Impermeability characteristics of junctional zone between compacted broadly graded clayey soil and hard surface
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摘要: 研发了土料与刚性面结合带在相互正交、独立可控的压应力、剪切变形和水力比降作用下抗渗性能试验的大型和中型设备,最大剪切变形量值大于1 m。对压实天然宽级配黏土开展了结合带抗渗特性试验研究,发现了试样渗透系数随剪切变形突然增大后逐步减小并稳定的变化规律,剪切变形启停历史会弱化结合带渗透系数随剪切变形启动而突然增大的现象,初始密度高、应力高、试样尺寸大的土样渗透系数更低。考虑结合带导水系数与初始值的比值和试样渗透系数与初始值的比值之间的关系,分析渗透系数剪切后达峰值时结合带厚度在0.075~1.0 mm之间,结合带厚度随正应力减小、随试样尺寸增大而增厚。提出改进的黏土颗粒不规则形状集簇模型,通过组构变化较好解释了剪切过程中渗透性持续演化的机理,也支撑了结合带厚度的分析结论。Abstract: Large-scale and medium-scale test equipments for impermeability characteristics of junctional zone between soil and hard surface are developed. The mutually orthogonal compressive stress, shear deformation and hydraulic gradient of the junctional zone between the soil and the rigid surface are controllable independently. The maximum shear deformation is greater than 1 m. The experimental studies on a compacted natural broadly graded clayey soil are carried out. The variation law of the permeability coefficient of the samples is discovered, that the permeability coefficient decreases gradually and then becomes stable after the sudden increase along with the start of the shear deformation. The history of shear deformation may weaken the phenomenon of the sudden increase of the permeability coefficient after the start of shear deformation. The permeability coefficient of soil samples with higher initial density, higher stress and larger external size is lower. Based on the corresponding relationship between the ratio of water conductivity coefficient of the junctional zone to its initial value and the ratio of permeability coefficient of the sample to its initial value, the possible thickness of the junctional zone considered to be between 0.075 mm and 1.0 mm is analyzed when the peak value of permeability