振动作用下土钉-粉土界面受力特性模拟试验研究

郭院成,呼延安娣,彭 飞,吴 昊,李永辉

(1. 郑州大学 土木工程学院,河南 郑州 450001; 2. 机械工业第六设计研究院有限公司,河南 郑州 450000)

0 引言

土钉(土钉墙和复合土钉支护)广泛应用于基坑工程之中,当基坑周边存在振动作用时,如打桩施工,对土钉承载性能将产生不利影响[1],引起基坑变形增加,甚至发生基坑边坡失稳破坏。

关于振动对土钉支护体系的影响问题,目前学者大多集中于动力稳定性、变形和动力响应特性分析等方面。李英俊等[2]研究了地震作用下土钉支护结构安全性问题;张明聚等[3-4]通过振动台试验,研究土钉支护结构体系的抗震性能和动力响应特征及规律;唐文彪[5]通过室内模型试验研究表明在强振动作用下,土钉支护的面板位移显著增大;祝方才等[6]分析了循环荷载作用下土钉轴力、面板位移和加速度以及地表沉降的累积效应。

土钉承载性能由土钉与土体界面(钉-土界面)剪切性状决定,静力条件下土钉拉拔试验及钉-土界面剪切试验研究较为成熟[7-8]。而振动对土钉与土体相互作用影响的研究较为缺乏,吴昊[9]通过模型试验分析了不同振动条件对钉-土界面强度的影响,本文在此基础上,控制上覆压力和粉土含水量等影响因素,进一步开展振动作用下土钉界面剪切受力模拟试验,探究不同土层应力及含水状态下钉土界面剪切作用的振动影响规律,以期为振动作用下土钉承载力量化计算及土钉类基坑支护安全分析与控制提供支撑。

1 模拟试验方案

1.1 试验用土

试验土样来自河南郑州市东部某基坑工程,土样的基本物理性质见表1,颗粒级配曲线如图1所示。配置含水量为10%、13%和16%的三组粉土,通过直剪试验,得到三种含水率下粉土的黏聚力及内摩擦角,见表2。

表1 试验土样的基本物理性质指标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

图1 土样颗粒级配累计曲线Fig. 1 Particles size distribution of the silty soil

1.2 模拟试验平台

此次模拟试验平台如图2所示,包含模型箱、加载反力架、加载系统及振动作用模拟设备等组成。其中:模型箱尺寸为400 mm×600 mm×850 mm(长×宽×高),箱体四壁为6 mm厚的高强度钢板,左右两侧预留直径140 mm的圆孔放置土钉,土钉与侧壁圆孔间采用橡胶密封环密封,避免加载过程中土体挤出,箱体内壁贴聚乙烯薄膜以减小箱壁摩擦力和刚性边界对波的反射作用[10]。竖向加载由加载板与反力架间的自带压力补偿的千斤顶提供;水平拉拔荷载由夹持在贯穿土钉模拟构件(铝管)的丝杆的穿心千斤顶施加。

图2 试验平台Fig. 2 Test platform

采用YZU系列三相380V异步振动电机作为激振器模拟施工振动,如图3所示。激振器设置于地面,距离模型箱约1m,激振力大小由两转子间夹角决定,振动频率由变频器调节。

图3 激振器Fig. 3 Vibration exciter equipment

根据现场采集的施工时振动加速度时程曲线图可知:振动主要频率约在4～50 Hz,峰值频率约在10 Hz,加速度幅值均小于0.1 g。为模拟实际施工振动作用,控制激振器使其对土体产生振动的加速度小于0.1 g,并根据韩京燕等[11]提出的计算公式,调节激振器,设定最大激振力为8 kN,最大振动频率为10 Hz。

竖向加载量由千斤顶下压力传感器测控,并预埋土压力盒量测核定箱内土体竖向应力;水平拉拔力由加载系统控制,拉拔位移由构件端头和千斤顶活塞处布置的位移计测定;此外,试验过程中,设置振动采集仪,进一步获取模型箱内土体振动信息。试验加载控制及数据量测仪器布置如图4所示。

图4 试验加载控制及数据测量仪器布置图Fig. 4 Layout of test load controlling and measuring instruments

1.3 模拟试验平台

实际工程中:土钉钻孔直径约为100 mm,通常采用直径18～25 mm的HRB400钢筋、以水灰比0.5的水泥浆灌注成型;弹性模量约为20 GPa。基于模量等效原则和试验的可行性,土钉的模拟构件采用空心铝管,长700 mm,外径100 mm,厚度5 mm;构件与土体的有效接触长度为400 mm,且在410 mm长度范围内的构件表面进行凿刻和粘砂处理,以模拟土钉与土体接触面的粗糙程度。模型土钉如图5所示。

