人工冻黏土单轴无侧限抗压强度试验研究_李怀鑫.pdf

第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 人工冻黏土单轴无侧限抗压强度试验研究 李怀鑫， 林斌， 范登政 （安徽理工大学 土木建筑学院， 安徽 淮南 232001） 摘要 对祁南矿井 3 个不同层位的原状冻土样及同含水率下的重塑冻土样进行单轴无侧限抗 压强度试验。试验分析表明 原状冻土试样破坏时均发生沿斜向下 45～ 55方向的剪切破坏， 而 重塑冻土试样破坏时表面产生网状裂纹， 呈塑性破坏； 试验过程中原状冻土和重塑冻土试样的 应力-应变曲线均呈现出软化现象，采用改进后的软化模型能够较好拟合试验曲线的发展趋势; 同一土样在相同含水率下， 负温对重塑土抗压强度的影响程度大于原状土， 且负温越大， 影响程 度越大， 当负温达到一定值后， 重塑冻土的抗压强度接近原状冻土的抗压强度； 试验建立了以温 度为变量的指数函数强度模型以及幂函数峰值强度比模型。 关键词 力学特性； 峰值强度比； 温度； 单轴抗压强度； 人工冻黏土 中图分类号 TD315文献标志码 A文章编号 1003-496X （2020 ） 07-0055-06 Uniaxial Compressive Strength Test on Artificially Frozen Clay LI Huaixin, LIN Bin, FAN Dengzheng （School of Civil Engineering and Architecture, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China） Abstract Uniaxial unconfined compressive strength test of the original frozen soil sample and its remodeled frozen soil sample of 3 different layers of Qinan Mine was carried out. The analysis of experimental results show that shear destruction occurred along the slope downward 45 to 55 degrees when the original permafrost sample was destroyed. While the destruction of permafrost samples is the brittle destruction of surface mesh cracks; the stress-strain curves of the original permafrost specimen and the reshaping permafrost specimen are both softened during the test process, the improved softening model can be better to simulate the trend of the test curve; the effect of negative temperature on the strength of reshaping soil is greater than the original soil, and the greater of negative temperature value, the greater of the impaction, when the negative temperature value is larger, the strength of remodeling permafrost is close to the strength of original permafrost; the index function strength model and the peak strength ratio model of power function with temperature were established. Key words mechanical characteristics; peak strength ratio; temperature; uniaxial compressive strength; artificially frozen clay 目前冻结法施工是深部矿井井筒在复杂地质条 件下施工最为常见的方法之一，因此研究不同层位 的冻土强度对冻结法施工和设计可提供必要的参 数。