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Industrial Construction Vol. 41， No. 3， 2011工业建筑2011 年第 41 卷第 3 期81 侧限条件下冲击作用对黏性土 变形与强度性状的影响 * 罗嗣海 1 巩田捷 2 1. 江西理工大学，江西赣州341000;2. 中国大连国际经济技术合作集团有限公司，辽宁大连 116011 摘要在侧限条件下， 对不同饱和度的黏性土进行不同能量的冲击， 对冲击后的土样进行侧限压缩试 验和直剪试验， 研究冲击能量与冲击后土的密度、 压缩曲线、 压缩模量和强度参数之间的关系， 得到了一些有 益的认识。 关键词冲击作用;黏性土; 压缩试验; 直剪试验; 变形;强度 INFLUENCE OF CONFINED IMPACT ON DEATION AND STRENGTH BEHAVIOR OF COHESIVE SOILS Luo Sihai1Gong Tianjie2 1. Jiangxi University of Science and Engineering，Ganzhou 341000，China; 2. China Dalian International Economic ＆ Technical Cooperation Group Co. Ltd，Dalian 116011，China Abstract Confined compressive and direct shear tests were conducted on cohesive soil samples of different saturation degree impacted by different energy. The relationships between the density，compression curve，compression modulus and strength parameters after impact and impact energy were investigated. Keywords impact;cohensive soil;confined conditions compression test;direct shear test;deation;strength *国家自然科学基金项目 50869002 ; 江西省自然科学基金项目 2008GZC003 ; 江西省教育厅科技项目 ［ 2007］ 210 。 第一作者 罗嗣海， 男， 1966 年出生， 博士 后 ， 教授。 E － mail drsoil 163. com 收稿日期 2010 － 08 － 12 与强夯加固相关的室内试验， 前人已有一定的 研究。早在 20 世纪 80 年代，Godecke、 Jessberger 进 行了干砂和饱和粉土的室内动力固结试验， 探讨了 冲击荷载下土中的应力变化特点、 冲击荷载及夯后 土的渗透规律。钱家欢 ［ 1］开展了侧限条件下的冲 击试验， 研究了饱和砂土和黏性土冲击时的孔隙水 压力与动应力 － 应变的关系， 并将之用于强夯加固 的数值分析。近年来， 白冰 ［ 2 － 3］、 孟庆山［ 4 － 6］研究了 三轴条件下软黏土在冲击作用下的变形、 孔隙水压 力、 再固结规律和夯后强度的定性特点; 韩文喜 ［ 7］ 研究了三轴条件下饱和砂土冲击时的应力 － 应变的 关系。这些研究着重于冲击时的动态响应规律， 对 探讨强夯机理、 进行强夯地基的动态响应计算很重 要。但对工程而言， 更为重要的是强夯夯后土的性 状。有鉴于此， 本文开展侧限条件下黏性土冲击后 的性状研究， 着重探讨夯后土变形与强度性状及其 与冲击作用的定性和定量关系。 1试验方法 试验制备了三种不同初始饱和度的重塑细粒 土。对同一初始饱和度的土， 进行侧限下不同能量 的冲击， 冲击后对之进行侧限压缩和直剪试验， 研究 不同初始饱和度下， 冲击后土的密度、 变形和强度性 状及其与冲击作用的关系。 试验用土采集于江西省抚州市某垃圾填埋场附 近距 地 面 2 ～ 3 m 深 度 处 的 黏 性 土， 塑 限 wp 30. 1 ， 液限 wL 46. 6 ， 塑性指数 Ip 16. 5 。土 体经人工碾碎， 用粒径 2 mm 的筛子进行筛分， 使得 试验用土的粒径均为 2 mm 以下。然后调制成初始 含水率分别为 25 、 30 和 36 ， 初始密度分别为 1. 28、 1. 