陳 爽，魯 洋,2，劉斯宏 ，方斌昕，賈 凡，張呈斌

(1.河海大學水利水電學院，江蘇 南京 210098； 2.河海大學巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京 210098； 3.中國水利水電科學研究院結構材料研究所，北京 100038； 4.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 330110)

近年來，土工袋作為一種新型加筋土材料，因具有抗壓強度高[1-3]、可就地取材、防凍脹性能好[4]、經(jīng)濟環(huán)保[5-6]等優(yōu)點得到工程界的認可，已廣泛應用于邊坡[7-8]、擋墻[9]、公路路基[10-11]、堤防[12]及房屋基礎[13]等工程中。實踐證明，土工袋結構不僅具有穩(wěn)定的層間摩擦特性[14-15]，還具有良好的減振消能性能，若將其用于地震多發(fā)區(qū)村鎮(zhèn)的減震防災工程中，將具有廣闊的應用前景。

在實際工程中，土工袋大多是采用豎直堆疊或交錯堆疊形成組合體的布置方式。李玲君等[16]采用室內(nèi)大型直剪儀開展了一系列豎直堆疊土工袋的循環(huán)剪切試驗，研究了袋內(nèi)填充土體在不同粒徑、級配和黏粒含量時對土工袋基礎減振消能效果的影響，發(fā)現(xiàn)粒徑和級配對土工袋減振消能效果影響不大。Wang等[17-18]采用激振試驗對比分析了不同層數(shù)、不同排列方式對土工袋組合體豎向減振效果的影響，發(fā)現(xiàn)沿高度方向的加速度衰減主要集中于頂部3層土工袋內(nèi)，且交錯排列方式效果更好。劉斯宏等[19-20]開展了一系列土工袋擋墻大型振動臺模型試驗，研究了實際地震波作用下土工袋擋墻的加速度放大系數(shù)、擋墻位移、墻后動土壓力等因素的變化規(guī)律，印證了土工袋擋墻具有一定的柔性，在地震中可以表現(xiàn)出良好的抗震性能?？梢园l(fā)現(xiàn)，目前針對土工袋動力特性方面的研究主要集中在土工袋組合體結構上，對于土工袋單元體動力特性的研究較少。土工袋作為一種特殊的柔性加筋土材料，不僅其層間界面可以起到良好的阻尼消能效果，其單元體自身也會通過剪切變形產(chǎn)生阻尼消能效果。實際上，土工袋單元體是土工袋構筑物中的最小結構單元，其動力特性及減振耗能效果將直接影響土工袋組合體乃至整個構筑物的動力響應。因此，研究土工袋單元體的動力特性對于深入揭示土工袋組合體結構減振消能作用機理至關重要。

本文采用室內(nèi)大型剪切系統(tǒng)，通過變剪切應變幅值條件下土工袋單元體的系列循環(huán)剪切試驗研究填充率、豎向應力、剪切應變幅值等因素對土工袋單元體基本動力參數(shù)的影響，以期為土工袋地基、擋墻等工程的抗震設計提供參考。

1 試驗裝置與試驗材料

1.1 試驗裝置

試驗在河海大學自主研制的室內(nèi)大型剪切系統(tǒng)上進行，該系統(tǒng)主要由豎向加載系統(tǒng)、水平加載系統(tǒng)、量測系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)4部分組成，如圖1所示。豎向加載系統(tǒng)主要由安裝在反力架橫梁上的豎向伺服作動器和加載板兩部分組成，作動器通過加載板將豎向荷載均勻地施加到土工袋試件的上表面，在作動器和加載板之間設置滑輪裝置，用來消除水平剪切過程中二者之間的摩擦力，加載系統(tǒng)可提供的最大豎向荷載為30 kN。水平張拉系統(tǒng)由兩側的電機和柔性鏈條組成，試驗過程中為保證水平剪切過程連續(xù)且穩(wěn)定，設置電機驅動螺桿以2 mm/min的剪切速率同向移動，通過柔性鏈條拉動加載板做往復剪切運動。為防止剪切過程中土工袋上下表面與加載裝置產(chǎn)生相對滑移，在加載板下表面和反力架底板處均粘貼強摩擦型砂紙。量測系統(tǒng)主要由安裝在水平張拉系統(tǒng)上的LTR-1型拉壓力傳感器和安裝在加載板上表面的DTH-A-100型位移傳感器組成。數(shù)據(jù)采集裝置為UCAM-60B型靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀，水平拉力傳感器和位移傳感器均連接在該數(shù)據(jù)采集儀上進行試驗數(shù)據(jù)的同步采集，采集頻率為2 Hz。

