剪切速率對黏性土-混凝土界面抗剪強度影響的試驗研究

王永洪，張明義，白曉宇，劉俊偉

(青島理工大學 土木工程學院;藍色經濟區工程建設與安全協同創新中心, 山東 青島 266033)

受到土的種類及試驗條件的影響，土與混凝土接觸面的剪切機制非常復雜。這些影響因素包括土的類別及物理狀態、界面粗糙度、應力歷史及大小、剪切速率等[3]。關于這一課題，雖然目前已取得了眾多的研究成果，但對其中的主要影響因素仍沒有得到一致的結論，原因是試驗材料、試驗條件及試驗方法的不同[4-6]。

土的種類對界面剪切特性的影響非常顯著。眾多學者研究了土體與混凝土界面的相互作用特性，土的種類包括砂土[7-9]、粗粒土[10]和黏性土[11-13]。張嘎等[14]、張治軍等[15]、彭凱等[16]、朱俊高等[17]還研究了泥皮的存在對界面力學特性和作用機制的影響。關于界面剪切強度受剪切速率的影響，孫濤等[18]對超固結黏土在3種不同剪切速率下進行環剪試驗，分析表明，剪切速率在1 cm/s時殘余強度幾乎與剪切速率在0.01 cm/s和0.1 cm/s一樣。黃文熙[19]認為在低法向應力下，干砂的抗剪強度受剪切速率影響可以忽略不計。周杰等[20]在5種不同剪切速率和16組高法向應力試驗條件下，得到了標準砂抗剪強度高、低應力分界點和快慢剪切速率分界線。徐肖峰等[21]研究了粗粒土隨剪切速率變化抗剪強度和顆粒破碎的變化規律，剪切速率在5 mm/min以上時，抗剪強度隨剪切速率減小而降低，剪切速率在5 mm/min以下時剪切速率越小，顆粒破碎率越大。

綜上所述，目前有關剪切速率對黏性土與混凝土界面剪切強度影響的研究較少，尤其缺少樁-土界面抗剪強度受剪切速率影響的研究。筆者對黏性土-混凝土界面進行了不同剪切速率下的大型直剪試驗，探討了樁-土界面抗剪強度受剪切速率變化的影響規律。

1 試驗方案

1.1 試驗儀器

試驗所用儀器為自行研制的大型恒剛度樁-土界面直剪儀。該試驗系統由恒剛度加載系統、剪切模擬系統、傳動系統以及數據采集系統4部分組成，試驗系統如圖1、圖2、圖3所示。該儀器剪切速率由滾珠絲杠實現了螺桿旋轉運動變為下剪切盒直線運動，絲杠旋轉一圈，下剪切盒移動10 mm。數控電機通過變頻電機、減速機及變頻器控制箱控制下剪切盒移動、停止及剪切速率。采用滾珠絲杠和數控電機最終實現了上剪切盒靜止，下剪切盒移動，最大單向剪切位移為200 mm。大型恒剛度樁-土界面直剪儀主要參數指標見表1。

圖1 恒剛度彈簧加載系統Fig.1 Main part of constant normal stiffness

圖2 樁-土界面剪切模擬系統Fig.2 Shear simulation system of pile-soil

圖3 大型恒剛度樁-土界面剪切儀Fig.3 Large-scale constant normal stiffness direct shear apparatus of pile-soil

剪切速率/(mm·min-1)有效接觸面積/m2最大位移/mm往復單向0.15～150.21100200

1.2 土樣制備

黏土取自青島某地基坑開挖，按照《土工試驗方法標準》(GB 50123—1999)[22]的要求重塑土樣，原狀黏土需要烘干、粉碎和0.075 mm過篩3道工序，預配含水率為28%、干密度為1.58 g/cm3的飽和土樣并分5次分層擊實，預配結束后靜置2～3 d。試驗制備黏土參數如表2所示。

表2 試驗制備黏土參數Table 2 Parameters of seepage property for sandstone

1.3 傳感器安裝

為了測試在不同剪切速率下進行的剪切試驗過程中黏性土與混凝土界面超孔隙水壓力的變化情況，在留有鋸齒狀的混凝土塊上預留孔洞，安裝2個微型硅壓阻式孔隙水壓力傳感器，測試黏性土與混凝土界面超孔隙水壓力大小，孔隙水壓力傳感器尺寸為8 mm×15 mm。同時，在距離孔隙水壓力傳感器中點10 cm處安裝1個微型硅壓阻式土壓力傳感器，土壓力傳感器測試結果為黏性土與混凝土界面的法向應力，土壓力傳感器尺寸為20 mm×10 mm。孔隙水壓力和土壓力傳感器安裝如圖4所示。

圖4 微型硅壓阻式孔隙水壓力和土壓力傳感器安裝Fig.4 Installation of silicon piezoresistive pore water pressure and soil pressure

