Large-scale triaxial wetting deformation tests and laws of gravelly soil core materials
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摘要: 蓄水湿化变形一直是制约高土石坝长期安全运行的技术难题,为此开展了筑坝堆石料的湿化变形试验,却极少针对砾石土心墙料进行湿化变形试验,这主要是受限于目前的砾石土料试验技术手段而难以开展试验研究。采用在大尺寸砾石土料试样中设置砂芯增加进水通道、缩短湿化路径的方法,可以解决砾石土心墙料的湿化变形试验所需时间较长、样品不能充分饱和等技术难点,实现砾石土心墙料的大三轴湿化变形试验。开展的砾石土心墙料的单线法湿化变形试验成果表明,砾石土心墙料存在明显的湿化变形现象,轴向湿化变形、体积湿化变形与围压、应力水平等密切相关,湿化变形与应力水平关系,在围压较小时随应力水平的增加而增加,在围压较大时随应力水平的增加而减小,关系曲线呈现明显的分叉现象,湿化变形与围压关系基本呈现先增加后减小的规律,与堆石料的湿化变形规律相比较,砾石土心墙料的湿化变形规律更加复杂。Abstract: Wetting deformation of water storage has always been a technical issue that restricts the long-term safety operation of high earth-rockfill dams. The wetting deformation tests have been commonly carried out for rockfill materials, but seldom for gravelly soil core wall materials, which is mainly because it is difficult to carry out experimental studies due to the current testing techniques of gravel soil materials. By setting sand cores in large-scale gravelly soil samples to increase the water inlet channel and shorten the wetting path, the technical difficulties such as the long time required for the wetting deformation tests on gravelly soil core materials and the insufficient saturation of samples can be solved. Then the large-scale triaxial wetting deformation tests on gravelly soil core materials can be conducted successfully. The wetting test results show that there is obvious wetting deformation phenomenon in gravelly soil core wall materials. The axial and volume wetting deformations are closely related to the confining pressure and stress level. The relationship between the wetting deformation and the stress level increases with the increasing stress level when the confining pressure is small, and decreases with the increasing stress level when the confining pressure is large. The relationship between the wetting deformation and the confining pressure basically shows the deformation tendency of increasing first and then decreasing. Compared with that of rockfill materials, the wetting deformation tendency of gravelly soil core materials is more complex.
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0. 引言
预应力锚固技术具有对岩（土）体扰动小,施工快捷,安全可靠,经济高效等优点,已成为高边坡、大跨度地下洞室以及深基坑等重要岩体结构的首选支护处理手段,预应力锚固技术应用越来越普遍[1-3]。如在长江三峡水利枢纽船闸高边坡加固工程中,共使用了1000～3000 kN的预应力锚索4000多根,极大保证了边坡的稳定性[4],与边坡形成了一个整体。加强锚索的应力监测不仅可以直接测得锚索本身的受力情况,还能了解加固体整体运行状态,为边坡、地下工程等加固对象的长期安全运行提供重要支撑,锚索应力监测一直是岩土工程研究的重点问题[5]。与锚索大量应用和应力监测重要性不匹配的是,锚索中间部位（内部）应力监测缺乏有效技术手段[6]。
目前,岩土工程中常用的锚索索力测量方法主要有压力表测定法、电阻应变片监测法、振弦测力传感器法、振动频率法、测力环测法、磁通量法等[7]。压力表测定法在高压环境下,指针震动激烈,误差较大；电阻应变片监测法的监测结果易受外界环境的影响；振弦测力传感器零漂及长期测值漂移较大；震动频率法的测量结果不够精确；测力环测法安装繁琐、操作不便；磁通量法响应较慢,不易获得动态参数[8-9]；这些方法难以实现锚索内部应力监测。付文光等[10]、孙东亚等[11]和安新赞[12]都提出将光纤与锚索耦合的分布式监测形式,但锚索在实际工程中受力会有较大变形,光纤为脆性材料可能无法适应,而且锚索全长与光纤完全耦合也较难实现。已有研究成果表明,由于锚索线性索状的特征结构,很难直接通过其表面应变直接监测锚索应力；并且,锚固工程绝大多数属于隐蔽工程,锚索赋存于岩体内部,运行工程地质环境复杂,这种复杂地质环境和特殊结构使得锚索中间部位的应力监测变得十分困难。