圖1 土工袋循環(huán)剪切試驗裝置Fig.1 Cyclic shear test device for soilbags

1.2 試驗材料

試驗材料為定制的方形土工編織袋，原材料為聚丙烯(PP)，克重為200 g/m2，尺寸為0.4 m×0.4 m×0.125 m。通過抗拉強度試驗測得編織袋經(jīng)、緯向極限抗拉強度與伸長率的關系曲線如圖2所示，其中，經(jīng)、緯向極限抗拉強度分別為47.36 kN/m和44.11 kN/m，經(jīng)、緯向極限伸長率分別為13.70%和15.98%。袋內(nèi)填充材料為自然風干的天然河砂，不均勻系數(shù)為4.034，曲率系數(shù)為0.882，最大粒徑為4.75 mm，最大干密度為1.871 g/cm3，最小干密度為1.525 g/cm3，成型壓實后袋內(nèi)砂土的相對密度為0.433，細度模數(shù)為2.496，屬于中密砂。河砂填充率將影響土工袋的成型尺寸，本文規(guī)定對于同一規(guī)格的土工編織袋，填入土料后，按照土工袋成型高度計算袋內(nèi)材料填充率δ，并將土工袋成型高度12.5 cm定義為100%填充率，不同袋內(nèi)材料填充率情況下的土工袋如圖3所示。

圖2 土工袋極限抗拉強度與伸長率關系曲線Fig.2 Relationship between limit tensile strength and elongation of soilbags

圖3 不同袋內(nèi)材料填充率情況下的土工袋Fig.3 Photos of soilbag under different material filling rates

2 試驗方案

本文試驗的目的是研究袋內(nèi)材料填充率δ、豎向應力σ和剪切應變幅值γ等因素對土工袋單元體動力特性的影響。試驗分為3步：①先進行3種不同豎向應力作用下的土工袋單元體單調直剪試驗，根據(jù)單調直剪試驗過程中加載板發(fā)生滑移時峰值剪切應力對應的剪切應變確定循環(huán)剪切試驗中剪切應變幅值的合理范圍；②參考土工合成材料筋土界面循環(huán)剪切特性方面的相關研究[21]，進行同一豎向應力作用下3種不同袋內(nèi)材料填充率的土工袋單元體循環(huán)剪切試驗，研究填充率對土工袋動力參數(shù)的影響，并確定最優(yōu)填充率；③在最優(yōu)填充率的基礎上，采用控制變量法，進行3種不同豎向應力作用下土工袋單元體變剪切應變幅值的循環(huán)剪切試驗，以分析豎向應力和剪切應變幅值等因素對土工袋單元體動力特性的影響。具體試驗工況如表1所示，循環(huán)剪切應變加載過程如圖4所示。

圖4 循環(huán)剪切試驗加載過程Fig.4 Loading process of cyclic-shear test

表1 試驗工況

3 試驗結果與分析

圖5為不同豎向應力作用下，河砂土工袋單元體單調直剪試驗的結果。從圖5可以看出，不同豎向應力作用下土工袋單元體剪切應力與剪切應變關系曲線呈現(xiàn)出相類的規(guī)律，即剪切應力隨著剪切應變的增大而增大，而后逐漸趨于穩(wěn)定。值得注意的是，當豎向應力為40 kPa時，剪切應變達到8%左右后剪切應力基本不再繼續(xù)增大；而當豎向應力為160 kPa時，可以發(fā)現(xiàn)剪切應變達到10%以后，剪切應力仍有繼續(xù)增大的趨勢，但增幅逐漸變緩。

