第 42 卷第 4 期 2012 年 7 月 东南大学学报 ( 自然科学版 ) JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol.42 No.4 July2012 doi: /j.isn

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1 第 42 卷第 4 期 2012 年 7 月 东南大学学报 ( 自然科学版 ) JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol.42 No.4 July2012 doi: /j.isn 初始含水率对重塑黏土孔压特性影响试验研究 卞 1 夏 1 洪振舜 2 曾玲玲 ( 1 东南大学岩土工程研究所, 南京 ) ( 2 福州大学土木工程学院, 福州 ) 摘要 : 针对具有不同初始含水率的 2 种重塑黏土进行三轴固结不排水剪切试验 (CU 试验 ), 得到了不同初始含水率重塑土三轴不排水剪切试验过程中孔隙水压力与轴向应变的关系曲线. 通过对孔隙水压力分别随平均正应力和偏应力的变化规律进行深入研究, 发现不同初始含水率重塑土归一化孔压 u/p 0 与有效应力比 η 之间均呈很好的线性关系. 同时采用 Balasubramaniam 提出的归一化方法能够很好地将给定初始含水率不同固结压力下的孔压曲线进行归一化 ; 而初始含水率与 u/p 0 η 曲线的斜率 C 之间则呈近似线性减小的关系. 最终基于 Wood 提出的孔压公式, 提出了考虑初始含水率影响的孔压系数 a 的确定方法. 关键词 : 重塑黏土 ; 初始含水率 ; 三轴试验 ; 孔隙水压力 ; 应力比中图分类号 :TU411 文献标志码 :A 文章编号 : (2012) Experimentalstudyonpore waterpresurebehavior ofreconstitutedclayswithdiferentinitialwatercontents BianXia 1 HongZhenshun 1 ZengLingling 2 ( 1 InstituteofGeotechnicalEngineering,SoutheastUniversity,Nanjing210096,China) ( 2 ColegeofCivilEngineering,FuzhouUniversity,Fuzhou350108,China) Abstract:Basedonaseriesofisotropicalyconsolidatedundrainedtriaxialcompresionsheartests (CU tests),theporepresure axialstraincurvesofreconstitutedclayswithdiferentinitialwater contentsareobtained.astronglinearcorelationbetweennormalizedporepresureu/p 0 andefec tivestresratioηisfoundbystudyingontherelationshipbetweenporepresureandmeanpresure ordeviatorpresure.furthermore,thenormalizedmethodproposedbybalasubramaniam isusedin theclay,andtheslopeofu/p 0 ηcurveshowsalineardecreasetendencywithinitialwatercontent. Finaly,usingtheequationofporepresureproposedbyWood,amethodfordeterminingthepore presureparameteraconsideringtheinfluenceofinitialwatercontentissuggested. Keywords:reconstitutedclay;initialwatercontent;triaxialtest;pore waterpresure;stresratio 土体的变形和强度特性都取决于土骨架的有效应力状态及其历史, 而孔隙水压力问题又是有效应力原理的关键之所在, 对孔隙水压力特性的掌握能使人们更好地应用有效应力原理解决地基承载力 沉降以及边坡稳定等实际工程问题. 因此, 明确土体中的孔隙水压力发展规律是土力学研究中一个重要的课题. 国内外学者对孔隙水压力的研究已经积累了很多成果, 其中 Skempton [1] 用弹性理论研究了孔隙水压力的发展规律, 提出了著名的孔压方程 ; 曾国熙 [2] [3] 王铁儒等用归一化方法研究了孔隙水压力的发展, 指出孔隙水压力是与土的应力应变特 [47] 性有关的变量. 在此基础上, 不少学者进一步研究了应力路径 固结状态和应力水平等对于土体 收稿日期 : 作者简介 : 卞夏 (1988 ), 男, 博士生 ; 洪振舜 ( 联系人 ), 男, 博士, 教授, 博士生导师,zshong@seu.edu.cn. 基金项目 : 国家自然科学基金资助项目 ( , ). 引文格式 : 卞夏, 洪振舜, 曾玲玲. 初始含水率对重塑黏土孔压特性影响试验研究 [J]. 东南大学学报 : 自然科学版,2012,42(4): [doi: /j.isn ]

