復(fù)合土工膜與防滲墻連接的大型剪切試驗(yàn)研究

王艷麗，劉 晶，王永明，潘家軍，陳 云

(1.長(zhǎng)江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010；2.水利部 科技推廣中心，北京 100083；3.中國(guó)電建集團(tuán) 華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，杭州 310014)

1 研究背景

復(fù)合土工膜是用土工織物與土工膜復(fù)合而成的不透水土工防滲材料，因其具有適應(yīng)變形能力強(qiáng)、防滲性能優(yōu)良、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、施工方便等優(yōu)點(diǎn)而在高土石壩和土石圍堰工程中廣泛應(yīng)用[1-4]。國(guó)內(nèi)超過(guò)90%的圍堰采用心墻或斜墻式復(fù)合土工膜防滲。防滲墻上接復(fù)合土工膜是圍堰常用的防滲體系。在高水頭和端部錨固力作用下，其連接部位的復(fù)合土工膜常會(huì)出現(xiàn)應(yīng)變集中且超出其極限延伸率而產(chǎn)生拉斷、撕裂等結(jié)構(gòu)性的損壞現(xiàn)象，導(dǎo)致嚴(yán)重的滲漏問(wèn)題，如三峽二期圍堰拆除后發(fā)現(xiàn)復(fù)合土工膜與防滲墻頂部混凝土蓋帽搭接處有不同程度的損壞[5]。連接部位是整個(gè)防滲體系的薄弱環(huán)節(jié)，其有效性是防滲成敗的關(guān)鍵。因此，在高土石圍堰工程中，采取合適的連接型式，緩解復(fù)合土工膜的應(yīng)變集中，保證錨固與連接的可靠性，避免產(chǎn)生結(jié)構(gòu)性損壞對(duì)于高土石圍堰的安全穩(wěn)定具有較重要的意義。目前，已有不少學(xué)者開(kāi)展了防滲結(jié)構(gòu)連接區(qū)域復(fù)合土工膜的力學(xué)特性研究，并取得了豐碩的成果。

在試驗(yàn)方面，劉軍等[6]通過(guò)圍堰防滲體系中復(fù)合土工膜的受力分析和復(fù)合土工膜與砂礫料界面的直剪摩擦試驗(yàn)，提出了保證土工膜不被拉斷應(yīng)滿(mǎn)足的條件。李波等[7-8]開(kāi)展了復(fù)合土工膜與防滲墻連接型式的離心模型試驗(yàn)，揭示復(fù)合土工膜的受力性狀和連接部位的破壞機(jī)理。隨后又研究了泥皮存在時(shí)不同連接方式下復(fù)合土工膜的應(yīng)變演化規(guī)律。在數(shù)值計(jì)算方面，姜曉楨等[9]針對(duì)土工膜防滲結(jié)構(gòu)在錨固處可能出現(xiàn)的夾具效應(yīng)，通過(guò)在錨固處添加三維彈簧單元，實(shí)現(xiàn)了對(duì)錨固處土工膜受力變形特性的有效模擬。王永明等[10]建立了反映復(fù)合土工膜應(yīng)變集中的“周邊膜”單元的幾何與物理描述方法，并將其本構(gòu)關(guān)系及位移模式植入三維有限元程序，對(duì)典型工程復(fù)合土工膜應(yīng)變集中部位的應(yīng)變狀態(tài)進(jìn)行了計(jì)算分析。徐晗等[11]總結(jié)了現(xiàn)有的土工膜數(shù)值模擬方法,在三維有限元計(jì)算中采用薄膜單元來(lái)模擬土工膜，開(kāi)展了高土石圍堰復(fù)合土工膜防滲三維有限元分析。

以上研究為揭示防滲結(jié)構(gòu)軟硬交界區(qū)域復(fù)合土工膜的受力變形機(jī)理奠定了良好的基礎(chǔ)。然而離心模型試驗(yàn)開(kāi)展成本較高，試驗(yàn)周期長(zhǎng)，數(shù)值計(jì)算又沒(méi)有考慮不同的連接型式。因此，本文依據(jù)復(fù)合土工膜的受力特點(diǎn)，利用低摩阻疊環(huán)式雙向靜動(dòng)剪切試驗(yàn)機(jī)，構(gòu)建復(fù)合土工膜與防滲墻接頭的結(jié)構(gòu)模型。考慮土工膜無(wú)伸縮節(jié)、普通豎向伸縮節(jié)和U型槽伸縮節(jié)3種連接型式，開(kāi)展復(fù)合土工膜與防滲墻錨固連接的大型剪切試驗(yàn)，揭示復(fù)合土工膜的受力性狀和聯(lián)接部位的破壞機(jī)制，研究降低復(fù)合土工膜應(yīng)變集中的膜墻連接型式，為指導(dǎo)圍堰防滲體系的設(shè)計(jì)和施工提供可靠的依據(jù)。

