非飽和原狀q2黃土三軸剪切試驗研究

1非飽和土特性的研究黃土是中國廣泛分布的區域特殊性土壤。面積約64.14km2，占總面積的6.6%，主要分布在黃河。在西部大開發的基礎設施、生態環境及國防等建設中，都可能遇到各種黃土問題。黃土屬典型的非飽和土，而國內對黃土已有的研究成果基本上屬于總應力的研究范疇，用現代非飽和土力學的理論和方法對黃土的力學特性進行研究，是近年來才開始的一項工作，因此黃土開始被視為非飽和土力學研究的重要對象。目前對非飽和黃土的研究和探討也日益深化，非飽和土特性研究的一般理論和方法，對非飽和黃土力學的研究起著重要的推動作用。謝定義指出，當前迅速準確地拿出一批能作為理論發展可靠基礎的、能反映非飽和黃土在力和水作用下本質性態的試驗成果將有著極為重要的意義。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，取得了大量可靠的試驗數據，并建立了非線性本構關系。黃土具有一定的結構性，對結構性原狀黃土的試驗研究意義更為深遠。扈勝霞等通過控制吸力的非飽和土直剪試驗分析和探討了非飽和原狀黃土的強度特性。胡再強等以三軸試驗為基礎，研究了結構性黃土的濕陷及變形特性，并從不同的角度建立了黃土的結構性本構模型。邢義川等以楊凌非飽和原狀黃土為對象進行了真三軸試驗，提出了一個非飽和黃土的三維有效應力公式及其參數的確定方法。以往的研究主要以Q3黃土為對象，較少涉及Q2黃土，目前還未見較為系統研究吸力對非飽和原狀Q2黃土性質影響的研究成果。但隨著工程建設規模的擴大，越來越多的工程將直接涉及到Q2黃土的地基處理。因此，對非飽和Q2黃土的力學特性、工程性質等進行深入研究就顯得非常迫切，同時也具有較大的工程實用價值。以陜西蒲城電廠Q2黃土為研究對象，本文的主要研究內容是非飽和原狀Q2黃土在三軸剪切過程中的變形、強度、屈服等特性，并探討吸力對非飽和原狀Q2黃土性質的影響，為進一步研究Q2黃土的本構關系和濕陷性等提供有價值的參考。2學習方法2.1試樣的物理力學指標試驗用土采用陜西蒲城電廠三期探井中J45孔中的黃土，該試樣取自地下16.0～16.2m深處，為Q2黃土(L3)。黃土試樣的物理力學指標見表1。由于試樣的初始含水量很低，為4%～6%，初始吸力值高，因此試樣在切土盤上削完后，用水膜轉移法將黃土試樣的初始含水量統一為18%左右。由于注入的水量接近20g，如一次注入，容易引起試樣膨脹，故注水分兩次進行，用醫用5mL注射器均勻注入，每次注水間隔12h。注水結束后，每12h翻動一下試樣，在保濕罐中放置48h以上方可取出裝樣。2.2原狀2黃土試樣的等壓固結利用多功能土工三軸儀，對原狀Q2黃土進行了三軸剪切試驗。本文共做了2種12個原狀樣的三軸剪切試驗，1#～8#試驗為控制吸力和凈圍壓為常數的三軸排水剪切試驗，凈圍壓分別控制為50,100和200kPa；吸力分別控制為100,300和450kPa(凈圍壓為200kPa的試驗超過了儀器測試范圍，未做)。在非飽和土三軸壓力室內，先將制備的原狀Q2黃土試樣進行一定吸力下的等壓固結。待變形和排水穩定后進行控制吸力和凈圍壓為常數的三軸排水剪切試驗，穩定的標準是體積應變在2h內不超過0.063cm3，并且排水量在2h內不超過0.012cm3；其剪切速率為0.0167mm/min。9#～12#試驗由于吸力過高，超過了儀器及管路等的承受范圍，故改為控制初始含水量和圍壓為常數的三軸剪切試驗，控制初始含水量為4.78%(圍壓為25,50,100kPa)和7.64%(圍壓為50kPa)。先將制備的原狀Q2黃土試樣進行等壓固結。待變形穩定后進行控制初始含水量和圍壓為常數的三軸剪切試驗，剪切速率仍為0.0167mm/min。3試驗結果的分析3.1原狀2.2養分含量對應力–應變關系大量試驗結果表明，原狀黃土具有一定結構強度，其應力–應變曲線隨著成因時代和受力狀態不同而異，一般呈現為3種類型和5種形式，即脆性破壞型(強軟化、弱軟化)，塑性破壞型(強硬化、弱硬化)和理想塑性型。本文研究的原狀Q2黃土，其應力–體積應變–軸向應變關系如圖1所示(圖中s代表吸力，w代表含水量，σ3-ua代表凈圍壓，σ3代表圍壓)。從圖1可以看出，控制吸力為常數的3組8個試驗試樣呈塑性破壞，而控制含水量(吸力相當高)試驗試樣呈脆性破壞。受結構性影響，應力–應變的曲線有一定的交叉現象(圖1(a)和(d)較明顯)，且交叉的兩條曲線均為凈圍壓為50和100kPa。原狀Q2黃土隨吸力降低(含水量增大)和固結圍壓的增大，應力–應變曲線由軟化型逐漸向理想塑性及硬化型發展。圖1(a)～(c)是在相同吸力、不同凈圍壓下原狀Q2黃土應力–應變關系曲線。