膨胀土-混凝土界面剪切特性研究及界面系数修正

朱竹亮, 林斌

(安徽理工大学土木建筑学院, 淮南 232001)

土体与人工结构物之间的相互作用行为在岩土工程实践中一直以来都是一个值得关注的问题,中外研究者对其进行了较为全面地谈论与研究,其中涉及土体与不同种类的建筑结构物(如桩侧土与混凝土做的抗滑桩[1]、土体与深基坑支护结构[2]、土体与挡土墙[3]、土体与岩坝基础混凝土截断墙[4]),也包括不同的界面接触物材料[如土体与土工膜和土工布(土工合成防渗材料)[5],土体与木、钢和混凝土[6]],还包括不同种类土体与结构物[如砂土[7-9]、黏土[10]、边缘土(回填土)[11]]。吕擎峰等[12]通过室内快剪试验对兰州地区黄土与混凝土接触面进行了研究,分析了其不同含水率和干密度的界面剪切性质。刘蔚等[13]通过室内界面直剪试验探究了武汉黏土的超固结比、法向应力对界面力学的影响特征,并作出定量分析,建立了接触面本构模型。周怡等[14]设计了室内剪切试验,对不同含水率的砂土-混凝土抗剪强度以及各种土体参数进行了详细研究。李梦瑶等[15]通过室内直剪试验对粉土直剪和粉土-混凝土界面直剪进行了对比分析,并对两者各种强度指标进行详略分析,为当地地下实践工程提供一定参考。金佳旭等[16]通过可视化剪切研究对普通河砂与不同粗糙的混凝土之间的剪切特性研究,着重分析了桩土界面之间的效应问题,得到在各工况下桩土界面的剪切规律和形变特性。Yin等[17]对碳酸盐砂-混凝土界面进行了室内直接剪切试验,试验显示单调和循环温度加载后界面摩擦角变化较小,说明温度对碳酸盐砂摩擦角的影响近乎忽略不计。丑亚玲等[18]通过设计室内直剪试验,探究了不同固化剂对盐渍土与混凝土界面力学特性的影响,得到石灰 + 硅灰双掺的较优配合比,并对接触面应力-位移曲线进行了详细分析。Fang等[19]由冻土-混凝土界面直接剪切试验出发,研究混凝土表面粗糙度对混凝土与冻土抗剪强度的影响机理,揭示了黏滑失效的原因和本质。上述试验几乎都是从室内界面试验出发,从宏观角度进行的界面抗剪强度各指标的分析,缺乏真正的机理性的分析,无法全面探究其参数影响下的抗剪强度变化的真正缘由。

鉴于此,通过设计室内界面直剪试验,分析不同含水率和法向应力下膨胀土与混凝土的界面抗剪强度、界面黏聚力、界面内摩擦角和界面等效刚度的变化规律,并通过分析界面水膜的变化对微观角度的膨胀土-混凝土界面进行分析,探讨界面黏聚力和界面内摩擦角引起的界面强度变化规律,同时基于基础界面摩擦理论,引入界面修正系数,对界面摩擦系数进行详细补充说明与优化,针对浅层边坡土体与桩基础的界面摩擦的测量与估算提供了一定参考价值。

1 试验方案

1.1 试验材料及试样制备

本试验以安徽淮南市的膨胀土作为研究对象,土体的基本物理性质依据《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)测定,如表1所示,粒径级配如表2所示。将块状扰动土通过碎土器碾散,并注意勿碾碎土体颗粒,经2 mm筛子筛分,放入105 ℃烘箱中干燥8 h以上,待温度降至室温,使用喷雾器将水均匀添加至土体之中,并在每次喷水之后均匀搅拌,以避免出现较大土颗粒,配至目标含水率以后用密封袋密封24 h,以确保土体中的水分均匀分布。制样之前,取少量土样测量含水率,保证土体在目标含水率之后再进行试验。制样时,分三次将等量土体添加入土工制样器,每次添加之后均使用其将试样压实,通过固定落锤高度以保证固定的击实功,使用直径为61.8 mm,高度为20 mm的环刀取样,通过控制加入土样的质量和击实次数保证每个土样高度一致。

表1 膨胀土物理性质

表2 膨胀土粒径级配

1.2 直剪试验方案

试验仪器采用由浙江土工仪器制造有限公司制造的应变控制式直剪试验装置(四联式),如图1所示,剪切盒示意图如图2所示。剪切盒上部盛放含水率为ω的土样,直剪盒下部盛放直径为61.8 mm的预制混凝土圆柱块,并与下直剪盒下部上表面齐平,以作为界面试验基础使用。实验条件为不固结和不排水,剪切速率设置为0.8 mm/min,使试样在3～4 min内剪切破坏。每15 s记录一次数据,当表盘指针不再前进或有明显后退时,定为试验发生剪切破坏取峰值点或稳定点定为剪切强度S,此时剪切至剪切位移达4 mm;若读数继续增加,则剪切位移至6 mm,并取剪切位移ΔL=4 mm时为抗剪强度S。试验方案中,根据原状土的干密度配制干密度为1.73 g/cm3的重塑土,制作含水率ω为18%、21%、24%、27%和30%的5种试样,并分别施加100、200、300、400 kPa的5种不同法向应力,为避免实验偶然性,每组试样设置3组平行试验。

