（岩土工程专业论文）应力释放引起土体扰动的试验研究.pdf

摘要 土样的扰动对试验的结果有着很大的影响，土样在取土时的应力释放是引起土样扰动的 主要原因之一，但是目前常规的勘察试验仍没有充分考虑到土样的扰动对试验结果的影响， 使得到的抗剪强度不能完全反映土的天然强度，从而影响到设计施工的可靠性和准确性。 本文首先对从润杨大桥北锚基坑中取得的土样进行了不固结不排水三轴试验( u u 试 验) 以及经过各向等压固结预处理和k o 固结预处理的不固结不排水三轴试验，并从试验所 得的应力应变关系曲线出发，比较分析了未作预处理和经过预处理的三轴试验结果之间的差 异。试验和分析结果表明，在测定土的天然强度时，采用预固结处理的方法能有效地消除取 土卸载所引起的土样扰动。 接着，本文对经过各向等压固结预处理的不固结不排水三轴试验( a a u u 试验) 和k 。 固结预处理的不固结不排水三轴试验( k o 【，u 试验) 所得到的应力应变关系曲线进行了归 一化，结果表明，经过预处理三轴的不固结不排水试验结果具有归一化性状。 然后，本文在归化应力应变关系曲线的基础上，建立了考虑各向等压固结预处理和 k o 固结预处理的本构模型，并确定了模型参数。 最后，本文利用考虑预处理的本构模型对土样的应力应变关系曲线进行了计算，并把该 曲线和应力应变关系曲线实验值进行了比较，发现两者吻台得比较好。 关键词 不固结不排水三轴试验( u u 试验) 各向等压固结预处理 k o 固结预处理 归一化 非线性弹性本构模型 a b s t r a c t i nt h i st e x t ，as e r i e so fu n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i - a x i a l t e s t s 、p r e c o n s o l i d a t e d i s o t r o p i c a l l y u n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t s a n d p r e - k o c o n s o l i d a t e d u n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t sf o rr u n - y a n gd i s t r i c to fz h e n g j i a n gc i t yi nj i a n g s u p r o v i n c eh a sb e e np e r f o r m e d b a s e do nt h er e s u l t so ft h et e s t s ，t h es t r e s s - s t r a i nr e l a t i o n s h i pc u r v e s h a v eb e e nd r a s v n ，t h ed i f f e r e n c e so ft h et h r e ek i n d so ft r i a x i a lt e s t sh a v eb e e na n a l y s e da n dt h e c o n c l u s i o nt h a tt h es a m p l e so fs o i lt e s ti nh o m es h o u l db e p r e - p e r f o r m e dh a s b e e nd r a w n t h e ns t r e s s - s t r a i n r e l a t i o n s h i pc u r v e so ft h ep r e - - c o n s o l i d a t e di s o t r o p i c a l l yu n c o n s o l i d a t e d a n du n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t sa n d p r e k o - c o n s o l i d a t e du n c o n s o l i d a t e da n d u n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t s h a v eb e e nn o r m a l i z e d t h er e s u l t st e l lu st h a tt h es o i li nz h e n g j i a n g c i t yh a st h i ss p e c i a lc h a r a c t e r a c c o r d i n g t ot h en o r m a l i z e ds t r e s s s t r a i nc u r v e so ft h e p r e - c o n s o l i d a t e di s o t r o p i c a l l y u