水平循環剪切作用下土工袋豎向變形特性試驗研究

方斌昕, 劉斯宏, 魯 洋, 陳 爽, 張呈斌

(1. 河海大學 水利水電學院, 南京 210098; 2. 中水北方勘測設計研究有限責任公司, 天津 300222; 3. 中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司, 杭州 311122)

我國地處環太平洋地震帶與地中海-喜馬拉雅地震帶的交會處,地震斷裂段十分活躍[1]。地震由于其強度高,影響范圍廣,可預測性低以及發生頻度高等特點,已成為我國最嚴重的自然災害之一[2]。這其中,村鎮地區的房屋結構形式主要為砌體結構[3],結構抗震性較差,抗震設防措施的缺失使得這些房屋在地震作用下更容易發生大面積坍塌,最終引發人員傷亡、經濟損失等嚴重后果。因此,研究適用于村鎮地區中、低層砌體房屋的抗震方法具有實際意義。

土工袋作為一種新型加筋土材料,具有很高的抗壓強度,能夠有效提高地基承載能力[4-5],目前已被成功應用于道路路基與房屋基礎加固、擋墻加固、膨脹土邊坡處理等[6-9]工程中。此外,已有研究表明,土工袋同時具有顯著的減振消能特性,由于其具有施工簡單、造價低廉、易取材等優勢,十分適合將其作為減隔震墊層應用于中低層房屋。近年來,土工袋的動力特性以及減隔振性能受到了國內外學者們的廣泛關注:Liu等[10]通過室內循環剪切試驗探究了不同裝填材料、上部荷載及剪切應變幅值條件下土工袋剪切剛度以及阻尼比等動力參數的變化規律;王艷巧等[11]通過振動臺試驗研究了不同輸入加速度以及加載頻率對土工袋基礎水平減振性能的影響,發現土工袋的減振效果與輸入加速度和振動頻率均呈正相關;Yamamoto等[12]設計了摩擦型與滑移型土工袋,通過循環剪切試驗研究發現兩類土工袋具有不同的滯回曲線形態,通過合理的布置能夠充分發揮土工袋滑移隔震、摩擦耗能與限制位移三方面的協同作用;Sheng等[13]通過開展現場試驗研究了土工袋在交通荷載作用下的減振效果,發現土工袋墊層具有較大的阻尼比,能夠有效地衰減因交通設施振動引起的建筑物豎向振動。土工袋在動力荷載作用下的力學特性以及動力參數變化規律的相關研究已較為深入,但是作為一種基礎減隔震材料,土工袋在動力條件下的變形規律也是值得進行討論的。其中,Liu等[14]針對豎向循環荷載作用下土工袋組合體的變形規律開展了一系列的試驗研究,發現土工袋組合體在豎向循環荷載作用下具有較好的穩定性,豎向變形量主要集中在靜荷載施加階段,對應為實際的施工階段。然而,對于水平動荷載作用下土工袋豎向變形特性的相關研究較少。

目前已有諸多學者對水平動荷載作用下的加筋土豎向變形特性開展了相關研究:Liu等[15-16]開展了一系列循環剪切試驗研究了土顆粒形狀參數對土工格柵-土界面變形行為的影響;Chang等[17]通過土工膜-土工布界面循環剪切試驗研究發現法向應力以及剪切應變幅值對試樣的累積豎向位移有顯著的影響;Cen等[18]開展了不同粗糙度的土工膜-砂土界面的循環剪切試驗,發現粗糙度越大,土工膜-砂土界面處的砂土顆粒更容易壓實,剪縮現象相對更加顯著。以上對于動荷載作用下加筋土豎向變形特性的相關研究,對土工袋組合體在水平循環剪切作用下的豎向變形規律探究有一定的借鑒意義。