图1 应变控制式直剪装置

图2 剪切盒示意图

2 试验结果分析

2.1 含水率和法向应力对界面抗剪强度的影响

假设界面抗剪强度为τ,剪切位移为u,法向应力为σ,不同含水率下的τ-u曲线如图3所示,不同法向应力的τ-u曲线如图4所示。由于混凝土相较于土体而言,抗剪强度要大得多,所有当土与混凝土界面发生剪切破坏时,破坏部分主要集中在土与混凝土界面周围的土体[20]。试验最初始,土体尚未发生破坏,此时的界面抗剪强度近乎成线性变化,这部分时间持续较短,几乎都是在界面剪切位移1～2 mm,而随着剪切试验的进行,土体内部结构逐渐改变,界面土颗粒的受迫支撑结构变化导致土体无法持原有的抗剪状态,致使界面抗剪强度的变化逐渐变为非线性,而当界面抗剪强度达到峰值以后,随着上剪切盒地缓缓推进,土颗粒的序列重排使得土样恢复部分抗剪能力,使抗剪强度逐步趋于直线。

图3 不同含水率下τ与u关系曲线

图4 不同法向应力下τ与u关系曲线

整体来看,不同含水率条件下的界面抗剪强度在界面剪切位移达到一定值后几乎没有上下波动,曲线均无应变软化现象,基本符合应变硬化模型。同一含水率条件下,当施加的法向应力愈发增大时,界面抗剪强度峰值应力逐渐提高,界面剪切位移也随之增加,即达到峰值抗剪强度的进程更为滞后。究其原因,是随着法向应力的增加,土体间颗粒受到的挤压更为明显,土颗粒之间由于孔隙逐渐变小而使得摩擦和咬合逐渐增强,土体剪切试验达到破坏状态的时间就会晚些。

当法向应力为100 kPa时,应变位移达1～2 mm时,应力就已达峰值;而后的法向应力为200、300、400 kPa时,应力应变曲线的峰值均逐渐更晚来到。但整体而言,所有的应力应变曲线在应变位移3 mm之前均已达到峰值,且趋于稳定状态。从图3中还可以看出,竖向荷载从100 kPa增加到200 kPa和300 kPa增加到400 kPa的界面抗剪强度增幅要略大于200 kPa增加至300 kPa。

不同法向应力条件下的应力-应变曲线均无应变软化现象,同图4一致,基本符合应变硬化模型。同一法向应力条件下,随着含水率的逐步增加,峰值剪切应力呈逐步减小趋势,但在法向应力为100 kPa时,每3%的含水率变化并未带来过多的强度变化,而随着法向应力的增加,界面抗剪强度的增幅逐级递增。整体来看,应力应变曲线的峰值也随着含水率的增加到来得更早。在法向应力较大状态时,含水率ω由27%增加至30%时,界面抗剪强度的增幅最大。

2.2 界面抗剪强度特性分析

同一含水率的界面抗剪强度与法向应力经拟合,几乎成一条直线,呈线性关系,如图5所示,较好地符合摩尔-库伦强度准则,如式(1)所示。

图5 界面抗剪强度与法向应力拟合曲线

τin=σntanφin+cin

(1)

式(1)中：τin为土体与混凝土界面抗剪强度;σn为法向应力;φin为界面内摩擦角;cin为界面黏聚力。

从图5可以看出,随着含水率减小与法向应力增加,界面抗剪强度也呈现递增态势,且整体来看,随着法向应力地愈发变大,界面抗剪强度的增幅也在逐步变大。而含水率的增长则会带来曲线斜率的降低,即界面内摩擦角的逐渐降低。

2.3 含水率对界面黏聚力的影响

随着含水率从18%增长到30%,界面黏聚力先呈增长态势,从20.2 kPa增加至31.2 kPa,增加幅度达54%,然后在达最优含水率ωop后呈逐渐减小态势,界面黏聚力从31.2 kPa降低到23.2 kPa,减小幅度为26%,其中,含水率在18%时,界面黏聚力从20.2 kPa增长至29.4 kPa,增长量达9.2kPa,同比增长率高达46%,如图6所示。究其原因,在含水率从18%增长到24%的过程中,土颗粒与土颗粒间的水膜和土颗粒与混凝土接触面间的水膜从相交融合状态逐步到完全界面接触状态,各孔隙中的水体可与土体和混凝土体更加充分地接触,基质的吸力和毛细水压力逐步增加,水膜黏结接触逐步向最优状态靠拢,使得其黏结强度逐步增长,水体附着状态逐渐达到最佳,土体和水溶液中矿物的溶解和析出也会带来胶结力的增加,综合使得界面黏聚力持续增长。而随着含水率进一步从24%增加到30%,土颗粒与土颗粒间的水膜和土颗粒与混凝土接触面间的水膜从完全界面接触状态向界面游离状态过渡,水膜之间有了自由水,且随含水率增加,此自由水的含量也在逐渐增加,水膜的润滑作用逐渐显现出来,润滑作用带来的黏聚力降低已超过基质吸力和毛细水吸力的黏结作用带来的黏聚力增长,致使界面黏聚力逐渐下降。界面水膜示意图如图7所示。