n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t sa n d p r e k o - c o n s o l i d a t e d u n c o n s o l i d a t e da n d u n d r a i n e dt r i - a x i a l t e s t s ，a n o n l i n e a re l a s t i cm o d e lf o rt h e p r e - c o n s o l i d a t e di s o t r o p i n a l l y u n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i a x i a l t e s t sa n dan o n - l i n e a re l a s t i cm o d e lf o r p r e k o - c o n s o l i d a t e du n c o n s o l i d a t e d a n du n d r a i n e dt r i - a x i a l t e s t s ( k o u ut e s t s ) f o rr u n y a n g d i s t r i c to fz h e n g j i a n gc i t yi nj i a n g s up r o v i n c eh a v eb e e ne s t a b l i s h e d t h ep a r a m e t e r so fe a c h m o d e lh a v eb e e nd e t e r m i n e da n dt h er e l a t i o n s h i po ft h ep a r a m e t e r so fe a c hm o d e lh a sb e e n e s t a b l i s h e d f i n a l l y , t h et w ok i n d so fr e s u l t s ，o n eh a sb e e ng o tt h r o u g ht h en o n l i n e a re l a s t i cm o d e lf o r p r e k o - c o n s o l i d a t e du n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t s ，t h eo t h e r h a sb e e ng o tt h r o u g h l h ep r e - k o c o n s o l i d a t e du n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t s ，h a v eb e e nc o m p a r e d t h e f o r m e rh a sb e e n a p p l i e d t ot h el a t e r t h i ss h o w st h a th en o n - l i n e a re l a s t i cm o d e lf o r p r e k o - c o n s o l i d a t e du n d r a i n e d t r i a x i a lt e s t si sa p p l i c a b l e k e y w o r d ： u n c o n s o l i d a t e da n du n d r a i n e dt r i - a x i a lt e s t s p r e - c o n s o f i d a t e di s o t r o p i c a l l y p r e k o - c o n s o l i d a t e d n o r m a l i z a f i o n n o n - l i n e a re l a s t i cm o d e l 声明 本人郑重声明：本人在导师的指导下，独立进行研究工作所取 得的成果，撰写成博士，硕士学位论文“羞型鳗丛型坌生经鲤丝蜊 除论文中已经注明引用的内容外，对本文的研究做出重要贡献的个人 和集体，均已在文中以明确方式标明。本论文中不包含任何未加明确 注明的其他个人或集体已经公开发表或未公开发表的成果。 本声明的法律责任由本人承担。 学位论文作者签名： 抖- 舍 勿哆年岁月z 7 日 第一章绪论 第一章绪论 第一节三轴试验发展简史和研究现状 一、三轴试验发展简史 三轴试验至今已有五十多年的发展历史早在1 9 3 3 年。德国的s e i f f e r t 在普鲁士的水道 试验站制造了第一台三轴仪。其目的是为了研究在没有周围摩擦力的条件下粘土的固结特 性。试样为圆柱形。侧向施加恒定的液体压力，并保持恒温度。这可以说是目前世界上各国 广泛应用的三轴仪的原型。