膨脹土-混凝土界面剪切特性研究及界面系數修正

朱竹亮, 林斌

(安徽理工大學土木建筑學院, 淮南 232001)

土體與人工結構物之間的相互作用行為在巖土工程實踐中一直以來都是一個值得關注的問題,中外研究者對其進行了較為全面地談論與研究,其中涉及土體與不同種類的建筑結構物(如樁側土與混凝土做的抗滑樁[1]、土體與深基坑支護結構[2]、土體與擋土墻[3]、土體與巖壩基礎混凝土截斷墻[4]),也包括不同的界面接觸物材料[如土體與土工膜和土工布(土工合成防滲材料)[5],土體與木、鋼和混凝土[6]],還包括不同種類土體與結構物[如砂土[7-9]、黏土[10]、邊緣土(回填土)[11]]。呂擎峰等[12]通過室內快剪試驗對蘭州地區黃土與混凝土接觸面進行了研究,分析了其不同含水率和干密度的界面剪切性質。劉蔚等[13]通過室內界面直剪試驗探究了武漢黏土的超固結比、法向應力對界面力學的影響特征,并作出定量分析,建立了接觸面本構模型。周怡等[14]設計了室內剪切試驗,對不同含水率的砂土-混凝土抗剪強度以及各種土體參數進行了詳細研究。李夢瑤等[15]通過室內直剪試驗對粉土直剪和粉土-混凝土界面直剪進行了對比分析,并對兩者各種強度指標進行詳略分析,為當地地下實踐工程提供一定參考。金佳旭等[16]通過可視化剪切研究對普通河砂與不同粗糙的混凝土之間的剪切特性研究,著重分析了樁土界面之間的效應問題,得到在各工況下樁土界面的剪切規律和形變特性。Yin等[17]對碳酸鹽砂-混凝土界面進行了室內直接剪切試驗,試驗顯示單調和循環溫度加載后界面摩擦角變化較小,說明溫度對碳酸鹽砂摩擦角的影響近乎忽略不計。丑亞玲等[18]通過設計室內直剪試驗,探究了不同固化劑對鹽漬土與混凝土界面力學特性的影響,得到石灰 + 硅灰雙摻的較優配合比,并對接觸面應力-位移曲線進行了詳細分析。Fang等[19]由凍土-混凝土界面直接剪切試驗出發,研究混凝土表面粗糙度對混凝土與凍土抗剪強度的影響機理,揭示了黏滑失效的原因和本質。上述試驗幾乎都是從室內界面試驗出發,從宏觀角度進行的界面抗剪強度各指標的分析,缺乏真正的機理性的分析,無法全面探究其參數影響下的抗剪強度變化的真正緣由。

鑒于此,通過設計室內界面直剪試驗,分析不同含水率和法向應力下膨脹土與混凝土的界面抗剪強度、界面黏聚力、界面內摩擦角和界面等效剛度的變化規律,并通過分析界面水膜的變化對微觀角度的膨脹土-混凝土界面進行分析,探討界面黏聚力和界面內摩擦角引起的界面強度變化規律,同時基于基礎界面摩擦理論,引入界面修正系數,對界面摩擦系數進行詳細補充說明與優化,針對淺層邊坡土體與樁基礎的界面摩擦的測量與估算提供了一定參考價值。

1 試驗方案

1.1 試驗材料及試樣制備

本試驗以安徽淮南市的膨脹土作為研究對象,土體的基本物理性質依據《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)測定,如表1所示,粒徑級配如表2所示。將塊狀擾動土通過碎土器碾散,并注意勿碾碎土體顆粒,經2 mm篩子篩分,放入105 ℃烘箱中干燥8 h以上,待溫度降至室溫,使用噴霧器將水均勻添加至土體之中,并在每次噴水之后均勻攪拌,以避免出現較大土顆粒,配至目標含水率以后用密封袋密封24 h,以確保土體中的水分均勻分布。制樣之前,取少量土樣測量含水率,保證土體在目標含水率之后再進行試驗。制樣時,分三次將等量土體添加入土工制樣器,每次添加之后均使用其將試樣壓實,通過固定落錘高度以保證固定的擊實功,使用直徑為61.8 mm,高度為20 mm的環刀取樣,通過控制加入土樣的質量和擊實次數保證每個土樣高度一致。

