Simple shear tests and mechanical properties of interface between extrusion wall and cushion layer of high concrete face rockfill dams
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摘要: 21世纪以来高面板堆石坝多采用挤压墙施工技术，研究挤压墙-垫层料接触面力学特性以真实预测面板应力变形对于确保大坝安全相当重要。目前锯齿状挤压墙-垫层料接触面的单剪试验和离散元仿真成果均未见到。为此以某200 m级高坝为参照，开展挤压墙-垫层料接触面大型单剪试验，比较了锯齿状和平面状两种不同型式挤压墙-垫层料接触界面力学特性的差异。首次采用离散元数值单剪试验分析了接触区垫层料的位移特征及其影响因素，发现与平面状挤压墙相比，锯齿状挤压墙导致垫层料颗粒发生更剧烈的转动并导致靠近接触面的垫层料变形加大。基于锯齿状挤压墙-垫层料接触面的单剪试验成果确定了接触面本构模型及其参数，有助于提高面板堆石坝的面板应力变形计算准确性。Abstract: The extrusion wall technology has been widely used in high concrete face rockfill dams in the 21th century. It is very important for dam safety to study the mechanical properties of the contact surface between the extrusion wall and the cushion layer for actually predicting the stress and deformation behavior of the face slab. At present, the simple shear tests and discrete element simulation investigations related to the contact face between the zigzag extrusion wall and the cushion layer are not available. Therefore, taking a 200 m-level dam as a reference, the large-scale simple shear tests of the contact surface between the extrusion wall and the cushion layer materials are carried out, and the mechanical properties of contact surfaces with zigzag and planar extrusion walls are compared and analyzed. The shear deformation and rotation characteristics and influencing factors of the cushion layer materials are analyzed by using the discrete element numerical simple shear tests for the first time. Compared with the planar extrusion wall, the zigzag extrusion wall causes the larger rotation magnitude of the blocks in the cushion materials and the larger deformation of the cushion materials near the contact surface. Based on the simple shear test results of the zigzag extrusion wall-cushion material contact surface, the contact surface model and the parameters are determined. It is helpful to improve the accuracy of stress and deformation calculation for face slab of high concrete face rockfill dams.
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Keywords:
- rockfill dam /
- simple shear test /
- extrusion wall /
- discrete element /
- contact surface