1 9 3 4 年美国的s f a n t o n 等人采用这种三轴仪作沥青的破坏强度试 验，1 9 3 6 年美国的r u n d u l i c 首先应用三抽试验测定土的强度指标。英国从1 9 4 3 开始有三轴 试验。日本，荷兰和我国几乎同时都是在五十年代初期开展了三轴试验。苏联等一些国家起 步则比较晚些。 1 9 6 2 年英国的毕肖甫( b i s h o p ) 和享开尔( i i e n k e l ) 二人出版了关于土的三轴试验的专著。 这本书我国已于六十年代翻译出版。该书对三轴试验的仪器设备和试验方法作了系统的和全 面的介绍。为完善和推广三轴试验作了较大的贡献。三轴试验无论是在试验技术方面还是仪 器设备方面都发展很快，可以说是土工试验中发展最快的一种试验 以前国内外所进行的三轴试验，试样的尺寸较小，周围压力也较低。自六十年代以来， 由于高土石坝建设的日新月异，国内外都相继发展了大型高压三轴试验。我国自五十年代 初期开始了三轴试验，并制定了自己的操作方法，编制在1 9 6 2 年水电部颁发的土工试验 操作规程中。1 9 8 9 年我国正式颁发国家标准( g b j l 2 3 8 8 ) 土工试验方法标准。 三轴试验和直剪试验均是目前在室内测定土的强度的主要试验方法，以往一些生产单位 采用直剪试验测定土的强度较多但直剪试验有一定的缺点，如剪切面固定、不能控制 排水条件等，因此它的适用范围有一定的局限性三轴试验能够完全避免直剪试验存在的缺 点，所以它的应用越来越广这两种试验方法的主要区别是：直剪试验是先在试样上旌加垂 直应力，然后沿固定的剪切面施加水平力进行剪切使土样达到剪切破坏，这个极限水平力 就是土的抗剪强度；而三轴试验则是对试样先施加固定的侧向压力( 亦称周围压力) 再施加轴 压力，使土样沿着某一定面达到破坏根据轴向压力和侧向压力的关系可求出相应任意面 上的法向应和剪应力。下面是近年来一些三轴试验的研究。 二、三轴试验的研究现状 龚晓南等( 1 9 8 5 ) 年对金山粘土进行k o 固结不排水三轴试验( 包括轴向压缩试验和 笙二兰堕堡 ： 轴向拉神试验) 。试验结果表明，k o 固结不排水三轴试验可以较好地模拟地基中土体在荷 载作用下的性状。 龚晓南( 1 9 8 6 ) 对金山粘性土进行k 。固结排水和不排水轴向压缩试验和拉神试验。 试验结果表明，k o 固结排水三轴试验比各向等压周结排水三轴试验能更好地模拟天然地基 中土体的应力状态。 曾国熙( 1 9 8 7 ) 对金山粘性土进行k o 固结排水和不排水轴向压缩试验和轴向拉神试 验。试验结果表明，当k o 1 时，在轴向拉神试验中使k 。固结状态的土体破坏所需要剪应 力增量比在轴向压缩试验中所需要的剪应力增量要大；k 。固结的士体进入轴向拉伸阶段的 初始切线模量大于土体进入轴向压缩阶段时的初始切线模量；虽然k o 固结排水和不排水轴 向压缩试验的排水条件不同，但两者的有效应力抗剪强度指标则是相同的，与各向等压固结 三轴试验得到的结论类似；k 。固结排水和不排水轴向压缩试验在应变较小时应力一应变关 系比较接近；虽然k 。固结和各向等压固结不排水轴向压缩试验的有效应力路径不同，但二 者的有效应力抗剪强度指标则基本相同；由k 。固结三轴试验测定的土体的归一化诸事切线 模量大于各向等压固结三轴试验测定的相应值。 冯强“1 ( 1 9 8 9 ) 对重塑粘性土进行k 。固结不排水三轴压缩试验和三轴伸长试验。试验 结果表明，由k o 固结不排水三轴伸长试验测定的土体的初始切线模量以及破坏时的主应力 差均大于k 。固结不排水三轴压缩试验测定的相应值。 姜朴等”1 ( 1 9 9 1 ) 对细纱土试样进行k o 固结排水三轴试验，并对饱和粘性土试样进行 k 。固结不排水三轴试验。试验结果表明，k o 固结排水三轴试验与各向等压固结排水三轴 试验相比，其应力一应变关系曲线和排水切线强度都相差不大，而且有效应力抗剪强度指标 基本相同；而k o 固结不排水三轴试验与各向等压固结不排水三轴试验相比，其应力一应变 关系曲线、不排水剪切强度以及孔隙水压力的变化都相差很大，但两者的有效应力抗剪强度 指标则基本相同。 艾英钵( 1 9 9 2 ) 对饱和粘性土试样进行k 。固结不排水三轴试验t 并对细砂土试样进 2 第一章绪论 行k o 固结不排水三轴试验。试验结果表明，k 。固结和各向等压固结不排水三轴试验的应 力一应变关系曲线以及不排水切线强度都相差很大，即使以平均固结压力相同的两种试验相 比，相差也很大；而k 。固结和各向等压固结排水三轴试验的应力一应变关系曲线以及排水 剪切强度则相羞不大。 李祯祥”( 1 9 9 2 ) 对饱和黄土进行k o 固结不排水三轴试验。试验结果表明，同一种密 度饱和黄土k 。固结和各向等压固结不排水三轴试验的总应力抗剪强度指标相差和大，而两 者的有效应力抗剪强度指标则比较接近；同一种密度饱和黄土k 。固结不排水三轴试验的总 应力内摩擦角比较接近：饱和黄土的k 。固结不排水三轴试验的应力一应变关系在段时间内 有峰值出现。 袁聚云( 1 - 9 9 5 ) 对上海软粘土进行k d 固结排水三轴试验。试验结果表明，由k o 固 结不排水三轴试验测定的土体的初始切线模量以及破坏时的主应力差均大于各向等压团结 排水三轴试验相应的值。