振動作用下土釘-粉土界面受力特性模擬試驗研究

郭院成,呼延安娣,彭 飛,吳 昊,李永輝

(1. 鄭州大學 土木工程學院,河南 鄭州 450001; 2. 機械工業第六設計研究院有限公司,河南 鄭州 450000)

0 引言

土釘(土釘墻和復合土釘支護)廣泛應用于基坑工程之中,當基坑周邊存在振動作用時,如打樁施工,對土釘承載性能將產生不利影響[1],引起基坑變形增加,甚至發生基坑邊坡失穩破壞。

關于振動對土釘支護體系的影響問題,目前學者大多集中于動力穩定性、變形和動力響應特性分析等方面。李英俊等[2]研究了地震作用下土釘支護結構安全性問題;張明聚等[3-4]通過振動臺試驗,研究土釘支護結構體系的抗震性能和動力響應特征及規律;唐文彪[5]通過室內模型試驗研究表明在強振動作用下,土釘支護的面板位移顯著增大;祝方才等[6]分析了循環荷載作用下土釘軸力、面板位移和加速度以及地表沉降的累積效應。

土釘承載性能由土釘與土體界面(釘-土界面)剪切性狀決定,靜力條件下土釘拉拔試驗及釘-土界面剪切試驗研究較為成熟[7-8]。而振動對土釘與土體相互作用影響的研究較為缺乏,吳昊[9]通過模型試驗分析了不同振動條件對釘-土界面強度的影響,本文在此基礎上,控制上覆壓力和粉土含水量等影響因素,進一步開展振動作用下土釘界面剪切受力模擬試驗,探究不同土層應力及含水狀態下釘土界面剪切作用的振動影響規律,以期為振動作用下土釘承載力量化計算及土釘類基坑支護安全分析與控制提供支撐。

1 模擬試驗方案

1.1 試驗用土

試驗土樣來自河南鄭州市東部某基坑工程,土樣的基本物理性質見表1,顆粒級配曲線如圖1所示。配置含水量為10%、13%和16%的三組粉土,通過直剪試驗,得到三種含水率下粉土的黏聚力及內摩擦角,見表2。

表1 試驗土樣的基本物理性質指標Table 1 Basic physical property index of test soil samples

表2 不同含水量粉土c和φ值Table 2 c、φ of silt with different water content

圖1 土樣顆粒級配累計曲線Fig. 1 Particles size distribution of the silty soil

1.2 模擬試驗平臺

此次模擬試驗平臺如圖2所示,包含模型箱、加載反力架、加載系統及振動作用模擬設備等組成。其中:模型箱尺寸為400 mm×600 mm×850 mm(長×寬×高),箱體四壁為6 mm厚的高強度鋼板,左右兩側預留直徑140 mm的圓孔放置土釘,土釘與側壁圓孔間采用橡膠密封環密封,避免加載過程中土體擠出,箱體內壁貼聚乙烯薄膜以減小箱壁摩擦力和剛性邊界對波的反射作用[10]。豎向加載由加載板與反力架間的自帶壓力補償的千斤頂提供;水平拉拔荷載由夾持在貫穿土釘模擬構件(鋁管)的絲桿的穿心千斤頂施加。

圖2 試驗平臺Fig. 2 Test platform

采用YZU系列三相380V異步振動電機作為激振器模擬施工振動,如圖3所示。激振器設置于地面,距離模型箱約1m,激振力大小由兩轉子間夾角決定,振動頻率由變頻器調節。

圖3 激振器Fig. 3 Vibration exciter equipment

根據現場采集的施工時振動加速度時程曲線圖可知:振動主要頻率約在4～50 Hz,峰值頻率約在10 Hz,加速度幅值均小于0.1 g。為模擬實際施工振動作用,控制激振器使其對土體產生振動的加速度小于0.1 g,并根據韓京燕等[11]提出的計算公式,調節激振器,設定最大激振力為8 kN,最大振動頻率為10 Hz。

豎向加載量由千斤頂下壓力傳感器測控,并預埋土壓力盒量測核定箱內土體豎向應力;水平拉拔力由加載系統控制,拉拔位移由構件端頭和千斤頂活塞處布置的位移計測定;此外,試驗過程中,設置振動采集儀,進一步獲取模型箱內土體振動信息。試驗加載控制及數據量測儀器布置如圖4所示。

圖4 試驗加載控制及數據測量儀器布置圖Fig. 4 Layout of test load controlling and measuring instruments

1.3 模擬試驗平臺

實際工程中:土釘鉆孔直徑約為100 mm,通常采用直徑18～25 mm的HRB400鋼筋、以水灰比0.5的水泥漿灌注成型;彈性模量約為20 GPa。基于模量等效原則和試驗的可行性,土釘的模擬構件采用空心鋁管,長700 mm,外徑100 mm,厚度5 mm;構件與土體的有效接觸長度為400 mm,且在410 mm長度范圍內的構件表面進行鑿刻和粘砂處理,以模擬土釘與土體接觸面的粗糙程度。模型土釘如圖5所示。