1.4 試驗過程

直剪試驗方案如表3所示。首先，給各土樣都施加法向應力200 kPa，使土體固結穩定至超孔隙水壓力基本保持不變。然后，將法向應力分別卸至25、50、100、150 kPa，由于試驗土樣是低塑性的黏性土，對黏性土結構性影響小，不考慮因形成不同超固結比造成的影響。最后，保持法向應力不變，在0.4、0.6、0.8、1.0、2.0、5.0 mm/min剪切速率下進行大型直剪試驗。

表3 直剪試驗方案Table 3 Program of direct shear test

2 試驗結果分析

2.1 黏性土與混凝土界面超孔隙水壓力變化曲線

試驗之前將硅壓阻式孔隙水壓力傳感器置于水中15 min，使傳感器透水石內充滿水。首先給土體施加法向應力200 kPa，此時兩個孔隙水壓力傳感器讀數均較大。進行剪切試驗前記錄法向應力分別卸載至25、50、100、150 kPa時的兩個傳感器讀數，即初始超孔隙水壓力，兩個傳感器讀數基本一致，法向應力越大，超孔隙水壓力越大，此規律與樁-土界面產生的超孔隙水壓力隨沉樁深度(上覆壓力)增加而增大的規律相似[23-24]，不同法向應力時的初始超孔隙水壓力大小如圖5所示。

選擇大小適中、無病蟲害侵染的薯塊洗凈自然晾干后，采用75 %乙醇表面消毒后晾干，切成厚約1 cm的薯片，把切好的薯片放入配好的孢子懸浮液內浸一下，取出薯片晾干表面水分，再放入無菌培養皿內培養，期間采用紙巾或棉花團保濕紙，將接種的薯塊置于25 ℃恒溫培養箱中培養5～6 d，薯片表面長滿淺灰色的分生孢子，用30 mL無菌水沖洗，紗布過濾去除菌絲后，測量孢子懸浮液中目鏡10倍及物鏡20倍顯微鏡下一個視野內孢子數，設置3個重復，每個重復制片3張。該方法設為對照組②。

圖5 不同法向應力時的初始超孔隙水壓力大小Fig.5 Variation curves of initial excess pore water pressure under different normal

以0.4 mm/min剪切速率為例，超孔隙水壓力與剪切位移變化曲線如圖6所示，由圖可見，超孔隙水壓力變化不大，在法向應力25、50 kPa時，剪切位移在0～5 mm超孔隙水壓力呈上升趨勢，剪切位移增大時，超孔隙水壓力出現波動，最后趨于穩定；在法向應力100、150 kPa時，超孔隙水壓力隨著剪切位移增大緩慢上升，最后趨于穩定，但超孔隙水壓力變化均沒超過2 kPa。由此可見，超孔隙水壓力剪切發生時，既沒有消散，也沒有因超孔隙水壓力過大而產生土體隆起破壞的現象。其他剪切速率下超孔隙水壓力隨剪切位移變化曲線沒有一一列出，超孔隙水壓力隨著剪切速率變大而變大。

圖6 剪切速率0.4 mm/min時超孔隙水壓力與剪切位移變化曲線Fig.6 Variation curves of excess pore water pressure versus shear strain with the shear rate of 0.4 mm/min

2.2 不同剪切速率下的剪應力-剪切位移曲線

根據有效應力原理，有效法向應力等于總應力減去孔隙水壓力，超孔隙水壓力隨著剪切速率提高而變大，從圖7可以看出剪應力-剪切位移曲線在不同剪切速率下大體一致，在同一剪切速率下，剪切峰值強度和剪切破壞位移隨有效法向應力增大而增大。

圖7 不同剪切速率下的τ-u曲線Fig.7 Shear stress-shear displacement curves under different shear

2.3 剪切速率對剪應力-剪切位移曲線的影響

圖8為不同總法向應力剪應力-剪切位移(τ-u)曲線。由圖8可見，剪切峰值強度需要克服越來越大的剪應力才能達到穩定，其對應的剪切破壞位移也越來越大，剪切破壞位移在25 kPa和150 kPa時分別為2～3 mm和10～12 mm。

當總法向應力為25、50 kPa時，τ-u曲線在不同剪切速率下基本重合，但剪切速率5.0 mm/min的曲線在最下方，當總法向應力增大到100、150 kPa時，τ-u曲線在不同剪切速率下產生了一定的偏離，且總法向應力越大偏離越明顯，剪切速率越大偏離越大，剪切速率5.0 mm/min的曲線仍是在最下方。如圖8(d)所示，總法向應力150 kPa時，在剪切速率5.0 mm/min時，應變軟化現象最明顯。可以認為剪切速率越大，超孔隙水壓力來不及消散，土顆粒間沒有進行定向排列，越容易出現軟化現象，由此推斷，τ-u曲線與剪切速率有關[18]。

圖8 不同總法向應力下的τ-u曲線Fig.8 Shear stress-shear displacement curves under different effective normal