由于k 。固结排水三轴试验中试样的应力状态比较符合天然地基中 土体的实际应力状态因而由各向等压固结排水三轴试验测定的土体的强度值和切线模量值 可能低于天然地基中土体的实际值。 袁聚云等”1 ( 1 9 9 5 ) 对上海软粘土进行k 。固结排水真三轴试验。试验结果表明，由k o 固结排水真三轴试验测定的土体的初始切线模量以及破坏时的主应力差均随主应力比率的 增大而增大：由k 。固结排水真三轴试验测定的土体的初始切线模量以及破坏时的主应力差 均大于由各向等压固结排水真三轴试验测定的相应值。 康辉平n 0 1 ( 1 9 9 6 ) 对小浪底西河清击实粘土和舟山淀海淤泥质粘土进行k o 固结不排 水三轴试验。试验结果表明，在应变较小时，k 。固结不排水三轴试验的应力应变关系曲 线比较陡，抗剪强度的发挥比相应的各向等压固结不排水三轴试验快，其应力一应变关系曲 线呈加工硬化型；土体的有效应力抗剪强度指标基本不受固结状态的影响，而土体的总应力 抗剪强度指标则与固结状态有关，k 。固结具有较大的总应力抗剪强度指标；由k o 固结不 排水三轴试验测定的土体的初始切线模量大于由各向等压固结不排水三轴试验测定的相应 值。 3 第一章绪论4 吴震1 ( 1 9 9 6 ) 对上海地区第( 2 ) 层第( 4 ) 层土进行k o 固结不排水三轴压缩试 验和三轴拉伸试验。试验结果表明，k 。固结不排水三轴拉伸试验的总应力内摩擦角与有效 应力内摩擦角均小于k 。固结不排水三轴压缩试验的相应值，而两者总应力内粘聚力则基本 一致：k o 固结不排水三轴压缩试验破坏时的主应力差以及孔隙水压力均小于k 。固结不排 水三轴拉伸试验的相应值：由k 。固结不排水三轴拉伸试验测定土体的初始切线模量大于由 k o 固结不排水三轴压缩试验测定的相应的值。 徐永福等1 ( 1 9 9 8 ) 用改装可测吸力的三轴仪，研究了宁夏膨胀土的变形性质和强度 特性。试验结果表明，含水量( 吸力) 决定了土样的变形行为，并影响了土样的强度；随着含 水量增加，土样的塑性应变量增加，强度威小。 李远贤1 ( 2 0 0 1 ) 通过分析堆石粗粒士一个试样多级加荷三轴试验方法，将其分为不 团结类的连续与固结类的不连续加苟。前者仅适用于口3s1 2 m p o 的低围压，后者必须考虑 固结排水引起的应力回弹量。不连续加荷的固结方式对强度指标的影响仅限于c 值，内摩 擦角西值基本保持不变。 张少宏1 4 1 ( 2 0 0 1 ) 通过对常规三轴仪轴向加力系统和孔压量测系统进行的一系列改造， 使之能够实现测定非饱和土，在受周围压力情况下的拉伸应力、拉伸应变、孔隙水压力和孔 隙气压力。 李健民1 1 5 | ( 2 0 0 2 ) 对临海城防工程地基土体进行了三轴试验研究，研究表明除个别指标 外，常规试验得到的土体强度指标与三轴试验结果是一致的。不固结不排水( u u ) 和固结不排 水( c u ) 试验结果与相应常规直剪和固结快剪试验结果的比较分析表明各强度指标均较相 符。 第二节归一化性状的研究 k o n d n e r r u 1 9 6 3 ) 根据常规固结不排水剪切实验的研究提出了用双曲线函数表达粘 性土周结不徘水三轴试验的应力一应变关系 二一；口+ b ( 1 - 一i ) 盯l 一口3 d 第一章绪论 式中 ( 盯1 一j 3 ) 主应力差 e 轴向应变； a ，b 双曲线二参数。 在此基础上。曾国熙( 1 9 7 9 ) 对于粘性土正常固结不排水剪切归一化性状从理论上和实践 上又作了系统全面的论述，归一化直线方程为 式中 生! 。口+ + 如( 卜2 ) 盯1 一盯3 口。固结压力 口。归化下直线在纵坐标上的裁距乎均值 b 。归一化直线斜率乎均值。 盛煜1 “( 1 9 9 6 ) 表明冻土单轴压缩蛹变过程在其破坏前可以以冻土蠕变指标为控制因 素而描述为统一的归一化形式应力只影响冻土的蠕变指标，归一化方程描述冻土的蠕变过 程而与应力无关因此，研究冻土破坏前的变形规律只需寻找其蠕变指标及分析归一化形式 即可根据需要，可选用不同的数学方程对归化方程进行拟合从而完全确定冻土蠕变过 程，拟合方程中的参数反应了冻土本身的流变属性冻土归一化模型仅从砂土的宏观蠕变试 验结果得到 王淑云【”1 ( 1 9 9 6 ) 通过海洋粘土样的几组c u 三轴压缩试验发现：此种粘土的不排水 抗剪强度s 。与f 一，“一e 具有归比行为，考虑到一些主要因素的影响粘土在k o 状 态下的s 口。o c r 关系最终可表示为： b 。盯：。) 0 。= 0 4 0 o c r “ ( 1 3 ) 邵军义【1 8 1 ( 1 9 9 7 ) 认为从试验角度来看，粘性土应力一应变关系归一化变数取 ( c r j p a ) “p a 更适宜。邵军义整理了浙江、南京、宝钢部分地区若干原状粘性土三轴试验 资料得到n 。2 3 ，大多数试验的应力应变关系按( d ：p 口) l 归一程度较好。归一化 直线方程 第一章绪论 式中 l 去“s ( 1 4 ) l 单位强度旨在使得n ，b 成为无量纲参数。 