地震作用下基礎減隔震墊層的變形特性是評估隔震材料穩定性的重要指標之一,為了解土工袋墊層在水平地震荷載作用下的豎向變形特性,本文通過對土工袋組合體進行的一系列等幅水平循環剪切試驗,研究了不同循環次數、豎向應力以及剪切應變幅值條件下土工袋組合體的豎向變形規律,初步解釋了其在水平動荷載作用下的變形機制,以期為土工袋作為基礎減隔震材料的工程應用提供一定的試驗依據與參考。

1 試驗介紹

1.1 試驗儀器

試驗在河海大學自主研發的循環剪切試驗系統中進行,如圖1所示。該循環剪切試驗系統主要由豎向加載系統、水平向加載系統(包含兩臺作動器)、伺服控制系統組成,其中豎向及水平向加載系統作動器額定推力分別為1 000 kN和500 kN,額定行程均為1 000 mm,作動器內置位移傳感器分辨率為0.000 5 mm,油缸活塞桿處外置載荷傳感器精度在2%～100% 額定量程范圍內均為±0.01%。通過伺服控制系統控制豎向加載系統與水平向加載系統協同運行并進行數據采集,能夠進行不同加載條件下的試樣剪切試驗。該剪切系統豎向應力通過豎向作動器施加在設置在土工袋試樣頂面的加載板上,作動器與加載板間布置滑軌以減小試驗過程中產生摩擦力。為保證試驗過程中加載板水平,在加載板上安裝了一個平行四邊形平衡框架。本文試樣由三個土工袋豎向堆疊而成,通過左、右向張拉試樣頂部的加載板進行水平向循環剪切試驗。該試驗近似于循環單剪模式,循環單剪試驗是為了在實驗室內模擬地震時剪切波豎向傳播所引起的反復剪切應力而發展起來的[19],能夠根據測得的剪切應力、應變計算得到動剪切模量、等效阻尼比等動力特性參數。

圖1 循環剪切試驗系統Fig.1 Cyclic shear testing system

1.2 試驗材料及試樣制備

采用三層堆疊土工袋組合體進行循環剪切試驗。單個土工袋尺寸為40 cm×40 cm×10 cm,編織袋原料為聚丙烯(PP),其主要性能參數如表1所示。袋內材料選用某天然河砂,其級配曲線如圖2所示,最大、最小干密度分別為1.63 g/cm3和1.87 g/cm3,不均勻系數Cu=4.03,曲率系數Cc=0.88,細度模數為2.50,屬于中砂。

表1 土工編織袋主要性能指標Tab.1 Main index of woven bags

圖2 袋內填充料(河砂)顆粒級配曲線Fig.2 Particle size distribution curve of filled material

將土工袋作為減隔震材料應用于基礎墊層,在施工過程中會預留袋間縫隙,從而使得土工袋在碾壓整平后仍能保持側向無接觸狀態,以確保袋間縫隙對地震波的阻隔作用;此外,由于土工袋在大震情況下能夠通過層間滑移耗散部分能量,需要盡量避免土工袋各層間產生嵌固作用。因此,可以將試樣簡化為逐層堆疊的土工袋組合體用于開展無側限循環剪切試驗。

1.3 試驗方法

首先對試樣進行豎向加載,加載速率為0.5 kN/s,豎向力達到目標值并保持5 min后(豎向位移基本無變化)開始對試樣進行水平循環剪切。剪切速率控制為12 mm/min,每個試樣剪切循環次數為10次[20]。根據土工袋組合體的實時接觸面積和高度對試驗過程中土工袋組合體剪切力進行校正并換算得到試樣的實時剪切應力τ,相應計算公式為

(1)

(2)

式中:α為試樣實時壓縮率;h為試樣實時高度;A0和h0為試樣初始接觸面積和高度;F為實測剪切力。試驗主要考慮以下加載特征參數變化對土工袋組合體在循環剪切過程中豎向變形情況的影響:①循環次數N;②豎向應力σn;③剪切應變幅值γmax。具體試驗工況如表2所示。

