用快剪试验推求先期固结压力_李怀辉.pdf

第 46 卷 第 1 期 煤田地质与勘探 Vol. 46 No.1 2018 年 2 月 COAL GEOLOGY quick direct shear test; strength parameters 土体应力历史对土体变形、强度特性的影响越 来越受到重视。先期固结压力是判断土体应力历史 的一个关键性指标，也是考虑应力历史的土层变形 分析的一个重要计算参数。在地基设计中应充分考 虑先期固结压力这个特性指标，使设计更为合理， 这对于确保建筑工程质量和降低工程成本具有重要 意义[1]。 目前国际上普通采用卡萨格兰德法[2]也叫“C” 法来确定先期固结压力。该法按等比级数加载，以 lgep- e 为孔隙比， P 为先期固结压力 曲线的最 小曲率半径作图求得先期固结压力 Pc。卡萨格兰德 法主要适用于lgep-曲线曲率变化比较明显的土， 而对lgep-曲线曲率变化不明显的土，确定最小曲 率点比较困难。 从对各类土所求得Pc值分析中发现， 对于本身结构强度比较好，而且取土过程中扰动小 的土，在lgep-关系中最小曲率半径容易确定，Pc 值也容易确定。反之，取土过程中扰动比较大，Pc 值就不容易确定，因此该法具有一定的局限性。 针对曲率变化不明显的土，1955 年薛迈脱曼提 出薛迈脱曼法[3-4]， 也叫“S”法。 S 法不局限于只从试 验曲线本身寻找解决问题的办法，而是选定野外压 缩曲线提出一些假定， 并以此对 C 法作进一步改进， 该法有一个试算过程，比较复杂，工程中不常使用。 日本三笠正人提出三笠法[5]，也叫“Cc”法，是日本 “土质试验法”中推荐使用的方法，该法优点是确定 先期固结压力简单，而且人为误差也较小，但它只 适用于压缩指数 Cc大于 0.2 的软黏土。 1997 年，文献[6]根据次固结原理提出“f”法。 该方法认为前期固结压力值在变形过程中反映为一 个应力屈服值，在这个屈服值前后，土体的变形特 ChaoXing 116 煤田地质与勘探 第 46 卷 征将有明显的变化。试验发现，在一定的压力范围 内，次固结阶段的压缩速率是随着压力的增加而增 加的，而当压力超过某一数值后Pc，压缩速率将突 然增大。但饱和软黏土的次固结作用比较突出，转 折点太多，故不适用于软黏土。 1979 年，中国科学院武汉岩土力学研究所李作 勤[7]提出的密度法将密度作为衡量指标来求取 Pc 值。该法需要进行人工制土以及原状土在相同环境 里面的高压固结试验，然后绘制孔隙率和荷载情况 下的人工制土以及原状土的相互联系曲线图，两条 曲线交点即为 Pc。因为要分别进行原状土和扰动土 的高压固结试验，它的工作量比单独的固结试验增 加了一倍，使得在工程实践中应用较为麻烦，同时 原状土通过充分扰动后， 制备成完全正常固结土样， 改变了原状土沉积形成的结构，排水固结规律也随 之发生变化。 此外，还有许多人探索用数学模型法来确定先 期固结压力，其基本思想是利用相应数学表达式拟 合 e–lgp 压缩曲线，计算最大曲率点，进而计算先 期固结压力，主要有多项式模型[8-10]、Harris 模型[11]、 Gompertz 模型[12]和 Logistic、Gaussian 模型。而通 过模型进而计算先期固结压力的大小，过程复杂而 繁琐。 由于 D.W.泰勒于 1984 年提出强度法则求先期 固结压力，所采用的土样就是充分扰动样，同时重 塑样易于控制 OCR，所以笔者对先期固结应力试验 研究拟采用重塑土，对比姚海林等[13]用不排水强度 来研究土层的应力历史，根据 C. P. Wroth[14]提出的 一维固结条件下的不排水强度与超固结比的关系式 理论，笔者探索用剪切速率为 2.4 mm/min 的剪切强 度来推求土的先期固结压力。 相比之下， 此试验过程 简单，可用于 e–lgp 曲线最小曲率点不明显的土质。 1 试样制备及试验方案 试验土样为取自南京的黏性土，利用液塑限联 合测定仪测定土样。 液限为 33.54， 塑限为 16.72 的土样在自然条件下风干，碾碎，并过 0.25 mm 的 筛子，然后试样根据所需含水率加入适量水充分混 合并置于密封袋里静置 24 h，待水分分布均匀后， 采用压样法制备干密度为 1.497 g/cm3、含水率为 18的土样 4 组，每组 4 个，共 16 个土样，尽量保 证试样均匀，减小由于颗粒不均匀引起的误差。用 环刀压样法将制好的土样一起放置在饱和器皿中， 使土样完全饱和。通过室内变水头渗透试验测得土 样的渗透系数为 7.2310-7 cm/s。利用密度计法来分 析土体的粒径，试验结果如图 1 所示。 图 1 土体颗粒分析试验曲线 Fig.1 The test curve of soil particle analysis 根据预加荷重和法向压力来设计试验方案，具 体试验方案见表 1。主要试验步骤如下从饱和器 取出完全饱和的土样， 缓缓地将土样压入剪切盒内， 再根据设计的预压荷重对土样进行垂直方向施加压 力，当剪切盒内的土样固结变形稳定后，接着向剪 切盒内加水，待饱和 24 h 后，依据表 1 中的法向压 力施加压力， 以 2.4 mm/min 的剪切速率对土样进行 剪切。重复以上步骤，对 B、C、D 组的每个土样进 行剪切试验。 