coefficient is achieved. A revised model for clay particle clusters with irregular shape is proposed. The continuous change mechanism of permeability during shear deformation can be explained by fabric adjustment. The conjecture of the thickness of the junctional zone is also supported.
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0. 引言
土质心墙土石坝(简称心墙坝)料源选择广[1],多种形式的宽级配土料如宽级配黏土或黏土质砂砾料广泛用于心墙填筑[2-4],特别是坝高超过200 m的特高心墙坝,其中一些工程还在岸坡坝段心墙底部布置了压实宽级配黏土组成的接触黏土层,如长河坝、Nurek、RM等。
高心墙坝岸坡坝段心墙底部剪切变形较大,其中,Chicoasén[5]、长河坝、糯扎渡实测值分别达1.26,0.25和0.21 m,两河口、双江口、RM等工程中的计算值近1 m。由于历史上高心墙坝发生突然渗漏案例的起始破坏点均位于岸坡坝段,大多数案例的心墙采用压实宽级配土料[6-8],因此,心墙顺岸坡剪切变形下的土体实际抗渗性能及其与内部冲蚀、接触冲刷等渗透破坏的关系,成为高心墙坝的重大技术问题之一。
心墙土顺岸坡剪切变形,部分发生在心墙土内部,部分则集中在心墙土与岸坡刚性面(混凝土基座或基岩)结合带上。土体内部剪切变形对抗渗性能影响的研究开展较多,多项试验研究发现集中的内部剪切[9-16]和内部均匀剪切[17-20]都导致渗透系数降低,最大减小幅度达1个数量级。土体与刚性面结合带集中剪切变形对抗渗性能影响的研究较少,雷红军等[21]和Luo等[22]较早研究了竖向渗流作用下,黏土与其内部混凝土板存在竖向剪切变形时的渗透性变化。
心墙宽级配接触黏土、黏土质砂砾料最大粒径分别达5和60 mm以上,试样尺寸应一般要求不小于土料最大粒径或d85的4~6倍;岸坡坝段心墙与岸坡刚性面结合带压应力、剪切变形、水力比降方向相互正交(图1);以及心墙底部剪切变形量值较大、速度可变,均对试验设备提出了较高要求。为更好开展研究,研发了满足上述要求的中型和大型抗渗性能设备[23-24],并对典型心墙宽级配土料开展了系统试验研究。本文介绍了对某特高心墙坝拟采用的一种压实天然宽级配黏土开展相关试验的情况。
1. 试验设备和方法
1.1 设备简况
采用的中型、大型试验设备均包括主机、测控组件2部分。主机包括旋转驱动机构、连接机构、压力室3部分(图2)。测控组件包括1支量管和2套压力/体积控制器,量管连接到土样顶部上帽,用于量测土样渗出水量;两套控制器分别用于控制压力室内的水压力并量测压力室进出水量、控制试样进水端渗压并量测进入试样的渗流量。
土样为圆环柱形,放置于圆柱形压力室中心,其内表面与试样内部同轴布置的圆柱形混凝土棒(内设钢芯棒以保证强度)紧贴,该内表面即宽级配黏土与刚性面结合带的边界。中型设备的土样内径dinner、外径
douter 和高度h分别为50,100和100 mm;大型设备上述3个数值为100,700和300 mm。试验原理如图3所示。试验过程中通过混凝土棒旋转产生剪切变形,形成与土样的结合面。压力室底座、土样上帽下沿均刻有深槽,可在混凝土棒旋转时避免土样与底座、上帽间的相对位移。
土样外侧包裹乳胶膜,土样与混凝土棒结合面上的正应力
σn 通过压力室围压施加。1.2 试验方法
按设定含水率准备土料,在底座上先放置混凝土棒后动力击实制备土样。试样饱和采用抽气和静水头法。试样饱和后缓慢逐级提高围压至设定值,待排水固结完成后,结合面上的正应力
σn 即施加到位。再缓慢提高试样底部渗压,同时持续量测自底部流入试样的流量即渗入流量qin 、自顶部流出流量即渗出流量qout ,过程中持续调整量管高度,使量管中水面高度与土样顶部保持一致。待试样底部渗压达设定值pw ,试样渗入流量、渗出流量稳定一致时,认为试样内部的稳定渗流场已建立,可准备施加结合面剪切变形s。动态控制混凝土棒旋转,以实现结合带设定剪切变形发展过程(剪切变形速率和启停等),同时继续控制结合面正应力和试样底部渗压,持续量测压力室进出水量(即试样体积变形量)、试样渗入和渗出流量,直到试验结束。
