土工格室加筋砂土大型动三轴试验研究

2022-04-13宋飞陈旺盛

铁道科学与工程学报 2022年3期

宋飞，陈旺盛

(长安大学公路学院，陕西西安 710064)

随着公路铁路等级的提高，由列车提速、汽车载重及轴重的增加等因素引起的动力荷载也不容忽视，这类荷载有一定的循环作用周期，循环往复荷载可减小土的刚度，使路基产生过大的累积沉降。而加筋土技术由于具有限制土体水平变形和竖向沉降、提高土体承载能力和稳定性等优点，在土木工程中已得到广泛应用。土工格室作为一种三维立体土工合成材料，伸缩自如，运输方便，使用时张开并充填土石料，构成具有强大侧向限制和大刚度的结构体。但是循环往复荷载下土工格室的加固效果尚无系统研究。本文的研究目标是探索循环往复荷载下，采用土工格室加固后土的刚度的提高幅度和累积塑性变形的减小程度。针对加筋土的静力特性一些学者已经开展较为深入的研究[1-3]，在加筋土动力特性研究方面也取得了部分成果。王家全等[4]对循环荷载下的加筋砾性土填料进行动三轴试验，研究加筋层数和围压对加筋砾性土动力特性的影响，并进一步分析了加筋砾性土轴向累积应变发展机制，建立了反映加筋层数的加筋砾性土轴向累积应变预测模型。徐望国等[5]采用大型三轴试验研究了土工格栅加筋软岩粗粒土路堤填料的强度变形特性及加筋效果，试验结果表明加筋作用在轴向应变水平较低时不显著，随着轴向应变的增大，材料的加筋作用逐渐发挥，填料在加筋前后的内摩擦角基本相同，加筋后黏聚力有所增加。MAHER 等[6]对非定向纤维加筋砂土和素砂开展了循环三轴剪切试验，研究认为纤维筋材的加入改善了砂土的动力特性，纤维掺入量与固结围压都是影响加筋土动弹性模量及动阻尼比的重要因素。李丽华等[7]采用大型动三轴试验研究分析了砂土、建筑垃圾土轴向累积变形及不同加筋形式下建筑垃圾土超静孔隙水压力发展规律、动应力-动应变和动弹性模量，并对轮胎加筋建筑垃圾土作用机制进行探讨。高昂[8]采用室内模型试验研究了不同加筋工况下土工格室加筋路堤在静荷载下的极限承载力、长期循环荷载作用下的变形和极限承载力以及分级循环荷载下的竖向和侧向累积变形的变化规律，并对比分析了分级循环荷载、固定振幅循环荷载及静载作用下的加筋路堤的力学行为。PINCUS等[9-11]采用大型三轴及常规三轴试验研究了静荷载作用下土工格室加筋砂土的应力应变响应及其影响因素，包括填土密度、格室的刚度和强度、三轴试样的高径比等，揭示了土工格室的约束效应和加固机理。在分析格室加筋土三轴试验结果的基础上，SONG 等[12]采用增量法推导了单个土工格室加筋土应力应变响应计算模型，在此基础上提出了格室加筋土等效强度和等效刚度计算方法，采用加筋土三轴试验验证了所提理论计算方法的有效性，并进行了参数分析。MENGELT 等[13]的循环三轴试验结果表明，土工格室加筋粗粒和细粒填料的回弹模量分别提高约1.4%～3.2%和16.5%～17.9%；格室侧限约束作用可显著减小塑性永久变形。综上所述，国内外学者对加筋土动力特性的研究大多是针对平面土工合成材料展开，而关于土工格室加筋土在动力荷载下的特性研究仍然十分匮乏，故有必要对循环荷载作用下土工格室加筋土的力学响应行为进行更深入研究。本文以PET土工格室为加筋材料，进行格室加筋土的系列动三轴试验，研究土工格室加筋对砂土动应力应变关系、滞回圈和动模量的影响规律，揭示动荷载作用下土工格室对填料的加固机理，为循环荷载作用下土工格室加筋土结构的动力响应分析提供理论依据。

1 试验装置及试验内容

1.1 试验设备

试验设备采用的是DJSZ-150 大型动静三轴剪切仪，该仪器主要由灵敏计算机、动静轴压施加系统、注水压力室、反压稳定系统、围压控制模块、试验操作程序以及数据自动化储存模块等组成。基本技术指标为：最大轴向动载为300 kN，最大围压为3 MPa，动载频率调节范围为0.01～5 Hz，可施加波形为方波、三角波、正弦波、任意周期波。

1.2 试验材料

1.2.1 砂土

试验采用福建标准砂，由筛分试验测定砂土的主要粒径如图1 所示，其粒径集中在0.5～2 mm，曲率系数Cs=0.95，不均匀系数Cu=1.84。本此试验中素砂和加筋砂土试样的相对密度为90%。