表2 試驗工況Tab.2 Test conditions

2 試驗結果及分析

2.1 循環剪切作用下土工袋組合體應力應變關系

圖3給出了不同豎向應力以及剪切應變幅值條件下土工袋組合體的剪切應力-剪切應變滯回曲線以及豎向應變-剪切應變曲線。豎向應變以試樣壓縮為正、剪脹為負。由圖3可見,隨著剪切應變幅值的增加,剪切應力-剪切應變滯回曲線的形態逐漸飽滿;在剪切應變幅值較大的情況下,滯回曲線開始出現應力穩定階段,說明在剪切過程中土工袋組合體發生了層間滑移;相反地,隨著豎向應力的增大,滯回曲線則更加趨近于窄長形態。這一現象反映在動力參數的變化規律中,表現為等效阻尼系數隨著剪切幅值的增大以及豎向應力的減小而逐漸增大,動剪切模量則與之相反,如圖4所示。值得注意的是,土工袋組合體在受到較小的豎向應力作用時更容易發生層間滑移,這是由于使用大量扁絲制作的土工編織袋表面具有一定的粗糙度,隨著豎向應力的增大,土工袋層間界面受到擠壓產生咬合作用,因此層間的靜摩擦因數也隨之增大,最終導致土工袋在豎向應力較大的情況下更不容易發生層間滑移。

圖3 不同剪切應變幅值條件下土工袋組合體剪切應力-應變滯回曲線及豎向應變-剪切應變曲線Fig.3 Hysteresis curve and vertical strain-shear strain curve of stacked soilbags under different shear amplitudes

圖4 動剪切模量及等效阻尼比隨剪切應變的變化(N=1)Fig.4 Variation of dynamic shear modulus and equivalent damping ratio with shear strain(N=1)

由圖3可知,土工袋組合體的豎向變形在循環剪切過程中整體表現為剪縮。在剪切應變幅值較小的情況下,試驗初期試樣在剪切過程中表現出完全剪縮狀態,袋內土顆粒在剪切過程中發生重新排列,密實度逐漸增大。隨著循環剪切次數的增加,土工袋組合體在剪切過程中開始出現剪脹現象,且每一次循環的最大剪脹量均出現在剪切應變最大處;這一現象隨著剪切應變幅值的增大表現得更為顯著,這是由于在數次循環剪切作用后,處于相對密實狀態的袋內部分土顆?；瑒踊蚴寝D動導致顆粒間的空隙體積增大,使得其在最大剪切應變附近呈現出剪脹現象。在剪切應變幅值較大的情況下,土工袋組合體在剪切初期已出現剪脹現象,且受到的豎向應力越小,試樣越容易發生剪脹。剪切過程中,隨著剪切應變的增大,試樣發生滑移,在此階段豎向應變基本保持穩定,這是由于在滑移階段產生的滑動摩擦力基本等于其受到的剪切力,袋體的剪切變形量已達到最大值并在滑移過程中保持穩定,袋內土體的密實度在此階段也相對穩定,因此袋體的豎向變形也并無顯著變化。

2.2 循環次數對豎向變形的影響

為了解循環次數對土工袋組合體豎向應變累積的影響,統計了不同工況下土工袋組合體單次循環剪切結束時刻的累積豎向應變εn,acc。圖5為剪切應變幅值γmax=0.25%,0.5%,1%,2%和4%條件下土工袋組合體累積豎向應變隨循環次數的變化?？傮w上來看,在循環剪切作用下土工袋組合體的豎向應變逐漸累積,即其累積豎向應變隨著循環次數的增加逐漸增大。在試驗初期,土工袋組合體的累積豎向應變變化較為顯著;隨著循環次數的增加,土工袋組合體的累積豎向應變開始趨于穩定,即土工袋組合體的累積豎向應變在多次循環剪切后受循環剪切次數的影響逐漸減小。

圖5 累積豎向應變εn,acc隨循環次數的變化Fig.5 Variation of the accumulated vertical strain εn,acc against the number of load cycles

