張孟喜,褚靜塵,陳 強,王 東

(1.上海大學土木工程系,上海 200444;2.四川省公路規(guī)劃勘察設計研究院有限公司,成都 610041)

隨著我國交通運輸業(yè)的發(fā)展,土工加筋技術已廣泛應用到公路、鐵路以及邊坡加固等巖土工程中[1-3].土工格柵作為一種新型的加筋材料能夠有效提高結構的承載力和穩(wěn)定性.國內(nèi)外學者為了研究加筋土體的力學性能和加筋機理,在理論分析、模型試驗和數(shù)值模擬上都開展了大量的工作.高昂等[4]通過土工格室加筋路堤動靜荷載作用下的室內(nèi)試驗,研究了不同格室的高度、焊距及循環(huán)荷載加載次數(shù)等因素下路堤的一系列力學性能.王家全等[5]在動荷載作用下,通過進行加筋砂土大比例地基模型試驗,研究了不同工況下砂土地基的承載力和變形特性.此外,在試驗過程中筋材的受力也是不可忽視的一部分,眾多學者對筋材的應力應變分布及變化特性也進行了研究.楊慶等[6]通過室內(nèi)模型試驗,在坡比、格柵種類和加筋層數(shù)等變化因素下運用應變儀采集試驗數(shù)據(jù),得出了土工格柵在不同工況下的受力性能;但因其方法傳統(tǒng),而常用的應變測量儀器是電阻應變片和柔性位移計,存在靈敏度低、易受強電磁干擾等缺陷,導致測量誤差較大.

光纖布拉格光柵(fiber Bragg grating,FBG)傳感技術因其測量精度高,可實時監(jiān)測的優(yōu)點而被逐漸應用到土木工程領域[7].殷建華等[8]利用FBG傳感技術,基于梁的彎曲理論和差分算法對原位測斜儀的應變和撓度曲線進行了分析研究,由此證明了FBG傳感技術在邊坡監(jiān)測中的優(yōu)越性,為邊坡的穩(wěn)定性分析提供了新的參考依據(jù).Yang等[9]采用熔融沉積法研制了新型FBG傳感器,用以在單軸壓縮試驗中測量橡膠圓柱體的應變.賈立翔等[10]通過土工離心機邊坡模型試驗,驗證了FBG測試系統(tǒng)在離心機模型多參量監(jiān)測應用中的可行性.朱鴻鵠等[11]通過分布式光纖感測的邊坡模型試驗,在邊坡加載過程中對土樣不同深度處的水平向應變進行了連續(xù)監(jiān)測,提出了一種新型的監(jiān)測邊坡穩(wěn)定性的技術.

本工作以土工格柵為加筋材料,引入了FBG傳感技術,對比分析了循環(huán)荷載作用下加筋路堤在不同工況下的承載性能與穩(wěn)定性,以及土工格柵加筋材料的變形規(guī)律,初步揭示了其加筋機理,為深入研究循環(huán)荷載作用下加筋路堤的力學特性及筋材的變形監(jiān)測提供了新方法.

1 FBG傳感器的設計與標定

1.1 FBG傳感器的工作原理

FBG傳感器是利用光纖的光敏性制成的監(jiān)測元件,其工作原理如圖1所示.

圖1 FBG傳感器工作原理圖Fig.1 Working principle diagram of FBG sensor

當一束寬光譜入射時,光纖的光柵區(qū)會反射特定波長的光[12],其余的則穿透光纖繼續(xù)向前傳輸,反射光的波長所滿足的特定條件為

式中:λ為反射光的初始中心波長;n為纖芯的有效折射率;Λ為光柵的柵距.

當被測量體的物理量發(fā)生變化從而使光柵區(qū)受到應力等作用時,反射光的中心波長λ會產(chǎn)生相應的變化Δλ,即

由

可得

式中:E為待測物體的彈性模量;ΔL為變形量;L為測試段的長度;A為待測物體的橫截面.

1.2 FBG傳感器的封裝

FBG光柵區(qū)是由去除外包層和涂覆層的裸纖刻制而成,纖細脆弱抗剪能力差,若直接應用到實際工程中極易折損.細徑管保護式和表面黏貼式[13-14]是目前最常見的FBG傳感器封裝方式.本工作將二者結合,先用直徑為2 mm的PVC套管對裸纖進行保護,再用環(huán)氧樹脂膠把FBG傳感器黏貼在格柵的指定測點,在保證基體材料土工格柵和傳感器協(xié)同變形的同時,也確保了傳感結構的完整性.封裝結構如圖2所示.