32 和 1. 65 g/cm3， 对应的初始饱和度分别 为 37 、 43 和 87 的三种土。对一定初始含水率 的土， 用环刀制备 5 个试样， 进行相同能量的冲击 后， 1 个用于压缩试验， 4 个用于快剪试验。 设计了 4 种质量的落锤， 分别为 210， 315， 415， 520 g， 采用的单击冲击能分别为 0. 15， 0. 30， 0. 45， 0. 60， 0. 75， 0. 90， 1. 05， 1. 20， 1. 35 N m， 夯击 20 次; 82工业建筑2011 年第 41 卷第 3 期 对应 的 总 冲 击 能 为 3， 6， 9， 12， 15， 18， 21， 24， 27 N m。 2试验结果及分析 通过试验， 探讨不同初始饱和度、 不同冲击能下 土的密度、 压缩曲线、 压缩模量、 黏聚力、 内摩擦角及 其与冲击能的关系。 2. 1冲击后土的密度与冲击能的关系 三种不同初始饱和度 初始含水率 下， 冲击后 土的密度随总冲击能的增长情况如图 1 所示。 ▲初始饱和度为 37 ， 初始含水率为 25 ; ●初始饱和度为 43 ， 含水率为 30 ; ■初始饱和度为 87 ， 初始含水率为 36 图 1三种初始饱和度 含水率 下冲击能 与密度的关系曲线 Fig. 1Curve of soil density versus total impact energy at different degree of saturation 从图 1 可以看出， 不同初始饱和度下 初始含水 率 ， 随着冲击能的增大， 试样的密度总体上随之增 大， 土的性状得到改善。当初始含水率和初始饱和度 较低时， 冲击荷载对土体密度的提高较为显著; 对初 始含水率为 36 、 初始饱和度为 87 的高饱和度土， 密度变化不如前两个状态的土明显， 且在总冲击能超 过 3 N m、 土接近饱和后， 加大冲击能土密度基本不 变。 2. 2冲击后土的压缩性状 2. 2. 1冲击后的压缩曲线 3 个不同初始含水率 不同初始饱和度 的土， 未冲击和不同能级冲击后压缩时的 e － p 曲线见图 2图 4。 从图 2图 4 可见， 初始饱和度低的土冲击后 的压缩曲线不断下移， 曲线比未冲击时明显变平缓， 压缩性不断降低; 初始饱和度高的土， 冲击作用对土 压缩性的影响不太明显， 且压缩性降低与冲击能并 不总呈正比。 2. 2. 2冲击后孔隙比与冲击能的关系 冲击后压缩试验时， 一定压力下的孔隙比 e 与 ■未冲击; ◆总冲击能为 3 Nm; ▲总冲击能为 6 Nm; 总冲击能为 9 Nm; 总冲击能为 12 Nm; 总冲击能为 15 Nm; ○总冲击能为 18 Nm; 总冲击能为 21 Nm; ●总冲击能为 24 Nm; 总冲击能为 27 Nm 图2 初始饱和度为 37 时， 未冲击和不同能量 冲击后的压缩曲线 e － p 曲线 Fig. 2Compression curves for soils before and after impact of different impact energy with the initinal saturation degree of 37 ■未冲击; ●总冲击能为 3 Nm; ▲总冲击能为 6 Nm; 总冲击能为 9 Nm; 总冲击能为 12 Nm; 总冲击能为 15 Nm; ◆总冲击能为 18 Nm; 总冲击能为 21 Nm; 总冲击能为 24 Nm; ★总冲击能为 27 Nm 图3 初始饱和度为 43 时， 未冲击和不同能量 冲击后的压缩曲线 e － p 曲线 Fig. 3Compression curves for soils before and after impact of different impact energy with the initinal saturation degree of 43 总冲击能 E 关系的典型曲线如图 5、 图 6 所示， 相关 关系可用式 1 表示 e a1exp E a 2 a3 1 式中 a1、 a2和 a3为拟合系数， 因初始饱和度、 压力 大小不同而异， 见表 1。 试验结果表明， 初始饱和度越低的试样， 孔隙比 e 随夯击能 E 的变化 压密作用 明显; 似乎存在一 个界限冲击能量 试验中初始饱和度为 37 和 43 时分别为 21， 15 Nm ， 大于此能量时， 土的压密 孔隙比的变化 随冲击能的变化明显弱化。