1.3 试样渗透系数计算
试样渗透系数
ksp 可根据达西定律计算ksp=γwhpw⋅π4⋅qtd2outer, (1) 式中,qt为渗水流量,由于qin与qout接近,qt可取二者之一。
γw 为水重度,取10 kN/m3。π为圆周率,取3.14。1.4 结合带导水系数及其变化量
混凝土棒与土样间剪切变形过程中,如果土样有体积变形,则试样渗入、渗出流量中可能混有试样体积变形的排水量。试验设备设计中采取了措施避免土样与底座、上帽间的相对位移。研究中采用颜色标记(图6中内部蓝色标线)方法证明,混凝土棒旋转过程中,土样内部确不存在剪切变形(图6)。研究中也开展了关闭进水、出水阀门,量测混凝土棒–土样间不排水剪切过程中试样孔隙压力的试验,在剪切过程中试样孔隙水压力无变化,试样不存在体积变形。此外,实测试样进出水量相等,也证明试样内没有明显的源和汇。由此可以判断,稳定水力比降作用下,试样剪切过程中的瞬时渗水流量qt与剪切变形前初始渗水流量qt0的差值,即渗水流量变化量
Δqt 应主要来源于结合带渗透性变化。室内试验制样时可能存在土样和混凝土棒的结合带压实不如土样内部的情况,正如实际施工中岸坡坝段心墙底部与岸坡之间的结合带,因此,剪切变形前的结合带渗透系数可能已异于非结合带土体。本文假定结合带在水平面上沿半径方向上的厚度为br,考虑厚度br数值较小,结合带在水平面上的面积可计算为
πdinnerbr 。将结合带渗透系数kc与br的乘积定义为结合带导水系数Kc,用以表征结合带的透水性,则导水系数Kc与导水系数初始值Kc0(Kc0=kc0⋅br )的差值即结合带导水系数变化量ΔKc 等于ΔKc=Kc−Kc0=γwhpw⋅Δqtπdinner。 (2) 2. 试验方案
试验土料为某工程拟用在岸坡坝段心墙底部的天然宽级配黏土(剔除5 mm以上超径颗粒),具有一定级配离散性。代表性级配如图5,粉粒、黏粒含量分别为65.0%,13.5%,基本物理性质见表1。
表 1 试验土料基本物理性质Table 1. Physical properties of test soilGs 液限 wL /%塑限 wP /%塑性指数 IP 最优含水率 wOP /%最大干密度 ρmax /(g·cm-3)2.70 34.0 21.0 13.0 13.7 1.88 试验方案组合如表2所示。各方案“剪切变形及停顿点”中各数字为剪切变形的启停点,在启停点之间剪切变形按本方案剪切速率不断增大。
表 2 试验方案Table 2. Test schemes方案编号 土样外径/mm 干密度/(g·cm-3) 结合面正应力/kPa 水力比降 剪切速率/(mm·d-1) 剪切变形及停顿点/mm T01 100 1.88 50 30 200 0-500-1000 T02 100 1.88 350 200 200 0-500-1000 T03 100 1.88 700 500 200 0-500-1000 T04 100 1.88 700 500 400 0-500-1000 T05 100 1.88 700 500 200 0-200-500-800-1000 T06 100 1.88 700 500 200 0-1000 T07 100 1.69 50 30 200 0-500-1000 T08 100 1.69 350 200 200 0-500-1000 T09 100 1.69 700 500 200 0-500-1000 T10 700 1.88 350 66 200 0-500-1000 T11 700 1.88 700 166 200 0-500-1000 需说明的是,为了考虑较极端条件下的土体抗渗性能,对试样施加的水力比降数值较高,对结合面上的正应力特别是试样底部的结合面有效正应力有一定影响;随着渗流沿程水头衰减,试样中上部的结合带有效正应力受渗压的影响逐步减小。为便于比较,外径100,700 mm的土样中相同结合面正应力方案的渗压数值保持一致,而水力比降不同,维持了相同的结合面有效正应力分布。所有试验中,较高的结合面正应力也对应了较高的有效正应力。
3. 试验规律
3.1 试样渗透系数随剪切变形的变化
