Experimental study on mechanical characteristics of coarse-grained materials of subgrade under static-dynamic loading
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摘要: 粗粒土因其良好的力学性能被广泛应用于路基建设中，但长期荷载作用下填料的变形严重影响了道路结构的安全运营。为了揭示典型路基应力水平及交通荷载条件下粗粒土的变形及强度演化，开展了一系列粗粒土填料静动力学特性试验，并进一步分析了静动力作用下填料破碎特征及差异。研究表明，低围压情况下，较小的轴向应变就可以使材料达到峰值应力状态，且围压的增加可显著提升填料峰值强度。不同围压下，填料在剪切过程中均出现剪胀现象，其中围压小于300 kPa试样的最终体应变均大于0。在动力试验中，填料轴向累积应变在相同加载次数下随着动偏应力的增加而增大，随围压的增加而减小，且前500次加载所造成的轴向应变占总应变的80%。静动力作用下的填料颗粒破碎形式存在差异，静荷载作用下的颗粒破碎主要以边角及整体断裂为主，而动荷载下主要以表面研磨和边角轻微断裂为主。Abstract: The coarse-grained soil is widely used as the filling materials in subgrade construction due to its excellent mechanical properties. However, the significant deformation of the filling materials caused by long-term loading severely impacts the safe operation of the roadbed structures. In order to reveal the deformation and strength evolution of the coarse-grained soil under typical subgrade stress levels and traffic loading conditions, a series of static-dynamic characteristic tests on the coarse-grained soil are conducted. Furthermore, an in-depth analysis is performed on the differences in the breakage characteristics under static-dynamic loading. The research indicates that under low confining pressure, a smaller axial strain can reach the peak stress state, and the increase in the confining pressure can significantly enhance the peak strength of the filling materials. Under different confining pressures, the fill materials exhibit shear expansion during the shearing process, with the final volumetric strain of samples under the confining pressures less than 300 kPa all exceeding 0. In the dynamic tests, the axial accumulation of the filling materials increases with the dynamic deviator stress, decreases with the confining pressure under the same load cycles, and the axial strain generated by the first 500 loading cycles constitutes 80% of the total strain. The particle breakage pattern in the filling materials under static and dynamic loading differs significantly. Under static loading, the particle breakage primarily occurs in the form of edge fractures and overall rupture. Conversely, under dynamic loading, it predominantly involves surface abrasion and slight edge fractures.
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0. 引言
