不同卸荷速率下天津濱海軟土的力學(xué)特性研究

劉 萌，趙瑞斌，胡恒東，劉 旭

(1. 天津城建大學(xué)，天津 300384；2. 成都基準(zhǔn)方中建筑設(shè)計有限公司，成都 610021；3. 石家莊經(jīng)濟(jì)學(xué)院，石家莊 050031)

近年來，隨著實際工程的需求和新試驗儀器的開發(fā)，考慮卸荷條件下土體的力學(xué)性質(zhì)的研究取得了頗為豐富的成果，如劉熙媛[1]模擬基坑開挖過程中土體卸荷的應(yīng)力路徑三軸剪切試驗，得出土體的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)受卸荷路徑的影響.Yin等[2-3]對CDG進(jìn)行了卸荷試驗，結(jié)果表明中主應(yīng)力對土體強(qiáng)度有一定影響.梅國雄[4]對土體進(jìn)行了側(cè)向卸荷試驗，試驗結(jié)果指出：由于中主應(yīng)力的存在，土體初始強(qiáng)度得到提高.曾玲玲[5]的研究表明自然沉積土壓縮特性受到應(yīng)力路徑的影響.劉國清[6]采用武漢軟土進(jìn)行了側(cè)向卸荷試驗，得出了土樣的初始卸荷模量隨著卸荷比的增大而增大的結(jié)論.實際中，軟黏土的力學(xué)性質(zhì)不僅表現(xiàn)出應(yīng)力松弛和蠕變特性，還具有明顯的加載速率效應(yīng)，即軟土的不排水剪切強(qiáng)度隨應(yīng)變速率的變化而變化.對加載速率效應(yīng)的問題，國內(nèi)外許多學(xué)者做了大量研究工作，如J.L.Briaud[7]的研究指出，隨著應(yīng)變速率的增大，黏土的不排水強(qiáng)度增大.Crawford[8]取Leda黏土進(jìn)行不排水剪切試驗，得到孔壓受剪切速率的影響.周杰[9]對福建標(biāo)準(zhǔn)砂的研究表明，法向應(yīng)力和剪切速率共同對高應(yīng)力下砂土的抗剪強(qiáng)度產(chǎn)生影響.闞衛(wèi)明[10]研究指出剪切速率對寧波粉質(zhì)黏土固結(jié)快剪的摩擦角影響很大.岳夏冰[11]對西安重塑飽和黃土進(jìn)行了不同加載速率的連續(xù)加載 K0固結(jié)試驗，結(jié)果表明加載速率對土體的變形特性有一定影響.綜上所述，單獨考慮卸荷路徑或加載速率對土體力學(xué)特性影響的研究均有涉及，但同時考慮二者作用下土體力學(xué)特性的研究還比較少[12-13].本文采用WF應(yīng)力路徑儀并以天津濱海海積軟土為試驗對象，在卸荷條件下對土體進(jìn)行了不同剪切速率的試驗，探討了卸荷狀態(tài)下剪切速率對海積軟土的變形特性、強(qiáng)度特性以及孔隙水壓力變化規(guī)律的影響，以期為地基處理與土地的合理利用提供理論支持.

1 試驗方案

1.1 土的基本性質(zhì)

試驗土樣采用薄壁取土器取自天津濱海新區(qū)，取樣深度為地表下 10～18 m.原狀土體的基本物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見表1.

表1 海積軟土的物理力學(xué)指標(biāo)

1.2 試驗方案

本文選取天津濱海新區(qū)的海積軟土為研究對象，采用 WF應(yīng)力路徑三軸儀對該區(qū)域土樣進(jìn)行不同固結(jié)圍壓及不同剪切速率下的固結(jié)不排水的側(cè)向卸荷試驗，探討卸荷狀態(tài)下剪切速率對軟土的變形特性、強(qiáng)度特性和孔隙水壓力變化規(guī)律的影響.