2 模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)設(shè)備為長(zhǎng)江科學(xué)院水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研制的低摩阻疊環(huán)式雙向靜動(dòng)剪切試驗(yàn)機(jī)[12]。該儀器主要由承載機(jī)架、剪切盒、垂直加載裝置、水平剪切加載裝置、液壓系統(tǒng)、計(jì)算機(jī)控制及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)6部分組成。儀器尺寸為600 mm×600 mm×600 mm(長(zhǎng)×寬×高)，下部剪切盒高240 mm，上部為7層疊環(huán)，每層環(huán)高30 mm，最大豎向荷載為500 kN，最大水平荷載為1 000 kN，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1[13]所示。

圖1 大型疊環(huán)式剪切儀結(jié)構(gòu)示意圖[13]Fig.1 Schematic diagram of large-scale laminar-ringsimple shear apparatus[13]

2.2 模型方案

依據(jù)復(fù)合土工膜的受力特點(diǎn)，利用大型疊環(huán)式雙向靜動(dòng)剪切試驗(yàn)機(jī)，構(gòu)建復(fù)合土工膜與防滲墻接頭的結(jié)構(gòu)模型。分別考慮3種連接型式：①無(wú)伸縮節(jié)；②普通豎向伸縮節(jié)；③U型槽伸縮節(jié)(U型槽里面填充泡沫)。典型斷面示意如圖2所示。

圖2 模型斷面示意圖Fig.2 Sketch of cross-section of models

由于復(fù)合土工膜與防滲墻之間的不均勻沉降可能達(dá)到10 cm 左右量級(jí)，為模擬相對(duì)沉降，將防滲墻模型置于疊環(huán)式剪切儀的下盒，而將帶有標(biāo)示線(xiàn)的復(fù)合土工膜置于上盒，分別在復(fù)合土工膜及防滲墻上粘貼應(yīng)變片，如圖3所示?？紤]到圍堰頂距離防滲墻的高度約為15 cm，設(shè)置上覆壓力300 kPa，移動(dòng)下盒，使下盒與上盒產(chǎn)生6 cm 的相對(duì)位移，觀(guān)察剪切變形后復(fù)合土工膜應(yīng)變集中發(fā)生范圍、伸縮節(jié)的工作狀態(tài)、測(cè)定土工膜應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)，土體的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)等，定量分析土工膜應(yīng)變發(fā)生的主要過(guò)程。

圖3 土工膜監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Layout of model monitoring points

2.3 模型材料

2.3.1 堰體填筑料的模擬

模型所用的填筑材料均采用某圍堰工程所用的砂礫石墊層料，要求級(jí)配連續(xù)，最大粒徑20 mm，<5 mm的顆粒含量≥50%，<0.075 mm的顆粒含量≤5%，對(duì)其進(jìn)行相對(duì)密度試驗(yàn)，模型制作時(shí)，控制其密實(shí)度為中密，并盡可能減少上部制樣對(duì)下部土工膜及其下覆砂礫石料的影響，砂礫石料顆粒分析曲線(xiàn)如圖4所示。

圖4 砂礫石料顆粒分析曲線(xiàn)Fig.4 Grain size distribution curve of sand gravelmaterial

2.3.2 防滲墻及其與土工膜連接的模擬

本次試驗(yàn)重點(diǎn)不是研究防滲墻的變形，模擬材料可不與原型完全相似，主要考慮與土工膜可牢固連接、具有一定的強(qiáng)度、可產(chǎn)生一定的水平位移而不折斷(彈性變形)等。鑒于以上原因，考慮采用薄鋼板進(jìn)行模擬，底部設(shè)置6根可伸縮絲桿，其平面尺寸為600 mm×600 mm，可嵌入模型箱中，以達(dá)到底部固定的目的。薄鋼板上部開(kāi)槽并沿側(cè)邊設(shè)置一排螺絲，土工膜嵌入防滲墻的凹槽，并用螺絲固定。防滲墻模型如圖5所示。

圖5 防滲墻模型Fig.5 Model of cutoff wall

2.3.3 復(fù)合土工膜的模擬

本次模型試驗(yàn)中復(fù)合土工膜采用兩布一膜的結(jié)構(gòu)，其設(shè)計(jì)參數(shù)為抗拉強(qiáng)度>20 kN/m(經(jīng)向和緯向相同)，伸長(zhǎng)率>30%，主膜厚度>0.5 mm，滲透系數(shù)為10-11～10-12cm/s。復(fù)合土工膜的基本特性參數(shù)如表1所示。