圖5 土工袋單元體單調直剪試驗結果Fig.5 Results of monotonously direct shear tests of single soilbag

出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因主要是當豎向應力較小時，土工袋張力不能充分發(fā)揮出來，水平抗剪應力主要由袋體與袋內(nèi)填料之間的摩擦力提供；當豎向應力增加到足夠大時，袋體膨脹，土工袋的張力得到充分發(fā)揮，水平抗剪應力主要由袋體與袋內(nèi)填料之間的摩擦力以及土工袋張力共同提供，并且在剪切過程中，隨著剪切應變幅值的增大，編織袋的張力也在逐漸增大，所以當豎向應力為160 kPa時，單調直剪試驗表現(xiàn)出剪切應力持續(xù)增大的現(xiàn)象。根據(jù)單調直剪試驗結果，為了防止在進一步開展的循環(huán)剪切試驗過程中土工袋單元體上下砂紙表面發(fā)生相對滑動，將循環(huán)剪切試驗中的最大剪切應變幅值初步設定為8%。

3.1 袋內(nèi)材料填充率的影響

3.1.1 滯回圈和骨干曲線

圖6為豎向應力為80 kPa時，不同袋內(nèi)材料填充率情況下，土工袋單元體的應力-應變關系曲線。從不同袋內(nèi)材料填充率的滯回曲線形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，袋內(nèi)材料填充率越大，滯回曲線越飽滿，其滯回耗能特征越好，說明袋內(nèi)材料填充率對土工袋單元體動力特性具有較為明顯的影響。

圖6 土工袋單元體應力-應變關系曲線(σ=80 kPa)Fig.6 Stress-strain relation curve of single soilbag (σ=80 kPa)

圖7為豎向應力為80 kPa時，不同袋內(nèi)材料填充率情況下土工袋單元體峰值剪切應力隨剪切應變幅值變化的關系曲線(骨干曲線)，可以看出，袋內(nèi)材料填充率分別為80%、90%和100%時，峰值剪切應力隨剪切應變幅值變化的關系曲線基本重合，說明在循環(huán)剪切過程中，土工袋單元體峰值剪切應力受袋內(nèi)材料填充率的影響較小。這主要是因為土工袋單元體的水平抗剪應力主要由袋體張力提供，袋內(nèi)材料填充率的大小主要影響張力發(fā)揮的快慢，并不會影響峰值剪切應力的大小。值得注意的是，不同袋內(nèi)材料填充率情況下，土工袋單元體峰值剪切應力在循環(huán)剪切初始階段的增幅略有差別，主要表現(xiàn)為袋內(nèi)材料填充率越大，在剪切初始階段峰值剪切應力的增幅也越大，但當達到一定剪切應變時不同袋內(nèi)材料填充率情況下的峰值剪切應力基本重合。主要原因可能是袋內(nèi)材料飽滿程度不同，導致土工袋張力發(fā)揮的快慢不同，袋內(nèi)材料越飽滿，在相同豎向應力作用下，土工袋越容易膨脹，張力發(fā)揮作用的速度也相對越快。

圖7 土工袋單元體骨干曲線(σ=80 kPa)Fig.7 Backbone curve of single soilbag (σ=80 kPa)

3.1.2 動力參數(shù)

動剪切模量G和阻尼比λ是土工袋結構動力設計及其安全性能評價中需要考慮的2個關鍵參數(shù)，其中，動剪切模量反映結構在動荷載作用下抵抗變形的能力，動剪切模量越大表明結構保持自身穩(wěn)定的性能越好；阻尼比反映結構在周期性動荷載作用下的減振消能效果。為了達到良好的減振效果，結構必須具備足夠的阻尼比，并且阻尼比越大表明結構的減振消能性能越好。