圖5 土釘模擬構件實物圖Fig. 5 Simulation component of the soil nailing

1.4 試驗方案與過程

此次試驗進行土釘模擬構件(鋁管)靜力拉拔試驗和振動作用下拉拔試驗。通過靜力拉拔試驗獲得構件的極限拉拔荷載及釘-土界面拉拔剪切性狀;在此基礎上,根據靜力極限拉拔荷載分級設定拉拔力,并施加振動作用,研究不同拉拔受力狀態下振動對釘-土界面剪切作用的影響。試驗方案概況見表3。

表3 試驗方案概況表Table 3 Overview of the tests

靜力拉拔試驗共進行9組,其中土體含水量分別為10%、13%和16%;上覆荷載分別為10 kPa、50 kPa和100 kPa。試驗過程如下:(1)空拉構件,確定構件與箱體側壁圓孔的摩擦阻力。(2)填土。分層填土和壓實,填土時分層處進行刮毛處理,并按預定位置設置土壓力盒。(3)施加上覆荷載。填土完成靜置一段時間后,按設計加載量分級施加上覆荷載。(4)施加拉拔荷載。上覆荷載下豎向變形穩定后,采用慢速維持荷載法進行拉拔試驗,分級施加的拉拔力為0.1 kN,拉拔位移無法穩定時終止試驗。

振動作用下拉拔試驗,包括振動拉拔試驗和極限拉拔力試驗,其構件設置、填土及上覆荷載施加均與靜力拉拔試驗相同,根據靜力拉拔試驗結果,設計并施加不同水平拉力,變形穩定后,施加振動作用,記錄隨振動時間增長土釘拉拔力變化數據,當拉力計示數穩定后,終止試驗。

試驗過程照片如圖6所示。

圖6 試驗過程Fig. 6 Test process

試驗通過振動數據采集儀TROMINO,采集振動時間為2min時,不同初始剪應力下的加速度時程數據,繪制出加速度時程曲線圖,如圖7所示。

圖7 振動加速度時程曲線Fig. 7 Vibration Acceleration Time-History Curve

2 試驗結果與分析

2.1 釘-土界面拉拔剪切受力性狀

圖8為靜力拉拔試驗釘-土界面剪應力(拉拔力與界面面積的比值)與拉拔位移關系曲線。由圖8可知:在拉拔試驗初始階段,釘-土界面剪應力隨拉拔位移的增大呈非線性增大,當釘-土間相對位移達到一定值后,釘-土界面的剪應力隨拉拔位移的增大趨于穩定,這與YIN等[12]的相關試驗規律一致。上覆荷載的增加提高了土與土釘界面的相互作用強度,使得釘-土界面最大剪應力及對應的拉拔位移均隨上覆荷載的增加而增大。此外,隨著土體含水率的增加,土體強度降低,釘-土界面咬合摩擦作用減弱,且剪切作用影響范圍減小[13],使得釘-土界面剪切應力明顯下降,最大剪應力對應的拉拔位移亦有所減小。

圖8 靜力拉拔試驗釘-土界面剪應力與拉拔位移曲線Fig. 8 Shear stress and displacement curve of nail-soil interface in static pullout test

根據釘-土界面峰值剪應力與上覆荷載的關系,由摩爾-庫侖強度準則擬合得到釘-土界面的黏聚力c和摩擦角φ,兩者隨粉土含水量變化曲線如圖9所示。由圖可知:隨著粉土含水量的增大,釘-土界面黏聚力c和摩擦角φ均近似呈線性減小趨勢,分析認為:土體含水量增大,土顆粒中弱結合水增多,顆粒間分子引力減弱,土體黏聚力降低。此外,非飽和粉土含水量增大導致土體內孔隙間出現自由水,土顆粒間及土與結構接觸面的作用強度減小,也會引起黏聚力的下降[13]。同時,土體孔隙內水含量增多,水分子在土顆粒表面的潤滑作用加強,使得釘-土界面的摩擦角減小[14-15]。

圖9 靜力拉拔試驗釘-土界面剪切強度指標與含水率量曲線Fig. 9 Shear strength index and water content curve of nail-soil interface in static pullout test

2.2 振動對釘-土界面拉拔剪切受力的影響

圖10為振動作用下,當含水率為10%、13%和16%時釘-土界面剪應力變化曲線。由圖可知:曲線整體呈非線性變化,振動前期土釘端部拉拔力衰減速率較快,振動20min后衰減速率逐漸減慢;同一振動時間下,土體含水量越高,釘-土界面處剪應力值衰減變化越大。究其原因:伴隨著振動作用的持續施加,振動能量不斷累積,引起土體擾動損傷程度增加,土體強度降低,土顆粒間庫侖摩擦消耗的能量減少[16]。此外,振動作用使得釘-土接觸面附近土體松動,并發生結構性損傷和破壞,導致釘-土界面摩擦力和黏聚力降低[17];持續振動造成土顆粒間的膠結作用破壞,界面剪切對土體的影響范圍變小,亦使得釘-土界面剪切強度下降[18]。在相同振動時間下,隨著含水量的增大土體耗散能量增多,土體強度減弱且變形能力增強[19],加之釘-土界面處水分振動聚集效應引起的潤滑作用加劇,使得釘-土界面剪應力衰減越發顯著。