初始 饱和度大于 85 的土， 孔隙比 e 随夯击能 E 的变化 侧限条件下冲击作用对黏性土变形及强度性状的影响 罗嗣海， 等83 幅度并不明显， 且能量较大时， 孔隙比 e 的变化呈现 一定的跳跃性。 2. 2. 3冲击后土的压缩模量与冲击能的关系 3 个初始饱和度下， 不同压力范围的压缩模量 Es与冲击能 E 的关系见图 7图 9。 ■未冲击; ●总冲击能为 3 Nm; ▲总冲击能为 6 Nm; 总冲击能为 9 Nm; 总冲击能为 12 Nm; 总冲击能为 15 Nm; ◆总冲击能为 18 Nm; 总冲击能为 21 Nm; 总冲击能为 24 Nm; ★总冲击能为 27 Nm 图4 饱和度为 87 时， 未冲击不同能级 冲击后的压缩曲线 e － p 曲线 Fig. 4Compression curves for soils before and after impact of different impact energy with the initinal saturation degree of 87 ■压力为 50 kPa;●压力为 100 kPa;▲压力 为 200 kPa;压力为 300 kPa;压力为 400 kPa 图 5初始饱和度为 37 时， 不同压力下孔隙比 与冲击能的关系曲线 Fig. 5Relationships between void ratio and impact energy at different pressure for soils with the initinal saturation degree of 37 从图 7图 9 可见， 压缩模量 Es与冲击能 E 间 的变化关系。总体来看， 随着冲击能的增大， 压缩模 量随之也有增大的趋势。初始孔隙比较大 初始饱 和度较低 的土样， 压缩模量随冲击能增大而增长 的趋势越明显。随着初始孔隙比的减小， 压缩模量 增大越不明显。 3 个 初 始 饱 和 度 下，在 压 力 p 介 于 100 ～ 200 kPa 时， 根据所测得的数据进行拟合 表 2 ， 得 到压缩模量 Es与冲击能 E 的拟合关系式如式 2 Es a1 a2E a3E2 a4E3 2 ■压力为 50 kPa;●压力为 100 kPa;▲压力 为 200 kPa;压力为 300 kPa;压力为 400 kPa 图 6初始饱和度为 87 时， 不同压力下 孔隙比与冲击能的关系曲线 Fig. 6Relationships between void ratio and impact energy at different pressure for soils with the initinal saturation degree of 87 表 1孔隙比与冲击能拟合式中的 系数 a1、 a2和 a3的拟合值 Table 1Values of a1，a2and a3in fitting equation 初始含 水率 / 初始饱 和度 / 压力 / kPa a1a2a3 2537500. 976－ 6. 6630. 812 25371000. 862－ 8. 0790. 763 25372000. 739－ 10. 6580. 698 25373000. 624－ 11. 2230. 699 25374000. 511－ 9. 7990. 704 3043501. 080－ 9. 3890. 742 30431000. 923－ 12. 9860. 623 30432000. 802－ 16. 3210. 549 30433000. 661－ 15. 6360. 564 30434000. 572－ 14. 1090. 579 3687500. 277－ 1. 4040. 847 36871000. 259－ 1. 0780. 811 36872000. 220－ 0. 5800. 758 36873000. 195－ 0. 065 50. 727 36874000. 190－ 0. 083 20. 701 2. 3冲击后土的强度指标与冲击能的关系 3 个初始饱和度下不同能量冲击后的土样进行 直剪 快剪 试验， 测得的 c 值和 φ 随冲击能的变化 分别如图 10、 图 11 所示。 从图 10 可见， 冲击后抗剪强度指标 c 值有较明 显的变化规律， 初始饱和度低时， c 值的提高幅度明 显。当冲击能增加到一定程度时， c 值提高的程度 有所变慢， 继续提高冲击能， c 值甚至有跳跃或是下 降的趋势。说明冲击荷载作用后， 会有某一能量值 使得土体的抗剪强度达到最大值， 这一冲击荷载对 应的能级即为强度指标的最佳夯击能。