圖8為豎向應力為80 kPa時，不同剪切應變幅值條件下，土工袋單元體動力參數(shù)隨袋內(nèi)材料填充率變化的關系曲線。從圖8(a)可知，在相同剪切應變幅值條件下，土工袋單元體阻尼比隨著袋內(nèi)材料填充率的提高呈現(xiàn)出增長的趨勢，說明袋內(nèi)材料填充率越大，即裝填得越飽滿，土工袋單元體的減振消能效果越好。值得注意的是，當剪切應變幅值小于4%時，此時剪切應變幅度較小，隨著袋內(nèi)材料填充率的提高，阻尼比均表現(xiàn)為增長的規(guī)律，并且剪切應變幅值越大，土工袋單元體的阻尼比越高；當剪切應變幅值達到8%時，此時剪切應變幅度較大，隨著袋內(nèi)材料填充率的提高，阻尼比并不是持續(xù)增大，而是表現(xiàn)為先增大而后略有降低的趨勢。出現(xiàn)上述現(xiàn)象的主要原因是隨著袋內(nèi)材料填充率的提高，袋內(nèi)材料的顆粒增多，顆粒之間的總耗能增大，所以表現(xiàn)為阻尼比隨著袋內(nèi)材料填充率的提高而增大。但是，當袋內(nèi)材料填充率達到100%時，由于袋內(nèi)材料充填過多，在豎向荷載作用下，張力迅速發(fā)揮作用，在袋體約束產(chǎn)生的“附加黏聚力”作用下土工袋的整體柔性反而有所減弱，在一定程度上限制了袋體在水平方向的活動范圍，此時土工袋只能在較小應變幅值范圍內(nèi)表現(xiàn)出良好的阻尼特性。

圖8 土工袋動力參數(shù)隨袋內(nèi)材料填充率變化關系曲線(σ=80 kPa)Fig.8 Variation curves of dynamic parameters of soilbag with material filling rate (σ=80 kPa)

由圖8(b)可以看出，當剪切應變幅值較小時，動剪切模量基本不隨袋內(nèi)材料填充率的增大而變化；當剪切應變幅值較大時，動剪切模量隨著袋內(nèi)材料填充率的增大略有提高。總體來看，袋內(nèi)材料填充率對土工袋單元體動剪切模量的影響不明顯。

在實際工程中，從加固的角度看，土工袋多以交錯層疊的形式進行布置，較高的袋內(nèi)材料填充率可以保證同層相鄰兩個土工袋之間形成縫隙，堆筑土工袋組合體結構時，上層土工袋的一部分可以嵌入到下層土工袋袋間的縫隙中形成穩(wěn)固的層間嵌固作用，以達到增強層間抗滑穩(wěn)定性的目的，有效保證土工袋結構的整體性[22]。值得注意的是，在實際施工過程中如果袋內(nèi)材料填充率太高則會大大降低土工袋的封口效率。綜合考慮上述因素，本文建議選取90%作為土工袋單元體的最優(yōu)填充率。該參數(shù)是在豎向應力為80 kPa時給出的建議值，是否在其他豎向應力作用時具有普遍適用性，還有待后續(xù)試驗進一步驗證。

3.2 豎向應力的影響

3.2.1 滯回圈和骨干曲線

圖9為袋內(nèi)材料填充率為90%時，不同豎向應力作用下土工袋單元體的應力-應變關系曲線，可以看出，隨著豎向應力的增大，滯回圈主對角線的傾角越來越大，動剪切模量也隨之增大。

圖9 土工袋單元體應力-應變關系曲線(δ=90%)Fig.9 Stress-strain relation curve of single soilbag (δ=90%)

圖10為袋內(nèi)材料填充率為90%時，不同豎向應力作用下土工袋單元體峰值剪切應力隨剪切應變幅值變化的關系曲線，可以發(fā)現(xiàn)，曲線基本圍繞原點呈中心對稱分布。當剪切應變幅值較小時，峰值剪切應力迅速增大，隨著剪切應變幅值的增大，峰值剪切應力的增長趨勢逐漸趨于緩慢，這表明當剪切應變幅值較大時，土工袋單元體可以達到相對穩(wěn)定的應力狀態(tài)。

圖10 土工袋單元體骨干曲線(δ=90%)Fig.10 Backbone curves of single soilbag (δ=90%)

3.2.2 動力參數(shù)