罗晓辉【”1 ( 1 9 9 7 ) 认为土的组成多相分散系和形成前后外界条件的多变性，使其力学 性质受到结构特性、应力历史、应力条件、排水条件以及各种物理化学等因家的影响力学 性质在多方面具有交叉作用，如剪应力同时引起剪应变和体积应变。固结应力水平使土的抗 剪强度显著变化等这种密切相手关系如用归一化方法分析土的力学性质交叉作用。使得 对士的力学性质的研究从单一性质分析到系统分析他根据饱和软粘性土的常规固结不排水 三轴压缩试验结果探刘了其应力，应变关系、应力路径及孔图水压力的归一化特性。认为 在各向等压条件下， ( 盯。一0 , 3 ) o ， ，有单值函数，则归一化存在的桑件是： 盯3 一e i a l ( 1 - - 5 ) 盯3 = ( 盯1 0 3 ) b 1 ( 1 6 ) 式中，a l t n b ，均为常数，即初始切线模量e ，与主应力差的渐近值( 仃。一0 3 ) 。n 都必须 随围压d ，的增加而增加n 样a i k 。固结条件下，用平均固结压力d 。= p l + 2 g 3 ) 3 进行 归一化， b ，一口，) 盯， 一毛有单值函数，则归一化存在的条件是： 盯。= e f a 2 ( 1 - 7 ) 盯，= p l 一盯3 l n b 2 ( 1 8 ) 式中，4 ：s n b 2 均为常数。即初始切线模量巨与主应力差的渐近值p l 一吧l h 都必须 随围压盯。的增加而增加 黄英等【2 0 1 ( 2 0 0 0 ) 对红土归一化性状进行了研究。用平均主应力作为归一化应力对 红士在两种不同应力路径下三轴排水试验的应力一应变一体变关系进行归一性分析研究表 明，在1 0 0 k p a 一4 0 0 k p a 的固结压力下，红土的归一化程度较低不能求得唯一的归一化曲 线，固结压力越低，归一性越差；随压力增大，归一性增强。偏应力一剪应变的归一性高于 偏应力一体应变的妇一性；对偏应力一剪应变关系，c r 3 = c 应力路径的归一性高于p = c 应 第一章绪论 力路径的归一性；对偏压力一体应变关系，p = c 应力路径的妇性稍优于盯，= c 应力路 径的归一性。各归一化曲线及对应的归一化参数都受应力路径和固结压力的影响，归一化参 数与应力路径之间具有较好的线性相关关系。 黄英【” ( 2 0 0 0 ) t q ，碎石土加筋前后应力一应变关系的归性较差。围压越低， 颗粒越硬，归一性越差；随围压增丈归一性增强。根据加筋前后备试验点的集中程度和围 压大小，将碎石土的归一化直线划分为两条，并由归一化参数预测碎石土加筋前后的应力一 应变关系。与实测曲线比较，不加筋时差别随围压增大和颗粒粗硬而增大；加筋时差别较小。 同时根据归一性提出了描述该类土体切线剪切模量的归一化本构方程，其方程参数直接由三 轴试验成果确定并给出了所有方程参数。 姚仰平等2 2 i ( 2 0 0 0 ) 在对不同初始千密度的塔克拉玛干沙漠砂压缩试验结果进行分析 的基础上，引入丁一条归一化压缩曲线，并定义了与之相对应的归一化日子。利用该归一化 压缩曲线可计算不同初始干密度、不同应力范围下沙漠砂的压缩模量、并将其结果应用于沙 漠地基的沉降计算。 张荣堂( 2 0 0 2 ) 通过对排水减p 应力路径试验的研究，得出汉口某地区淤泥质软 粘土的应力比与轴应变关系可用归一化双曲线关系来表示： 刍。尺：些( 1 - - 9 ) 爿+ 口5 lm r o 式中r 为强度发挥度，为( o 1 ) 之间的无量纲参变量：m 为破坏线斜率；b 为略小 于1 的试验常数，与破坏比和初始应力状态有关；a 为另一试验常数，a 值可用固结压力p c 归一化，归一化后的系数彳。与a 之间有着良好的负指数关系a 第三节本构模型发展与研究 一、本构模型的发展 在实际工程建设中，许多岩土工程问题都归结为求一定条件下的边界值问题a 解决边界 值问题的许多数值方法均满足平衡方程、应变协调方程以及边界条件，但是要使这些问题的 解答符合实际在很大程度上取决于描述土特性应力应变本构模型的选择。所以本构模型研 究的重要性就更加突出。 7 第一章绪论 8 本构模型大致可分为两类。一是微观力学性质的本构模型，二是现象论性质的本构模型。 的本构模型，二是现象论性质的本构模型。前一类本构模型的研究用松散介质方法，而后一 类本构模型的研究用连续介质方法。所谓松散介质方法就是从分析土的微观性状入手，应用 能量原理，概率统计理论或简单比率理论建立土的力学模型基本思想是将岩土材料的颗粒 介质看作一系列刚性或弹性的颗粒，外荷载通过颗粒的接触点传递，接触点处的接触力与变 形和滑移由一种适用于颗粒在接触点处力学特性的本构关系联系起来。对于一个具有代表性 的微单元体，可通过引入平均应力、应变以及它们的增量，推导出颗粒集合体的宏观本构关 系。 所谓连续介质方法则是基于连续介质假设，从分析土的表观性状入手，利用试验得出的 应力应变关系，应用曲线拟合或弹性理论、塑性理论及其它理论来建立本构模型。它将颗粒 之间接触特性的所有细节予以忽略，而将颗粒材料的力学特性用状态参数( 如孔系比、相对 密度吸各向异性张量等) 来描述，使得在物质内部与边界上可以很容易地应用数学分析工具， 根据状态参数建立起土单元体应力应变之间的联系。这后一类方法建立的本构模型在当今岩 土力学的理论研究与工程实际中得到了较广的传播。