非飽和含粘砂土的三軸試驗研究

非飽和含粘砂土的三軸試驗研究

1種三軸排水剪切試驗試驗用土采用廣（州）佛（山）高速擴建工程基塊填充。擊實試驗測得該土最大干密度為1.97g/cm3,最優(yōu)含水率為13.5%。試驗干密度采用壓實度為94%,即干密度等于1.85g/cm3。試樣物理力學指標見表1。試驗設備采用后勤工程學院研制的多功能土工三軸儀器。該儀器采用模塊結(jié)構(gòu),可作飽和土、非飽和土、特殊土30多種試驗。共作了3種應力路徑的三軸排水剪切試驗:①3個吸力(s=ua-uw)等于常數(shù),凈平均應力(p=(σ1+2σ3-3ua)/3)增大的各向同性壓縮試驗?？刂莆Ψ謩e為50,100,200kPa,凈平均應力分級施加,試驗終止時的凈平均應力依次為350,350,200kPa。②3個凈平均應力等于常數(shù),吸力增大的三軸收縮試驗。控制凈平均應力分別為25,50,100kPa,吸力分級施加,試驗終止時的吸力依次為350,350,300kPa。③凈室壓力(p=σ3-ua)和吸力都控制為常數(shù)的三軸排水剪切試驗?？刂苾羰覊毫Ψ謩e為100,200,300kPa,吸力分別控制為0,50,100,200kPa。在排水剪切試驗中,孔隙水壓力等于0kPa,因而試驗時只需控制總室壓力和氣壓力為常數(shù)即可。這樣,共做了18個三軸排水剪切試驗。前兩種試驗和剪切試驗的固結(jié)階段穩(wěn)定的標準是體變在2h內(nèi)不超過0.0063cm3,并且排水量在2h內(nèi)不超過0.012cm3;三軸剪切試驗的剪切速率為0.0066mm/min。2試驗結(jié)果的分析2.1彈性區(qū)的范圍各向同性壓縮試驗和三軸收縮試驗的體變和排水量的量測值可在試驗過程中直接讀出;另一方面,由試樣的初始含水量和最終含水量之差,可以算出試樣的實際排水量。根據(jù)算得的實際排水量對量測值進行校正,相關(guān)數(shù)據(jù)列于表2。由表2可以看出,三軸收縮試驗的體變和排水量比各向同性壓縮試驗的體變和排水量高出1倍左右。圖1是控制吸力的各向同性壓縮試驗的v-logp關(guān)系圖。同一試樣的試驗點近似位于兩條相交的直線段上,兩直線的交點可作為屈服點,屈服點的凈平均應力就是屈服應力。由此確定的不同吸力下的屈服應力列于表3?？梢?隨吸力提高,屈服應力增大。把屈服點繪在p-s平面上,連接這些屈服點得到的曲線稱為LC曲線。LC曲線與p軸的交點就是飽和土的屈服應力,也是LC曲線的下限。荷載增大不僅能使土屈服,而且吸力增加也能使土屈服。因此描述非飽和土的體變屈服性狀,在p-s平面上需要兩條屈服線:加載濕陷屈服線(LC)和吸力增加屈服線(SI),這兩條曲線與坐標軸包圍的區(qū)域是彈性區(qū)。位于彈性區(qū)的應力點在吸力增加達到SI曲線時土就發(fā)生屈服。針對吸力增加屈服,ALONSO及陳正漢等提出了不同的屈服條件。ALONSO等提出的吸力增加屈服條件是:s=s0=const,(1)式中:s0是土在歷史上曾經(jīng)受到的最大吸力。陳正漢等提出的修正吸力增加屈服條件是:s=sy=const,(2)式中:sy是屈服吸力,可由凈總應力等于0的常規(guī)收縮試驗確定。圖2是本次研究的控制凈平均應力的三軸收縮試驗的v-logs關(guān)系圖。與圖1相似,同一試樣的試驗點近似位于兩相交的直線段上,由此確定的屈服吸力列于表4。由交點確定的相應與凈平均應力等于25,50,100kPa的屈服吸力很接近,約為127kPa,大于試樣曾受到的最大吸力(s=45kPa)。可見,ALONSO等人提出的吸力增加屈服條件(式(1))并不符合本文研究的非飽和含粘砂土的實際情況,而陳正漢等提出的修正吸力增加的屈服條件(式(2))對該土比較適用。圖3即為由控制吸力的各向同性壓縮試驗和控制凈平均應力的三軸收縮試驗確定的加載濕陷屈服線和吸力增加屈服線。由sy≥s0,可知新的屈服條件擴大了彈性區(qū)的范圍。收縮性指標和水量變化指標如表3和表4所示,求解方法參見文獻。2.2結(jié)果表明，三軸排水修剪的結(jié)果是控制吸收力和凈壓為常數(shù)的2.2.1凈圍壓對應力-應變關(guān)系的影響重塑非飽和含粘砂土的偏應力-軸向應變和體積應變-軸向應變關(guān)系曲線分別如圖4和圖5所示。