黏聚力 c 与 冲击能的关系可用下式拟合 c a1 a2E a3E2 a4E3 3 84工业建筑2011 年第 41 卷第 3 期 ■压力段为 50 ～ 100 kPa; ◆压力段为 100 ～ 200 kPa; ▲压力段为 200 ～ 300 kPa; 压力段为 300 ～ 400 kPa 图 7初始饱和度为 37 时， 不同压力段压缩模量 E s 与冲击能 E 的关系曲线 Fig. 7Relationship between compressive modulus of different pressure section and impact energy for soils with the initinal saturation degree of 37 ■压力段为 50 ～ 100 kPa; ◆压力段为 100 ～ 200 kPa; ▲压力段为 200 ～ 300 kPa; 压力段为 300 ～ 400 kPa 图 8初始饱和度为 43 时， 不同压力段压缩 模量 Es与冲击能 E 的关系曲线 Fig. 8Relationship between compressive modulus of different pressure section and impact energy for soils with the initinal saturation degree of 43 ■压力段为 50 ～ 100 kPa; ◆压力段为 100 ～ 200 kPa; ▲压力段为 200 ～ 300 kPa; 压力段为 300 ～ 400 kPa 图 9初始饱和度为 87 时， 不同压力段压缩 模量 Es与冲击能 E 的关系曲线 Fig. 9Relationship between compressive modulus of different pressure section and impact energy for soils with the initinal saturation degree of 87 对之求导， 可由式 4 得出最佳冲击能 a2 2a3E 3a4E2 0 4 表 2式 2 系数的拟合值 Table 2The values in fitting equation 2 初始含 水率 / 初始饱 和度 / a1a2a3a4 25371. 4170. 683－ 0. 0314. 89 10 － 4 30431. 1920. 0830. 010－ 3. 51 10 － 4 36872. 2670. 281－ 0. 0152. 54 10 － 4 ■初始饱和度为 37 ; ●初始饱和度为 43 ; ▲初始饱和度为 87 图 10不同初始饱和度下夯后土的 黏聚力与夯击能关系曲线 Fig. 10Relationship between cohesion and impact energy for soils with different initinal saturation degree ■初始饱和度为 37 ; ●初始饱和度为 43 ; ▲初始饱和度为 87 图 11不同初始饱和度下夯击能 与内摩擦角 φ 值的关系 Fig. 11Relationship between internal friction angle and impact energy for soils with different initinal saturation degree 试验得出式 4 中三种不同初始饱和度土的拟 合系数见表 3， 求得的最佳冲击能分别为 24， 17， 22 N m。 对比前述压缩时相应数值可见， 强度最佳 冲击能与变形指标的最佳冲击能并不完全相同。 图 11 表明， 总体来看， 初始饱和度低的土体， 其 内摩擦角度越大; 同一初始饱和度下， 随着冲击荷载 的增大， 内摩擦角似有下降的趋势， 但下降幅度不 大。 侧限条件下冲击作用对黏性土变形及强度性状的影响 罗嗣海， 等85 表 3式 3 、 式 4 系数的拟合值 Table 3Coefficient values in fitting equation 3 and 4 初始含 水率 / 初始饱 和度 / a1a2a3a4 25372. 580. 360. 34－ 0. 009 5 30438. 476. 74－ 0. 350. 006 0 368712. 090. 320. 12－ 0. 