2 750 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 42 卷 孔隙水压力发展特性的影响 ; 并将孔隙水压力纳入本构模型的研究中 [8], 导出了不同本构模型下的孔压系数表达式. 重塑土压缩性状和强度性状的研究不能忽略初始含水率的影响 [910], 而外加荷载作用下孔隙水压力的发展规律必然与土体的力学性状有着密不可分的关系. 至今土体初始状态对于孔隙水压力特性影响的研究还没有引起足够的重视. 本研究针对具有不同初始含水率的不同重塑黏土进行一系列三轴固结不排水剪切试验, 探讨重塑黏土孔隙水压力随初始含水率的变化规律. 1 试验方案 1 1 试验土样 本研究所用温州土样取自浙江省温州市河道清淤工程中进行人工疏浚时的淤泥, 福建土样取自福建可门港港口清淤工程中的淤泥. 温州土和福建土的基本物理指标列于表 1 中. 其中, 液限采用碟式液限仪测定, 塑限采用搓条法测定, 颗分级配采用比重计法, 试验方法均参照 土工试验方法标准 (GB/T ) [11]. 从表 1 中可看出本文试验土样黏粒含量很高, 属于黏性土. 土样 比重 G S 表 1 土样物理特性指标 液限 w L /% 塑限 w p /% 塑性指数 I p /% 黏粒含量 /% 粉粒含量 /% 砂粒含量 /% 温州土 福建土 重塑样制备方法和方案 为了研究初始含水率对重塑土孔压特性的影响, 选择在 1 0~2 0 倍液限之间配制不同初始含水率的重塑样进行试验. 由于所配制重塑样的初始含水率均高于液限, 土样呈流塑状而无法直接成型, 因而本文采用课题组设计改进 [12] 的大直径固结仪进行制样. 制样方法为 : 首先将原料土配置成不同初始含水率的泥浆, 再将配置好的泥浆充分搅拌均匀后分层装入大直径固结仪的环刀中, 并充分振捣使空气尽量排除 ; 分级进行加载固结制样, 最后一级竖向荷载为 20kPa, 使泥浆能够预压固结成型 ; 最后将重 塑再固结的试样从大直径固结仪中取出, 用多层保鲜膜裹紧蜡封, 放入密闭容器中储存, 供试验用. 试验时, 根据试样尺寸切取固结土样一部分, 切削土样制成三轴试验试样. 具体的试样制备情况如表 2 所示. 土样 温州土 福建土 配置初始含水率 /% 表 2 试验方案 液限倍数 w/w L 预固结压力 /kpa 固结完成后含水率 /% 三轴试验方案 为了研究初始含水率对重塑土的孔压特性的影响规律, 本文对不同初始含水率的重塑土样开展三轴固结不排水 (CU) 剪切试验. 试验所用的三轴仪为 SJ IA.G 型三轴剪力仪. 试样采用反压饱和的方法以保证饱和度达到 98% 以上. 每组试样施加 4 个有效固结压力, 当施加的固结压力大于制样时的预固结压力, 重塑再固结土所呈现的力学特性与重塑土的力学特性是相同的 [13], 因此本文设计施加的有效固结压力分别为 25,50,100, 200kPa, 所施加的有效固结围压均大于预固结压力 20kPa, 这样三轴试验的结果就能够反映不同初始含水率重塑土的孔压性状. 固结完成后保持围压不变, 关闭排水阀, 以 0 073mm/min 的轴向压缩速率进行不排水剪切试验, 剪切至轴向应变达 20% 以上结束试验. 2 试验结果与分析 2 1 轴向应变孔压曲线 对 2 种重塑土样进行三轴等向固结不排水剪切试验, 得到的不同初始含水率重塑土的孔隙水压力 u 与轴向应变 ε a 的关系绘于图 1 中. 图中 w 0 表示初始含水率. 由图 1 可见, 对于正常固结重塑土, 三轴试验过程中土样表现出剪缩性, 均产生正孔压 ; 孔隙水压力与轴向应变关系表现出很强的非线性, 在试验开始阶段都随着应变的增加而迅速增加, 而后随着应变的逐渐增大孔隙水压力增加的速率会逐渐减小, 最后在应变较大阶段, 孔隙水压力随着应变的发展基本保持不变. 而随着固结围压的增大, 三轴试验过程中产生的孔隙水压力也逐渐增大, 并且增大的比例与围压增大比例基本一致. 图 1 中还显示, 初始含水率对重塑土三轴试验中孔隙水压力发展规律的影响随着应力水平的增大而增大, 当固结压力较大时 (200kPa), 明显可以