2.4 剪切速率對抗剪強度的影響

根據不同剪切速率下黏性土與混凝土界面抗剪強度試驗值，圖9給出了在4種不同總法向應力狀態下黏性土與混凝土界面抗剪強度隨剪切速率的變化情況。從圖9可以看出：總法向應力為25、50 kPa時，抗剪強度在最大和最小剪切速率下的差值小于10%。但當總法向應力為100、150 kPa時，在0.4～5.0 mm/min剪切速率范圍內抗剪強度變化可達15%以上。

本文的研究結果與周杰等[20]和徐肖峰等[21]的試驗結果類似，周杰的試驗表明：剪切速率增大抗剪強度減小，且隨著法向應力增大，減小的速率越快。徐肖峰的粗粒土的大型直剪試驗結果表明：剪切速率由5 mm/min增大到10 mm/min，抗剪強度反而明顯減小約14%。與孫濤等[18]的直剪試驗結果稍有差別，孫濤的超固結飽和黏土環剪試驗結果隨著剪切速率增大，剪切峰值強度和穩定殘余強度及對應的剪切破壞位移反而增加。

根據已有研究成果及直剪試驗結果可嘗試性的總結兩點結論：1)在一定的剪切速率下，如文中的1.0～5.0 mm/min和周杰的1.0 mm/min對界面抗剪強度產生影響；2)就黏性土而言，在快速剪切條件下，超固結飽和黏性土對剪切速率可能更加敏感，此時黏性土的應力歷史對黏性土與混凝土界面抗剪強度的影響很大。

圖9 抗剪強度與剪切速率的關系曲線Fig.9 Curves of shear strength with shear

2.5 剪切速率對強度參數的影響

黏性土與混凝土界面的抗剪強度參數在抗剪強度曲線上得以體現。圖10為試驗中不同剪切速率時黏性土與混凝土界面的抗剪強度擬合直線。由圖10可知，黏性土與混凝土界面抗剪強度隨著有效法向應力的增大呈線性增加，擬合直線相關系數分別為：0.998、0.969、0.996、0.994、0.995、0.996，遵循摩爾庫倫強度破壞準則

τf=σ′tanφ′+c′

(1)

式中：τf定義為黏性土與混凝土界面抗剪強度,kPa；σ′定義為黏性土與混凝土界面有效法向應力,kPa；φ′定義為黏性土與混凝土界面有效摩擦角；c′定義為黏性土與混凝土界面有效粘著力,kPa。

圖10 不同剪切速率下黏性土-混凝土界面τf-σ′曲線Fig.10 Shear strength-effective normal stresses curves of cohesive soil-concrete interface under different shear

為了分析黏性土與混凝土界面的抗剪強度參數受剪切速率的影響，將4種剪切速率下黏性土與混凝土界面的抗剪強度擬合直線進行比較。剪切速率不同，抗剪強度擬合直線斜率稍有變化，黏性土與混凝土界面在剪切速率增大時，抗剪強度擬合直線斜率減小，如圖11(a)所示，即黏性土與混凝土界面摩擦系數受到了剪切速率的影響，剪切速率從0.4 mm/min增加至5.0 mm/min，摩擦系數減小0.1。

黏性土與混凝土界面在剪切速率增大時有效黏聚力出現波動，如圖11(b)所示，但剪切速率由0.4 mm/min增加至0.6 mm/min時，有效黏著力增加0.87 kPa，剪切速率由0.6 mm/min增加至5.0 mm/min時，有效黏著力減小5.93 kPa。

由以上分析可知，剪切速率影響黏性土與混凝土界面抗剪強度參數，這與根據圖9所得到的結論一致。

圖11 不同剪切速率下的摩擦系數和有效黏著力Fig.11 Friction coefficient and effective adhesive force under different shear

3 結論

基于不同剪切速率下的黏性土-混凝土界面直剪試驗，可以得出如下結論：

1)黏性土-混凝土界面超孔隙水壓力同時受法向應力和剪切速率的影響，隨著法向應力增大和剪切速率的提高，超孔隙水壓力逐漸增大。

2)隨著剪切速率提高，剪應力-剪切位移曲線走向大體一致，在相同剪切速率下，剪切峰值強度和剪切破壞位移隨效法向應力增大而增大。

3)在法向應力較小時，剪應力-剪切位移曲線在各剪切速率下基本重合，法向應力增大，較快剪切速率下曲線出現明顯偏離，剪切速率5.0 mm/min的曲線在最下方，剪切破壞位移由2～3 mm增大到10～12 mm。較快剪切速率下曲線產生了明顯的應變軟化現象，在剪切速率5.0 mm/min時，應變軟化現象最明顯。

4)總法向應力為25、50 kPa時，剪切速率增大，抗剪強度會略有減小，抗剪強度的差值小于10%，當總法向應力為100、150 kPa時，抗剪強度受剪切速率影響，變化可達15%以上。

5)黏性土與混凝土界面摩擦系數有效黏著力受到了剪切速率的影響，剪切速率從0.4 mm/min增加至5.0 mm/min，摩擦系數減小0.1，有效黏著力隨著剪切速率的增大出現波動。