圖10 不同含水量下釘-土界面剪應力隨振動時間變化曲線(OP=100kPa)Fig. 10 Curves of nail-soil interface shear stress under different water contents (OP=100kPa)

含水率為13%,上覆荷載分別為10kPa、50kPa和100kPa時釘-土界面剪應力隨振動時間變化曲線,如圖11所示。由圖可知:不同上覆荷載作用下釘-土界面剪應力隨振動時間亦呈現非線性變化衰減趨勢, 且衰

圖11 不同上覆荷載下釘-土界面剪應力隨振動時間變化曲線(w=13%)Fig. 11 Curves of nail-soil interface shear stress under different OP (w=13%)

減幅度隨振動時間增加逐漸減小。在相同振動時長下,上覆荷載越大,釘-土界面處剪應力值變化幅度越小,這與SUKMAK等[20]和CHU等[21]等進行的相關試驗研究規律相符;其原因可能是在同一激振力下,上覆荷載越大,所采集的振動加速度相對越小,釘-土相互作用受振動影響越小[9];此外,上覆荷載的增大,土釘和土體的結合更加緊密,釘土間相互作用加強,抵抗振動損傷效應相對增強,進一步降低了振動作用對釘-土界面剪應力衰減的影響。

2.3 界面剪切強度的影響規律

圖12為不同上覆荷載下釘-土界面最大剪應力(界面剪切強度)隨振動時間的變化曲線。由圖可知:釘-土界面剪切強度隨振動時間的增加不斷衰減,振動初期界面剪切強度變化幅度較大,隨著振動時間的增加界面剪切強度的衰減幅度減小。振動使釘-土界面土體發生結構性的破壞,且振動時間越長引起的土體損傷越多,釘土間相互作用減弱,釘-土界面剪切作用強度降低,最大剪切應力逐漸減小;隨著振動作用對粉土及釘-土界面擾動累積,逐步達到該振動強度下的完全損傷狀態,釘-土界面剪切強度的衰減隨振動時間增加逐漸趨于平緩。從試驗結果上看:振動作用下釘-土界面剪切強度衰減可達40%以上。與前述不同釘-土界面剪切應力下(不同初始拉拔應力作用下)振動作用影響規律相同,粉土含水率越大,釘-土界面剪切強度的衰減幅度越大,上覆荷載越大,釘-土界面剪切強度衰減幅度越小。

圖12 不同OP下釘-土界面最大剪應力隨振動時間變化曲線Fig. 12 Maximum shear stress-vibration time curves under different OP

參考釘-土界面靜力拉拔試驗處理方法,采用摩爾-庫侖強度準則擬合得到振動作用下釘-土界面強度指標,進而繪制強度指標(黏聚力c和摩擦角φ)衰減比隨振動時間增加變化曲線,如圖13所示。由圖可知,隨振動時間的增加,釘-土界面黏聚力c前期衰減顯著,振動20min后,衰減比呈現基本穩定的趨勢;粉土含水量越大,釘-土界面黏聚力衰減比越大。釘-土界面摩擦角φ的衰減隨振動時間增加衰減程度增長較快,振動初期不同含水率對應的衰減差異較小,隨著振動時間的增長,土體含水量越高,界面摩擦角衰減比增量越顯著,但從變化趨勢上看:振動時間達到30min后,界面摩擦角衰減比增長趨于平緩。對于粉土而言,其含水率對釘-土界面黏聚力衰減的影響比摩擦角更顯著。

圖13 不同含水率下釘-土界面強度指標衰減比隨振動時間增加變化曲線線Fig. 13 Attenuation ratio diagram of c and φ of nail-soil interface with vibration time under different soil moisture content

3 結論

通過室內土釘與粉土界面靜力拉拔及振動作用下拉拔模擬試驗,研究不同土層應力和土體含水率條件下,振動對釘-土界面受力性狀的影響。根據試驗結果,得到以下結論:

1)振動作用下,釘-土界面剪應力呈現非線性衰減趨勢,剪應力越大,衰減量越大;振動初期,界面剪應力降幅較大,隨著振動時間增加,界面剪應力降低趨勢逐漸收斂。振動作用引起土體及釘-土界面擾動損傷,釘-土界面摩擦角和黏聚力均出現降低現象,界面剪切強度顯著降低。

2)在土體含水率和振動時間相同時,上覆荷載越大,釘-土界面剪應力越大,較大的上覆荷載使釘土間相互作用加強,有助于降低振動作用的影響。

3)粉土的含水率對釘-土界面受力特性的影響較為顯著,上覆荷載和振動時間相同時,含水率越大,釘-土界面剪應力越小。土體含水率的增大,釘-土界面黏聚力與摩擦角振動衰減比增加,界面剪切強度降幅越大。在振動作用下,土體含水率對釘-土界面剪切受力的影響較靜力條件下更為顯著。