3 第 4 期 卞夏, 等 : 初始含水率对重塑黏土孔压特性影响试验研究 751 发现初始含水率较高的重塑土的孔压轴向应变关系曲线位于初始含水率较低的重塑土的上方, 而最终孔隙水压力之间的差值最大可达到 10kPa. 在相同的固结压力下, 初始含水率越高的重塑土, 三轴剪切试验中所产生的孔隙水压力越大, 并且孔隙水压力增长的速率越快. 2 2 平均正应力孔压曲线图 2 为不同初始含水率重塑土孔隙水压力与平均正应力关系图. 为便于进行比较, 利用等向固结阶段的有效固结压力 p 0 对孔隙水压力 Δu 与平均正应力 Δp 进行了归一化处理. 图 2 三轴试验中孔隙水压力与平均应力的关系 图 1 不同初始含水率重塑土孔压应变曲线图 Wood [14] 指出三轴剪切过程中产生的孔隙水压力可以分为 2 个部分, 一部分由平均正应力引起, 一部分由偏应力引起. 其增量形式可表示为 δu=δp-δp =δp+aδq (1) 式中,a 为孔压系数, 反映了当前有效应力路径的斜率 ;q=σ 1 -σ 3 为三轴试验中所施加的偏应力 ; p=(σ 1 +2σ 3 )/3 为三轴试验中平均应力 ;p = (σ 1 +2σ 3 )/3 为三轴试验中有效平均应力. 因此, 相比于 Skempton 提出的孔隙水压力公式, 式 (1) 能够显示出有效应力路径对三轴试验过程中孔隙水压力变化规律的影响, 这也得到了学术界的广泛认可. 因此, 本文将分别探讨初始含水率对三轴剪切过程中孔隙水压力与平均正应力 偏应力之间关系的影响. [7] 本文试验结果与 Eigenbrod 等得出的孔隙水压力随平均正应力的变化规律一致, 如图 2 所示. 正常固结重塑土三轴不排水剪切试验过程中, 孔隙水压力变化的基本规律大致可分为 4 个阶段 [7] :1 在开始阶段, 孔隙水压力随着平均应力的增加, 曲线大致呈线性增加.2 随着平均应力的逐渐增加, 孔隙水压力曲线在 Y 点开始转向, 随后孔隙水压力基本沿着斜率为 m=δu/δp=3 的直线逐渐增大.3 到达 F 点后, 孔隙水压力经过很短的非线性增加至 P 点, 孔隙水压力达到最大值.4 在 P 点之后孔隙水压力随着平均应力的变化基本不再增加. 从图 2 中还可发现, 不同初始含水率重塑土的孔隙水压力与平均正应力变化曲线之间存在一定的差异, 在孔隙水压力曲线第 2 阶段 ( 沿斜率为 m=δu/δp=3 的直线逐渐增大阶段 ), 由于初始含

4 752 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 42 卷 水率越高的重塑土, 到达 Y 点的平均应力越小, 从而导致在相同的固结压力下, 不同初始含水率重塑土的孔隙水压力曲线, 随着初始含水率的增大, 沿着坐标轴 Δp/p 0 从右向左分布. 当孔隙水压力相等时, 初始含水率越高的重塑土所需要达到的平均应力越小, 这也表明初始含水率越高的重塑土在三轴剪切过程中孔隙水压力的响应越灵敏. 由文献 [10] 可知, 在施加相同的外加应力下, 初始含水率较高的重塑土固结后的孔隙比也较高. 这说明本文试验中初始含水率较高的重塑土在相同压力下固结后进行三轴剪切前的孔隙比也较大, 由于在单位体积中土骨架所占比例较少, 从而导致剪切过程中产生的有效应力较小, 孔隙水压力较大. 因此, 在图 2 中当达到相同的孔隙水压力时, 初始含水率较高的重塑土所需有效应力相对较低, 表现出更加灵敏的孔隙水压力响应. 2 3 偏应力孔压曲线图 3 为不同初始含水率重塑土孔隙水压力与偏应力关系图, 同样利用等向固结阶段的有效固结压力 p 0 对孔隙水压力 Δu 与偏应力 q 进行了归一化. 由图 3 可见,Δu/q Δu/p 0 之间的关系曲线明 显可分为 2 段 : 在开始阶段,Δu/q Δu/p 0 之间呈近 [3] 似线性关系, 这也与王铁儒等的试验结果一致 ; 但当 Δu/p 0 >0 5 后,Δu/q Δu/p 0 曲线呈明显非线性上升的趋势. 对比图 2 中孔隙水压力与平均应力的试验结果可发现, 不同初始含水率重塑土的 Δu/ q Δu/p 0 曲线的转折点对应于图 2 中的 P 点, 即孔隙水压力达到最大值后基本保持不变, 而此时土样已发生破坏, 偏应力呈逐渐减小的趋势, 从而使得 Δu/q 值逐渐增大. 同样, 初始含水率对 Δu/q Δu/p 0 曲线也有着显著的影响. 初始含水率较高的重塑土的 Δu/q Δu/p 0 曲线位于初始含水率较低的重塑土曲线的下方, 并且曲线直线段之间斜率基本相等. 这同样也反映了初始含水率越高的重塑土在三轴剪切过程中孔隙水压力的响应越灵敏. 从图 2 和图 3 中可发现, 三轴剪切过程中孔隙水压力由平均正应力和偏应力共同控制, 并且孔隙水压力与平均应力和偏应力之间均呈很强的非线性关系, 难于进行深入的研究, 因此很有必要对孔隙水压力曲线进行归一化处理. 3 归一化孔压曲线 [15] Balasubramaniam 等发现三轴剪切过程中的有效应力比 η=q/p 与三轴剪切过程中孔隙水压力 Δu 近似呈线性关系, 并且采用等向固结阶段的有效固结压力 p 0 能够将不同固结压力下的孔隙水压力曲线归一化到一条直线附近. 采用这种方法对本文的试验数据进行归一化处理, 结果如图 4 所示. 图 4 三轴剪切过程中 Δu/p 0 η 曲线 图 3 三轴试验中孔隙水压力与偏应力的关系 图 4 显示, 归一化孔压 Δu/p 0 与有效应力比 η 之间呈很好的线性关系, 可表示为