003 7 3结语 通过对 3 种不同初始含水率 初始饱和度 黏 性土样在侧限条件下在不同能量冲击后， 土的性状 与冲击能量的关系的研究， 可得出如下结论 1 低含水率、 低饱和度松散黏性土， 冲击后土 的密度有明显变化， 密度的提高与冲击能量呈正比; 高含水率、 高饱和度土， 低冲击能作用能提高土的密 度， 但当土达到近饱和时， 土的密度与冲击能并不呈 正相关。 2 低饱和度土冲击后土的压缩曲线明显变平 缓， 高能量冲击后压缩曲线不断下移， 压缩性不断降 低; 高饱和度土冲击作用对土的压缩曲线改变不明 显， 且压缩性降低与冲击能并不呈正比关系; 冲击后 压缩试验时一定压力下的孔隙比 e 与冲击能 E 的关 系可用方程 e a1exp E a 2 a3表示; 存在一个界 限能量， 大于此能量时， 土的压密 孔隙比的变化 随冲击能的变化明显弱化。 3 压缩模量随冲击能的增大而增大， 低含水率 低饱和度的土， 压缩模量随冲击能的增大而增大的 趋势越明显。100 ～ 200 kPa 下的压缩模量 Es与夯 击能 E 之间的变化关系可用 Es a1 a2E a3E2 a4E3来拟合。 4受冲击荷载作用后， 土的黏聚力 c 值有较为 明显的变化， 两者的关系可用 c a1 a2E a3E2 a4E3拟合。相同冲击能量作用， 饱和度越低， c 值的 提高幅度越大。一定饱和度的土， 某一能量冲击作 用后， 土的黏聚力达到最大值， 对应的冲击能量即为 强度的最佳冲击能。试验表明， 强度的最佳冲击能 与密度的最佳冲击能并不总相同。 5初始饱和度低 初始含水率小 的土体， 其 内摩擦角越大; 在同一初始饱和度 含水率 下， 冲 击能量的增大， 对提高内摩擦角的作用不明显， 说明 冲击作用对内摩擦角影响不显著。 参考文献 ［ 1］ 钱家欢. 动力固结的理论与实践［J］ . 岩土工程学报， 1986， 8 6 1 － 17. ［ 2］ 白冰， 刘祖德. 冲击荷载作用下饱和软黏土孔压增长与消散规 律［J］ . 岩土力学， 1998， 19 6 33 － 38. ［ 3］ 白冰， 周健， 曹宇春. 冲击荷载作用下软黏土变形和孔压的若 干问题［J］ . 同济大学学报， 2001， 29 3 269 － 272. ［ 4］ 孟庆山. 冲击荷载下饱和软黏土的孔压和变形特性［J］ . 水利 学报， 2005， 4 2 4 － 36. ［ 5］ 孟庆山. 饱和软黏土在冲击荷载下的动力特性研究［J］ . 岩土 力学， 2004， 2 8 2 － 25. ［ 6］ 孟庆山. 冲击荷载下饱和软黏土的孔压初探［J］ . 岩土力学， 2001， 12 5 4 － 22. ［ 7］ 韩文喜. 饱和土的强夯模拟试验［J］ . 地质灾害与环境保护， 1999， 10 3 31 － 35. 上接第 22 页 ［ 16］ ECCSTWG7. 9 /CIBW56European Recommendations for Sandwich Panels［S］ . ［ 17］ 宋新武. 金属面夹芯板统一理论及夹芯板防火性能研究［D］ . 深圳 哈尔滨工业大学深圳研究生院， 2010. ［ 18］ 庄茁，由小川，廖剑晖. 基于 ABAQUS 的有限元分析和应用 ［M］ . 北京 清华大学出版社， 2009 492 － 504. ［ 19］ 秦培成，余敏. 夹芯板材料性能试验［R］ . 哈尔滨工业大学深 圳研究生院， 2006. ［ 20］ 哈尔滨工业大学深圳研究生院. 夹芯板抗弯性能试验［R］ . 哈尔滨工业大学深圳研究生院， 2009. ［ 21］ 宋瑞强，查晓雄，邹杰. 岩棉夹芯板力学性能的有限元分析 ［J］ . 工业建筑，2008， 38 增 479 － 482. ［ 22］秦培成，查晓雄，于航. 挤塑材料本构关系及其在夹芯板中的 应用［J］ . 建筑材料学报， 2008， 11 2 167 － 171. ［ 23］ 卢子兴，黄筑平. 聚氨酯泡沫塑料压缩杨氏模量的理论预测 ［J］ . 应用力学学报， 1996， 13 2 8 － 13. 信息 南海明珠岛项目在京签约总投资预计 50 亿元。2011 年 2 月 18 日下午， 山东半岛蓝色经济区建设恳谈 暨项目推介会在北京举行， 文登市政府与香港世威控股有限公司就南海国际旅游度假岛项目正式签约， 项目 总投资预计 50 亿元。 据了解， 南海明珠岛项目拟以目前海域现有岛礁为基础进行填海造陆， 预计形成 2 km2、 综合建筑面积 240 万 m2的滨海人工岛。该项目位于南海公园南1 000 m海域， 计划在岛内设立星级酒店、 娱乐设施、 主题 公园、 养生开发等项目， 将其打造成胶东半岛最具国际水准的高档旅游度假综合区。