复合土工膜与防渗墙连接的大型剪切试验研究

王艳丽，刘 晶，王永明，潘家军，陈 云

(1.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010；2.水利部 科技推广中心，北京 100083；3.中国电建集团 华东勘测设计研究院有限公司，杭州 310014)

1 研究背景

复合土工膜是用土工织物与土工膜复合而成的不透水土工防渗材料，因其具有适应变形能力强、防渗性能优良、结构简单、施工方便等优点而在高土石坝和土石围堰工程中广泛应用[1-4]。国内超过90%的围堰采用心墙或斜墙式复合土工膜防渗。防渗墙上接复合土工膜是围堰常用的防渗体系。在高水头和端部锚固力作用下，其连接部位的复合土工膜常会出现应变集中且超出其极限延伸率而产生拉断、撕裂等结构性的损坏现象，导致严重的渗漏问题，如三峡二期围堰拆除后发现复合土工膜与防渗墙顶部混凝土盖帽搭接处有不同程度的损坏[5]。连接部位是整个防渗体系的薄弱环节，其有效性是防渗成败的关键。因此，在高土石围堰工程中，采取合适的连接型式，缓解复合土工膜的应变集中，保证锚固与连接的可靠性，避免产生结构性损坏对于高土石围堰的安全稳定具有较重要的意义。目前，已有不少学者开展了防渗结构连接区域复合土工膜的力学特性研究，并取得了丰硕的成果。

在试验方面，刘军等[6]通过围堰防渗体系中复合土工膜的受力分析和复合土工膜与砂砾料界面的直剪摩擦试验，提出了保证土工膜不被拉断应满足的条件。李波等[7-8]开展了复合土工膜与防渗墙连接型式的离心模型试验，揭示复合土工膜的受力性状和连接部位的破坏机理。随后又研究了泥皮存在时不同连接方式下复合土工膜的应变演化规律。在数值计算方面，姜晓桢等[9]针对土工膜防渗结构在锚固处可能出现的夹具效应，通过在锚固处添加三维弹簧单元，实现了对锚固处土工膜受力变形特性的有效模拟。王永明等[10]建立了反映复合土工膜应变集中的“周边膜”单元的几何与物理描述方法，并将其本构关系及位移模式植入三维有限元程序，对典型工程复合土工膜应变集中部位的应变状态进行了计算分析。徐晗等[11]总结了现有的土工膜数值模拟方法,在三维有限元计算中采用薄膜单元来模拟土工膜，开展了高土石围堰复合土工膜防渗三维有限元分析。

以上研究为揭示防渗结构软硬交界区域复合土工膜的受力变形机理奠定了良好的基础。然而离心模型试验开展成本较高，试验周期长，数值计算又没有考虑不同的连接型式。因此，本文依据复合土工膜的受力特点，利用低摩阻叠环式双向静动剪切试验机，构建复合土工膜与防渗墙接头的结构模型。考虑土工膜无伸缩节、普通竖向伸缩节和U型槽伸缩节3种连接型式，开展复合土工膜与防渗墙锚固连接的大型剪切试验，揭示复合土工膜的受力性状和联接部位的破坏机制，研究降低复合土工膜应变集中的膜墙连接型式，为指导围堰防渗体系的设计和施工提供可靠的依据。

2 模型试验

2.1 试验设备

试验设备为长江科学院水利部岩土力学与工程重点实验室自主研制的低摩阻叠环式双向静动剪切试验机[12]。该仪器主要由承载机架、剪切盒、垂直加载装置、水平剪切加载装置、液压系统、计算机控制及数据采集系统6部分组成。仪器尺寸为600 mm×600 mm×600 mm(长×宽×高)，下部剪切盒高240 mm，上部为7层叠环，每层环高30 mm，最大竖向荷载为500 kN，最大水平荷载为1 000 kN，其结构示意图如图1[13]所示。

图1 大型叠环式剪切仪结构示意图[13]Fig.1 Schematic diagram of large-scale laminar-ringsimple shear apparatus[13]

2.2 模型方案

依据复合土工膜的受力特点，利用大型叠环式双向静动剪切试验机，构建复合土工膜与防渗墙接头的结构模型。分别考虑3种连接型式：①无伸缩节；②普通竖向伸缩节；③U型槽伸缩节(U型槽里面填充泡沫)。典型断面示意如图2所示。