為了進一步了解循環剪切過程中土工袋組合體的豎向應變累積情況,將相鄰兩次循環結束時刻對應的累積豎向應變差值定義為每次循環產生的豎向應變增量。圖6是在不同豎向應力以及剪切應變幅值條件下土工袋組合體產生的豎向應變增量Δεn,acc隨循環次數的變化?？梢?在經過數次循環剪切作用后,土工袋組合體的豎向應變增量逐漸減小并趨于一個相對較小的增量值。觀察圖6(e)后可以發現,在剪切應變幅值較大的情況下,土工袋組合體在經過穩定增長階段后,單次循環產生的豎向應變增量呈現出增長趨勢,這是由于在剪切應變幅值較大的情況下,土工袋組合體層間產生了滑移,循環剪切過程中反復的摩擦滑移使得層間接觸面咬合作用減弱;隨著循環次數的增加,土工袋組合體在單次循環內產生的滑移距離逐漸增大,反映在剪切應力-剪切應變滯回曲線上即剪切應力較為穩定的階段對應產生的剪切應變逐漸增大,導致靠近界面處的砂土顆粒持續發生剪切運動并重新排列,使得袋內土體進一步密實,相應地其豎向應變增量在多次循環剪切后呈現出緩慢增長趨勢。

圖6 豎向應變增量Δεn,acc隨循環次數的變化Fig.6 Variation of the incremental vertical strain against the number of load cycles

2.3 豎向應力對豎向變形的影響

圖7給出了不同循環次數與剪切應變幅值條件下土工袋組合體累積豎向應變與豎向應力的關系曲線。由圖可見,在剪切應變幅值較小的情況下,土工袋組合體的累積豎向應變隨豎向應力的變化較小。隨著剪切應變幅值的增加,土工袋組合體的累積豎向應變呈現出隨豎向應力的增大而增大的趨勢,這一現象在剪切應變幅值γmax=4%時更為明顯。值得關注的是,試驗加載初期(N=1, 5),豎向應力σn=25 kPa條件下土工袋組合體在大剪切應變幅值(γmax=4%)作用下產生的累積豎向應變較小;這是由于在σn=25 kPa和γmax=4%時,土工袋組合體在循環剪切作用初期便出現了剪脹現象,測得的試樣高度甚至大于初始高度,導致土工袋組合體在此工況下產生的累積豎向應變整體偏小。

圖7 累積豎向應變εn,acc隨豎向應力的變化Fig.7 Variation of the accumulated vertical strain against the vertical stress

2.4 剪切應變幅值對豎向變形的影響

圖8為不同循環次數及豎向應力條件下土工袋組合體累積豎向應變與剪切應變幅值的關系曲線。由圖可以看出,在豎向應力較大的情況下,隨著剪切應變幅值的增加,土工袋組合體的累積豎向應變也隨之增大;反之,豎向應力較小時,土工袋組合體在循環剪切中產生的累積豎向應變隨著剪切應變幅值的增大呈現出先增后減的趨勢,這是因為在豎向應力較小時,土工袋組合體受到剪切作用后更容易發生剪脹,尤其在σn=25 kPa和γmax=4%情況下,土工袋組合體在1/4次循環剪切后產生的累積豎向應變為εn,acc=-4.9×10-4(負值表明試樣高度相對于初始高度有所增大)。循環剪切初期剪脹現象明顯,對試樣的豎向應變累積也產生了一定的影響,使得豎向應力較小時土工袋組合體在剪切應變幅值較大的情況下產生的累積豎向應變偏小。

圖8 累積豎向應變εn,acc隨剪切應變幅值的變化Fig.8 Variation of the accumulated vertical strain against the shear amplitude