圖2 FBG傳感器封裝結構示意圖Fig.2 Encapsulated structure diagram of FBG sensor

根據(jù)試驗需要,自行設計了FBG傳感器裸纖的長度及柵距,每層格柵上水平布置3個應變感知測點.具有感知監(jiān)測功能的土工格柵布置圖如圖3所示.

圖3 FBG感知土工格柵布置圖Fig.3 Layout of FBG sensing geogrid

1.3 FBG傳感器的標定

在用光纖解調(diào)儀對FBG傳感器進行數(shù)據(jù)采集時,光纖傳感分析軟件得到的是光柵中心波長值的變化.試驗中需建立FBG伸長量與中心波長變化量之間的關系,并以此來確定土工格柵的應變量.在標定試驗中,用20 g砝碼施加軸向力,并逐級加載.通過擬合試驗數(shù)據(jù)所得到的標定曲線如圖4所示.可以看出:傳感器中心波長的變化量與光纖的伸長量之間有良好的線性關系,即

圖4 伸長量與中心波長的關系Fig.4 Relationships between elongation and central wavelength

2 模型試驗

2.1 試驗設備

本試驗的加載系統(tǒng)采用了美國GCTS公司的USTX-2000三軸測試系統(tǒng)(見圖5).該裝置可提供10 kN的最大軸向力、5 Hz的最大動載頻率和50 mm的最大位移量程.該裝置可模擬多種波形進行循環(huán)荷載試驗的加載,如矩形波、正弦波及自定義波等.

圖5 模型試樣和加載系統(tǒng)Fig.5 Model specimen and loading system

本試驗數(shù)據(jù)均有與之對應的測量設備進行采集.土工格柵筋材的變形量則由光纖解調(diào)儀及OSA(optical spectrum analyzer,光譜分析儀)光纖傳感分析軟件采集.路堤模型試樣的累積沉降量由該三軸測試系統(tǒng)直接讀取.坡面各點的法向位移及土壓力則由型號為DH5921的動態(tài)采集儀進行采集.

本試驗采用的是內(nèi)部尺寸為600 mm×290 mm×400 mm(長×寬×高)的長方體模型箱.箱壁采用的是25 mm厚的高強度透明鋼化玻璃,便于在試驗過程中能清晰地觀察邊坡土體的變形情況.

2.2 試驗材料

砂土采用福建標準砂作為試樣填料,通過篩分比試驗,測定該砂土的粒徑分布主要集中在0.5～2.0 mm之間.經(jīng)過一系列室內(nèi)土工試驗得到砂土的物理參數(shù)如表1所示.加筋材料采用經(jīng)緯向斷裂強度≥100 kN/m的玻璃纖維雙向土工格柵.土工格柵的網(wǎng)格尺寸為12 mm×12 mm,縱橫肋的斷裂伸長率均≤4%.

表1 砂土的物理性質(zhì)指標Table 1 Physical properties of the sand

2.3 試驗方案

2.3.1 試驗模型

本試驗采用1∶20的模型相似比來模擬路基高度為4.4 m的二級公路.因路堤具有對稱性,故取其半結構進行加筋路堤室內(nèi)模型試驗.本試驗通過控制填進模型箱內(nèi)砂土的質(zhì)量來進一步控制試樣的密實度.將一定質(zhì)量的砂土分層填筑,重砝碼人工壓實以確保試樣的密實度達到90%.以鋪設二層土工格柵為例,每層格柵布置3個FBG傳感器監(jiān)測點(即1-a、1-b、1-c、2-a、2-b、2-c).邊坡模型如圖6所示.

圖6 邊坡模型示意圖(mm)Fig.6 Schematic diagram of slope model(mm)

2.3.2 加載方案

本試驗以半正弦波來模擬循環(huán)荷載,采用相同的應力幅值對不同工況進行加載.根據(jù)靜載作用下無筋路堤的受力情況,經(jīng)過多次試驗,循環(huán)荷載的應力幅值取無筋路堤最大承載力的70%,即20.3 kPa,頻率為1 Hz(對應一個完整的半正弦波),振動次數(shù)為15 000次.加載波形如圖7所示.

圖7 循環(huán)荷載加載波形Fig.7 Cyclic load waveform

2.3.3 試驗工況

本工作針對加筋間距和加筋層數(shù)進行了循環(huán)荷載作用下不同工況的路堤試驗.結合光纖光柵傳感監(jiān)測技術,進一步分析了路堤的受力特性以及筋材的應變變化規(guī)律.具體的路堤加筋工況如表2所示.