表1 膨脹土物理性質

表2 膨脹土粒徑級配

1.2 直剪試驗方案

試驗儀器采用由浙江土工儀器制造有限公司制造的應變控制式直剪試驗裝置(四聯式),如圖1所示,剪切盒示意圖如圖2所示。剪切盒上部盛放含水率為ω的土樣,直剪盒下部盛放直徑為61.8 mm的預制混凝土圓柱塊,并與下直剪盒下部上表面齊平,以作為界面試驗基礎使用。實驗條件為不固結和不排水,剪切速率設置為0.8 mm/min,使試樣在3～4 min內剪切破壞。每15 s記錄一次數據,當表盤指針不再前進或有明顯后退時,定為試驗發生剪切破壞取峰值點或穩定點定為剪切強度S,此時剪切至剪切位移達4 mm;若讀數繼續增加,則剪切位移至6 mm,并取剪切位移ΔL=4 mm時為抗剪強度S。試驗方案中,根據原狀土的干密度配制干密度為1.73 g/cm3的重塑土,制作含水率ω為18%、21%、24%、27%和30%的5種試樣,并分別施加100、200、300、400 kPa的5種不同法向應力,為避免實驗偶然性,每組試樣設置3組平行試驗。

圖1 應變控制式直剪裝置

圖2 剪切盒示意圖

2 試驗結果分析

2.1 含水率和法向應力對界面抗剪強度的影響

假設界面抗剪強度為τ,剪切位移為u,法向應力為σ,不同含水率下的τ-u曲線如圖3所示,不同法向應力的τ-u曲線如圖4所示。由于混凝土相較于土體而言,抗剪強度要大得多,所有當土與混凝土界面發生剪切破壞時,破壞部分主要集中在土與混凝土界面周圍的土體[20]。試驗最初始,土體尚未發生破壞,此時的界面抗剪強度近乎成線性變化,這部分時間持續較短,幾乎都是在界面剪切位移1～2 mm,而隨著剪切試驗的進行,土體內部結構逐漸改變,界面土顆粒的受迫支撐結構變化導致土體無法持原有的抗剪狀態,致使界面抗剪強度的變化逐漸變為非線性,而當界面抗剪強度達到峰值以后,隨著上剪切盒地緩緩推進,土顆粒的序列重排使得土樣恢復部分抗剪能力,使抗剪強度逐步趨于直線。

圖3 不同含水率下τ與u關系曲線

圖4 不同法向應力下τ與u關系曲線

整體來看,不同含水率條件下的界面抗剪強度在界面剪切位移達到一定值后幾乎沒有上下波動,曲線均無應變軟化現象,基本符合應變硬化模型。同一含水率條件下,當施加的法向應力愈發增大時,界面抗剪強度峰值應力逐漸提高,界面剪切位移也隨之增加,即達到峰值抗剪強度的進程更為滯后。究其原因,是隨著法向應力的增加,土體間顆粒受到的擠壓更為明顯,土顆粒之間由于孔隙逐漸變小而使得摩擦和咬合逐漸增強,土體剪切試驗達到破壞狀態的時間就會晚些。

當法向應力為100 kPa時,應變位移達1～2 mm時,應力就已達峰值;而后的法向應力為200、300、400 kPa時,應力應變曲線的峰值均逐漸更晚來到。但整體而言,所有的應力應變曲線在應變位移3 mm之前均已達到峰值,且趨于穩定狀態。從圖3中還可以看出,豎向荷載從100 kPa增加到200 kPa和300 kPa增加到400 kPa的界面抗剪強度增幅要略大于200 kPa增加至300 kPa。