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如果从1925年Terzaghi发表《土力学》开始算起，土力学的发展已近百年了，但今天应用于指导土工工程设计的方法仍然还是一种半理论半经验的方法。以最基本的地基沉降计算为例，目前比较权威的《建筑地基基础设计规范》提供的地基沉降计算公式[1]，是采用一个变化范围较大的经验系数（0.2~1.4）对理论计算值进行修正而得到的，说明目前还是较难准确计算地基的沉降。同样，对地基的允许承载力的合理确定也还是没有很科学解决的，例如规范采用允许地基塑性区深度为基础宽度的1/4作为允许承载力或地基承载力特征值，即P1/4，也是一种半理论半经验的结果。即使采用认为最可靠的现场载荷板试验，由于与实际基础的尺寸不同，用载荷板试验确定的承载力特征值也是半理论半经验的。
在当今现代科技日新月异的情况下，土力学该如何发展，土力学理论工程应用的瓶颈在哪里，值得回顾和思考。
笔者认为：从土的变形特性的角度，土力学的发展可以分为四个阶段。
第一阶段：e–p曲线
有效应力原理是土力学的基石，主要是研究饱和土中土骨架与土中水的应力转换，认为控制土体强度的主要是土骨架的有效应力，而对于土的沉降，也认为主要是土中水的排出引起的压缩固结沉降，因而把地基的沉降主要看作一维压缩沉降，从而研究孔隙比e与压力p的关系，通过一维压缩试验确定e–p曲线，主要是用于计算土的压缩沉降，这个观点一直影响和沿用至今，如规范中的沉降计算主要还是用一维压缩试验的e–p曲线计算沉降，然后通过经验系数修正计算值。
第二阶段：e–p–q曲面
单向压缩试验时得到的e–p曲线是土体越压缩越密的，土不会发生破坏，实际上土体在荷载的作用下，随着荷载的增大，最后会达到破坏状态，一维压缩试验不能全面反映土的实际受力变形状态。剑桥学派通过土的三轴试验，建立了e–p–q曲面，考虑了剪应力对孔隙比的影响和土的破坏过程，更全面地认识土的孔隙比e与应力状态的关系，得到所谓的Roscoe面，并发现土体破坏时孔隙比与p–q的关系，即临界状态线，可以更全面地认识孔隙比e与应力状态的关系，并提出建立了临界状态的土力学理论和最早的土体本构模型——剑桥弹塑性模型，使土力学进入到更好描述土的强度与变形性状的本构模型研究为主的现代土力学阶段。
第三阶段：土的压硬性和剪软性
临界状态理论虽然建立了e–p–q的三维空间面，但还是关注土的压缩变形e，而真正影响土的强度和变形的应该是剪切变形，而不是孔隙比变化引起的沉降变形。在临界状态理论基础上建立的剑桥模型在表述剪切变形时，通过能量函数的假设获得剪切塑性变形与塑性体积变形关系，而能量函数并不能直接测定，假设不同的能量函数会得到不同的结果，感觉不够踏实。为此，后来变成研究剪胀方程，即研究剪应变与体应变的关系方程。
Duncan-Chang模型[2]通过常规三轴试验描述了土的压硬性与剪软性，其依据的常规三轴试验曲线如图 1所示，表现为随围压σ3的增加土变硬，即σ3越大，相同的剪应力q=σ1−σ3对应的应变越小，即为土的压硬性，而对于同一个σ3的曲线随着剪应力q=σ1−σ3的增大，应变非线性变大，即土变软，直至破坏。这是最直观地反映土体压硬性和剪软性的结果，是土与金属材料变形特性的最大不同。该模型在假设试验曲线可用双曲线表达基础上，获得了土体切线模量的表达式为
Et=(1−Rfσ1−σ3(σ1−σ3)f)2K(σ3pa)n, (1) (σ1−σ3)f=2c⋅cosφ+2σ3sinφ1−sinφ。 (2) 如图 1的切线，地基的沉降变形计算用Et参数，较好地考虑了土体的压硬性和剪软性，直观地反映了土的剪切变形特点。图 1的试验曲线由土样的常规三轴试验得到，结果直观可靠，是土的力学特性认识的一个重要进步。
第四阶段：原位土力学
前面对于土的力学特性的认识都是基于土样室内试验而获得的，或重塑土试验的结果。实践中发现，由于土是一种天然形成的材料，更有一些由岩石风化而成的土，如残积土，具有较强的结构性，土样经取样应力释放之后，结构性遭到破坏，与现场原位土的性质已不同。同样有一定胶结的砂土，取样扰动后结构发生了破坏，室内土样与现场土已发生了变化，如果用扰动过的土样进行试验得到的力学特性指标是不能真实反映现场原位土的力学特性的，用这样的土样所得到的试验指标进行地基沉降变形等的计算误差很大，前面提到的《建筑地基基础设计规范》沉降计算的修正经验系数为0.2~1.4，最小与最大相差7倍，最小经验系数为0.2，就是考虑用室内扰动土样试验得到的变形刚度比现场原位土的变形刚度要小，用于计算所得的沉降偏大，因而要乘以0.2的系数进行修正。但这种经验系数法修正也不是长久之计，改进的方法是采用现场原位试验的测试方法，来测定现场原位土的力学指标，如土的变形模量参数，用于计算，以提高计算的准确性。例如，笔者提出用现场压板试验确定土的初始切线模量Et0和强度指标c，φ。假设图 2的压板载荷试验曲线可以用双曲线方程（3）来表示[3-5]，则拟合试验结果可以得到双曲线方程的两个参数a，b，由这两个参数可以得到地基的极限承载力pu和土的初始切线模量Et0。
p=sa+bs, (3) b=1pu,a=1k0=D(1−ν2)ωEt0, (4) 式中，D为试验压板的直径，ν为土的泊松比，ω为压板的形状系数。
如式（4）得到地基的极限承载力pu和土的初始切线模量Et0，由地基极限承载力pu可以得到土的强度指标c，φ，则不同应力水平下土的切线模量方程可表示为
Et=(1−Rfσ1−σ3(σ1−σ3)f)2Et0。 (5) 而式（3）中土的3个力学参数：Et0，c，φ就是通过现场原位试验直接得到的，能更好地反映原位土的力学特性。这样，用式（5）的变形参数计算地基的沉降会获得更符合实际的结果。式（5）反映了土的压硬性和剪软性。
图 3所示为利用切线模量方程式（5），采用数值方法计算得到的压板载荷试验的结果，计算曲线与试验曲线比较接近[5-6]，比利用理想弹塑性模型得到的曲线更接近试验曲线。