隨著凈圍壓增大，其應力–應變曲線由理想塑性(或弱硬化型)向強硬化型發展；當凈圍壓為50kPa時，剪縮體積應變隨著剪切的進行漸趨穩定，而當凈圍壓分別增大到100和200kPa時，剪縮體積應變還有繼續發展的趨勢。圖1(d)和(e)是控制含水量的試驗結果。由于含水量較低(吸力相當高)，應力–應變曲線均呈軟化型，破壞峰值高，破壞應變小，峰值前的應力–應變關系曲線近似直線，峰值后強度軟化，曲線明顯的分為3段：(1)含水量或圍壓大時第1段應力隨應變增大具有一定的剪縮特性，反映出結構保持完好或良好狀態下的變形。當其含水量和圍壓均較小時(w=4.78%，σ3=25kPa;w=4.78%，σ3=50kPa)，則基本上呈線性增大；當其含水量或圍壓較大時(w=4.78%，σ3=100kPa;w=7.64%，σ3=50kPa)時，則呈非線性增大，說明隨含水量和圍壓增大，結構性逐漸減弱。(2)第2段：電壓隨梯度的減小段第2段應力隨應變減小段已開始出現剪脹現象，反映結構的破損階段，顆粒之間產生滑移，剪切破裂面逐漸形成。(3)剪切破裂面為截面的情況，其符合剪切破裂面第3段應力隨應變增加基本不變段，此時維持其殘余強度，剪切破裂面已經形成，按理說此時剪縮和剪脹應處于相對平衡，體積應變逐漸趨于穩定，但是由于圍壓較小，剪切破裂面繼續鼓脹，因而測出的體積應變繼續增大。3.2土的吸力參數和抗剪力控制吸力和凈圍壓為常數的三軸排水剪切試驗呈塑性破壞，控制含水量和圍壓為常數的三軸剪切試驗則呈脆性破壞，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。12個三軸剪切試驗的破壞應力及強度參數列于表2中；控制吸力和含水量試驗的fqfp關系如圖2所示。強度參數可由p-q平面內的強度包線求得，由圖2可知，吸力(或含水量)相同的一組試驗點落在一條直線上，則可用下式表達：土的內摩擦角?可表示為土的黏聚力c則可表示為由式(2)，(3)可計算出土的強度參數c和?，其值列于表2中。從表2中可以看出，控制吸力試驗的黏聚力c隨吸力增大而增大，而內摩擦角?幾乎沒有變化，相應的關系如圖3,4所示。在試驗所做的吸力范圍內，黏聚力c隨著吸力的增加呈線性增加(見圖3)；由此可以得到該試驗土的吸力摩擦角?b=3.2°。內摩擦角?在試驗所做的吸力范圍內只有微小的變化(見圖4)，可以認為是一常數，且等于飽和土的內摩擦角?′。采用D.G.Fredlund和H.Rahardio提出的非飽和土抗剪強度理論公式，即式中：c′，?′分別為飽和土的黏聚力和內摩擦角；σ-ua為凈豎向應力；ua-uw為吸力；?b為抗剪強度隨吸力而增加的速率。對于該黃土試樣，其強度參數：c′=37.6kPa,?′=1.25°,2.3b?=°。應當指出，J.K.M.Gan等的研究結果表明：?′對于一個固定的試樣并非常數，而是與吸力有關的變數。本文所做的試驗也可以驗證這一點，當w=4.78%時，吸力較高，此時內摩擦角為50.65°，不再等于低吸力時的值，而是隨著吸力的增加而增大。3.3試驗點的出出點和屈服點的分布如何判斷非飽和原狀Q2黃土在三軸應力條件下是否屈服是一個值得研究的問題。本文通過對比εv-lgq和εv-lgp以及εv-lg(q/p)等關系曲線確定屈服點，發現由前二者曲線所得屈服點在q-p平面上分布較離散。同時考慮到三軸應力條件下土的屈服，不僅有球應力的影響，還有偏應力的貢獻。因此本文建議利用εv-lg(q/p)關系曲線確定屈服點。各吸力和含水量試驗的εv-lg(q/p)關系曲線(w=4.78%時只研究剪縮部分)如圖5所示。從圖5可知，三軸剪切試驗的εv-lg(q/p)關系曲線的首尾部分可用直線近似，兩直線的交點所對應的應力作為屈服應力(py,qy)，各試驗的屈服應力列于表3。把各試驗點的(py,qy)繪在p-q平面上(見圖6)，屈服點的分布呈現良好的規律性。雖然利用圖6上的點尚不足以確定屈服面的形狀，但可以看出屈服曲線隨吸力增加向外擴展。由圖6可知，吸力(或含水量)相同的一組試驗其屈服點落在一條直線上，可用下式表達：式中：ξy和tanωy分別為直線的截距和斜率，用最小二乘法確定，其值列于表3中。由表3可知，ξy和tanωy均隨吸力增加而增大。圖7給出ξy，ωy和s的關系曲線，從圖7中可以看出，它們均呈良好的線性關系。4試驗條件的控制(1)原狀Q2黃土控制吸力為100,300,450kPa的試驗試樣呈塑性破壞，而控制初始含水量為4.78%和7.64%的試驗試樣呈脆性破壞。原狀Q2黃土隨吸力降低(或含水量增大)和固結圍壓的增大，應力–應變曲線由軟化