世界水下隧道以盾构隧道为主，由于过江盾构隧道所处环境水压较大、地层竖向荷载分布不均，接缝渗漏已经成为运营期过江盾构隧道的主要病害之一[1-3]。注浆法是盾构隧道渗漏的最有效的处治方法，在盾构隧道工程中，水泥-水玻璃、环氧树脂、丙烯酸盐等注浆材料被常用于处治渗漏病害[4-7]。但在车辆荷载[8-9]、接缝温缩[10-11]、水位变化[12]等外部荷载扰动下，隧道接缝部位注浆处治材料与混凝土界面黏结状态遭到破坏，注浆材料脱落、防水性能受到影响，导致隧道渗漏处治的有效性与长效性较差[13-14]。因此，过江盾构隧道渗漏处治不但要求注浆材料具备良好的抗渗性，也对注浆材料与混凝土间的黏结性能具有一定的要求。提出一种长期有效的注浆材料是当前隧道养护工程的首要问题。
非水反应高聚物的主要成分为异氰酸酯与多元醇，是一种双组份、具有膨胀倍率高、反应速率快、密度可控、抗渗性好[15]等优点的注浆材料。近年来在堤坝[16]、尾矿库防渗[17]、防渗墙抗震[18]等治理方面取得了很好的应用效果。诸多学者对非水反应高聚物与混凝土界面的黏结性能进行了研究。Wang等[19], 王钰轲等[20-21]进行了单调直剪、循环直剪、循环后直剪等一系列试验，分析了循环次数、垂直应力等因素对非水反应高聚物与水泥混凝土块间界面特性的影响，建立了单调剪切下的本构模型，考虑的破坏形式为摩擦破坏，并非黏结破坏。非水反应高聚物与混凝土界面的黏结性能已得到诸多验证，但界面潮湿对黏结性能的影响导致非水反应高聚物处治渗漏的长效性较差。因此本团队基于非水反应高聚物处治渗漏病害的局限性，研发出新型渗透型高聚物。已有的研究证明渗透型高聚物具有较高的抗渗性能与流动性，对隧道渗漏处治具有一定的适用性，但渗透型高聚物在隧道接缝渗漏处治工程中并没有应用过，与隧道接缝混凝土界面间的黏结性能的研究较为欠缺。
通过设置渗透型高聚物与C60混凝土界面（以下称PP-C界面）的单调直剪试验（MDS），考虑不同界面潮湿度、法向荷载、界面粗糙度等因素，分析界面潮湿度、法向荷载、界面粗糙度等因素对PP-C界面黏结性能的影响，开展线性回归分析验证，研究了不同因素对PP-C界面影响主次顺序，拟合并验证了PP-C界面与各因素间的定量关系。分析渗透型高聚物用于过江盾构隧道接缝渗漏处治的适用性，为过江盾构隧道渗漏处治提供思路。
1. 试验内容及方案
1.1 试验材料及试验装置
本试验所选用的注浆材料为自主研发的渗透型高聚物化学浆液，注浆材料原料及反应物如图 1所示。渗透型高聚物浆液在有水和无水环境中都能完全反应。渗透型高聚物A组份主要成分为复合聚醚多元醇、表面活性剂和阻燃剂，B组份为多元异氰酸酯、辅助添加催化剂、增塑剂等调和材料。剪切试验所用注浆材料-混凝土立方体试件养护时间满足要求后，每组数据选取3个试样开展重复实验，以减小误差。剔除异常值后以各组试验的平均值作为最终试验结果。
注浆材料与混凝土界面剪切试验所选用混凝土为过江盾构隧道接缝管片常用的C60混凝土，其基本物理参数见表 1。渗透型高聚物试件成型过程如图 2所示。
表 1 C60混凝土参数Table 1. Parameters of C60 concrete混凝土
类型E/GPa G/GPa μ 抗渗
等级C60 36 14.4 0.167 P10 应力式直剪仪采用YZW50型电动应力式直剪仪，直剪仪主要部件有水平动作器、法向动作器、支撑架、钢支座、连接装置等。切向与法向动作器能够输出的最大作用力均为500 kN，切向动作器可加载剪切速率可在1 ~500 mm/min间调节。直剪仪与控制计算机相连，可以通过计算机实时控制法向和水平向动作器的位移及压力数据。YZW50型电动应力式直剪仪如图 3所示。
1.2 试验方案及步骤
结合渗透型高聚物浆液特点及前期预试验的结果，选取界面浸水时长、界面划痕条数、法向应力3个影响因素，设计正交试验，分析不同因素影响下界面抗剪强度变化规律。渗透型高聚物正交试验因素表如表 2所示。
表 2 正交试验因素水平Table 2. Levels of orthogonal experimental factors因子 界面浸水时长t/h 界面划痕数n/条 法向应力σ/MPa 水平1 0 0 0.2 水平2 24 4 0.6 水平3 72 9 1.2 试验所研究的界面抗剪强度影响因素为界面浸水时长、界面划痕条数和法向应力。各因素具体参数及控制方法如下: 界面浸水时长设为0，24，72 h，通过在试件制作前，将混凝土试块完全浸没入水中进行控制，用于分析界面潮湿程度对界面抗剪强度的影响。界面划痕条数为0，2，4条，通过预先在混凝土试块上设置深2 mm、宽2 mm的划痕进行控制，用于分析界面粗糙度对抗剪强度的影响，不同划痕混凝土块如图 4所示。法向应力设置为0.2，0.6，1.2 MPa，通过进行试验时调整法向作用器进行控制，用于分析法向荷载对界面抗剪强度的影响。
试验具体步骤如下：①将试件放置于应力式直剪仪上，安装法向压板与侧向切板；②调整位移计位置，施加法向与切向预应力，预应力设置为1 kN；③开始试验，设置剪切速率为1 mm/min，至位移计读数达到目标值时停止；④卸载切向力，完全卸载后再次施加预应力；⑤重复步骤③与步骤④，每次重复为一个循环，至达到预设循环次数时停止试验。
2. 试验结果分析
2.1 PP-C界面抗剪强度极差分析
根据正交设计方案完成PP-C界面抗剪强度测试后，将数据进行整理，所得渗透型高聚物各组试验结果如表 3所示，渗透型高聚物在各水平影响因素下界面破坏状态如图 5所示。