2.4 模型制作及試驗(yàn)過(guò)程

模型的制作及試驗(yàn)過(guò)程見(jiàn)圖6，步驟如下：

(1)將預(yù)先制好的鋼板(防滲墻)放置于模型箱的設(shè)計(jì)位置，控制干密度為1.95 g/cm3，在兩側(cè)分層填筑砂礫石料至15 cm；鋪設(shè)粘貼了應(yīng)變片的土工膜，采用夾具進(jìn)行連接，設(shè)置伸縮節(jié)，并在側(cè)面將導(dǎo)線(xiàn)引出，在兩側(cè)分層填筑砂礫料至44 cm，加上蓋板。

表1 復(fù)合土工膜基本特性參數(shù)Table 1 Basic characteristic parameters of compositegeomembrane

圖6 模型制作及試驗(yàn)過(guò)程Fig.6 Model preparation and test process

(2)模型制備完成后，在試樣頂部施加上覆荷載300 kPa，試樣頂部的荷載采用等量分級(jí)加載，剪切試驗(yàn)過(guò)程中，試樣頂部的荷載保持不變。

(3)試樣在上覆壓力作用下變形穩(wěn)定后，以1 mm/min的剪切速率剪切，直至剪切變形應(yīng)達(dá)到60 mm，記錄土體剪切位移、剪切力和土工膜的應(yīng)變等隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù)。

(4)停機(jī)，在側(cè)面將模型挖成剖面，觀(guān)察土工膜運(yùn)行后的狀態(tài)，進(jìn)行記錄和拍照。

(5)清理實(shí)驗(yàn)室，試驗(yàn)結(jié)束。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 無(wú)伸縮節(jié)連接型

圖7為無(wú)伸縮節(jié)時(shí)土工膜應(yīng)變和周?chē)馏w剪應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系曲線(xiàn)。由圖7(a)可知，隨著剪切位移的逐漸增大，土工膜的應(yīng)變逐漸增大；隨著距防滲墻距離的逐漸增大，土工膜的應(yīng)變逐漸減小。并且在剪切位移從0增大到35 mm的過(guò)程中，距離防滲墻5 cm處的應(yīng)變快速增大至3.5×10-3；當(dāng)剪切位移為35～60 mm時(shí)，應(yīng)變緩慢增加至最大值4×10-3，土工膜的應(yīng)變-剪切位移曲線(xiàn)出現(xiàn)上下波動(dòng)。由圖7(b)可知，此時(shí)周?chē)馏w受到的剪應(yīng)力也增大至最大值并發(fā)生波動(dòng)變化，土體進(jìn)入屈服階段，土工膜發(fā)生塑性變形。

圖7 無(wú)伸縮節(jié)時(shí)土工膜應(yīng)變和土體剪應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系Fig.7 Relations of strain and shear stress againstshear displacement of soil with no expansion joint

3.2 豎向伸縮節(jié)連接型

圖8為豎向伸縮節(jié)連接時(shí)土工膜應(yīng)變和周?chē)馏w剪應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系曲線(xiàn)。由圖8(a)可以看出，采用豎向伸縮節(jié)連接型式后，距離防滲墻5、10、20 cm處土工膜應(yīng)變隨著時(shí)間的發(fā)展規(guī)律與未設(shè)置伸縮節(jié)時(shí)幾乎相同，量值與未設(shè)置伸縮節(jié)相比均有所減小。在剪切位移從0增大到10 mm的過(guò)程中，距離防滲墻5 cm處土工膜的應(yīng)變快速增大至1.8×10-3；當(dāng)剪切位移為10～20 mm時(shí)，應(yīng)變?cè)黾游⑷?，幾乎保持不變，這可能是伸縮節(jié)發(fā)生出現(xiàn)松動(dòng)變化引起的。由圖8(b)可知，當(dāng)剪切位移為20～60 mm時(shí)，應(yīng)變緩慢增加至最大值3.5×10-3，土體進(jìn)入屈服階段，土工膜發(fā)生塑性變形。

圖8 豎向伸縮節(jié)連接時(shí)土工膜應(yīng)變和土體剪應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系Fig.8 Relations of strain and shear stress against sheardisplacement of soil with ordinary vertical expansionjoints