图2 模型断面示意图Fig.2 Sketch of cross-section of models

由于复合土工膜与防渗墙之间的不均匀沉降可能达到10 cm 左右量级，为模拟相对沉降，将防渗墙模型置于叠环式剪切仪的下盒，而将带有标示线的复合土工膜置于上盒，分别在复合土工膜及防渗墙上粘贴应变片，如图3所示。考虑到围堰顶距离防渗墙的高度约为15 cm，设置上覆压力300 kPa，移动下盒，使下盒与上盒产生6 cm 的相对位移，观察剪切变形后复合土工膜应变集中发生范围、伸缩节的工作状态、测定土工膜应变时程曲线，土体的应力-应变曲线等，定量分析土工膜应变发生的主要过程。

图3 土工膜监测点布置Fig.3 Layout of model monitoring points

2.3 模型材料

2.3.1 堰体填筑料的模拟

模型所用的填筑材料均采用某围堰工程所用的砂砾石垫层料，要求级配连续，最大粒径20 mm，<5 mm的颗粒含量≥50%，<0.075 mm的颗粒含量≤5%，对其进行相对密度试验，模型制作时，控制其密实度为中密，并尽可能减少上部制样对下部土工膜及其下覆砂砾石料的影响，砂砾石料颗粒分析曲线如图4所示。

图4 砂砾石料颗粒分析曲线Fig.4 Grain size distribution curve of sand gravelmaterial

2.3.2 防渗墙及其与土工膜连接的模拟

本次试验重点不是研究防渗墙的变形，模拟材料可不与原型完全相似，主要考虑与土工膜可牢固连接、具有一定的强度、可产生一定的水平位移而不折断(弹性变形)等。鉴于以上原因，考虑采用薄钢板进行模拟，底部设置6根可伸缩丝杆，其平面尺寸为600 mm×600 mm，可嵌入模型箱中，以达到底部固定的目的。薄钢板上部开槽并沿侧边设置一排螺丝，土工膜嵌入防渗墙的凹槽，并用螺丝固定。防渗墙模型如图5所示。

图5 防渗墙模型Fig.5 Model of cutoff wall

2.3.3 复合土工膜的模拟

本次模型试验中复合土工膜采用两布一膜的结构，其设计参数为抗拉强度>20 kN/m(经向和纬向相同)，伸长率>30%，主膜厚度>0.5 mm，渗透系数为10-11～10-12cm/s。复合土工膜的基本特性参数如表1所示。

2.4 模型制作及试验过程

模型的制作及试验过程见图6，步骤如下：

(1)将预先制好的钢板(防渗墙)放置于模型箱的设计位置，控制干密度为1.95 g/cm3，在两侧分层填筑砂砾石料至15 cm；铺设粘贴了应变片的土工膜，采用夹具进行连接，设置伸缩节，并在侧面将导线引出，在两侧分层填筑砂砾料至44 cm，加上盖板。

表1 复合土工膜基本特性参数Table 1 Basic characteristic parameters of compositegeomembrane

图6 模型制作及试验过程Fig.6 Model preparation and test process

(2)模型制备完成后，在试样顶部施加上覆荷载300 kPa，试样顶部的荷载采用等量分级加载，剪切试验过程中，试样顶部的荷载保持不变。

(3)试样在上覆压力作用下变形稳定后，以1 mm/min的剪切速率剪切，直至剪切变形应达到60 mm，记录土体剪切位移、剪切力和土工膜的应变等随时间变化的数据。

(4)停机，在侧面将模型挖成剖面，观察土工膜运行后的状态，进行记录和拍照。

(5)清理实验室，试验结束。

3 试验结果分析

3.1 无伸缩节连接型

图7为无伸缩节时土工膜应变和周围土体剪应力与剪切位移的关系曲线。由图7(a)可知，随着剪切位移的逐渐增大，土工膜的应变逐渐增大；随着距防渗墙距离的逐渐增大，土工膜的应变逐渐减小。并且在剪切位移从0增大到35 mm的过程中，距离防渗墙5 cm处的应变快速增大至3.5×10-3；当剪切位移为35～60 mm时，应变缓慢增加至最大值4×10-3，土工膜的应变-剪切位移曲线出现上下波动。由图7(b)可知，此时周围土体受到的剪应力也增大至最大值并发生波动变化，土体进入屈服阶段，土工膜发生塑性变形。

图7 无伸缩节时土工膜应变和土体剪应力与剪切位移的关系Fig.7 Relations of strain and shear stress againstshear displacement of soil with no expansion joint

