基于深梁試樣的壓實黏土抗拉強度試驗研究

2023-10-21 01:59:46王俊杰黃詩淵李旭東

中國農村水利水電 2023年10期

呂川，王俊杰，黃詩淵，李旭東

（1. 重慶交通大學河海學院，重慶 400074； 2. 重慶交通大學材料科學與工程學院，重慶 400074；3. 重慶交通大學土木工程學院，重慶 400074）

0 引言

土體抗拉強度是重要的物理力學指標之一。由于土的抗拉強度遠小于抗壓、抗剪等指標，在實際工程中常被研究人員忽略［1］。由土體受拉產生的工程問題較為常見，如土石壩黏土心墻由沉降產生的拉伸裂縫、邊坡頂部的張拉裂隙以及路基不均勻沉降引起的拉裂現象等。因此，對土體抗拉特性的正確認識及合理測試顯得尤為關鍵。國內外研究人員研發了不同類型的土體強度測試方法。朱俊高等［2］、呂海波等［3］采用單軸拉伸法研究了飽和狀態、擊實功等因素對土體抗拉強度的影響。周鴻逵等［4］研究了三軸拉伸過程中黏土的破壞過程，認為土體破壞模式與圍壓密切相關。OHOKA 等［5］對空心圓柱體試樣開展了軸向壓裂試驗，得出土體抗拉強度不受約束力影響。AZMATCH 等［6］采用土梁彎曲試驗研究了凍土的抗拉強度及變形特性，研究結果表明，加載速率對抗拉強度測試結果具有顯著影響。靳松洋等［7］對比了半圓彎曲試樣和傳統土梁試樣的測試結果，認為前者制樣較快，數據離散性更小。

采用適宜的試驗方法開展土體抗拉強度測試，對防治巖土工程災害具有重要意義。因此，本文在分析傳統試樣結構基礎上，將深梁試樣引入壓實黏土的抗拉強度測試中，探討了三點彎曲加載下含水率和干密度對壓實黏土破壞行為的影響規律。

1 間接拉伸法概述

土體抗拉強度測試方法包括直接法和間接法，本研究試驗方法屬于后者，故筆者對間接法進行概述。

1.1 傳統試樣結構

間接法是對試樣進行壓裂、彎曲等方式，再通過理論計算求解抗拉強度，代表性試驗方法包括巴西劈裂試驗、軸向壓裂試驗和土梁彎曲試驗等［8］。巴西劈裂試驗最初用來測試巖石抗拉強度，逐步推廣至土體。該方法是將圓柱體試樣放入兩塊加載板間，通過試樣與加載板間的剛性墊條傳遞軸向壓力，使試樣內部形成垂直于豎向的拉應力，直至試樣破壞，也稱徑向壓裂試驗。巴西劈裂試驗優點為制樣簡單，但加載過程中內部應力較為復雜，在測試土體時易發生局部壓裂破壞。與巴西劈裂試驗原理相似，軸向壓裂試驗通過試樣兩側的襯墊傳遞軸向荷載。加載過程中試樣頂部、底部形成的圓錐體延伸并貫穿可產生水平方向拉應力。該試驗方法對儀器要求較低，所得抗拉強度與襯墊直徑密切相關。土梁彎曲試驗在土體抗拉強度測試中應用最為廣泛，其試樣結構為長條形土梁，在試樣頂部、底部分別設置加載點及支撐點。由于試樣跨度較大，制樣、安裝等人為因素易產生擾動。

1.2 改進的抗拉強度試樣結構

WANG 等［9］首次將半圓彎曲（SCB）試樣引入土體抗拉強度試驗，并認為該試樣結構所得出的抗拉強度較為可靠，如圖1（a）。文獻［7］、［8］也采用SCB 試樣開展了黏土抗裂性能的研究。上述研究學者是將半圓環刀砸入擊實黏土中制備SCB 試樣，易對試樣產生擾動。

圖1 三點彎曲加載試樣結構Fig.1 Structure of three-point bending loaded specimen

鑒于此，本文首次將深梁試樣引入壓實黏土抗拉強度測試中。如圖1（b）所示，試樣寬高比為2∶1，采用3 點彎曲加載。尺寸相同時，深梁試樣與SCB 試樣韌帶區域長度一致，此外可通過切割方式批量制備，顯著提高制樣效率。深梁試樣的抗拉強度計算公式如下［10］：