3.3 U型槽伸縮節(jié)連接型

圖9為U型槽伸縮節(jié)連接時(shí)土工膜應(yīng)變和周?chē)馏w剪應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系曲線(xiàn)。由圖9(a)可知，采用U型槽伸縮節(jié)連接型式后，土工膜應(yīng)變隨著時(shí)間的發(fā)展規(guī)律與設(shè)置豎向伸縮節(jié)明顯不同；隨著剪切位移的逐漸增大，距離防滲墻5、15、25 cm處土工膜的應(yīng)變先維持在0附近，然后逐漸增大，最大值與設(shè)置豎向伸縮節(jié)相比明顯減小。隨著距防滲墻距離的逐漸增大，土工膜的應(yīng)變逐漸減小，這與設(shè)置常規(guī)豎向伸縮節(jié)的規(guī)律是一致的。在剪切位移從0增大到10 mm的過(guò)程中，距離防滲墻5、15、25 cm處的應(yīng)變基本為0，并保持不變，此過(guò)程是伸縮節(jié)伸展開(kāi)來(lái)的過(guò)程，上部土工膜并未發(fā)生剪切變形。隨著剪切位移的繼續(xù)增大，距離防滲墻5 cm處的應(yīng)變開(kāi)始逐漸增大，最大值為6.51×10-4；由圖9(b)可知，隨著剪切位移的繼續(xù)增加，距離防滲墻15 cm和25 cm處先后發(fā)生應(yīng)變并增大至最大值，土體進(jìn)入屈服階段，土工膜發(fā)生塑性變形。

圖9 U型槽伸縮節(jié)連接時(shí)土工膜應(yīng)變和土體剪應(yīng)力與剪切位移的關(guān)系Fig.9 Relations of strain and shear stress against sheardisplacement of soil with U-shaped groove expansionjoints

針對(duì)復(fù)合土工膜與防滲墻的聯(lián)接型式和鋪設(shè)方法，依次開(kāi)展了無(wú)伸縮節(jié)、普通豎向伸縮節(jié)和U型槽伸縮節(jié)3組物理模型試驗(yàn)，結(jié)果表明：無(wú)伸縮節(jié)連接時(shí)，靠近防滲墻位置土工膜的峰值應(yīng)變?yōu)?×10-3；普通豎向伸縮節(jié)連接時(shí)，相同位置處土工膜的峰值應(yīng)變?yōu)?.5×10-3，峰值應(yīng)變降低12.5%；設(shè)置U型槽伸縮節(jié)后峰值應(yīng)變?yōu)?.51×10-4，與未設(shè)置伸縮節(jié)相比，峰值應(yīng)變降低83.7%，土工膜的峰值應(yīng)變有了較大程度降低，設(shè)置U型槽伸縮節(jié)可有效改善土工膜局部變形。

4 結(jié) 論

依據(jù)復(fù)合土工膜的受力特點(diǎn)，利用采用自主研制的大型疊環(huán)式剪切儀，構(gòu)建復(fù)合土工膜與防滲墻接頭的結(jié)構(gòu)模型，開(kāi)展了復(fù)合土工膜與防滲墻連接的大型剪切試驗(yàn)，基于土工膜與堰體材料之間的相互作用，揭示了土工膜的受力和破壞機(jī)理，研究降低復(fù)合土工膜應(yīng)變集中的膜墻連接型式，所得主要結(jié)論如下：

(1)無(wú)伸縮節(jié)、普通豎向伸縮節(jié)和U型槽伸縮節(jié)3種連接型式均有如下規(guī)律，即隨著剪切位移的逐漸增大，土工膜的應(yīng)變逐漸增大；隨著距防滲墻距離的逐漸增大，土工膜的應(yīng)變逐漸減小。

(2)無(wú)伸縮節(jié)、普通豎向伸縮節(jié)和U型槽伸縮節(jié)3種模型土體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系演化趨勢(shì)基本一致，峰值應(yīng)力變化不大。

(3)無(wú)伸縮節(jié)、普通豎向伸縮節(jié)和U型槽伸縮節(jié)3種連接型式下靠近防滲墻位置土工膜的峰值應(yīng)變分別為4×10-3、3.5×10-3、6×10-4。普通豎向伸縮節(jié)連接時(shí)，相同位置處土工膜的峰值應(yīng)變降低12.5%；設(shè)置U型槽伸縮節(jié)后，峰值應(yīng)變降低83.7%。無(wú)伸縮節(jié)時(shí)連接部位土工膜應(yīng)力集中更為明顯，容易發(fā)生撕拉破壞；普通豎向伸縮節(jié)連接型峰值應(yīng)變較之前者有一定程度降低，但也存在伸縮節(jié)難以打開(kāi)的情況；U型槽伸縮節(jié)連接型峰值可以較大程度降低土工膜的峰值應(yīng)變，伸縮節(jié)容易拉開(kāi)，U型槽伸縮節(jié)連接型式可以有效解決復(fù)合土工膜在防滲墻接頭處的應(yīng)變集中問(wèn)題。