3.2 竖向伸缩节连接型

图8为竖向伸缩节连接时土工膜应变和周围土体剪应力与剪切位移的关系曲线。由图8(a)可以看出，采用竖向伸缩节连接型式后，距离防渗墙5、10、20 cm处土工膜应变随着时间的发展规律与未设置伸缩节时几乎相同，量值与未设置伸缩节相比均有所减小。在剪切位移从0增大到10 mm的过程中，距离防渗墙5 cm处土工膜的应变快速增大至1.8×10-3；当剪切位移为10～20 mm时，应变增加微弱，几乎保持不变，这可能是伸缩节发生出现松动变化引起的。由图8(b)可知，当剪切位移为20～60 mm时，应变缓慢增加至最大值3.5×10-3，土体进入屈服阶段，土工膜发生塑性变形。

图8 竖向伸缩节连接时土工膜应变和土体剪应力与剪切位移的关系Fig.8 Relations of strain and shear stress against sheardisplacement of soil with ordinary vertical expansionjoints

3.3 U型槽伸缩节连接型

图9为U型槽伸缩节连接时土工膜应变和周围土体剪应力与剪切位移的关系曲线。由图9(a)可知，采用U型槽伸缩节连接型式后，土工膜应变随着时间的发展规律与设置竖向伸缩节明显不同；随着剪切位移的逐渐增大，距离防渗墙5、15、25 cm处土工膜的应变先维持在0附近，然后逐渐增大，最大值与设置竖向伸缩节相比明显减小。随着距防渗墙距离的逐渐增大，土工膜的应变逐渐减小，这与设置常规竖向伸缩节的规律是一致的。在剪切位移从0增大到10 mm的过程中，距离防渗墙5、15、25 cm处的应变基本为0，并保持不变，此过程是伸缩节伸展开来的过程，上部土工膜并未发生剪切变形。随着剪切位移的继续增大，距离防渗墙5 cm处的应变开始逐渐增大，最大值为6.51×10-4；由图9(b)可知，随着剪切位移的继续增加，距离防渗墙15 cm和25 cm处先后发生应变并增大至最大值，土体进入屈服阶段，土工膜发生塑性变形。

图9 U型槽伸缩节连接时土工膜应变和土体剪应力与剪切位移的关系Fig.9 Relations of strain and shear stress against sheardisplacement of soil with U-shaped groove expansionjoints

针对复合土工膜与防渗墙的联接型式和铺设方法，依次开展了无伸缩节、普通竖向伸缩节和U型槽伸缩节3组物理模型试验，结果表明：无伸缩节连接时，靠近防渗墙位置土工膜的峰值应变为4×10-3；普通竖向伸缩节连接时，相同位置处土工膜的峰值应变为3.5×10-3，峰值应变降低12.5%；设置U型槽伸缩节后峰值应变为6.51×10-4，与未设置伸缩节相比，峰值应变降低83.7%，土工膜的峰值应变有了较大程度降低，设置U型槽伸缩节可有效改善土工膜局部变形。

4 结 论

依据复合土工膜的受力特点，利用采用自主研制的大型叠环式剪切仪，构建复合土工膜与防渗墙接头的结构模型，开展了复合土工膜与防渗墙连接的大型剪切试验，基于土工膜与堰体材料之间的相互作用，揭示了土工膜的受力和破坏机理，研究降低复合土工膜应变集中的膜墙连接型式，所得主要结论如下：

(1)无伸缩节、普通竖向伸缩节和U型槽伸缩节3种连接型式均有如下规律，即随着剪切位移的逐渐增大，土工膜的应变逐渐增大；随着距防渗墙距离的逐渐增大，土工膜的应变逐渐减小。

(2)无伸缩节、普通竖向伸缩节和U型槽伸缩节3种模型土体的应力-应变关系演化趋势基本一致，峰值应力变化不大。

(3)无伸缩节、普通竖向伸缩节和U型槽伸缩节3种连接型式下靠近防渗墙位置土工膜的峰值应变分别为4×10-3、3.5×10-3、6×10-4。普通竖向伸缩节连接时，相同位置处土工膜的峰值应变降低12.5%；设置U型槽伸缩节后，峰值应变降低83.7%。无伸缩节时连接部位土工膜应力集中更为明显，容易发生撕拉破坏；普通竖向伸缩节连接型峰值应变较之前者有一定程度降低，但也存在伸缩节难以打开的情况；U型槽伸缩节连接型峰值可以较大程度降低土工膜的峰值应变，伸缩节容易拉开，U型槽伸缩节连接型式可以有效解决复合土工膜在防渗墙接头处的应变集中问题。