帶高度,在本試驗中影響范圍超過了11層疊環的總高度。對比分析砂土-土工織物、砂土-土工格室加筋影響范圍,可知土工格室的加筋影響范圍更廣。

(3) 由采集到的土工格室應變值可知,在剪切試驗中,靠近水平加載位置的土工格室受到荷載時先發揮加筋作用,隨著剪切試驗的進行,其他位置的土工格室加筋效果逐漸發揮。