表2 試驗工況Table 2 Test conditions

3 試驗結果分析

3.1 循環(huán)荷載下土工格柵的變形分析

在循環(huán)荷載加載過程中,試樣在振幅和頻率等動力作用的激勵下引發(fā)土體振動,進而使得加筋材料土工格柵在自身強度范圍內(nèi)被反復伸張.振動開始時,由于土體處于不斷壓實緊密的狀態(tài),故筋材的應變值呈線性變化.隨著振動次數(shù)的累加,其應變值也呈周期性波動增加.圖8所示為鋪設一層筋材時,1-b監(jiān)測點的中心波長隨加載次數(shù)的變化曲線.由于數(shù)據(jù)量過于龐大,故只選取具有代表性的振動次數(shù)下的格柵應變值繪制成圖.

圖8 一層加筋1-b監(jiān)測點中心波長的變化量Fig.8 Variations of central wavelength of 1-b measuring point with one layer reinforcement

如圖9所示:循環(huán)荷載作用下土工格柵在水平方向上的受力變形并非沿著格柵的全長均勻分布,而是呈現(xiàn)以加載點為中心向兩側(cè)遞減的趨勢;豎直方向上土工格柵的應變值則是隨著邊坡深度的增加而減小.以圖9(b)為例,1-b監(jiān)測點和2-b監(jiān)測點的FBG應變值較大.這是因為該監(jiān)測點即加載區(qū)的正下方為主要的受力受拉區(qū)域,變形最為劇烈.在加載前期,1-b監(jiān)測點的應變變化值明顯高于2-b監(jiān)測點,說明前期主要是由首層筋材發(fā)揮加筋作用.當振動次數(shù)≥7 000次以后,2-b監(jiān)測點的應變值增長加快.這說明隨著振動次數(shù)的增加,動力特性作用不斷累加,傳至土體下部區(qū)域,使其筋材逐漸拉伸,在與土工格柵接觸的上下土體界面上發(fā)生剪切摩擦作用,故坡體下方的筋材應變值在加載后期增長速度加快.在動荷載作用下,坡頂?shù)姆ㄏ蛭灰谱兓@著,因此在靠近坡面上部的位置,土工格柵和土體間的摩擦嵌固等筋土界面作用進一步加強.為了限制土顆粒的移動,使筋材發(fā)揮更大的加筋作用,故1-c監(jiān)測點土工格柵的應變值變化明顯.

通過對圖9的分析可知,筋材所受的應變值隨著加筋層數(shù)的增加而減小.以不同加筋層數(shù)下第一層土工格柵的變形為例:當鋪設一層筋材時,1-a、1-b、1-c 3個監(jiān)測點的應變值分別是1 171.96、3 418.09和2 569.87 με;當加筋層數(shù)為二層和三層時,該3處監(jiān)測點的應變值分別減小了24.06%、33.44%、26.69%和57.18%、41.41%、35.41%.分析可知,筋土的界面作用使得加載板下方的受壓區(qū)域增大,從而能夠更好地向下向外將應力傳遞給鄰近土體,起到了良好的應力擴散作用.隨著加筋層數(shù)的增加,該現(xiàn)象更為顯著,故每層筋材的受拉受壓作用相對減弱、應變值減小,且分布更加趨于均勻化.

圖9 不同加筋層數(shù)下筋材的應變Fig.9 Strain of reinforcement under different reinforced layers

如圖10所示,對比不同間距下3個監(jiān)測點的試驗結果可知,在相同的加載振動次數(shù)下,土工格柵的應變隨著加筋間距的減小而增加,即筋材充分發(fā)揮了加筋作用.在實際工程中,合理設計加筋層的間距,可起到優(yōu)化加筋的作用,進一步提高路堤的穩(wěn)定性.

圖10 不同加筋間距下筋材的應變Fig.10 Strain of reinforcement under different stiffening spacing

3.2 循環(huán)荷載下路堤的變形分析

3.2.1 路堤累積沉降

由圖11可以看出,在長期循環(huán)荷載作用下,路堤的豎向變形隨著加筋間距的減小和加筋層數(shù)的增加而減小.當振動次數(shù)達到15 000次后:由圖11(a)可知工況6較工況1、工況2、工況4的沉降量分別減少了67.7%、20.9%、9.7%;由圖11(b)可知工況1的豎向沉降量是工況3的2倍,工況4的1.5倍和工況5的1.3倍.分析可得:土體-筋材-筋土界面三者之間的相互作用改善了土體內(nèi)部的應力分布;加筋層數(shù)越多,間距越小,筋材與其土體形成的局部區(qū)域剛度就越大,加筋路堤的整體性和穩(wěn)定性就更高,因此路堤的沉降量也就越小.