3 土工袋組合體豎向變形機制分析與討論

土工袋組合體在循環剪切過程中表現出了較好的變形穩定性能,其豎向變形機制可以從土工袋袋體剪切變形以及界面作用兩方面解釋。圖9為土工袋組合體豎向變形機理示意圖。一方面,由于豎向應力和循環剪切應力的共同作用,袋內砂土顆粒在試驗過程中發生了重新排列[21-22],顆粒間的孔隙體積隨之減少,袋內土體逐漸密實,從而使得土工袋組合體更加不易產生豎向變形;另一方面,土工袋組合體的層間界面作用也會間接影響其豎向變形量,在土工袋單元體達到一定程度的剪切變形后,袋體繼續產生變形需要的剪切力已超過土工袋層間的最大靜摩擦力,此時土工袋組合體發生層間滑移,因而在大幅值循環剪切中土工袋組合體的水平向變形除了袋內土體在剪切作用下產生的袋體自身變形量,還包括產生的層間滑移量。在滑移過程中土工袋組合體界面反復摩擦,使得土工袋組合體層間的咬合作用發生變化,帶動靠近土工袋界面的砂土顆粒在此過程中又進行了重新排列,因此在此階段土工袋組合體的豎向應變增量又呈現出增長趨勢?？梢哉f,土工袋組合體的豎向變形機制是由豎向荷載、剪切應變幅值以及循環次數共同作用的。

圖9 土工袋組合體豎向變形機理示意圖Fig.9 Schematic diagram of vertical deformation of stacked soilbags

第2.3節中的試驗現象表明,土工袋組合體在豎向應力較小的情況下,更容易出現剪脹現象。而袋內材料對土工袋整體的剪脹性影響也較大,若袋內材料選用大粒徑碎石,在剪切過程中可能因顆粒破碎及顆粒重新排列產生更明顯的剪脹現象,從結構穩定性方面來看這一現象對土工袋作為基礎隔震層材料是有利的,能夠有效控制動荷載作用下土工袋基礎產生的豎向變形;然而,土工袋作為一種柔性結構,其剪切模量與等效阻尼比受袋內材料影響較大,袋內材料選用大粒徑顆粒在剪切過程中容易在土工袋層間形成咬合界面[23],整體的動剪切模量增大,土工袋層間的摩擦因數也隨之增大,難以在地震慣性力作用下產生足夠的層間滑移量,便無法通過層間滑移產生摩擦耗能達到減隔震的目的。因此,相比較粗顆粒材料,選用砂土作為袋內材料同時具備高阻尼、變形穩定等特點,并且能夠充分發揮土工袋作為基礎減隔震材料的各方面優勢。

4 結 論

本文通過室內循環剪切試驗研究了循環次數、豎向應力以及剪切應變幅值對土工袋組合體豎向變形特性的影響,得到了以下結論:

(1) 在循環剪切作用初期,土工袋組合體單次循環產生的豎向應變增量較大;隨著循環次數的增加,豎向應變增量趨于一個較小值并逐漸穩定。

(2) 在豎向應力較小的情況下,土工袋組合體在循環剪切作用初期更容易發生剪脹;在達到試驗給定的最大剪切應變時,土工袋組合體產生對應循環內的最大剪脹量。

(3) 在相同剪切應變幅值條件下,隨著豎向應力的增大,土工袋組合體的累積豎向應變逐漸增大;在相同豎向應力條件下,土工袋組合體的累積豎向應變同樣隨著剪切應變幅值的增大而增大。

(4) 在剪切應變幅值較大的情況下,試驗初期土工袋組合體出現滑移,此時土工袋組合體的剪切力與層間滑動摩擦力相等,袋體的剪切變形已基本穩定,該階段的累積豎向應變較為穩定;隨著循環次數的增加,在滑移過程中土工袋組合體界面反復摩擦,使得土工袋組合體層間的咬合作用發生變化,帶動靠近土工袋界面的砂土顆粒在此過程中又進行了重新排列,使得土工袋組合體的豎向應變增量又呈現出增長趨勢。

本文的試驗結果為今后繼續研究土工袋組合體的動力特性提供了有益的數據,但是實際工程中的地震工況相比較室內試驗加載條件更為復雜,試驗未考慮變幅剪切作用下土工袋組合體的變形規律,后續可以就振動歷史對土工袋組合體動力特性的影響開展相關研究。