各试验中试样渗透系数ksp随剪切变形的发展变化过程存在较一致的规律。为便于表述,本文引入了试样渗透系数初始值ksp0、瞬时峰值kspp、终止值kspe和延时稳定值ksps等代表值。其中:①剪切变形发生前,试样上施加设定比降并达到稳定渗流时,对应的试样渗透系数为渗透系数初始值ksp0。②剪切变形突然增大的短时间内,渗透系数大幅增大并快速达到的最大值称为瞬时峰值kspp,一般为初始值数倍。③随剪切变形增大,渗透系数缓慢减小,并经较长时间(或持续剪切较大变形)后回落至初始渗透系数附近,将剪切变形增大到设定值并暂停瞬时的渗透系数称为终止值kspe。④剪切变形达到设定值并暂停变形后3~4 h内,渗透系数一般持续下降至相对稳定值,称为延时稳定值ksps。
各方案涉及的剪切变形启停区段中,渗透系数与初始渗透系数的比值ksp/ksp0在剪切变形过程中的代表值如图6所示,其中“编号–位移”处连字符后数字为本列数据对应的剪切位移启停点变形数值。
在土样与混凝土刚性面间自相对静止开始出现剪切变形的较短时间内,试样渗透系数在初始渗透系数基础上大幅提高。3个典型方案(T01、T05和T06)在剪切变形中的试样渗透系数ksp、试样渗透系数与初始试验渗透系数的比值ksp/ksp0、结合带导水系数与初始值的比值Kc/Kc0变化过程分别如图7~9所示。图7(T01方案)和图9(T06方案)的时间坐标采用对数坐标;T05方案的剪切变形启停次数较多,比较均匀的分布于0~1000 mm内,为较好显示渗透性变化情况,图8中时间采用线性坐标。3个方案中剪切变形经历的启停次数分别为2次、4次和1次,在每次剪切变形突然增大后的较短时间内(对应剪切变形增量一般为0.1~5 mm,对应时间为43~2160 s),试样渗透突然增大,之后逐步减小。绝大多数情况下,剪切变形启停过程中ksp/ksp0的最大值均在10以下,偶见增大至10以上甚至25以上。对本文涉及的23项剪切变形启停过程,最大ksp/ksp0大于2.5的占78%以上。当经历启停次数大于1次时,后一次启停时产生的渗透系数最大突增量一般均小于上一次。
在剪切变形启动、渗透系数突增至峰值后,试样渗透系数持续减小,并在一定时间后减小至接近初始值。渗透系数自峰值降低至接近初始值所需时间一般远长于渗透系数自初始值突增至峰值所需时间,该时间的长度似与各试验条件没有明显联系,在各试验中存在较大波动(图6),绝大多数情况下,该时间长度在1000 s以上。除少量例外,当剪切变形增大至本次剪切设定暂停位置时,试样渗透系数(终止值)已小于初始值。本文试验中仅有2次例外,剪切暂停时试样渗透系数终止值略大于初始值。
当剪切变形达设定位置并暂停后,试样渗透系数一般在终止值基础上进一步下降,在部分暂停位置处延时稳定值仅约终止值的1/3。
3.2 剪切变形模式对抗渗特性的影响
试验采用的2种不同剪切变形速率对剪切变形过程中抗渗性能变化过程的影响较小。本文开展了剪切变形启停1次、2次、4次的试验,每次剪切启动后,渗透系数均存在前述突然增大后缓慢减小至稳定值,并在剪切变形停止一定时间内进一步减小至延时稳定值的现象,各次启停过程中的峰值渗透系数时刻对应的结合带厚度无较大差异。当试样自静止的初始状态起出现多次剪切变形启停过程时,各次启停过程中的试样渗透性变化曲线有一定相似性,但从总体上看,试样渗透系数在剪切变形过程中存在明显的持续下降趋势;对于逐次相接的各剪切变形启停过程,本次启停过程中出现的瞬时峰值、稳定值和延时稳定值均低于上一次启停过程。
3.3 正应力、制样密度和尺寸对抗渗特性的影响
本文试验方案包括3种正应力、2种制样密度、2种试样尺寸。不同试样的初始渗透系数明显受到结合面正应力的影响,正应力自50 kPa增大到700 kPa后,渗透系数下降超过1个数量级(图10)。制样密度对渗透系数也有一定影响,干密度为1.69 g/cm3的土样不同压力下的试样渗透系数均高于干密度为1.88 g/cm3的土样;外径700 mm大尺寸试样的渗透系数总体略低于相同干密度的100 mm小尺寸试样。
3.4 结合带厚度的探讨
结合带厚度br取值对结合带导水系数有较大影响。本文对比了结合带厚度br取0.075,0.5和1 mm等不同数值时,结合带导水系数随剪切变形变化的不同特征。由图6~10可见,结合带导水系数变化随剪切变形的变化趋势与试样渗透系数变化趋势类似,结合带厚度br越小,Kc/Kc0与ksp/ksp0的比值越高。