圖11 累積沉降量Fig.11 Accumulated settlement

3.2.2 坡面法向變形

通過所布置的3個位移傳感器(見圖6),分別測得在動荷載作用下,不同工況加筋路堤坡頂、坡中和坡腳最終的法向位移,結果如圖12所示.

由圖12(a)可以看出:動荷載作用下無筋路堤坡頂?shù)姆ㄏ蛭灰七_到6.23 mm,一、二、三層加筋路堤坡頂?shù)姆ㄏ蛭灰品謩e為2.95、2.17、1.87 mm,與無筋路堤相比分別減少了52.6%、65.2%、70.0%;各工況下坡中法向位移變化較小,坡腳法向位移則無明顯差別;不同加筋間距下試驗工況的變形趨勢相仿.由此分析可得:土工格柵間距的減小使土體剛度增大,整體性增強,故路堤的穩(wěn)定性越高,坡體的滑移越小;加筋層數(shù)的增加使筋土界面的摩擦嵌固作用增強,從而進一步減小了路堤坡面的法向變形.

圖12 坡面法向位移Fig.12 Normal displacement of slope

3.3 循環(huán)荷載下路堤的土壓力分析

為了分析循環(huán)荷載作用下路堤內(nèi)部土壓力的變化,在土中分3層埋置了8個動態(tài)土壓力傳感器(見圖6中編號1#～8#)進行土壓力監(jiān)測.為研究數(shù)據(jù)方便,在無筋和兩層筋材的鋪設下各取10個循環(huán)作用下的數(shù)據(jù)進行分析.圖13為土壓力隨振動次數(shù)(990～1 000)的變化曲線.可以明顯看出,土壓力在一個循環(huán)下也呈半正弦波變化.

加載板正下方不同埋置深度(2#、5#和8#3個監(jiān)測點)的土壓力值如圖13(a)所示.可知,土壓力的峰值從路堤上部往下遞減,符合土壓力理論.同一埋置深度水平方向(4#、5#和6#3個監(jiān)測點)的土壓力值如圖13(b)所示.可知,土壓力呈加載中心向兩側(cè)遞減的規(guī)律,離加載中心點越遠則土壓力越小.對比分析無筋和二層加筋鋪設情況下同一監(jiān)測點的土壓力值變化可知,加筋可有效提高土體的剛度,測得的土壓力值也顯著增加,尤以加載板正下方的區(qū)域最為明顯.

圖13 不同工況下路堤內(nèi)部的土壓力分布Fig.13 Distributions of earth pressure in embankment under different working conditions

4 結束語

本工作通過基于FBG傳感技術在循環(huán)荷載作用下加筋路堤的模型試驗,研究了不同加筋對路堤力學特性和筋材變形的影響,并得出以下結論.

(1)在循環(huán)荷載作用下,筋材的變形在振動初期呈線性增加.隨著振動次數(shù)的增加,筋材在動力特性的作用下被反復伸張,呈周期性波動增加.筋材的受力變形在水平方向上表現(xiàn)為由加載區(qū)域正下方向兩側(cè)遞減,且沿筋長方向呈非線性分布;豎直方向上則隨著邊坡深度的增加而減小,且在路堤上部靠近坡頂?shù)膮^(qū)域,因坡面土體的滑移,筋材的受力變形也尤為明顯.

(2)在循環(huán)荷載作用下,加筋路堤與無筋路堤相比,豎向沉降量和坡面法向位移最大程度可減小67.7%和70.0%.由此說明,加筋間距的減小和加筋層數(shù)的增加可在一定程度上提高路堤邊坡的整體性和穩(wěn)定性.因此,可在實際工程中對筋材進行合理的設計,優(yōu)化鋪設方式,使筋材的利用率達到最大化.

(3)在循環(huán)荷載作用下,路堤內(nèi)部的土壓力隨著振動次數(shù)呈半正弦波形變化,且加筋可有效提高土體的剛度,土壓力值也顯著增加.

(4)通過對筋材的應變分析,驗證了在路堤監(jiān)測應用中FBG新型傳感器的可行性與優(yōu)越性.