圖11為袋內(nèi)材料填充率為90%時，不同剪切應變幅值條件下，土工袋單元體動力參數(shù)隨豎向應力變化的關系曲線。由圖11(a)可知，隨著豎向應力的增大，土工袋單元體的阻尼比整體呈現(xiàn)出略有減小的趨勢，其中當剪切應變幅值小于4%時，這種減小的趨勢并不明顯。這可能是因為當剪切應變較小時，土工袋表面張力可以很好地發(fā)揮作用，將內(nèi)部土體緊緊地束縛，此時豎向應力的大小對阻尼比的影響并不明顯。當剪切應變較大時，豎向應力越大，袋體表面張力發(fā)揮越明顯，土工袋整體性越好，阻尼效果也相對較小。

圖11 土工袋動力參數(shù)隨豎向應力變化關系曲線(δ=90%)Fig.11 Variation curves of dynamic parameters of soilbag with vertical stress (δ=90%)

從圖11(b)可知，在相同剪切應變幅值條件下，土工袋單元體動剪切模量均隨豎向應力的增大而增大；在相同豎向應力作用下，隨著剪切應變幅值的增大，土工袋單元體的動剪切模量減小。說明土工袋具有可變的動剪切模量。

3.3 剪切應變幅值的影響

圖12為袋內(nèi)材料填充率為90%時，不同豎向應力作用下土工袋單元體動力參數(shù)隨剪切應變幅值變化的關系曲線。從圖12(a)可知，在不同豎向應力作用下，隨著循環(huán)剪切應變幅值的增大，土工袋單元體的阻尼比均逐漸增大，說明水平方向剪切變形越大土工袋單元體的減振效果越好。這可能是因為當剪切應變幅值增大時，維持土工袋整體穩(wěn)定性的表面張力被破壞，土工袋整體發(fā)生剪切變形，在往復剪切過程中，由于編織袋經(jīng)絲和緯絲的張弛作用以及袋內(nèi)土體顆粒之間的摩擦作用而大量耗能。

圖12 土工袋動力參數(shù)隨剪切應變幅值變化關系曲線(δ=90%)Fig.12 Variation curves of dynamic parameters of soilbag with amplitude of shear strain (δ=90%)

從圖12(b)可知，在相同豎向應力作用下，隨著剪切應變幅值的增大，土工袋單元體的動剪切模量均逐漸衰減。此外還可以發(fā)現(xiàn)當剪切變形相同時，作用在土工袋上的豎向應力越大，土工袋單元體的動剪切模量也越大，說明土工袋具有可變的動剪切模量。這可能是因為當?shù)卣饠_動較小時，土工袋整體變形較小，袋體表面張力充分發(fā)揮作用，可以有效保證上部結構不產(chǎn)生較大的滑移；當?shù)卣饠_動較大時，袋內(nèi)土體發(fā)生剪切破壞，同時編織袋的經(jīng)絲和緯絲持續(xù)張弛變形，袋體不能保持穩(wěn)定的表面張力，但由于編織袋對土體的束縛作用，此時土工袋整體仍具有一定的動剪切模量以保持上部結構的穩(wěn)定。

4 結 論

a.土工袋單元體的減振消能特性受袋內(nèi)材料填充率的影響，在豎向應力為80 kPa時，袋內(nèi)材料填充率越大，土工袋減振消能效果越好。綜合考慮實際施工過程中，袋內(nèi)材料填充率過大會降低土工袋封口效率等因素，建議土工袋單元體最優(yōu)填充率為90%。該建議值是否在其他豎向應力作用時具有普遍適用性，還有待后續(xù)試驗進一步研究。

b.在循環(huán)剪切過程中，土工袋單元體的峰值剪切應力主要受豎向應力和剪切應變幅值的影響，基本不受袋內(nèi)材料填充率的影響。即峰值剪切應力隨豎向應力的增大而增大，隨剪切應變幅值的增大而增大，當剪切應變幅值增大到一定程度時峰值剪切應力逐漸趨于穩(wěn)定。

c.土工袋單元體具有可變的阻尼比和動剪切模量，是一種良好的減振消能材料。在一定范圍內(nèi)，水平剪切變形越大，土工袋單元體阻尼比越大；豎向應力越大，土工袋單元體動剪切模量越大。