不同法向應力條件下的應力-應變曲線均無應變軟化現象,同圖4一致,基本符合應變硬化模型。同一法向應力條件下,隨著含水率的逐步增加,峰值剪切應力呈逐步減小趨勢,但在法向應力為100 kPa時,每3%的含水率變化并未帶來過多的強度變化,而隨著法向應力的增加,界面抗剪強度的增幅逐級遞增。整體來看,應力應變曲線的峰值也隨著含水率的增加到來得更早。在法向應力較大狀態時,含水率ω由27%增加至30%時,界面抗剪強度的增幅最大。

2.2 界面抗剪強度特性分析

同一含水率的界面抗剪強度與法向應力經擬合,幾乎成一條直線,呈線性關系,如圖5所示,較好地符合摩爾-庫倫強度準則,如式(1)所示。

圖5 界面抗剪強度與法向應力擬合曲線

τin=σntanφin+cin

(1)

式(1)中：τin為土體與混凝土界面抗剪強度;σn為法向應力;φin為界面內摩擦角;cin為界面黏聚力。

從圖5可以看出,隨著含水率減小與法向應力增加,界面抗剪強度也呈現遞增態勢,且整體來看,隨著法向應力地愈發變大,界面抗剪強度的增幅也在逐步變大。而含水率的增長則會帶來曲線斜率的降低,即界面內摩擦角的逐漸降低。

2.3 含水率對界面黏聚力的影響

隨著含水率從18%增長到30%,界面黏聚力先呈增長態勢,從20.2 kPa增加至31.2 kPa,增加幅度達54%,然后在達最優含水率ωop后呈逐漸減小態勢,界面黏聚力從31.2 kPa降低到23.2 kPa,減小幅度為26%,其中,含水率在18%時,界面黏聚力從20.2 kPa增長至29.4 kPa,增長量達9.2kPa,同比增長率高達46%,如圖6所示。究其原因,在含水率從18%增長到24%的過程中,土顆粒與土顆粒間的水膜和土顆粒與混凝土接觸面間的水膜從相交融合狀態逐步到完全界面接觸狀態,各孔隙中的水體可與土體和混凝土體更加充分地接觸,基質的吸力和毛細水壓力逐步增加,水膜黏結接觸逐步向最優狀態靠攏,使得其黏結強度逐步增長,水體附著狀態逐漸達到最佳,土體和水溶液中礦物的溶解和析出也會帶來膠結力的增加,綜合使得界面黏聚力持續增長。而隨著含水率進一步從24%增加到30%,土顆粒與土顆粒間的水膜和土顆粒與混凝土接觸面間的水膜從完全界面接觸狀態向界面游離狀態過渡,水膜之間有了自由水,且隨含水率增加,此自由水的含量也在逐漸增加,水膜的潤滑作用逐漸顯現出來,潤滑作用帶來的黏聚力降低已超過基質吸力和毛細水吸力的黏結作用帶來的黏聚力增長,致使界面黏聚力逐漸下降。界面水膜示意圖如圖7所示。

圖6 界面黏聚力與含水率關系曲線

圖7 界面水膜示意圖

而界面內摩擦角則隨著含水率增加逐漸地呈現反比例函數降低態勢,如圖8所示,從26.5°降低至14.6°,整體降幅達45%,是因為土體內部顆粒之間和土體與混凝土接觸面間的摩擦阻力隨著水分增多引起的潤滑作用而不止頹勢。而前期降幅要比后期要大,則是由于水分的增加,所帶來的較大土顆粒溶解崩碎成較小土顆粒,減弱了顆粒間的咬合和土顆粒與混凝土粗糙接觸面的摩擦,含水率更進一步地增加,而土體與混凝土接觸面間卻無更多的土顆粒溶解崩碎,使得界面內摩擦角無法保持前一階段的降幅。