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图 3 压板载荷试验计算比较Figure 3. Comparison between calculated results and those of plate load tests因此，鉴于土质材料的天然特殊性，为更好掌握天然土的力学特性，应大力发展原位试验技术，并发展与之相关的理论研究[6-7]，发展基于原位试验的土力学理论，即原位土力学，使理论更符合实际，应是更好解决土工工程的途径。这应该是土力学发展的第四个阶段，也是更值得期待的阶段，可以更有效地提高土力学计算的准确性，提高工程设计水平。
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图 5 接触面剪应力-相对水平位移关系曲线
Figure 5. Relationship between shear stress and relative horizontal displacement of contact surface
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图 8 圆柱垫层料的单轴压缩试验与数值试验应力-应变曲线
Figure 8. Stress-stain curves of unconfined compression laboratory tests and numerical tests of cylinder cushion layer materials
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图 9 挤压墙立方体试件的单轴压缩试验与数值试验曲线
Figure 9. Curves of unconfined compression laboratory tests and numerical tests of cube extrusion wall specimens
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图 11 200 kPa法向应力下垫层料位移矢量图
Figure 11. Displacement vectors of cushion layer materials under vertical stress of 200 kPa
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图 12 垫层料颗粒水平位移特征
Figure 12. Horizontal displacement characteristics of particles of cushion layer materials
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图 13 垫层料颗粒转动特征
Figure 13. Rotation characteristics of particles of cushion layer materials
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图 15 缩尺及足尺挤压墙数模单剪应力-剪切应变曲线
Figure 15. Shear stress-shear strain curves of extrusion wall by reduced scale and full-scale DEM models
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图 16 平面状及缩尺挤压墙接触面试验数据及拟合曲线
Figure 16. Test data and fitting curves of contact surface on planar and reduced scale extrusion walls
表 1 挤压墙-垫层料接触面的细观参数
Table 1 Micro-parameters of interface between extrusion wall and cushion layer materials
部位 接触模型类型 弹性模量/GPa 摩擦系数 抗转动系数 法向黏结强度/
MPa切向黏结强度/
MPa挤压墙 平行黏结 4.0 0.9 — 3.2 3.2 大粒径垫层料颗粒 平行黏结 5.0 1.0 — 47.0 47.0 大粒径垫层料之间 线性抗转动 0.1 0.6 0.5 — — 小粒径垫层料之间 线性抗转动 5.0 1.0 0.5 — — 大粒径垫层料-小粒径垫层料之间 线性抗转动 5.0 0.8 0.5 — — 垫层料-挤压墙之间 线性抗转动 0.1 0.5 0.4 — — 
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表 2 挤压墙-垫层料接触面模型参数
Table 2 Constitutive model parameters of contact surface between extrusion wall and cushion layer
挤压墙类型 黏聚力
c/kPa内摩擦角φ/(°) k n 破坏比
Rf平面状 90.1 34.4 260.1 0.29 0.81 锯齿状（缩尺） 78.5 35.4 266.5 0.30 0.81
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