马巍[1]等根据冻土的形成过程及受力特点， 多角 度阐述了关于深部冻土力学的主要研究内容，近些 年来，国内众多学者对冻土力学的研究逐渐深入， 郑剑锋[2]、 杜海民等[3]分别从微细观方面对低含冰量 和高含冰量冻土的强度变化机理进行了阐述；宋朝 阳[4]等通过对深厚冲积层冻土力学性能试验总结了 含水率、 温度、 应力等对冻土强度的影响； 黄星[5]通 过对不同冻土的单轴抗压强度和抗拉强度试验对试 样的破坏形态、应力-应变关系以及强度等进行了 研究，同时分析了冻土抗压强度与抗拉强度之间的 差异性； 尹珍珍[6]、 陈有亮[7]、 戴华东[8]、 苏凯[9]、 江汪 洋[10]等通过冻结黏土单轴无侧限抗压强度试验建立 了温度、应变速率、含水率等与冻土抗压强度之间 DOI10.13347/ki.mkaq.2020.07.011 李怀鑫， 林斌， 范登政.人工冻黏土单轴无侧限抗压强度试验研究 ［J］ .煤矿安全， 2020， 51 （7） 55-60. LI Huaixin, LIN Bin, FAN Dengzheng. Uniaxial Compressive Strength Test on Artificially Frozen Clay［J］ . Safety in Coal Mines, 2020, 51 （7） 55-60.移动扫码阅读 基金项目 安徽理工大学研究生创新基金资助项目 （2019cx2017） 55 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 的强度模型； 蔡正银等[11]研究了同一冻结温度下， 地 层深度与单轴抗压强度、割线模量以及泊松比之间 的关系， 总结了不同地层结构构造、 颗粒粒径、 密度 及含水率等对冻土强度的影响。 由于获取深部原状土样的困难较大，所以在工 程中，多用重塑冻土的力学指标代替原状冻土的力 学指标来进行井筒冻结方案的设计及施工，这明显 有误差。通过室内试验对淮北矿区祁南矿井原状冻 土及重塑冻土的破坏形态、 机理、 应力-应变关系、 抗压强度以及峰值强度比等进行了分析，建立出重 塑冻土和原状冻土之间的强度模型函数，同时提出 了 1 种解决试验过程中弹性模量误差的修正方法。 1无侧限抗压强度试验 1） 试样制备。试验土样取自淮北祁南矿井 10～ 300 m 范围内， 按照 土工试验方法标准 [12]测定土 的基本物理参数， 基本参数结果见表 1。 重塑试样采 用分层击实法并按照天然含水率制备，试验样品为 27 个直径高度50 mm100 mm 的圆柱体试样， 其 中原状土样 9 个， 重塑土样 18 个， 试验分 6 组进行， 其中重塑土样 3 组， 原状土样 3 组， 试样制备误差保 证在1以内。 表 1土工试验基本参数 Table 1Basic parameters of the geotechnical test 试验编号深度/m密度/ （g cm-3） 天然含水率/比重液限/塑限/黏聚力/kPa内摩擦角/ （ ） 第 3 层 第 6 层 第 13 层 55.8～56.0 130.1～132.3 254.4～254.6 2.07 2.07 2.16 21.19 18.2 15.6 2.28 2.24 2.41 21.80 20.01 19.06 39.65 37.07 30.54 66.02 60.73 47.38 12.02 16.28 36.17 2） 试验流程。试验机的加载速率为 2 /min， 试 样制备完成后分别放入到温度为-5、 -10、-15 ℃的 低温养护箱中养护 24 h 后， 再依次进行单轴无侧限 抗压强度试验， 单轴抗压强度取峰值应变或 15应 变处所对应的应力值，试验数据由计算机自动采集 所得，试验过程中温度的波动范围严格控制在0.2 ℃以内。 2试验结果 2.1土样破坏形式 原状冻土和重塑冻土在不同温度下表现出的破 坏形式如图 1。 由图 1 可以看出， 随着温度的降低， 重塑冻土表 面网状裂纹逐渐增多，而原状冻土表面则逐渐产生 较多的斜向裂缝。分析认为对于重塑土而言，重塑 过程中土体原有结构被破坏，土体在冻结后土颗粒 被冰晶所包裹且受冰胶结联结作用，随着温度的降 低，冻土中未冻水量逐渐降低，相对含冰量逐渐增 加，而重塑冻土抵抗破坏的能力主要来源于冰晶体 间冰胶结联结作用，当冰晶体间的冰胶结联结作用 达到极限状态时，这些联结在一起的冰晶体被压 碎，因此重塑土样表面的网状裂纹随着温度的降低 逐渐增加， 呈塑性破坏形式。对于原状冻土而言， 土 体抵抗破坏的能力始终来源于土颗粒间的联结作用 以及冰晶体间的冰胶结联结作用，由于荷载的增加 导致土体表面微小裂隙逐渐延伸并最终发展成为多 条裂缝断面，这些裂缝断面比较平滑且沿斜向下 45～55方向， 试样呈现出明显的剪切破坏形式。 2.2不同温度下应力-应变关系曲线 不同温度下原状冻土与重塑冻土的单轴无侧限 抗压强度试验结果如图 2。 图 1不同温度下的破坏形态 Fig.1Damage patterns of different temperatures 56 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 2.3冻土软化模型 由图 2 可看出重塑冻土试样和原状冻土试样均 呈现出明显的应变软化现象，国内学者最早研究应 变软化的关系是从沈珠江等提出的驼峰型的三次多 项式方程开始， 其表达式为 σ ε （acε） （abε） 2 （1 ） 式中 a、 b、 c 均为试验参数； σ、 ε 分别为轴向应 力与轴向应变。 