1.2.1 固結(jié)方案

試驗過程中采用WF應(yīng)力路徑三軸儀，將原狀土樣制備成尺寸為高度140 mm、直徑70 mm的圓柱體，采用反壓飽和法對試樣進(jìn)行飽和，使飽和度接近100%.固結(jié)過程采用等壓固結(jié)方式，等壓固結(jié)壓力為 50，100，200 kPa.

1.2.2 剪切方案

應(yīng)力控制的剪切過程采用模擬基坑開挖過程的側(cè)向卸荷的減 p路徑.剪切速率分別為 Δq1＝0.05 kPa/min，Δq2＝0.2 kPa/min，Δq3＝0.5 kPa/min.

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系研究

不同的剪切速率下土體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖1所示.由圖1可知，卸荷狀態(tài)下土體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線表現(xiàn)為軟化現(xiàn)象，相同圍壓下剪切速率越小，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的軟化現(xiàn)象越明顯.由圖1還可以看出，初始切線模量隨著剪切速率的增大而增大.

圖1 不同剪切速率下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

2.2 剪切速率與應(yīng)力關(guān)系研究

對圖 1的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理得到剪切速率與應(yīng)力的關(guān)系曲線，如圖2所示.由圖2可以看出，隨著剪切速率的增大土體的抗剪強(qiáng)度越來越大.圍壓越大，剪切速率對土體抗剪強(qiáng)度的影響越明顯.

圖2 剪切速率-應(yīng)力關(guān)系

2.3 孔隙水壓力與應(yīng)變的關(guān)系研究

對不同剪切速率下孔隙水壓力隨應(yīng)變的變化進(jìn)行了量測，其孔隙水壓力與應(yīng)變關(guān)系曲線如圖 3所示.由圖3可知，當(dāng)剪切速率較小時，土體孔隙水壓力為負(fù)值，且隨著主應(yīng)力差的增大而迅速增大，產(chǎn)生這一現(xiàn)象是因為壓應(yīng)力減小導(dǎo)致土體彈性變形從而產(chǎn)生負(fù)壓.然而在剪切速率較大時，土體達(dá)到結(jié)構(gòu)屈服之前，孔隙水壓力為正值，而當(dāng)土樣屈服后孔壓迅速下降為負(fù)值，隨后緩慢下降.卸荷路徑在較大的剪切速率中出現(xiàn)這種現(xiàn)象表明：土體的孔隙水壓力進(jìn)入負(fù)值階段并非僅由圍壓減小產(chǎn)生的彈性膨脹變形引起，而是土體屈服后出現(xiàn)塑性變形后孔壓才出現(xiàn)負(fù)值.因此，在較大剪切速率中造成卸荷狀態(tài)下孔壓為負(fù)的原因是圍壓減小造成的彈性變形和剪切引起的塑性變形的綜合反映，即土體在體應(yīng)力減小到一定程度時出現(xiàn)了剪脹趨勢.這一現(xiàn)象只是在較大剪切速率中才會出現(xiàn).

圖3 孔隙水壓力-應(yīng)變關(guān)系

2.4 抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的研究

對圖 2在同一剪切速率不同圍壓下的抗剪強(qiáng)度值進(jìn)行處理，得到不同剪切速率下土體的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)(C，φ)值，如表2所示.土體的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)是經(jīng)過不同的剪切速率而測出，其剪切速率分別為Δq1＝0.05 kPa/min，Δq2＝0.2 kPa/min，Δq3＝0.5 kPa/min.對比結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，卸荷過程中黏聚力隨著剪切速率的增大而減小，但是變化不是特別明顯，而內(nèi)摩擦角隨著剪切速率的增大而增大.

表2 不同剪切速率下土體的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)(C，?)值

3 結(jié) 論

(1)卸荷狀態(tài)下得到的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線表現(xiàn)為軟化現(xiàn)象.剪切速率對土體的抗剪強(qiáng)度有明顯的影響，抗剪強(qiáng)度隨著剪切速率的增大而增大.