图5 土钉模拟构件实物图Fig. 5 Simulation component of the soil nailing

1.4 试验方案与过程

此次试验进行土钉模拟构件(铝管)静力拉拔试验和振动作用下拉拔试验。通过静力拉拔试验获得构件的极限拉拔荷载及钉-土界面拉拔剪切性状;在此基础上,根据静力极限拉拔荷载分级设定拉拔力,并施加振动作用,研究不同拉拔受力状态下振动对钉-土界面剪切作用的影响。试验方案概况见表3。

表3 试验方案概况表Table 3 Overview of the tests

静力拉拔试验共进行9组,其中土体含水量分别为10%、13%和16%;上覆荷载分别为10 kPa、50 kPa和100 kPa。试验过程如下:(1)空拉构件,确定构件与箱体侧壁圆孔的摩擦阻力。(2)填土。分层填土和压实,填土时分层处进行刮毛处理,并按预定位置设置土压力盒。(3)施加上覆荷载。填土完成静置一段时间后,按设计加载量分级施加上覆荷载。(4)施加拉拔荷载。上覆荷载下竖向变形稳定后,采用慢速维持荷载法进行拉拔试验,分级施加的拉拔力为0.1 kN,拉拔位移无法稳定时终止试验。

振动作用下拉拔试验,包括振动拉拔试验和极限拉拔力试验,其构件设置、填土及上覆荷载施加均与静力拉拔试验相同,根据静力拉拔试验结果,设计并施加不同水平拉力,变形稳定后,施加振动作用,记录随振动时间增长土钉拉拔力变化数据,当拉力计示数稳定后,终止试验。

试验过程照片如图6所示。

图6 试验过程Fig. 6 Test process

试验通过振动数据采集仪TROMINO,采集振动时间为2min时,不同初始剪应力下的加速度时程数据,绘制出加速度时程曲线图,如图7所示。

图7 振动加速度时程曲线Fig. 7 Vibration Acceleration Time-History Curve

2 试验结果与分析

2.1 钉-土界面拉拔剪切受力性状

图8为静力拉拔试验钉-土界面剪应力(拉拔力与界面面积的比值)与拉拔位移关系曲线。由图8可知:在拉拔试验初始阶段,钉-土界面剪应力随拉拔位移的增大呈非线性增大,当钉-土间相对位移达到一定值后,钉-土界面的剪应力随拉拔位移的增大趋于稳定,这与YIN等[12]的相关试验规律一致。上覆荷载的增加提高了土与土钉界面的相互作用强度,使得钉-土界面最大剪应力及对应的拉拔位移均随上覆荷载的增加而增大。此外,随着土体含水率的增加,土体强度降低,钉-土界面咬合摩擦作用减弱,且剪切作用影响范围减小[13],使得钉-土界面剪切应力明显下降,最大剪应力对应的拉拔位移亦有所减小。

图8 静力拉拔试验钉-土界面剪应力与拉拔位移曲线Fig. 8 Shear stress and displacement curve of nail-soil interface in static pullout test

根据钉-土界面峰值剪应力与上覆荷载的关系,由摩尔-库仑强度准则拟合得到钉-土界面的黏聚力c和摩擦角φ,两者随粉土含水量变化曲线如图9所示。由图可知:随着粉土含水量的增大,钉-土界面黏聚力c和摩擦角φ均近似呈线性减小趋势,分析认为:土体含水量增大,土颗粒中弱结合水增多,颗粒间分子引力减弱,土体黏聚力降低。此外,非饱和粉土含水量增大导致土体内孔隙间出现自由水,土颗粒间及土与结构接触面的作用强度减小,也会引起黏聚力的下降[13]。同时,土体孔隙内水含量增多,水分子在土颗粒表面的润滑作用加强,使得钉-土界面的摩擦角减小[14-15]。

图9 静力拉拔试验钉-土界面剪切强度指标与含水率量曲线Fig. 9 Shear strength index and water content curve of nail-soil interface in static pullout test

2.2 振动对钉-土界面拉拔剪切受力的影响

图10为振动作用下,当含水率为10%、13%和16%时钉-土界面剪应力变化曲线。由图可知:曲线整体呈非线性变化,振动前期土钉端部拉拔力衰减速率较快,振动20min后衰减速率逐渐减慢;同一振动时间下,土体含水量越高,钉-土界面处剪应力值衰减变化越大。究其原因:伴随着振动作用的持续施加,振动能量不断累积,引起土体扰动损伤程度增加,土体强度降低,土颗粒间库仑摩擦消耗的能量减少[16]。此外,振动作用使得钉-土接触面附近土体松动,并发生结构性损伤和破坏,导致钉-土界面摩擦力和黏聚力降低[17];持续振动造成土颗粒间的胶结作用破坏,界面剪切对土体的影响范围变小,亦使得钉-土界面剪切强度下降[18]。在相同振动时间下,随着含水量的增大土体耗散能量增多,土体强度减弱且变形能力增强[19],加之钉-土界面处水分振动聚集效应引起的润滑作用加剧,使得钉-土界面剪应力衰减越发显著。