圖8 界面內摩擦角與含水率關系曲線

2.4 含水率對界面等效剛度的劣化影響

(2)

式(2)中：Gine為界面等效剪切模量,kPa/mm;τinl為界面極限剪切應力,kPa;uinl為界面極限剪切位移,mm。

整體來看,界面等效剪切模量隨著土體含水率的增加呈現下降趨勢,且隨著法向應力的增加呈現上升趨勢,如圖9所示。法向應力100、200、300、400 kPa的情況下,土體含水率由18%增加到30%后,界面等效剪切模量分別從80.3、105.3、128.4、138.3 kPa/mm消減至68.8、89.6、105.3、106.9 kPa/mm,減小幅度分別為14.3%、14.9%、18.0%和22.7%?？芍?含水率對界面剪切模量有顯而易見的劣化影響。

圖9 界面等效剪切模量與含水率的關系曲線

2.5 含水率對界面摩擦系數的影響

基于基礎界面摩擦理論可得

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：μ為基礎摩擦理論界面摩擦系數;F為界面極限剪切力;N為界面法向力;μx為修正界面摩擦系數;τu為界面極限剪切應力;A為界面接觸面積;δx為界面修正系數,x為系數編號;μmin為界面摩擦系數最小值。

常規的界面摩擦系數求解結果,未經修正,缺失了由于界面黏聚力和法向應力帶來的較大影響,此處引入界面修正指數,使得室界面直剪試驗的界面摩擦系數更為嚴謹。如圖10所示,隨著含水率的增加,修正指數各條曲線數值均是先呈現增加后減小的態勢,即修正效果則是逐漸變劣再變好的態勢。

圖10 修正指數與含水率的關系曲線

如圖11所示,修正系數則隨著法向應力的增加,逐漸接近于原始界面摩擦系數。當法向應力趨于無限大時,界面摩擦系數與摩爾-庫倫準則擬合的線性關系方程之下的界面摩擦系數等大。但是由于無論是實際工程中,還是室內試驗,均無法滿足法向荷載的無限大,所以針對于淺層邊坡土體一類,考慮到法向荷載對于界面摩擦系數的影響較為合理。根據基礎界面摩擦需要明確界面截面積出發,由于實際室內界面直剪試驗的土體試樣幾乎都是在3 mm以內發生剪切破壞,截面積變化幅度較小,界面截面積誤差相較于試樣本身截面積可以忽略不計。

圖11 界面摩擦系數與含水率的關系曲線

3 結論

(1)不同含水率條件下的界面抗剪強度在界面剪切位移達到一定值后幾乎沒有上下波動,曲線均無應變軟化現象。隨著法向應力的增加,曲線達到峰值應力的進程越來越滯后,其中法向應力為100 kPa時,應變位移達1～2 mm時,應力就已達峰值;而后的法向應力為200、300、400 kPa時,應力應變曲線的峰值均更晚來到。

(2)同一含水率的界面抗剪強度與法向應力符合摩爾-庫倫強度準則。隨著含水率的逐漸減小與法向應力的逐漸增加,界面抗剪強度也呈現遞增態勢,且整體來看,隨著法向應力地愈發變大,界面抗剪強度的增幅也在逐步變大。

(3)含水率從18%增長到30%的過程中,界面黏聚力先呈增長態勢,后呈逐漸減小態勢,分界點在24%附近;界面內摩擦角則逐漸地呈現反比例函數降低態勢,從26.5°降低至14.6°,整體降幅達45%。隨著土體含水率的增長,界面等效剪切模量呈現下降趨勢,且隨著法向應力的增加呈現上升趨。

(4)通過分析界面水膜的變化對微觀角度的膨脹土-混凝土界面進行分析。且引入界面修正指數,使得室內界面直剪試驗的界面摩擦系數更為嚴謹,針對于邊坡淺層土體與樁基礎的界面摩擦的測量與估算有一定參考價值。