针对锚索中间部位（内部）应力监测的不足,本文研发并测试了一种新型预应力锚索中间部位（内部）应力监测结构,通过挤压握裹方式实现应变体与锚索咬合形成一体协调变形,解决了索体非光滑平整面监测设备无法在上面固定的难题,并能够适应索状结构大变形的特点,为锚索中间部位（内部）应力监测提供有效技术手段。
1. 监测结构原理及结构设计
新型预应力锚索内部监测结构的监测原理是：在索状结构锚索特定部位通过挤压握裹形成柱状的等效应变体,应变体与锚索握裹效果足够好时通过测定应变体表面应变就可得到锚索所受轴力。数值解结果如图1所示：①不同锚索轴力条件下应变体变形分布规律一致,量值与锚索轴力呈线性相关,可通过应变体应变计算锚索轴力；②不同位置应变体表面呈现两端小中间大的应变分布特征,在实际运用中应统应变测量位置,进行标定后使用。
基于上述原理从材料选择、监测结构与锚索耦合方法和几何尺寸等指标进行设计：①通过调研和力学特性试验测试,监测结构材料选用了20CrMnTiH钢材,该材料与锚索的主要材料特性参数相近（如表1所示）,这种几乎相同的弹性模量可以更好保证监测结构与锚索协调变形。②监测结构与锚索的耦合方式采用穿心千斤顶挤压握裹,在挤压过程中20CrMnTiH钢材与锚索之间增加四角剪力弹簧加强监测结构与锚索之间的耦合效果,如图2（a）所示。③为满足监测需要,并减少监测结构对锚索本身结构特征的影响,通过优化设计确定监测结构应变体的几何特征,如图2（b）所示,按常用锚索长度30～60 m计算监测结构的长度与锚索总长度的比值不超过0.2%,不影响锚索大变形条件下的几何结构特征,并为分布式内部应力监测提供了条件。
表 1 材料基本参数Table 1. Basic parameters of materials材料 抗拉强度/MPa 屈服荷载/ kN 破坏荷载/ kN 伸长率/% 锚索 1860 234.6 260.7 3.5 监测结构 1080 234.6 207.0 10.0 2. 试验及成果分析
2.1 试验方案
为测试新型预应力锚索内部监测结构的可行性,设计了破坏性张拉试验和反复张拉试验,试验设备如图3所示。破坏性张拉试验,手动控制以约1 kN/s的速度加载直至锚索破坏；反复张拉试验,手动控制以约1 kN/s的速度加载至指定荷载,以约2 kN/s的速度卸载,如此反复循环直至满足设计方案要求,反复张拉试验方案如表2所示。
表 2 多级荷载循环加卸载试验表Table 2. Loading and unloading tests under multi-level loading cycles加载顺序 加载值/ kN 加载次数 加载顺序 加载值/ kN 加载次数 1 120 20 6 150 10 2 150 10 7 120 10 3 180 10 8 150 10 4 220 10 9 180 10 5 180 10 10 220 10 2.2 破坏性张拉试验结果分析
破坏性张拉试验过程曲线、破坏后锚索和监测结构情况如图4所示。试验结果表明锚索轴力达到屈服荷载（230 kN）前,锚索轴力与监测结构应变同步变化,线性相关系数为0.979,锚索轴力与监测结构应变之间有良好的相关性；锚索轴力超过屈服荷载后,锚索出现塑性变形,锚索编索结构开始发生破坏,监测结构与锚索之间的咬和程度降低,监测设备应变逐渐减小,锚索轴力与监测设备应变不同步；当锚索轴力达到极限荷载时,锚索轴力和监测结构应变均回到零点；锚索张拉破坏后监测结构与锚索结合良好,未发现脱离现象,钢绞线本身7根钢丝松散,结构完全破坏。
结合锚索受力特征和实际工程中锚索轴力主要工作范围可知,加工监测结构不会影响锚索基本力学特性参数（屈服荷载230 kN,极限荷载260 kN）,监测结构强度不小于锚索本身强度,在屈服荷载前监测结构可以与锚索很好的结合。上述特征表明在工程锚索受力范围内,新型监测结构具备作为锚索内部应力的基本条件,在实际工程设计和应用中是不允许锚索进入屈服状态的。
2.3 多级荷载循环加卸载试验结果分析
为进一步验证新型监测结构的可行性,进行了反复张拉试验,锚索轴力张拉过程曲线如图5（a）所示,监测结构应变响应曲线如图5（b）所示,对比加载曲线和响应曲线可知：①与破坏性张拉试验结果相同,监测结构能够与锚索协同变形,具备作为锚索轴力监测的基本条件。②在前20次120 kN加卸载过程中,卸载后监测结构初始应变逐渐减小,超过13次后趋于平衡,分析原因主要是由于监测结构通过挤压握裹形成,加工过程中存在加工应力和残余应变,随着加卸载过程加工应力会逐渐释放,残余应变会逐渐消除。③随着荷载的增大,第21～30次150 kN加卸载过程的进行,同样出现加工应力释放过程,但是趋于平衡的次数减少,只需8次加卸载过程监测结构初始应变不再减小。④随着荷载继续增大,上述现象重复出现直至荷载级别达到220 kN；⑤当荷载不大于历史最大荷载（220 kN）时,对锚索进行加卸载不会再出现初始应变减小的现象。
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图 5 锚索多级荷载循环加卸载轴力及监测结构响应曲线图Figure 5. Axial forces of loading and unloading of multi-level loading cycle of anchor cables and response curves of monitoring structure上述试验现象表明,监测结构加工过程中存在加工应力和残余应变,残余应变可以通过预先反复张拉进行消除,针对现行锚索和监测结构设计可通过13次220 kN的反复张拉消除加工应力和残余应变,提高监测结构的监测精度。需要指出的是加工应力是结构设计中经常出现的问题,通常可以通过放置一定时间自动消除或施加人为扰动加速释放,本文提出的通过反复张拉试验加速释放加工应力的方法在实际工程应用中是切实可行的。
为进一步验证监测结构与锚索轴力之间的关系,通过消除残余应变后的反复张拉试验（第51～110次加卸载）结果建立监测结构与锚索之间的换算公式。通过60次反复张拉试验8037组锚索轴力与监测结构应变数据,拟合得到的关系式：