表 1 不同土样加载应力 Table 1 The different vertical stresses during shearing 土样编号预压荷重/kPa 法向应力/kPa OCR ① 200 50 4 ② 200 100 2 ③ 200 150 - A ④ 200 200 1 ① 300 100 3 ② 300 200 1.5 ③ 300 300 1 B ④ 300 400 - ① 400 100 4 ② 400 200 2 ③ 400 300 - C ④ 400 400 1 ① 600 200 3 ② 600 300 2 ③ 600 400 - D ④ 600 600 1 2 试验结果及分析 2.1 剪应力–剪位移曲线特性 从图 2 可以看出，对于重塑饱和黏土，剪应力 随着剪位移的增大而增大，当剪位移很小时，剪应 力增加幅度较大，然后随着剪位移的增大，剪应力 ChaoXing 第 1 期 李怀辉等 用快剪试验推求先期固结压力 117 增幅减小，最后基本趋于一定值。当法向应力较小、 超固结比较大约 34时，剪应力–应变曲线有较明 显峰值，应力–应变关系呈应变软化型，而随着法向 压力的增大，剪应力–应变曲线渐渐呈硬化型。 图 2 不同预加荷重下的剪应力–应变曲线 Fig.2 The different shear displacement-shear stress curves under different consolidation states 2.2 OCR 的计算 C. P. Wroth[14]提出在一维固结条件下有 o 2 ν2 OC 1 ν1 NC OCR ■■ ■■ ′ ■■ ■■ ■■ ′ ■■ τ σ τ σ Λ 1 式中 τ1，τ2分别为正常固结土体和超固结土体不排 水条件下直剪试验中作用于试样上最大剪应力，即 快剪时抗剪强度； v1 ′σ为正常固结土层的现在上覆 法向有效应力，此时 PC v1 ′σ； v2 ′σ为超固结土体的 现存上覆法向有效应力， PC v2 σ ； Λ0为临界状态水 压力系数；OCR 为超固结比。 对于上述所涉及的每一个试样，绘制饱和重塑 黏性土的剪应力–应变曲线， 有峰值时取峰值剪应力 为抗剪强度，若没有明显的剪应力峰值，根据 GB/T 501231999土工试验方法标准[15]，取剪切位移 为 4 mm 时对应的剪应力为抗剪强度。针对每一个 土样的剪应力–应变曲线， 我们可以取得相应的抗剪 强度，见表 2。 表 2 不同固结状态下的抗剪强度值 Table 2 The shear strength value of the different consolidation states 土样编号抗剪强度/kPa土样编号 抗剪强度/kPa A1 17.7 C1 52.1 A2 29.7 C2 83.2 A3 40.2 C3 104.2 A4 50.2 C4 132.4 B1 38.4 D1 87.9 B2 62.7 D2 118.2 B3 75.8 D3 134.5 B4 125.4 D4 190.3 对于临界状态水压力系数，可以分别通过固结 试验、直剪试验和三轴剪切试验来直接确定。文献 [13]指出，在固结试验中，可以通过式2推算 s o c 1 C Λ C - 2 式中 Cs和 Cc分别为膨胀指数和压缩指数 在剪切试验和三轴试验中，可假设两个土样具 有相同的预加荷重 max σ′，由式1反求 Λ0 ChaoXing 118 煤田地质与勘探 第 46 卷 21 ν2ν1 o ν1 ν2 lglg lg - ′′ ′ ′ ττ σσ Λ σ σ 3 根据表 2，对于 A 组，由于 Pc相同，可取 A1， A4试样的试验结果， 分别为 Pc200 kPa， P050 kPa， 1 τ17.7 kPa； Pc P0200 kPa，4τ50.2 kPa。 由式3， 可得 Λ00.248。同理，B、C、D 组的 Λ0计算结果 分别为 0.381，0.327，0.297。 对于 A 组，Pc等于剪切时的法向应力时，即 PcP0200 kPa， 1 τ/ v1 ′σNC 50.2/2000.251 和 Pc 200 kPa，P0100 kPa， 2 τ/ v2 ′σOC 29.7/1000.297。 根据式1，可以得到 02v2 oc 1v1 NC / OCR / Λ ′ ′ τσ τ σ ， 即 0.297/0.251 0 OCRΛ，计算 OCR1.97。 同理，对 B，C，D 组也进行类似的计算，得出 的结果如表 3。由表 3 可见，4 组试样计算的超固结 比与试验设计的超固结比很接近，相对精度在 0.216.6，因此该方法可以作为求解土体先期固 结压力的一个途径。 表 3 OCR 计算成果表 Table 3 The calculated results for OCR 土样组号 Λ0 计算 OCR设计 OCR 相对精度/ A 0.248 1.97 2 1.5 B 0.381 1.76 1.5 16.6 C 0.327 2.01 2 0.2 D 0.297 2.07 2 3.5 3 结 论 a. 对于重塑饱和黏土，剪应力随着剪位移的增 大而增大，当剪位移很小时，剪应力增加幅度较大， 然后随着剪位移的增大，剪应力增幅减小，最后基 本趋于一定值。 当超固结比较大时剪应力–应变曲线 有较明显峰值，应力–应变关系呈随应变软化型。当 法向应力较小、超固结比较大约 34时，剪应力– 应变曲线有较明显峰值， 应力–应变关系呈应变软化 型，而随着法向压力的增大，剪应力–应变曲线渐渐 呈硬化型。 b. 快速直接剪切试验计算的 OCR 与设计 OCR 基本一致，说明此法可以作为求解土体先期固结压 力的一个途径。 参考文献 [1] 张淑焕. 确定先期固结压力的新方法[J]. 港口工程，1988 6 44–49. 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