5 第 4 期 卞夏, 等 : 初始含水率对重塑黏土孔压特性影响试验研究 753 Δu =Cη (2) p 0 这也就表明这种归一化的方法能够很好地适用于本文试验所用土样. 为了进一步分析不同初始含水率的影响, 将本文 8 组不同初始含水率重塑土三轴剪切试验过程中的试验数据采用归一化孔压和有效应力比进行归一化处理, 其结果如图 5 所示. 图 6 归一化初始含水率与参数 C 之间关系曲线由于归一化孔压 Δu/p 0 与有效应力比 η 可将三轴剪切过程中孔隙水压力的变化曲线进行线性化, 因此对孔压性状研究的主要工作就集中到对 Δu/p 0 η 曲线斜率 C 的规律的研究上. 本文试验结果表明, 初始含水率是影响参数 C 取值的一个很重要的因素, 而拟合公式 (3) 的提出能够为本文 2 种试验土样确定不同初始含水率下参数 C 的取值提供经验公式. 4 考虑初始含水率影响的孔压系数 图 5 不同初始含水率重塑土 Δu/p 0 η 曲线 图 5 表明, 不同初始含水率重塑土 Δu/p 0 η 曲线均为过原点的直线. 同样, 初始含水率较高的重塑土的归一化孔压曲线位于初始含水率较低的重塑土的上方, 即 Δu/p 0 η 曲线的斜率 C 随着初始含水率的增大逐渐增大. 并且从图 4 中可发现, 初始含水率相等的情况下, 液限较低的重塑土的 Δu/ p 0 η 曲线的斜率 C 相对较高. 因此, 参数 C 与初始含水率和液限都相关, 为此采用归一化初始含水率 w 0 /w L 对参数 C 进行归一化处理, 其结果如图 6 所示. 从图 6 中可发现, 参数 C 与归一化初始含水率 w 0 /w L 之间呈很好的线性关系, 最佳拟合关系为 C =0 19 w 0 w L (3) Wood [14] 提出的孔隙水压力公式表明由平均正应力增量引起的孔隙水压力与土的非线性变形无关, 数值上等于相应的平均正应力增量 ; 而由偏应力引起的孔隙水压力与偏应力之间呈显著的非线性关系, 可用孔压系数 a 来反映. 因此由有效应力原理可得到式 (1), 则 a=- δp δq 由于常规三轴试验中, 围压保持不变, 则 (4) δσ 3 =0,δp= δq (5) 3 对式 (2) 微分, 并结合式 (3) 可得考虑初始含水率影响的孔压增量的变化规律为 ( ) δu=cp 0 δη= 0 19 w p 0 δη (6) w L 同时对有效应力比 η=q/p 进行微分可得 δη= δq-ηδp p 联合式 (1) (4)~(7), 可得 (7) a= p /p 0-3[0 19(w 0 /w L )+0 21] 3{p /p 0 -η[0 19(w 0 /w L )+0 21]} (8) 式 (8) 显示, 孔压系数 a 随着当前应力状态 (p ) 固结历史 (p 0 ) 以及有效应力路径 (η) 等而变化, 因此, 在三轴试验过程中孔压系数 a 随着土体

6 754 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 42 卷 非线性变形会表现出很强的非线性变化规律. 同时本文试验结果表明孔压系数 a 还受到初始含水率和液限的影响, 这就表明初始含水率是影响重塑土孔压性状的重要因素. 结合已有研究, 初始含水率对重塑土压缩性状和强度性状也有着显著的影响, 可以明确初始含水率是影响重塑土基本性质的重要因素. 5 结论 1) 相同的固结压力下, 不同初始含水率的正常固结重塑土的孔隙水压力与平均正应力曲线, 随着初始含水率的增大, 沿着坐标轴 Δp/p 0 从右向左分布, 说明初始含水率越高的重塑土在三轴剪切过程中孔隙水压力的响应越灵敏. 2) 初始含水率较高的重塑土的 u/q u/p 0 曲线位于初始含水率较低的重塑土曲线的下方, 并且曲线直线段之间斜率基本相等. 3) 不同初始含水率重塑土的 u/p 0 η 曲线均为过原点的直线, 其斜率 C 随着初始含水率的增大逐渐增大, 并且随着归一化初始含水率的增大而线性增大, 可采用式 (3) 进行计算. 4) 基于本文的试验数据, 提出了能够考虑初始含水率影响的孔压系数 a 的确定方法. 参考文献 (References) [1] SkemptonAW.TheporepresurecoeficientsAandB [J].G otechnique,1954,4(4): [2] 曾国熙. 正常固结粘土不排水剪切的归一化性状 [C]// 软土地基学术讨论会论文集. 