T=0.137ε+53.29。 (1) 皮尔逊相关系数达到0.996,锚索轴力与监测设备应力呈良好的线性关系,（拟合曲线见图6）。通过式（1）对加卸载过程中的特征值进行验证（见表3）,验证结果表明30个特征值的验证误差均小于2%,满足一般监测设备的监测精度,可用于实际工程中的锚索中间部位（内部）应力监测。
表 3 加卸载试验最大荷载误差验证Table 3. Verification of maximum load errors in loading and unloading tests加卸载 次数 180 kN （51~60） 150 kN （61~70） 120 kN （71~80） T/ kN T'/ kN 误差/% T/ kN T'/ kN 误差/% T/ kN T'/ kN 误差/% 1 180.3 179.8 -0.29 149.9 149.1 -0.52 120.4 118.6 -1.53 2 181.5 182.3 0.46 150.6 149.5 -0.72 119.9 118.7 -1.01 3 181.2 182.5 0.70 149.8 150.0 0.15 120.3 119.3 -0.85 4 180.5 181.6 0.61 151.1 150.9 -0.11 120.3 119.6 -0.54 5 178.3 179.0 0.39 151.1 151.3 0.14 120.5 120.1 -0.32 6 180.5 182.6 1.17 150.4 153.2 1.85 120.6 120.4 -0.18 7 180.3 181.2 0.53 150.5 152.1 1.04 120.6 120.1 -0.42 8 180.8 183.0 1.21 150.6 151.9 0.88 121.1 121.1 0.01 9 180.1 182.0 1.04 150.1 151.1 0.68 120.5 120.6 0.08 10 180.1 181.9 1.02 151.0 153.0 1.33 120.5 120.3 -0.17 3. 结论
本文研发并测试了一种适用于锚索中间部位（内部）应力监测的新型监测结构,得到主要结论如下：
（1）通过材料选择、监测结构与锚索耦合方法确定和几何尺寸设计,研制了一种适用于锚索中间部位（内部）应力监测的新型监测结构,该结构能够与锚索之间耦合并协调变形,监测结构的长度与锚索总长度的比值不超过0.2%,不影响锚索适应大变形几何结构特征。
（2）破坏性张拉试验结果表明,监测结构及与锚索耦合部位强度大于锚索本身强度,锚索轴力超过屈服荷载前能够保持很好的协调一致变形,其测量范围为0～屈服荷载,结合实际工程锚索运行状态该测量范围满足实际工程需求,具备作为锚索轴力监测的基本条件。
（3）反复张拉试验结果表明,通过13次220 kN的反复张拉消除加工应力和残余应变提高了监测结构的监测精度。
（4）根据60次反复张拉试验8037组锚索轴力与监测结构应变数据建立了监测结构应变与锚索轴力计算公式,通过30个特征值的验证误差分析验证了计算公式的准确性和可靠性。为锚索中间部位（内部）应力监测提供一种可行途径。
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图 1 砾石土心墙料试验级配
Figure 1. Grain-size distribution curve of gravelly soil core materials
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图 3 砾石土心墙料湿化变形试验的实现流程图
Figure 3. Flow chart of wetting deformation tests on gravelly soil core materials
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图 4 砾石土料湿化变形与应力水平、围压关系曲线
Figure 4. Relation curves of wetting deformation with stress level and confining pressure of gravelly soil core materials
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图 5 不同含水率条件下的砾石土料湿化变形对比
Figure 5. Comparison of wetting deformation under different water content conditions
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图 6 砾石土料湿化变形试验时程曲线（
σ3 =0.4 MPa,SL=0.6）Figure 6. Time-history curves of wetting deformation tests on gravelly soil core materials（
σ3 =0.4 MPa, SL=0.6）![]()
图 7 砾石土料湿化变形试验时程曲线（
σ3 =1.6 MPa,SL=0.8）Figure 7. Time-history curves of wetting deformation tests on gravelly soil core materials（
σ3 =1.6 MPa, SL=0.8）表 1 砾石土心墙料湿化变形量
Table 1 Wetting deformations of gravelly soil core materials
应力 水平 不同围压的轴向应变/% 不同围压的体积应变/% 0.2 0.4 0.8 1.2 1.6 0.2 0.4 0.8 1.2 1.6 0.2 0.171 0.408 0.812 0.591 0.568 0.537 0.987 1.418 0.935 0.906 0.4 0.746 1.095 0.938 0.291 0.580 1.209 1.884 1.203 0.690 0.673 0.6 2.352 2.289 2.083 0.319 0.027 1.658 1.699 1.908 0.228 0.097 0.8 5.473 4.422 2.843 0.432 0.039 1.108 2.109 1.270 0.225 0.037 
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