(2)不同剪切速率條件下，土體孔隙水壓力的變化不僅與剪切速率有關(guān)，還與土體結(jié)構(gòu)屈服有關(guān).在剪切速率較大(Δq3＝0.5 kPa/min)的條件下，土體達(dá)到結(jié)構(gòu)屈服前，隨著應(yīng)變的增大孔隙水壓力增大；當(dāng)土體結(jié)構(gòu)屈服后孔隙水壓力迅速下降為負(fù)值.而在剪切速率較小(Δq1＝0.05 kPa/min)的條件下，未出現(xiàn)這一現(xiàn)像，孔隙水壓力一直為負(fù)值.

(3)卸荷過程中黏聚力隨著剪切速率變化不是特別明顯，而內(nèi)摩擦角隨著剪切速率的增大而增大.在基坑開挖設(shè)計時摩擦角取的過小，會造成不必要的生產(chǎn)浪費；摩擦角取值太大，又會降低工程安全性，存在安全隱患.因此，在基坑開挖設(shè)計時應(yīng)考慮剪切速率對土體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的影響，采用合理的參數(shù)設(shè)計，減少不必要的浪費，同時防止事故發(fā)生.

［1］劉熙媛，閆澎旺，竇明遠(yuǎn)，等. 模擬基坑開挖過程的試驗研究[J]. 巖土力學(xué)，2005，26(1)：97-104.

［2］YIN J H，KUMRUZZAMAN M. The Stress-strainstrength behaviour of a completely decomposed granite soil using a new advanced true triaxial testing system[C]// The 12 International Conference of International Association for Computer Methods and Advances in Geomechanics(IACMAG).Goa，India：[s.n.]，2008.

［3］LADE P V，WANG Q. Analysis of shear banding in true triaxial tests on sand[J]. Journal of Engineering Mechanics，2001，128(8)：762-768.

［4］梅國雄，盧廷浩，陳 浩，等. 考慮初始應(yīng)力的坑側(cè)土體真三軸試驗研究[J]. 巖土力學(xué)，2010，31(7)：2079-2082.

［5］曾玲玲，洪振舜，劉松玉，等. 應(yīng)力路徑對天然沉積土壓縮特性影響的試驗研究[J]. 巖土工程學(xué)報，2012，34(7)：1250-1255.

［6］劉國清，寧國立，陳厚仲，等. 武漢軟土的卸荷應(yīng)力-應(yīng)變歸一化特性研究[J]. 建筑科學(xué)，2012，28(3)：46-49.

［7］BRIAUD J L. Influence of loading rate on pile capacity in clay [M]. [S. l. ]：Annual Meeting Papers-American Petroleum Institute，Production Department，1984.

［8］CRAWFORD C B. The influence of rate of strain of effective stresses in sensitive clay [C]// Symposium on Time Rates of Loading in Soil Testing. [S. l. ]：ASTM Special Technical Publication，1959：36-48.

［9］周 杰，周國慶，趙光思，等. 高應(yīng)力下剪切速率對砂土抗剪強(qiáng)度影響研究[J]. 巖土力學(xué)，2010，31(9)：2805-2810.

［10］闞衛(wèi)明，劉愛民. 剪切速率對粉質(zhì)粘土抗剪強(qiáng)度的影響[J]. 中國港灣建設(shè)，2008，154(2)：23-26.

［11］岳夏冰，趙麗婭，謝永利，等. 重塑飽和黃土應(yīng)變-加載速率時間計算模型[J]. 武漢理工大學(xué)報，2012，34(6)：101-104.

［12］PRAPAHARAN S，CHAMEAU J，HOLTZ R. Effect of strain rate on undrained strength derived from pressuremeter tests[J]. Geotechnique，1989，39(4)：615-624.

［13］SILVESTRI V. Strain-rate effects in self-boring pressuremeter tests in clay[J]. Canadian Geotechnical Journal，2006，43(9)：915-927.