图1 福建标准砂颗粒级配曲线Fig.1 Gradation curve of Fujian standard sand particle

1.2.2 土工格室

本试验使用的土工格室原材料为PET(聚酯)，考虑到三轴试验中方形格室无法包裹整个圆柱形试样，而造成试样横截面上应力分布不均匀，本研究借鉴PINCUS 等[9-10]的研究经验加工制作圆形格室，直径约为297 mm，厚度约为0.6 mm，高度约为100 mm。格室条带拉伸曲线见图2。

图2 格室条带拉伸曲线Fig.2 Cell strip stretch curves

1.3 试验方案

本试验方案设计基于《土工试验规程》(SL 237—1999)[14]的振动三轴试验部分，参考借鉴孙德安等[15-16]试验方案。采用干砂制作试样，如图3 所示。素砂试样直径300 mm，加筋土试样直径297 mm，高度均为600 mm，高径比约为H/D=2.0，固结应力比Kc为1.0，采用应力控制循环加载方式。围压分为300 kPa和500 kPa 2个等级，试验中每级循环5次，逐级增大动应力幅值，其中各级动应力幅值σd分别为40，80，120 kPa，动荷载作用频率为0.1 Hz，循环荷载加载波形选用三角波。

图3 土工格室加筋土大型三轴试样Fig.3 Large-scale triaxial specimen of geocell-reinforced soil

1.4 试验过程

本试验通过干装法进行分层击实装样。各工况下的试验过程基本类似，主要步骤可分为5步进行：1) 对试验用砂进行筛分；2) 将素砂及加筋土等分填充6层，并分层压实，把击实次数和试样质量作为控制指标来保证试样有相同的密实度，每层高度由直尺控制到10 cm；3)装样结束后封闭压力室，然后压力室通水；4) 采用固结比Kc=1.0 的等向固结模式进行试样固结；5)试样固结完成后，开始施加循环荷载，相关动力参数通过各工况试验条件参数来确定。在循环荷载施加过程中，循环荷载及试样轴向变形随循环次数的变化规律由压力传感器和位移传感器进行量测。参照《土工试验规程》(SL 237—1999)[14]，当试样轴向累积变形达到其初始高度5%时，停止试验。

2 试验结果分析

2.1 动应力应变关系分析

为了对素砂和格室加筋土进行动应力应变变形研究，试验对试样施加分级循环荷载，每级循环荷载加载5 个周期。图4 给出了素砂和格室加筋土在围压500 kPa 下的动应力-动应变曲线。由图4可知，在加载初始阶段，素砂和格室土的累积变形较小，动应力应变曲线差别较小，随着动荷载幅值的增加，每级动荷载下的塑性累积应变也在加大，素砂和格室土的动应力应变曲线的差异逐渐增加，对于达到同样的轴向变形，格室加筋土的动应力幅值明显大于素砂土。

图4 素砂和格室加筋土的动应力-动应变Fig.4 Dynamic stress-dynamic strain of plain soil and cell-reinforced soil

对比分析图4(a)和4(b)，素砂在加筋后滞回圈间距逐渐变小，滞回圈的分布由疏松变得紧密，表明由于格室的约束作用，累积塑性变形有明显减小，这与MENGELT 等[13]的研究结果是一致的。格室土的曲线斜率远大于素砂，表明在素砂中设置土工格室后，土的动模量显著提高，土的整体刚度增大。

由图4 发现，当围压为500 kPa 时，素砂动应变为0.010，0.015，0.020，0.025 和0.030 时对应的动应力幅值分别为840，1 080，1 200，1 260 和1 400 kPa。与素砂相比较，格室土动应变为0.010，0.015，0.020，0.025 和0.030 时对应的动应力幅值分别为1 080，1 320，1 640，1 920 和2 080 kPa，砂土在格室加筋后动应力的幅值分别提升了28.6%，22.2%，36.7%，52.4%和48.6%，说明土工格室的加筋作用能够使素砂抵抗更大的动应力幅值。且当动应变较小时，格室的加固效果不明显，随着累积变形的增加，格室加筋土所能承受的动应力幅值较素砂有显著提高。