张尔齐[13]等在沈珠江模型的基础上引入初始杨 氏模量 Emax， 建立了非线性关系的力学模型， 其数学 表达式为 σEmax 1a2ε 1a3ε（ ε 1a1ε ）（2 ） 令 Rσ σ σp ， Ep σp εp ， Rε ε εp ， αEP Emax Ep ， 则式 （2） 可进一步化简为 σαEPσp （1b2Rε） Rε （1b3Rε） （1b1Rε） （3） 式中 Emax为初始杨氏模量； EP为峰值点的割线 模量； σp为峰值强度； εP为峰值应变； b1、 b2、 b3为关 系式参数，且 b1a1εp， b2a2εp， b3a3εp， a1、 a2、 a3为试 验参数。 2.3.1初始杨氏模量 Emax 根据试验获取的资料按照定义式 Eσ/ε 计算 出与 ε 对应的 1/E 值并绘制出 1/E～ε 之间的关系曲 线， 该关系曲线与 1/E 轴的截距则为 1/Emax， 从而可 求出 Emax值 [13]。 2.3.2b1、 b2、 b3的确定 由于曲线峰值点处 Rσ1， Rε1， 将其代入式 （3） 中可得式 （4） ； 由于峰值点处的切线模量为 0， 将峰 值应变代入式 （3） 求导后可得式 （5） ； 在峰值点后取 最大应变 εi以及相应的轴应力 σi代入式 （3） 中可得 式 （6） αEP 1b2 （1b3） （1b1）1 （4） b1b2b2b3b3b12b210（5） 图 2不同温度下的应力-应变曲线图 Fig.2Stress-strain graph of different temperatures 57 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 RσiαEP （1b2Rεi） Rεi （1b3Rεi） （1b1Rεi） （6） 为确定参数 b1、 b2、 b3， 可将式 （4）～式 （6） 联立， 采用 Matlab 软件进行求解， 将求解出的值代入到式 （3） 中则可绘制 σ-ε 关系曲线， 现以原状土的相关 试验数据进行计算， 其相关参数见表 2。 2.4模型验证 为验证模型所选参数的准确性与合理性，将相 关参数代入到软化模型中进行数据拟合，其结果如 图 3， 由图 3 可知， 应力-应变软化曲线中间段拟合 值与实验曲线相比有时会发生偏离， 但总体来说采 用应变软化模型计算出的曲线与试验曲线基本吻 合， 因此模型参数值的选取合理。 3温度对冻土峰值强度及峰值强度比的影响 3.1温度对弹性模量的影响 冻土的弹性模量 E 通常取单轴抗压强度 σp的 1/2 与其对应的应变 ε1/2的比值[14] E σp 2ε1/2 （7） 分层击实法制备的重塑冻土试样即使压得很 实， 但试样击实时的土颗粒分布不均匀使得其在初 始状态仍然存在微空洞，同样对于原状冻土样而 言， 也会存在因层位不同而有所差异[15]， 两者通过试 验计算的弹性模量有时会有误差，而通过软化模型 计算则能降低该误差，原状冻土试验弹性模量和拟 合弹性模量随温度的变化值见表 3。 3.2温度对峰值强度的影响 不同层位下原状冻土与重塑冻土峰值强度与冻 结温度之间的关系如图 4， 由图 4 可看出， 当温度较 低时，原状冻土的矿物成分对抗压强度的影响较 小， 且抗压强度均随冻结温度的增加呈折线下降， 此 外， 在同一温度下， 重塑冻土峰值强度小于原状冻土 峰值强度， 分析认为土体在重塑过程中， 虽然土体矿 物组成、 含量未发生改变， 但土体内部胶结作用遭到 破坏， 因此抗压强度降低。 通过回归分析发现冻土单轴抗压强度 σ 与负 温之间的关系可采用指数函数表示， 其表达式为 σde h （T/T0） （8） 式中 T 为负温， ℃； T0 -1 ℃， 为无量纲化参考 图 3不同温度下原状土应力-应变曲线与模型计算值对比 Fig.3Comparison of the undisturbed soil stress-strain curves and the calculated values of the model at different temperatures 冻 1 层 冻 3 层 冻 13 层 -5 -10 -15 -5 -10 -15 -5 -10 -15 0.12 0.33 0.29 0.20 0.32 0.25 0.18 0.21 0.34 10.43 3.30 17.24 6.60 9.78 10.12 2.86 2.91 2.52 7.49 1.78 14.13 4.44 7.10 6.97 1.20 0.70 0.68 -0.15 -0.23 -0.09 -0.16 -0.14 -0.16 -0.29 -0.38 -0.37 0.05 -0.09 0.03 0.01 0.04 