外径100 mm的试样,在正应力350 kPa下,结合带厚度br为0.5 mm时,
Kc/Kc0 与ksp/ksp0的比值接近1;br为0.075 mm时,该比值一般大于1;br为1 mm时,该比值一般小于1。正应力50 kPa下,对各结合带厚度,上述比值都大于1。应力提高为700 kPa后,上述比值全面下降;br为0.5 mm时,比值降至1以下,ksp/ksp0介于br为0.075和0.5 mm时的Kc/Kc0数值之间。如假定
Kc/Kc0 与ksp/ksp0的比值为1时,结合带厚度br的假定值即接近真值,则正应力越高,结合带厚度br越小。外径100 mm的试样,正应力为50 kPa时,结合带厚度br大于1 mm;正应力为350,700 kPa时,结合带厚度br 分别为接近0.5,0.075与0.5 mm之间。对外径为700 mm的试样,同理可以推测,正应力为350 kPa时,结合带厚度
br 介于0.5~1 mm之间;正应力提高到700 kPa时,结合带厚度br 降低减小至0.075~0.5 mm。由此可见,尺寸越大的试样,结合带厚度也越大,尽管增大的绝对数值有限。可见,结合带厚度估测均处于0.075~1 mm之间;厚度受试样大小和结合带正应力影响,试验尺寸越小、正应力越高,则结合带厚度越小。
4. 微观机理分析
根据土的微观结构分析[25],压实宽级配黏土中的孔隙主要存在于粉粒、砂砾粒之间黏粒团聚体连接件(connectors)的多种组构(fabric)中。黏粒团聚体连接件中涉及渗透性的组构可分为3类(Mitchell等[26]),第1类为微组构(microfabric),尺度约1 µm,为黏土颗粒本身及颗粒间孔隙,其间孔隙水流量很小;第2类是小组构(minifabric),是若干黏土颗粒组成的团聚体或集簇间孔隙,孔隙尺度为几十µm,其间孔隙水流量远大于第1类微组构;第3类则是宏观组构(macrofabric),包含裂缝等大型缺陷,裂缝内的水流量极大。黏粒团聚体连接件渗透性在很大程度上受到组构的影响,Olsen[27]采用颗粒“集簇”模型(如图11(a))进行了解释,并在后来在Delage等[28]的微观结构测定中得到验证。根据Olsen集簇模型,单位体积完整黏土体(即不包含裂缝等宏观组构相关孔隙)总孔隙eT,等于小组构包含的孔隙ep(集簇间孔隙)与微组构包含的孔隙ec(即集簇内孔隙)的和。压密黏土中固结、回弹等导致的体积变化主要集中在集簇内孔隙ec。
黏土颗粒集簇在三向尺寸上常有较大差异,往往不是球形,本文将Olsen建议的颗粒集簇模型进一步改进为不规则形状集簇模型,如图11(b)。同时认为,大剪切变形可能使集簇间孔隙ep和集簇内孔隙ec都发生变化,从而对渗透性产生影响。
存在优势压缩方向的固结会导致黏土集簇长轴在大主应力正交方向出现定向排列,而大剪切变形则会在集中剪切变形局部化区域中引起黏土集簇长轴旋转,并在剪切变形一定交角的方向上出现定向排列[9-10,29]。
本文土样在一定的径向压力作用下固结,黏土集簇长轴可能在圆周切向上存在定向排列,如图12(a)所示。虽然土样压实程度较高,集簇间孔隙ep小,最初主要由集簇内孔隙ec决定渗透性,但是由于固结过程中集簇间位置调整有限,集簇间仍存少量架空。
在剪切变形初期,如图12(b),结合带内侧土体在刚性面带动下运动,结合带中土体集簇由内向外出现旋转,架空范围扩大,集簇间孔隙ep增大;同时,部分集簇被撕扯破坏,渗水除导致部分集簇在顺水流方向上少量位移外,还冲走了少数黏土颗粒。集簇间架空达最大时,结合带渗透性增大到最大,试样渗透系数达瞬时峰值。该现象与王刚等[16,20]对压实黏土剪切变形过程中渗透性变化、体积变化的分析类似,不同的是,本文结合带的厚度有限,其体变与土样体积相比较小,测试中难以捕捉到。
随着剪切变形发展,结合带土体集簇在剪切方向的一定夹角上完成定向排列(该方向与切向剪切呈一定夹角,且夹角可能存在不止1组优势方向[9-10]),架空减小,集簇间位置有所优化,集簇间孔隙
ep 减小;同时,部分集簇因剪切变形发生拉伸等变形,集簇内孔隙ec也有所减小,如图12(c)。受两种孔隙减小联合作用,结合带渗透性较剪切初期有所减小,试样渗透系数达到终止值,该数值一般低于剪切变形发生前。当剪切变形停止后,土样继续在径向压力作用下发生二次固结,结合带中集簇长轴再次发生旋转,长轴多沿圆周切向排列。得益于剪切过程中的集簇变形和集簇间位置优化,集簇间孔隙ep较剪切变形停止前有所减小,也小于剪切变形开始前;此外,剪切变形过程中的集簇变形也导致集簇内孔隙