式中：σt為抗拉強度，kPa；S為支撐間距，m；Pmax為峰值荷載，kN；W為試樣高度，m；B為試樣厚度，m。

2 試驗方法

2.1 試驗材料

試驗土料為兩河口水電站防滲心墻土料，土料的土粒比重Gs=2.76，塑性指數為15.5，液限為32.9%，塑限為17.4%，最佳含水率為16.6%，最大干密度為1.75 g/cm3。試驗前進行人工破碎，篩選2 mm 以下土顆粒進行試驗。試驗用水為實驗室自來水。

2.2 試樣制備

試樣制備流程包括：①按照含水率、干密度等設計參數制備土料，悶料24 h；②在矩形模具側壁均勻涂抹凡士林，將土料均勻分為3 份倒入模具中進行分層擊實，層間接觸面需充分刮毛；③擊實完成后，采用切割機將土塊按預定尺寸進行切割；④深梁試樣切割完成后，自然風干4 h，環境溫度為35 ℃，深梁試樣見圖2。

圖2 壓實黏土深梁試樣Fig.2 Deep beam specimen of compacted clay

2.3 試驗儀器及方案

試驗加載系統為重慶交通大學聯合江蘇永昌科教儀器制造有限公司生產的土體斷裂儀器，由加載桿、可調節間距的可移動支座、可上下調節的支撐桿以及數據采集器組成。試驗機的最大垂直荷載為5 kN，最大位移量程為40 mm，采集精度為0.01。在加載前，在夾具壓頭及支撐上均勻涂抹凡士林，以消除摩擦力的影響。調節支撐間距并放置試樣，調節壓頭與試樣接觸并清零荷載及位移。加載速率選擇0.01 mm/s，位移和載荷數據由計算機自動記錄，待荷載降低至50%峰值荷載后停止試驗。

試樣尺寸為100 mm×50 mm×30 mm（2W×W×B），支撐間距S=60 mm。本次研究考慮了含水率與干密度兩種影響因素，具體試驗方案見表1。

表1 試驗方案Tab.1 Experimental scheme

3 試驗結果

3.1 荷載-撓度曲線

圖3 為壓實黏土的破壞形態，裂紋由試樣底部跨中位置萌生并逐漸擴展至壓頭位置。受土體非均質性影響，裂紋路徑存在不規則彎曲，但總體垂直于試樣底邊。

圖3 試樣破壞模式Fig.3 Specimen damage pattern

圖4 為不同含水率的壓實黏土荷載-撓度曲線，由圖4 可知，不同含水率下深梁試樣的荷載-撓度曲線均存在明顯的峰值點。加載初期至峰值點，荷載隨位移增大呈線性增大，試樣含水率越大斜率越小。峰值荷載后荷載-撓度曲線逐漸跌落，其演化規律受含水率影響顯著，試樣含水率越大峰后曲線的斜率越小。峰值位移隨含水率增大逐漸增大，表明高含水率時試樣塑性變形越大。相同干密度條件下，黏土峰值荷載隨含水率增大先增大后降低。含水率為14.6%、16.6%、18.6%和20.6%對應的最大平均荷載分別為248.1、322.7、198.0和150.3 N。

圖4 不同含水率試樣的荷載-撓度曲線Fig.4 Load-deflection curves of specimens with different water content

圖5 為不同干密度的壓實黏土荷載-撓度曲線，可以看出：不同干密度下壓實黏土的荷載位移曲線形態基本一致。加載初期，試樣存在局部壓密現象，荷載-撓度曲線產生一定程度波動。待軸向位移超過0.3 mm后進入線性變化階段，干密度越大荷載-撓度曲線斜率越大。伴隨試樣內部裂紋迅速貫通，峰后荷載在短時間內迅速下跌。除干密度為1.64 g/cm3試樣外，最大撓度隨干密度增大逐漸遞增，可能是由于壓實黏土局部不均勻導致的試驗偏差。含水率為16.6%時，隨著干密度增大，試樣峰值荷載逐漸增加，干密度為1.75 g/cm3時的峰值荷載平均值為403.0 N，相比1.64 g/cm3時提高了2.35倍。