北京 : 水利出版社,1980: [3] 王铁儒, 陈龙珠, 李明逵. 正常固结饱和粘性土孔隙水压力性状的研究 [J]. 岩土工程学报,1987,9(4): WangTieru,ChenLongzhu,LiMingkui.Studieson porewaterpresurepropertiesofnormaly consolidated clays[j].chinesejournalofgeotechnicalengineer ing,1987,9(4):23 32.(inChinese) [4] 周健, 王浩, 蔡宏英, 等. 软土卸载孔压特性的试验理论与计算分析 [J]. 岩土工程学报,2002,24(5): ZhouJian,WangHao,CaiHongying,etal.Porewater presurecharacteristicanalysisofsoftclayduringunloa dingbasedonlabdataandnumericalcalculation[j]. ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,2002,24 (5): (inChinese) [5] 魏汝龙, 孙斌, 王年香. 软粘土的孔隙压力性状 [C]// 第 5 届土力学及基础工程学术会议论文选集. 北京 : 中国建筑工业出版社,1990: [6] 陈存礼, 杨鹏, 郭娟. 等应力比应力路径下饱和原状黄土的孔压特性 [J]. 水利学报,2007,38(8): ChenCunli,YangPeng,GuoJuan.Porewaterpresure characteristicsofsaturatedintactloesunderconstant stresratiostrespaths[j].journalofhydraulicengi neering,2007,38(8): (inChinese) [7] EigenbrodK D,BurakJB.Efectivestrespathsand pore presureresponseduringundrainedshearalongthe beddingplanesofvarvedfortwiliamclay[j].cana diangeotechnicaljournal,1991,28(6): [8] 王建国, 濮家骝, 李广信. 不同本构模型预测饱和土孔压生成的研究 [J]. 岩土工程学报,1989,11(5): WangJianguo,PuJialiu,LiGuangxin.Studyonthe usageofvariousconstitutivemodelsinpredictingpore waterpresure[j].chinesejournalofgeotechnical Engineering,1989,11(5):51 63.(inChinese) [9] CeratoA B,LuteneaggerA J.Determiningintrinsic compresibilityoffine grainedsoils[j].journalof Geotechnical&GeoenvironmentalEngineering,ASCE, 2004,130(8): [10]HongZhenshun,YinJie,CuiYujun.Compresionbe haviourofreconstitutedsoilsathighinitialwatercon tents[j].g otechnique,2010,60(9): [11] 南京水利科学研究院.GB/T 土工试验方法标准 [S]. 北京 : 中国计划出版社,1999. [12] 殷杰. 基于重塑土力学性质的结构性评价基准研究 [D]. 河海大学土木工程学院,2009. [13] HongZS,OnitsukaK.A methodofcorectingyield stresandcompresionindexofariakeclaysforsam pledisturbance[j].soilsandfoundations,1998,38 (2): [14]WoodD.Soilbehaviourandcriticalstatesoilmechan ics[m].london:cambridgeuniversitypres,1990. [15] Balasubramaniam A S,HandaliS,WoodD.Pore presure:stresratiorelationshipforsoftbangkokclay [J].SoilsandFoundations,1992,32(1):

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