按照连续介质力学方法建立的岩土工程 边值问题的一套计算模式所采用的本构模型都属于现象论性质本构模型，这一类本构模型所 基于的基本理论主要有弹性理论、内时理论及塑性理论，相应地也有弹性理论模型、塑性理 论模型及内时理论模型。 二、本构模型的研究 o h t a 和s e k i g u c h i ( 1 9 7 7 ，1 9 7 9 ) 在塑性理论的基础上，采用塑性体应变硬化规律，并认 为土体材料服从相适应流动规则，提出考虑k 。固结的本构方程。 龚晓南等【1 】( 1 9 8 5 ) 根据k 。固结排水三轴试验按平均有效应力的归一化应力一应变关 系曲线，得到一个考虑k 。固结的切线方程，从而提出一组排水条件下同时考虑k o 固结和 土体固有各向异性的非线性弹性系数使用方程式。 袁聚云【8 1 ( 1 9 9 5 ) 在上海软粘土各向同性弹塑性本构模型的基础上，推广建立了上海软 粘土各向异性弹塑性本构模型。该模型能够综合考虑k 。固结、土体固有各向异性、弹塑性 以及中主应力对土体的应力应变关系的影响，并且除了各向异性参数外，其余参数均可通 过常规试验获得。 胡得金【2 4 】( 1 9 9 8 ) 结合粉煤灰提出考虑土的应变软化、剪胀( 剪绍) 性和应力路径影响的 第一章绪论9 非线性弹性模型利用某发电厂粉煤灰( 分类属中液限粉土) ，进行等应力增量比( 叩。；c ) ( 为偏应力q 与平均有效应力p 增量之比) 的三轴剪切试验，以揭示土的应力一应变特性。试 验中分别进行以下几种应力路径：p = c ( 叩0 一) ，吧= c ( 叼o ；3 o ) ，7 o = 2 5 9 1 2 2 5 0 ，1 7 1 4 。试样按等压固结，以等应力增量比控制，直至剪切破坏试验结果表明 应力路径对土的变形待性有显著影响。根据大量的试验结果非线性弹性模型 式中 111 百2 i + i k + 平均有效应力p 与偏应力q 藕合体变模量 k 。平均有效应力体变模量 k 。为偏应力体变模量，g r 为剪切模量。 ( 1 1 0 ) ( 1 1 2 ) 廖雄华等口1 ( 2 0 0 2 ) 把本质上属于亚弹性本构模型在岩土工程界广为应用的邓肯 张模型与服从d u n c k e r p r a g e r m o h r c o l u m n 屈服准则的弹塑性本构模型相结合，推出了 非线弹性一塑性的组合本构模型以克服经典的弹塑性模型不能考虑岩土材科在塑性屈服前 的非线性行为以及一般的邓肯一张模型不适用于应力水平接近于屈服或破坏状态等缺点。 王志玲【2 0 ( 2 0 0 2 ) 从孔隙水的存在状态出发，探讨了非饱和土的有效应力原理。利用 非饱和土的有效应力原理，将饱和土的弹塑性模型推广到了非饱和土中，建立了能反映非饱 和土渐近性破坏、湿陷湿胀等特性的剑桥修正模型。该模型中新引入的试验参数较少，确定 时只需要水分特征曲线，其它可以利用饱和土的成果。 9 咖 嘶 土k 土姆 = = 如 如 第一章绪论 1 0 第四节本文的工作 一、试验研究 土样的扰动主要来源于两个方面，一是在钻探、取土、运输、储存和开土过程中的机械 扰动 二是由于将土从土层的深部取出，卸除原有应力，土样发生膨胀，由于土样的应力条 件改变而引起的。前者可以通过改善钻探取土的设备和工艺、改进与提高钻探、试验水平来 降低扰动的影响，但是后者是不可避免的。本文主要通过对土样进行预固结处理来模拟恢复 土样在原位所具有的应力状态以减少应力条件改变而引起的土样扰动。因而本文主要进行 了以下几方面试验： 1 不固结不排水三轴试验( u u ) ； 2 经过各向等压固结预处理的不固结不排水三轴试验( 盯3 u u ) ； 3 经过k o 固结预处理的不固结不排水三轴试验( k 。u u ) 。 二、本构模型的建立 本文还对经过各向等压固结预处理的不排水三轴试验和经过k 。固结预处理的不固结 不排水三轴试验的应力一应变关系进行了归一化，得到一个考虑k o 固结预处理的本构模 型，由本构模型计算得出的应力一应变关系曲线和试验得出的应力一应变关系曲线基本吻 合。 1 0 一一 兰三兰蔓墼墨坌堑旦 第二章试验及试验分析 第节试验准备 一、试验目的 本次试验是润杨大桥北锚基坑非常规土力学试验的一部分，主要进行了三种三轴剪切试 验：不固结不排水三轴试验( u u ) 以及经过各向等压固结预处理和经过k 。固结预处理后 的不固结不排水三轴试验。吧u u 试验是先把土样进行各向等压固结预处理，然后进行常 规的不固结不排水三轴试验；k o u u 试验是先把试样进行k o 固结预处理然后进行常规的 三轴不固结不排水三轴试验。把试验结果绘制成应力一应变关系曲线，应力一应变关系曲线 的初始切线的斜率反映了土体的变形特性应力一应变关系曲线破坏时的主应力差，也即应 力一应变关系曲线的渐近线反映了土体的强度特性。试验进行了纵横两方面比较，纵向比较 是对同一种土样在不同试验方法下进行w 试验、盯，u u 试验和k o u u 试验，分析不同的 预处理方法对土样初始切线模量和破坏时的主应力差的影响；横向比较是对同种土样分别进 行原状土试验和重塑土的【，u 试验、仃3 u u 试验和k o u u 试验，分析比较原状土样和重塑 土样试验结果的初始切线模量和破坏时的主应力差的差别。 