表 3 PP-C界面直剪试验结果Table 3. Results of direct shear tests on PP-C interface试验编号 浸水时长t/h 划痕n/条 法向应力σh/MPa 抗剪强度τ/MPa 1 0 0 0.2 1.2820 2 0 2 0.6 1.4561 3 0 4 1.2 1.587 4 24 2 1.2 1.5109 5 24 4 0.2 1.3862 6 24 0 0.6 1.4152 7 72 4 0.6 1.4683 8 72 0 1.2 1.4920 9 72 2 0.2 1.2983 ![]()
图 5 不同影响因素下PP-C界面破坏形态Figure 5. Failure modes of PP-C interface under different factors极差分析公式如下所示，极差分析过程如下:
(1) (2) 式中：ki为因素在各水平下所有试验结果的和；Ki为某因素在第i水平下所有结果的平均值；S为设定试验因素的水平数；R为某因素各水平试验结果的算术平均值的极差，R值越大，代表该因素对试验结果的影响越大，反之，对试验结果的影响越小。通过各因素的R值进行排序，即得出各因素对试验结果影响的主次顺序。使用极差分析法对PP-C界面抗剪强度数据进行分析验证，所得结果如表 4所示。
表 4 PP-C界面抗剪强度极差分析表Table 4. Analysis of poor shear strength of PP-C interface指标 浸水时长t/h 划痕数n/条 法向应力σh/MPa K1 1.441700000 1.396400000 1.322166667 K2 1.437433333 1.421766667 1.446533333 K3 1.419533333 1.480500000 1.529966667 R 0.022166667 0.084100000 0.207800000 由表 4可知各因素对PP-C界面抗剪强度影响从大到小的排序为法向压力 > 划痕数 > 浸水时长。
2.2 PP-C界面抗剪强度效应曲线分析
根据不同因素影响下的PP-C界面抗剪强度做出效应图，PP-C界面抗剪强度效应图如图 6~8所示。
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图 8 法向应力与界面抗剪强度效应图Figure 8. Shear strengths of interface under different normal stresses（1）界面潮湿度对界面抗剪强度影响分析
由图 5（a）~（c）可知，随浸水时长增加，PP-C界面脱落更为完整，界面残留的高聚物或混凝土碎屑逐渐减少。由图 6可知，随着浸水时长增加，PP-C界面抗剪强度呈现下降趋势，但下降幅度较小，干燥、浸水24 h、浸水72 h状态下界面抗剪强度分别为1.442，1.437，1.419 MPa，即使浸水72 h，界面抗剪强度相较于界面干燥条件下仅下降0.022 MPa，下降幅度不足5%。说明界面潮湿程度对PP-C界面的影响较小。
（2）界面粗糙度对界面抗剪强度影响分析
由图 5（d）~（f）可知，随混凝土界面划痕数增加，PP-C界面破坏状态更为严重，在界面上残留的高聚物或混凝土的碎屑逐渐增多。由图 7可知，随着划痕数增多，PP-C界面抗剪强度呈现上升趋势。混凝土界面划痕数分别为0，2，4条时，PP-C界面的抗剪强度分别为1.4，1.422，1.481 MPa，界面划痕数为4时的抗剪强度相较于没有划痕时上升0.081 MPa，上升约7%，对界面抗剪强度的影响要大于界面潮湿度的影响。这是由于随划痕数增多，PP-C界面间的接触面积逐渐增大，界面接触更为充分，抗剪强度随之增加。
（3）法向应力对界面抗剪强度影响分析
由图 5（g）~（i）可知，随法向应力增加，界面破损状态更为严重，有大量的混凝土与高聚物碎屑残留在界面上。由图 8可知，随法向应力增加，PP-C界面抗剪强度呈上升趋势，且较为明显。法向应力分别为0.2，0.6，1.2 MPa时，PP-C界面的抗剪强度分别为1.322，1.447，1.530 MPa，法向应力1.2 MPa下界面抗剪强度相较于0.2 MPa增加了0.208 MPa，上升约16%，对界面抗剪强度的影响最大，远超其余两因素，是影响界面抗剪强度的主控因素。
2.3 PP-C界面抗剪强度回归模型建立及验证
根据表 4的PP-C界面抗剪强度试验数据进行多元回归分析，确定界面抗剪强度与各影响因素间的定量关系。设定界面抗剪强度τ与浸水时长t、界面划痕数N、法向应力之间成线性关系。PP-C界面抗剪强度τ与各因素之间的理论模型为
(3) 式中：a为常数；b1，b2，b3为偏回归系数值；X1为浸水时长(t)；X2为界面划痕数；X3为法向应力。
根据式（1），对界面抗剪强度τ与各影响因素的实验数据进行拟合分析，得到多元线性回归系数，如表 5所示。根据表 5多元回归系数及正交试验结果对渗透型高聚物与各因素间定量关系进行拟合及分析，拟合公式为
(4) 表 5 多元回归系数Table 5. Multiple regression coefficients回归系数 a b1 b2 b3 数值 1.2661 -0.000317 0.02102 0.2024 界面抗剪强度方差分析见表 6。