图6 界面黏聚力与含水率关系曲线

图7 界面水膜示意图

而界面内摩擦角则随着含水率增加逐渐地呈现反比例函数降低态势,如图8所示,从26.5°降低至14.6°,整体降幅达45%,是因为土体内部颗粒之间和土体与混凝土接触面间的摩擦阻力随着水分增多引起的润滑作用而不止颓势。而前期降幅要比后期要大,则是由于水分的增加,所带来的较大土颗粒溶解崩碎成较小土颗粒,减弱了颗粒间的咬合和土颗粒与混凝土粗糙接触面的摩擦,含水率更进一步地增加,而土体与混凝土接触面间却无更多的土颗粒溶解崩碎,使得界面内摩擦角无法保持前一阶段的降幅。

图8 界面内摩擦角与含水率关系曲线

2.4 含水率对界面等效刚度的劣化影响

(2)

式(2)中：Gine为界面等效剪切模量,kPa/mm;τinl为界面极限剪切应力,kPa;uinl为界面极限剪切位移,mm。

整体来看,界面等效剪切模量随着土体含水率的增加呈现下降趋势,且随着法向应力的增加呈现上升趋势,如图9所示。法向应力100、200、300、400 kPa的情况下,土体含水率由18%增加到30%后,界面等效剪切模量分别从80.3、105.3、128.4、138.3 kPa/mm消减至68.8、89.6、105.3、106.9 kPa/mm,减小幅度分别为14.3%、14.9%、18.0%和22.7%。可知,含水率对界面剪切模量有显而易见的劣化影响。

图9 界面等效剪切模量与含水率的关系曲线

2.5 含水率对界面摩擦系数的影响

基于基础界面摩擦理论可得

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：μ为基础摩擦理论界面摩擦系数;F为界面极限剪切力;N为界面法向力;μx为修正界面摩擦系数;τu为界面极限剪切应力;A为界面接触面积;δx为界面修正系数,x为系数编号;μmin为界面摩擦系数最小值。

常规的界面摩擦系数求解结果,未经修正,缺失了由于界面黏聚力和法向应力带来的较大影响,此处引入界面修正指数,使得室界面直剪试验的界面摩擦系数更为严谨。如图10所示,随着含水率的增加,修正指数各条曲线数值均是先呈现增加后减小的态势,即修正效果则是逐渐变劣再变好的态势。

图10 修正指数与含水率的关系曲线

如图11所示,修正系数则随着法向应力的增加,逐渐接近于原始界面摩擦系数。当法向应力趋于无限大时,界面摩擦系数与摩尔-库伦准则拟合的线性关系方程之下的界面摩擦系数等大。但是由于无论是实际工程中,还是室内试验,均无法满足法向荷载的无限大,所以针对于浅层边坡土体一类,考虑到法向荷载对于界面摩擦系数的影响较为合理。根据基础界面摩擦需要明确界面截面积出发,由于实际室内界面直剪试验的土体试样几乎都是在3 mm以内发生剪切破坏,截面积变化幅度较小,界面截面积误差相较于试样本身截面积可以忽略不计。

图11 界面摩擦系数与含水率的关系曲线

3 结论

(1)不同含水率条件下的界面抗剪强度在界面剪切位移达到一定值后几乎没有上下波动,曲线均无应变软化现象。随着法向应力的增加,曲线达到峰值应力的进程越来越滞后,其中法向应力为100 kPa时,应变位移达1～2 mm时,应力就已达峰值;而后的法向应力为200、300、400 kPa时,应力应变曲线的峰值均更晚来到。

(2)同一含水率的界面抗剪强度与法向应力符合摩尔-库伦强度准则。随着含水率的逐渐减小与法向应力的逐渐增加,界面抗剪强度也呈现递增态势,且整体来看,随着法向应力地愈发变大,界面抗剪强度的增幅也在逐步变大。

(3)含水率从18%增长到30%的过程中,界面黏聚力先呈增长态势,后呈逐渐减小态势,分界点在24%附近;界面内摩擦角则逐渐地呈现反比例函数降低态势,从26.5°降低至14.6°,整体降幅达45%。随着土体含水率的增长,界面等效剪切模量呈现下降趋势,且随着法向应力的增加呈现上升趋。

(4)通过分析界面水膜的变化对微观角度的膨胀土-混凝土界面进行分析。且引入界面修正指数,使得室内界面直剪试验的界面摩擦系数更为严谨,针对于边坡浅层土体与桩基础的界面摩擦的测量与估算有一定参考价值。