二、试验仪器 本文进行的u u 试验、g r 3 u u 试验和k o u u 试验都是在应变控制式三轴剪切仪上进行 的，该仪器共分为以下几个主要组成部分。 1 三轴压力室 将用橡皮薄膜包扎的圆柱体土样置于压力室中间，土样下端连接于压力室底座，底座下 底座下有排水孔并能测定土样底部孔隙水压力，土样上端连接土样帽，土样帽可以连接上端 的排水管路并通过底板内设有排水孔将孔隙水直接引出，压力室底扳处还设有施加侧压力的 进气( 水) 孔，在土样帽上端还有与压力室活塞套相配的传压活塞等组成。 2 轴向传压测量系统 采用3 8 0v 交流电动机带动多级变速的齿轮箱，通过传动系统施加蜗轮蜗杆使土样压力 室自下而上的移动，使试样承受轴向压力。 3 轴向压力测量系统 1 1 第二章试验及分析1 2 一一。_ _ _ i - h _ _ _ - _ 一一 轴向压力由测力计来反映土体的轴向荷重，测力计为线性和重复性较好金属弹性体组成 测力计的受压变形由位移传感器测读。在使用之前先将测力计在标准测力计的串联标定下获 得测力计弹性系数值。 4 周围压力稳压系统 三轴仪围压和稳压系统采用调压阀控制调压阀当控制到某一固定压力后，它将压力室 的压力进行自动补偿而达到周围压力的稳定。 5 轴向应变测量装置 用长标距位移传感器来测量。 6 附属设各 ( 1 ) 饱和器 ( 2 ) 切土器 ( 3 ) 电子天平和游标卡尺 ( 4 ) 其他如乳膜薄膜、橡皮筋、透水石、滤纸、切土刀、钢丝锯、毛玻璃板、空气压 缩机、真空抽气机、真空饱和抽水缸、称量盒。 三、试样饱和法 试样饱和法采用了真空抽气饱和法，将制备好的土样装入饱和器内置于真空饱和缸，在 盖缝中涂上层凡士林以防漏气。将试样装入饱和器中，先浸没在带有清水注入的真空饱和 缸内，连续真空抽气2 4 个小时，然后停止抽气，静置1 2 小时左右即可。 四、试验制备 1 原状土样的制各 从取土器内取出土样。首先用钢丝锯和切土刀将土样切取为一稍大于规定尺寸的土胚； 然后利用切土盘削出直径为3 9 1 m m 、高为8 c m 的试样；最后将削好的试样饱和、称重。 2 重塑土样的制各 选取土性较为均匀的原状土，让其自然风干，然后用木槌捣碎，并用孔径为0 1 5 r a m 的 筛子筛选，将筛过的土样搅拌均匀。将搅拌均匀的土样浸泡在水中2 4 小时，然后装入塑料 袋中封好，取出部分土料，制成圆柱土样，放入6 1 2 c m 的饱和容器中，在饱和容器的一 头施加0 2 妇。压力，另一头让其排水。待1 2 小时后，再换过来。这样土样就有一定的强度t 以利于制备土样。卸去饱和器上的压力封上饱和器。并放入抽气缸中进行抽气饱和。将经 过抽气饱和的试样放在切架上制成西3 9 1 8 c m 规格的土样。 1 2 星三兰苎壁垒坌塑望 五、试验方法 本文进行了三种三轴剪切试验，试验方法分别如下。 1 不固结不排水三轴剪切试验( u u 试验) ( 1 ) 制备土样 对每种土样分别制备原状土试样和重塑土试样。 ( 2 )装土 先把乳胶薄膜装在承膜桶内，用洗耳球从气嘴中吸气，使乳胶薄膜紧贴桶壁，然后套在 制备好的试样外面，放在压力室的底座上，翻下乳胶膜的下端到底座，用橡皮筋扎紧，翻起 乳胶膜上端与土样帽用橡皮膜扎紧，最后装上压力筒拧紧密封螺帽，并使传压活塞与土样帽 接触。 ( 3 ) 施加周围压力吒 ( 4 ) 调整测量轴向变形的位移计和轴向压力测力环位移计的“零点”读数。 ( 5 ) 施加轴向压力 按剪切速率取每分钟0 5 1 0 启动电动机，当试样每产生0 2 时，测计测力环变 形，直至土样破坏或变形进行到1 5 为止。 ( 6 )试验结束时停机，卸除周围压力并拆除试样。 ( 7 )计算与绘制曲线 按下式计算轴向变形和剪切过程中平均断面积： 式中 。；呈竺 h o 爿o a o = i i 轴向应变 s 了a h 轴向变形 o h o 土样原始高度； a 。剪切过程中平均截面面积 a 。土样原始面积。 ( 2 1 ) ( 2 2 ) 1 3 第二章试验及分析 按下式计算主应力差： 盯，一盯，c r c r o - f )( 2 3 ) 盯，一盯，一 ( 一) 1 。 爿。a 。 式中 c 测力环弹性系数； r 测力环变形量。 2 经过各向等压固结预处理后的不固结不排水三轴剪切实验( a ，【，u 试验) 对土样先进行各向等压预固结处理，预固结压力为： q 2 咛盟产 ( 2 4 ) 式中 h 土样的埋藏深度； & 静止侧压力系数； y 土的重度，不降水时取浮重度，降水时取天然重度。 然后再进行在不同的围压下的不固结不排水三轴试验。 3 经过躏固结预处理的不固结不排水三轴剪切试验( 丘叫试验) 对土样先进行预固结，预固结为岛条件， 咛业产 ( 2 4 ) 口l=ko加(2-5) 式中 h 土样的埋藏深度； k 。静止侧压力系数； y 土的重度，不降水时取浮重度，降水时取天然重度； 盯1 为轴向固结应力； 盯3 侧向固结应力。 然后再进行不同围压下的不固结不排水三轴试验。 