0.07 -0.08 0.06 -0.05 层数温度/℃EP/MPaαEPb1b2b3 表 2软化模型参数值 Table 2Softening model parameter values 58 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 表 3原状冻土弹性模量值 Table 3Values of elastic modulus of undisturbed frozen soil 层数温度/℃ 试验弹性 模量/MPa 拟合弹性 模量/MPa 修正差 /MPa 冻 1 层 冻 3 层 冻 13 层 -5 -10 -15 -5 -10 -15 -5 -10 -15 57.12 59.23 349.16 62.34 127.09 100.39 32.15 55.62 71.81 76.43 78.95 291.34 84.26 175.60 177.21 37.24 47.53 66.75 19.31 19.72 57.82 21.92 48.51 76.82 5.09 8.09 5.06 表 5式 （10） 中参数 k 和 n 的值 Table 5Values of k and n in equation （10） 层数kn拟合系数 R2 冻 1 层 冻 3 层 冻 13 层 9.063 2.539 2.499 -0.690 -0.312 -0.287 0.99 0.99 0.92 温度； d、 h 为拟合参数可通过回归分析得到。 以上模型适用于-5 ℃≤T≤-15 ℃， 式 8） 中参 数 d 和 h 的值见表 4。 3.3温度对峰值强度比的影响 峰值强度比 St定义为原状冻土的峰值强度 σp 与重塑冻土的峰值强度 σ′ p的比值 [16]。 Stσpσ′p（9） 不同温度下不同层位冻土的峰值强度比如图 5， 由图 5 可看出， 虽然土层种类不同， 但随着温度 的降低， 峰值强度比逐渐减小， 当温度降低到一定值 后， 重塑土的峰值强度逐渐接近原状土的峰值强度， 分析认为温度的降低导致冻土中未冻结水含量降 低， 相对含冰量增加， 因此冻土峰值强度逐渐增加， 当冰晶体间冰胶结联结作用占据主导作用时，重塑 土的峰值强度就逐渐接近原状土的峰值强度。 通过回归分析可知，在本试验中冻土峰值强度 比与负温之间的关系符合幂函数方程式 Stk （T/T0） n （10） 式中 T 为负温， ℃； T0-1 ℃，为无量纲化参考 温度； k、 n 为拟合参数可通过回归分析得到。 以上模型适用于-5 ℃≤T≤-15 ℃， 式 （10 ）中 参数 k 和 n 的值见表 5。 4结论 1） 随着温度的降低， 原状土试样逐渐发生沿斜 向下 45～55方向的剪切破坏，而重塑土试样表面 网状裂纹逐渐增多， 呈现出塑性破坏形态。 2） 原状冻土与重塑冻土的应力-应变曲线均呈 现出软化现象，采用改进后的软化模型能较好拟合 试验曲线的发展趋势且能够在一定范围内对试验弹 图 4峰值强度随温度变化关系 Fig.4Relationship between peak strength and temperature 表 4式 （8） 中参数 d 和 h 的值 Table 4Values of d and h in equation（8） 层数土性dh相关系数 R2 冻 1 层 冻 3 层 冻 13 层 原状土 重塑土 原状土 重塑土 原状土 重塑土 1.012 0.246 1.467 0.814 1.064 0.601 0.09 0.165 0.067 0.102 0.090 0.119 1.00 0.99 1.00 0.99 0.99 0.93 图 5不同土层下峰值强度比 Fig.5Peak strength ratio under different soil layers 59 ChaoXing 第 51 卷第 7 期 2020 年 7 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.7 Jul. 2020 （上接第 54 页） ［22］ 史莉红， 武守鑫， 刘冲， 等.断层带承压水导升模拟试 验系统研制与应用 ［J］ .煤炭科学技术， 2019， 47 （7） 136-141. ［23］ 张培森， 颜伟， 张文泉， 等.固液耦合模式下含断层缺 陷煤层回采诱发底板损伤及断层活化突水机制研究 ［J］ .岩土工程学报， 2016， 38 （5） 877-889. ［24］ 张培森， 杨健， 王明辉， 等.固液耦合模式下采动诱发 断层界面应力变化规律的模拟研究 ［J］ .中国矿业， 2014， 23 （4） 84-89. ［25］ 张培森， 杨健， 王明辉， 等.固液耦合模式下采动诱发 断层活化及突水的试验研究 ［J］ .煤矿安全， 2014， 45 （3） 24-27. ［26］ 张培森， 李凯， 王浩， 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