图10 不同含水量下钉-土界面剪应力随振动时间变化曲线(OP=100kPa)Fig. 10 Curves of nail-soil interface shear stress under different water contents (OP=100kPa)

含水率为13%,上覆荷载分别为10kPa、50kPa和100kPa时钉-土界面剪应力随振动时间变化曲线,如图11所示。由图可知:不同上覆荷载作用下钉-土界面剪应力随振动时间亦呈现非线性变化衰减趋势, 且衰

图11 不同上覆荷载下钉-土界面剪应力随振动时间变化曲线(w=13%)Fig. 11 Curves of nail-soil interface shear stress under different OP (w=13%)

减幅度随振动时间增加逐渐减小。在相同振动时长下,上覆荷载越大,钉-土界面处剪应力值变化幅度越小,这与SUKMAK等[20]和CHU等[21]等进行的相关试验研究规律相符;其原因可能是在同一激振力下,上覆荷载越大,所采集的振动加速度相对越小,钉-土相互作用受振动影响越小[9];此外,上覆荷载的增大,土钉和土体的结合更加紧密,钉土间相互作用加强,抵抗振动损伤效应相对增强,进一步降低了振动作用对钉-土界面剪应力衰减的影响。

2.3 界面剪切强度的影响规律

图12为不同上覆荷载下钉-土界面最大剪应力(界面剪切强度)随振动时间的变化曲线。由图可知:钉-土界面剪切强度随振动时间的增加不断衰减,振动初期界面剪切强度变化幅度较大,随着振动时间的增加界面剪切强度的衰减幅度减小。振动使钉-土界面土体发生结构性的破坏,且振动时间越长引起的土体损伤越多,钉土间相互作用减弱,钉-土界面剪切作用强度降低,最大剪切应力逐渐减小;随着振动作用对粉土及钉-土界面扰动累积,逐步达到该振动强度下的完全损伤状态,钉-土界面剪切强度的衰减随振动时间增加逐渐趋于平缓。从试验结果上看:振动作用下钉-土界面剪切强度衰减可达40%以上。与前述不同钉-土界面剪切应力下(不同初始拉拔应力作用下)振动作用影响规律相同,粉土含水率越大,钉-土界面剪切强度的衰减幅度越大,上覆荷载越大,钉-土界面剪切强度衰减幅度越小。

图12 不同OP下钉-土界面最大剪应力随振动时间变化曲线Fig. 12 Maximum shear stress-vibration time curves under different OP

参考钉-土界面静力拉拔试验处理方法,采用摩尔-库仑强度准则拟合得到振动作用下钉-土界面强度指标,进而绘制强度指标(黏聚力c和摩擦角φ)衰减比随振动时间增加变化曲线,如图13所示。由图可知,随振动时间的增加,钉-土界面黏聚力c前期衰减显著,振动20min后,衰减比呈现基本稳定的趋势;粉土含水量越大,钉-土界面黏聚力衰减比越大。钉-土界面摩擦角φ的衰减随振动时间增加衰减程度增长较快,振动初期不同含水率对应的衰减差异较小,随着振动时间的增长,土体含水量越高,界面摩擦角衰减比增量越显著,但从变化趋势上看:振动时间达到30min后,界面摩擦角衰减比增长趋于平缓。对于粉土而言,其含水率对钉-土界面黏聚力衰减的影响比摩擦角更显著。

图13 不同含水率下钉-土界面强度指标衰减比随振动时间增加变化曲线线Fig. 13 Attenuation ratio diagram of c and φ of nail-soil interface with vibration time under different soil moisture content

3 结论

通过室内土钉与粉土界面静力拉拔及振动作用下拉拔模拟试验,研究不同土层应力和土体含水率条件下,振动对钉-土界面受力性状的影响。根据试验结果,得到以下结论:

1)振动作用下,钉-土界面剪应力呈现非线性衰减趋势,剪应力越大,衰减量越大;振动初期,界面剪应力降幅较大,随着振动时间增加,界面剪应力降低趋势逐渐收敛。振动作用引起土体及钉-土界面扰动损伤,钉-土界面摩擦角和黏聚力均出现降低现象,界面剪切强度显著降低。

2)在土体含水率和振动时间相同时,上覆荷载越大,钉-土界面剪应力越大,较大的上覆荷载使钉土间相互作用加强,有助于降低振动作用的影响。

3)粉土的含水率对钉-土界面受力特性的影响较为显著,上覆荷载和振动时间相同时,含水率越大,钉-土界面剪应力越小。土体含水率的增大,钉-土界面黏聚力与摩擦角振动衰减比增加,界面剪切强度降幅越大。在振动作用下,土体含水率对钉-土界面剪切受力的影响较静力条件下更为显著。