2.2 塑性累积变形分析

图5 中不同围压下εp-σd关系曲线反映了轴向累积塑性应变εp随动应力幅值σd的发展规律。从图5可以看出，不同围压下素砂与加筋土的累积塑性应变的发展趋势是一致的，累积塑性变形在动应力水平较低时发展缓慢，随着动应力幅值的增高，塑性变形迅速发展。与围压300 kPa 相比，当围压增大至500 kPa，εp逐渐减小，且其曲线逐渐放缓。围压对素砂和加筋土εp均有一定影响，提高围压可有效控制土体的轴向累积变形。围压相同的条件下，加筋土的曲线低于素砂的曲线，以围压500 kPa为例，在动应力幅值分别为200，400 和600 kPa时，素砂的轴向累积应变分别为0.001 79，0.008 83和0.020 93，而加筋土的轴向累积应变分别为0.001 69，0.006 02 和0.011 37，素砂在加筋后轴向累积应变分别减少了约5.6%，31.8%和45.7%。说明土工格室加筋可以有效提高土体的刚度，减小永久变形，且动应力较大时，土工格室的加筋作用更加明显，这是由于随着动应力幅值的增大，累积变形逐渐增加，使得格室内力增大，从而导致其对填土的约束围压也增大。

图5 素砂及加筋土各围压累积应变-应力幅值曲线Fig.5 Curves of cumulative strain-stress amplitude for plain sand and reinforced soil under confining pressure

2.3 滞回曲线对比分析

土的动力响应行为特征及结构体系能量损散等决定着滞回曲线的形状。为更深入了解素砂和格室加筋土在动荷载下的应力-应变发展规律，本文对围压300 kPa 及500 kPa 下的素砂和格室土加筋土在不同动应力幅值下的滞回圈进行分析，研究加筋材料和固结围压对滞回曲线的影响。

如图6所示，同一级应力循环下，素砂的滞回圈之间的间距较大，排列稀疏，而格室土的滞回圈之间的间距较小，排列紧密。300 kPa 围压下，由于土体在循环荷载作用下，试样高度发生压缩，侧向发生膨胀，横截面积增加，导致实际动应力幅值可能会减小，此处的480 kPa 和500 kPa 均选取为试验实测值，其动应力幅值相差较小，故可近似对比2个幅值下滞回圈的差异。此时素砂的动应变增量为0.004 2，格室加筋土的动应变增量为0.000 7，由于格室的约束作用，动应变增量减少了约83.3%；500 kPa 围压下，动应力水平幅值均为500 kPa 时，素砂在加筋后动应变增量由0.001 1减少至0.000 6，动应变增量减少了约45.5%。由此可见，在动应力幅值水平较为接近时，格室加筋作用提供的约束围压可有效增加填土的刚度，大幅度减小其塑性变形；与高围压相比，低围压下格室加筋对于塑性变形的减小效果更为显著。此外，还可以看出，当动应力幅值为500 kPa 左右，素砂在围压由300 kPa 增加到500 kPa 后动应变增量由0.004 2 减少至0.001 1，减少幅度为73.8%，而格室加筋土的动应变增量由0.000 7 减少至0.000 6，减少幅度为14.3%，说明围压对滞回曲线的发展有一定影响，围压的提高对素砂的影响较大，对格室土的影响较小。

图6 素砂与格室加筋土不同动应力幅值下滞回曲线Fig.6 Hysteresis curves of plain soil and cell reinforced soil under different dynamic stress amplitude

2.4 动模量对比分析

土的动模量是研究土动力特性的重要参数。为方便比较加筋材料对动模量的影响差异，从2种材料的滞回曲线中选取了典型的滞回圈，如图7所示。可看出PET 加筋土、素砂滞回圈的倾斜角度依次减小，所需施加的动应力幅值依次减小。在围压300 kPa 作用下，动应变水平基本相同的情况下，素砂的动应力幅值为394 kPa，动模量为307 MPa，格室土的动应力幅值为618 kPa，动模量为490 MPa，由此可见加筋后填料动模量的增幅约为59.6%。因此与未加筋相比，PET 土工格室加筋土能够承受更大的动应力幅值，表明土工格室的加固作用可明显增大填料的刚度，提高土体的动模量。

图7 σc=300 kPa，动应变水平相同时各加筋材料的滞回圈Fig.7 Hysteresis loop of each reinforced material when the dynamic strain level is the same when σc is 300 kPa

图8给出了不同围压下动弹性模量随动弹性应变的变化发展规律，由图8可知，动弹性应变水平较低时，素砂和格室加筋土的动弹性模量差别较小，随着动弹性应变的增大，素砂和格室加筋土的动弹性模量出现不同的发展趋势：素砂的动模量随动应变增加逐渐减小；而在一定的应变范围内，格室加筋土的动弹性模量随动应变增加呈增长趋势。但素砂和格室加筋土的动模量均随围压的增大而增大。分别以围压300 kPa 和500 kPa 下素砂的最大动弹性模量为参考值，PET加筋土最大动弹性模量分别提高了27.5%和20.57%。这说明随着固结围压的提高，格室加筋对于动模量的提高幅度有所减小。