表 6 界面抗剪强度方差分析Table 6. Analysis of variance of shear strength of interface来源 自由度 SS MS F P 回归 3 0.073672 0.024557 25.44 0.002 误差 5 0.004826 0.000965 合计 8 0.078497 注：S = 0.145897，R-Sq= 94.77%，R-Sq(调整)= 89.55%。 过高聚物与混凝土界面抗剪强度τ与高聚物密度ρ、浸水时长t、界面划痕条数n、法向应力σh等影响因素的拟合公式分析结果可以发现：①相关性系数R2为94.77%，且调整的R2为89.55%，这两个值都表明界面抗剪强度拟合公式与实验数据拟合效果很好；②方差分析表 5中的P值（0.002）＜0.05与残差分析的P值（0.65）＞0.05显示此回归过程拟合模型在α水平为0.05时具有显著统计意义；③图 9为注浆结石体抗压强度与注浆影响参数之间的数值拟合残差正态概率分布图，图 9中，N为拟合选择的数据组数；AD，P分别为Anderson-darling正态性检验的平方值及确定系数。从渗透型高聚物注浆结石体抗压强度的拟合公式残差概率分布图可以看出，残差服从正态分布，验证了式（4）的正确性。从PP-C界面抗剪强度τ与各影响因素间的拟合公式残差结果分析可以发现：残差分析的P值(0.65)＞0.05显示此回归过程拟合模型在α水平为0.05时具有显著统计意义。
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图 9 界面抗剪强度与各因素间数值拟合残差正态分布图Figure 9. Residual normal distribution of numerical fitting of shear.strength of interface3. 结论
基于单调直剪试验研究了渗透型高聚物与隧道接缝混凝土界面在不同潮湿度、粗糙度、法向应力下的切向黏结性能，分析了渗透型高聚物处治过江盾构隧道渗漏的优势与适用性。针对渗透型高聚物研究了界面潮湿度、界面粗糙程度、法向应力等因素对渗透型高聚物–混凝土界面抗剪强度的影响。建立并验证了渗透型高聚物与混凝土界面抗剪强度理论模型。
（1）渗透型高聚物与混凝土界面抗剪强度在任何条件下都能达到1.2 MPa以上，满足过江盾构隧道接缝渗漏处治需求，即使隧道接缝部位发生严重渗漏，渗透型高聚物与混凝土界面黏结状态仍能保持稳定。
（2）渗透型高聚物与混凝土界面抗剪强度与界面潮湿度呈反比，与界面粗糙度、法向应力呈正比。渗透型高聚物与混凝土界面抗剪强度的主控影响因素顺序为：法向应力、界面划痕数、界面浸水时长。
（3）基于正交试验数据建立了界面抗剪强度计算模型，经验证线性回归结果与试验结果吻合，对过江盾构隧道接缝渗漏处治工程具有指导意义。
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图 1 STX-600大型动静三轴仪示意图
Figure 1. Schematic diagram of STX-600 large-scale static-dynamic triaxial apparatus
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图 3 不同围压下排水剪切试验结果
Figure 3. Results of drained shear tests under different confining pressures
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图 4 弹性应变和累积塑性应变示意图
Figure 4. Schematic of resilient and plastic accumulated axial strains
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图 5 不同条件下轴向累积应变随循环次数发展曲线
Figure 5. Accumulated axial strain versus number of cycles under different conditions
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图 6 不同条件下最终累积轴向应变变化情况
Figure 6. Variation of accumulated axial strain under different conditions
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图 8 不同条件下最终回弹模量变化情况
Figure 8. Variation of final resilient modulus under different conditions
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图 9 不同条件下试验前后颗粒含量变化情况
Figure 9. Variation in particle content of materials before and after tests under different conditions
表 1 粗粒土力学特性分析试验方案
Table 1 Schemes of analysis of mechanical properties of soil-rock mixtures
试验编号 /kPa qampl/kPa N SL1 20 — — SL2 40 — — SL3 60 — — SH1 100 — — SH2 200 — — SH3 300 — — D1 20 20, 60, 100 10000 D2 40 20, 60, 100 10000 D3 60 20, 60, 100 10000 
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