ed 减小。两种孔隙减小的联合作用下,试样渗透系数的延时稳定值在终止值基础上进一步下降。根据上述集簇模型分析,结合带包含多个出现长轴旋转、重新排列的集簇,厚度应接近若干倍小组构尺度,即几百µm上下,该数值与前述探讨的结合带可能厚度基本相当。
5. 结论
针对高心墙堆石坝岸坡坝段心墙底部与岸坡刚性面结合带上宽级配压实黏土可能面临的大剪切变形、应力、水力比降联合作用下的实际抗渗性能研究需要,研发了能够提供独立可控、相互正交的结合带压应力、剪切变形和水力比降,最大剪切变形量值大于1 m的大型和中型抗渗性能试验设备。
采用研发的抗渗性能试验设备对某压实天然宽级配黏土开展了大剪切变形条件下土体与刚性面结合带抗渗特性试验研究。分析了试样渗透系数随剪切变形的变化规律,以及剪切变形模式、正应力、土样初始密度、试样尺寸等对抗渗特性的影响。假定不同结合带厚度,考查了结合带导水系数与初始值的比值和试样渗透系数与初始值的比值之间的关系,同时,采用改进的不规则形状颗粒集簇模型对剪切变形过程中的渗透性变化机理进行了分析。得出以下结论:
(1)在剪切变形、应力和水力比降联合作用下,剪切变形会短时间降低压实宽级配黏土抗渗性能,增大渗透系数,但随剪切变形增大和时间发展,土体抗渗性能将逐步恢复,最终渗透系数一般低于剪切变形前。系统研究了在刚性面与黏土间从相对静止到突然出现剪切变形、剪切变形持续发展、再到剪切变形暂停并持续的过程中,各方案试样渗透系数初始值、瞬时峰值、终止值和延时稳定值等代表值的差异。
(2)经历过启停过程后再次经历剪切变形过程时,结合带渗透性的突然增大程度较上次启停过程有所降低,剪切变形启停历史会弱化结合带渗透系数随剪切变形启动的突然增大现象。对于相同级配的土料,制样密度高、正应力大、外形尺寸大的土样渗透系数更低。
(3)认为结合带导水系数与初始值的比值Kc/Kc0除以试样渗透系数与初始试验渗透系数的比值ksp/ksp0等于1时,结合带厚度
br 的假定值接近真值,可以估测剪切过程中产生的结合带厚度在0.075~1.0 mm之间,厚度在一定程度上受结合带正应力和土样尺寸影响,正应力越高、土样外径越小,则厚度越小。(4)考虑宽级配压实黏土微观组构在剪切变形中的位置和形状等变化,提出了改进的不规则黏土颗粒集簇组构模型,较好解释了剪切变形过程中渗透性的持续变化机制,也支撑了结合带厚度的分析结论。
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表 1 试验土料基本物理性质
Table 1 Physical properties of test soil
Gs 液限 wL /%塑限 wP /%塑性指数 IP 最优含水率 wOP /%最大干密度 ρmax /(g·cm-3)2.70 34.0 21.0 13.0 13.7 1.88 表 2 试验方案
Table 2 Test schemes
方案编号 土样外径/mm 干密度/(g·cm-3) 结合面正应力/kPa 水力比降 剪切速率/(mm·d-1) 剪切变形及停顿点/mm T01 100 1.88 50 30 200 0-500-1000 T02 100 1.88 350 200 200 0-500-1000 T03 100 1.88 700 500 200 0-500-1000 T04 100 1.88 700 500 400 0-500-1000 T05 100 1.88 700 500 200 0-200-500-800-1000 T06 100 1.88 700 500 200 0-1000 T07 100 1.69 50 30 200 0-500-1000 T08 100 1.69 350 200 200 0-500-1000 T09 100 1.69 700 500 200 0-500-1000 T10 700 1.88 350 66 200 0-500-1000 T11 700 1.88 700 166 200 0-500-1000 -
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