4 轴固结不排水三轴试验( c u 试验) 按土工试验方法标准的规定进行。先对士样进行各向等压固结，然后在该固结围压 下，施加轴向应力进行剪切。 第二章试验及分析 六、试验土样 试验土样如表所示 1 5 试样编号土类 a 1 ( 上) 粉质粘土 a - 1 ( 下) 粉质粘土 a 4 ( 上) 粉质粘土 a 4 ( 下)粉质粘土 a 6 ( 上) 砂质粉土 a 一7 ( 上) 砂质粉土 a 一“下) 砂质粉土 a - 1 0 ( 上) 粉砂 1 a 一1 0 ( 下1 粉砂 a - 1 4 ( 上) 粉砂 a - 1 4 ( 下) 粉砂 a - 1 5 ( 上1 粉砂 b - 2 ( 下) 粉质粘土 b - 3 ( 下) 粉质粘土 b - 4 ( 下) 粉质粘土 b - 6 ( i - ) 砂质粉土 b - 7 ( 上) 砂质粉土 b - 1 0 ( 上) 粉砂 b 1 1粉砂 第二章试验及分析 第二节原状土u 【，、口；u u 和k 。u u 试验结果之间的比较分析 一、试验结果 由不同土样的原状土试样的u u 、吒u u 、k 。u u 试验结果得到的应力应变如图 ( 2 2 1 ) 图( 2 2 1 7 ) 所示。 二、结果分析 为了比较，分别进行了不固结不排水三轴剪切试验( u 【，试验) 以及经过各向等压固 结预处理后的不固结不排水三轴剪切试验( 吒u u 试验) 和经过k o 固结固结预处理后的不 固结不排水三轴剪切试验( k o u u 试验) 。现以a 一1 5 ( 上) 土样为例来分析试验结果，a 1 5 ( 上) 土样的试验结果如图( 2 2 1 2 ) 图( 2 2 1 7 ) 所示，试验土样应力应变关系曲线 的初始切线模量和破坏时的主应力差如表2 - - 1 所示。 试验应力应变关系曲线初始切线模量和破坏时的主应力差表2 1 u u0 ( k p a )1 0 0 ( 脚) 口)2 0 0 ( 脚) 试验围压 试验结果主应力差初始切线模量主应力差初始切线模量主应力差初始切线模量 ( 脚)( 朋：砌)( k p a )( 胁)( 船k )( 舰) 【，【，4 51 7 33 0 66 87 3 88 2 盯3 u u 2 3 73 9 55 2 21 1 68 4 41 2 0 k o u u 1 3 04 04 3 71 0 98 4 52 3 4 7 从试验的结果来看，可以得出以下结论： ( 一) 应力应变关系曲线的初始切线模量 从表2 1 可看出无论是未作预处理或经过预处理的试样，在不同围压下进行【，【，试验， 其剪切时的初始切线模量均随着围压的增加而增加，但是，随着围压的提高，初始切线模量 的增加幅度减少很快。从未作预处理的【，【，试验来看，围压从o k p a 增至l o o k p a 时，其初 始切线模量增加了2 9 3 倍；但围压从1 0 0 k p a 增加到2 0 0 k p a 时，初始切线模量仅增加了 o 2 1 倍。所以，埋深较深的土层各分层之间的压缩变形之差要比埋深较浅的土层各分层之间 的压缩变形之差小。 从表2 1 的数据可以进一步看出。未作预处理的初始切线模量比经过预处理的初始切 1 6 第二章试验及分析 线模量小得多；采用预处理法可以恢复土样的原位应力状态；所以一般的未作预处理的常规 三轴试验所得的试验结果难以正确反映土样的变形特性，夸大了土层的变形。经过各向等压 固结和k 。固结固结预处理的初始切线模量相差不大，这说明等压固结预处理法可近似代替 k 。固结来恢复土样的原位应力状态。 另外，从盯，u u 试验和u u 试验的比较可以看到，当围压为0 k p a 时，两者的初始切 线模量之比为2 1 8 ：当围压为1 0 0 k p a 时，两者的初始切线模量之比为1 7 1 ；当围压为 2 0 0 k p a 时，两者的初始切线模量之比为1 4 6 。所以随着围压的增加，经过预处理和未作预 处理的初始切线模量逐渐接近，这说明越是浅埋的土层其预处理越是必要。 ( 二) 破坏时的最大主应力差 无论是未作预处理还是经过预处理，随着围压的增加，【，u 试验破坏时的最大主应力 差均随之增加。 从表2 1 可进一步看到，没经过预处理土样剪切破坏时的最大主应力差比同一围压下 经过预处理的试样剪切破坏时最大主应力差小。从盯，u u 试验和u u 试验来比较可以看出， 在围压为o k p a 时，两者破坏时主应力差之比为5 3 ；当围压是l o o k p a 时，两者破坏时的 主应力差之比为1 7 1 ；当围压为2 0 0 k p a 时，两者破坏时的主应力差之比为1 1 4 。由于未作 预处理的u ( ，试验土样在试验前已受到了较大的扰动，所以得到的抗剪强度偏低，因此需 要进行预固结处理，越是浅层土样的越需要预处理，这样才能使室内土工试验数据接近现场 原状土样。从试验数据来看，经过各向等压固结预处理和k o 固结预处理的试样的试验在破 坏时的主应力差相差不大，说明可以用各向等压固结来近似代替k 0 固结对土样进行预处 坪。 1 7 第二章试验及分析 图2 2 1 a - - 1 5 ( 上) 原状土试样u u 、盯3 【厂u 和k o u u 试验应力应变曲线之间的关 系比较 图2 2 2