圖5 不同干密度試樣的荷載-撓度曲線Fig.5 Load-deflection curves of specimens with different dry densities

3.2 抗拉強度分析

圖6 為不同含水率時壓實黏土的抗拉強度演化規律，由圖6 可知，隨著黏土含水率增大，試樣抗拉強度先增大后降低，與文獻［11］試驗結果一致。含水率為16.6%時抗拉強度最大，為390.2 kPa；含水率為20.6%時最小，為183.4 kPa。低含水率時，相鄰土顆粒間公共結合水膜的聯結作用一定程度上提高了黏土黏聚力。試樣干密度不變條件下，結合水膜數量隨土體含水率增大而增多，宏觀上表現為試樣抗拉強度更大。當含水率較大時，結合水膜厚度變大削弱其聯結作用，導致黏土抵抗拉應力的能力降低［12］。

圖6 不同含水率下試樣的抗拉強度Fig.6 Tensile strength of specimens at different moisture contents

圖7 為不同干密度時壓實黏土的抗拉強度演化規律，由圖7 可知，抗拉強度隨試樣干密度增大逐漸增大，呈線性遞增規律。干密度為1.75 g/cm3時試樣的平均抗拉強度為485.5 kPa，相比1.64、1.67、1.71 g/cm3分別提升了2.07倍、1.69倍和1.24倍。土體干密度對試樣抗拉強度影響的內在機理為：當含水率不變時，增大壓實黏土干密度導致試樣孔隙率降低，內部土顆粒接觸更為緊密，進一步發揮土粒咬合作用，因而抗拉強度較大。

圖7 不同干密度下試樣的抗拉強度Fig.7 Tensile strength of specimens at different dry densities

表2對比了不同試樣結構時黏土干密度與抗拉強度的擬合關系式。由表2可知，干密度與抗拉強度具有良好的線性關系。深梁試樣的擬合曲線斜率高于其他試樣結構，這與土體類型和試樣風干時間有關。由此可見，深梁試樣用于壓實黏土抗拉強度測試是可行的。

表2 不同類型土體抗拉強度結果對比Tab.2 Comparison of tensile strength results of different types of soils

3.3 能量參數分析

材料彈性能基本原理中定義了斷裂耗散能E，數值上等于試樣荷載-撓度曲線的包絡線面積，即荷載-撓度曲線在橫軸上的積分［13］。E由峰值荷載之前的彈性儲備能Eel和之后的裂縫延展能Efr構成，如圖8 所示。本研究統計了不同干密度和含水率條件下壓實黏土的Eel和Efr并進行討論。

圖8 斷裂耗散能計算原理Fig.8 Principle of fracture dissipation energy calculation

圖9 為不同含水率條件下壓實黏土的Eel和Efr平均值計算結果，可以看出：壓實黏土斷裂耗散能E隨含水率增大呈先增大后減小的演化規律，在含水率為16.6%時最大，此時Eel和Efr分別為0.31 J 和0.052 J。隨著試樣含水率增大，Eel與E變化規律一致，而Efr逐漸增大。含水率為20.6%的Efr為0.075 J，相比14.6%、16.6%、18.6%分別提升了2.56 倍、1.43 倍和1.19 倍。上述規律表明，含水率為16.6%時試樣破壞前儲備彈性能最多，即外荷載做功越多，而高含水率條件下裂紋擴展難度增大，壓實黏土的塑性行為更加突出。

圖9 不同含水率下試樣的能量計算結果Fig.9 Energy calculation results of specimens with different water content

圖10 為不同干密度條件下壓實黏土的Eel和Efr演化規律，由圖可知，隨著試樣干密度增大，Eel和Efr均呈現增大的趨勢，但后者增加幅度低于前者。干密度為1.75 g/cm3的試樣Eel和Efr為1.87 J 和0.03 J，干密度為1.64 g/cm3時為0.45 J 和0.07 J。增大試樣干密度一定程度上增強了壓實黏土脆性，試樣破壞時彈性變性能占比提升，而塑性變形耗能減低。