以往研究表明:對于松砂,其應力–應變關(guān)系曲線基本是應變硬化型;對于密砂,其應力-應變關(guān)系曲線是應變軟化型。對于非飽和含粘砂土,由圖4可見,在低吸力、低圍壓情況下,隨著凈圍壓增大,其應力-應變曲線由應變軟化向硬化型轉(zhuǎn)變。在高吸力、圍壓增加到300kPa時,出現(xiàn)脆性破壞。由圖4可以看出,非飽和土抗剪強度高于飽和土抗剪強度;隨吸力的增大,抗剪強度明顯增大。相同吸力條件下,隨凈圍壓增大,抗剪強度也明顯增大。對于砂土而言,剪脹性與砂土的密實度和圍壓密切相關(guān)。由圖5(a)可以看出,在較低吸力(s=50kPa)情況下,曲線可分為3段:體積隨應變減小段;體積隨應變基本不變段;體積隨應變增大段。試樣呈明顯的剪縮特性,隨著圍壓增大,剪縮性增強。曲線后部體積變化隨應變增大,但剪脹不是很明顯,對比應力-應變曲線分析,變化點大概為試樣應力峰值對應的應變點,可認為是試驗屈服破壞后體積發(fā)生剪脹。比較圖5(b)、(c)與(a)可知,吸力增大,剪脹性明顯增強?？傮w比較,隨σ3的升高,剪脹開始時的軸向應變減小,剪脹性減小。2.2.2控制吸力試驗參數(shù)的確定針對不同的破壞形式選用相應的破壞標準。對塑性破壞,取軸應變εa=15%時的應力為破壞應力;對脆性破壞,取(σ1-σ3)-εa曲線上的峰值點對應的應力為破壞應力。9個三軸剪切試驗的破壞應力及強度參數(shù)列于表5中。強度參數(shù)可由p-q平面內(nèi)的強度包絡線求得,由圖6可以得到,吸力相同的一組試驗點落在一條直線上,可用下式表達:qf=ξ+pftan?,(3)式中:ξ和tan?分別是直線的截距和斜率,用最小二乘法確定。土的有效內(nèi)摩擦角從下式求得:sinφ′=3tan?/(6+tan?)。(4)由表5可見,在試驗的吸力范圍內(nèi),對同一個干密度試驗,φ′變化不大,與飽和土的有效內(nèi)摩擦角相當接近。土的粘聚力c由下式給出:c=3?sinφ′6cosφ′ξ′c=3-sinφ′6cosφ′ξ′。(5)由式(4)、(5)可計算出土的粘聚力c,其值列于表5中。從表5中可以看出,控制吸力試驗的粘聚力c隨吸力增大而增大,而內(nèi)摩擦角幾乎沒有變化,相應的關(guān)系如圖7所示。圖7表明試樣的c-s關(guān)系可近似看做線性的。采用FREDLUND等提出的非飽和土抗剪強度理論公式:τf=c′+(σ-ua)tanφ′+(ua-uw)tanφb,(6)式中:c′和φ′為飽和土的抗剪強度指標;σ-ua是凈豎向應力;ua-uw為吸力;φb表示抗剪強度隨吸力而增加的速率。3非飽和含粘砂的力學性質(zhì)1)控制吸力的各向同性壓縮試驗和控制凈平均應力的三軸收縮試驗結(jié)果表明:屈服凈平均應力和偏應力隨吸力的提高而增大;吸力增加屈服所需要的吸力是一常數(shù)但不等于土在歷史上曾受過的最大吸力;初步驗證了陳正漢等建議的吸力增加屈服條件。2)重塑非飽和含粘砂土的應力-應變曲線隨著凈圍壓增大由軟化向硬化型轉(zhuǎn)變,在高吸力高圍壓情況下,呈現(xiàn)脆性破壞。3)控制吸力和凈圍壓的三軸排水剪切試驗在p-q平面內(nèi)的強度包絡線為直線;在試驗研究的吸力范圍(50～200kPa)內(nèi),重塑非飽和含粘砂土的粘聚力隨吸力線性增加;內(nèi)摩擦角隨吸力的變化很小,可以認為是一常數(shù)。4)重塑非飽和含粘砂土脹縮特性不僅取決于干密度及圍壓,而且還與吸力密切相關(guān)。隨吸力增大剪脹特性增強;隨σ3的升高,剪脹性減小。路基土大都處于非飽和狀態(tài),其變形強度受氣候變化(主要指水分遷移,即降雨入滲、蒸發(fā)干燥)影響很大,可能產(chǎn)生不可忽視的沉降及水平位移,是引起路面不均勻沉降以至開裂的主要因素。隨著我國經(jīng)濟的發(fā)展,工程建設規(guī)模不斷擴大,各地的高速公路建設日新月異,因此面臨的非飽和土問題越來越多。以往對路基土的變形和穩(wěn)定性問題按飽和土處理,漠視了其三相性,不能反映吸力的影響;對砂土主要從應力路徑密度和壓力等方面進行研究忽視了吸力對其變形和強度的貢獻近年來,非飽和土力學取得長足發(fā)展,其理論和方法為研究土的工程特性和變形穩(wěn)定提供了新途徑。如陳正漢等采用非飽和土的觀點和方法探討重塑黃土的變形、強度、屈服、水量變化特性,取得了大量資料,