不同加压率下结构性软土压缩性状试验研究

不同加压率下结构性软土压缩性状试验研究

1土体结构性的失结构是地球的特征，初始破裂和应力历史是土壤形态的重要表现。对一些结构性现象的研究已成为土壤肥力学的基本内容。由于应变的发展或重塑所引起的结构性性状的消失,称之为“结构性丧失”。土体结构性的丧失是一个渐变的过程;类似温度、取样、加荷等扰动都会改变土体的原始结构性。因此,在土工实践中,如何形容结构性的影响以及这些影响随扰动的变化是非常重要的。目前,对土体结构性的研究有多种研究方法,本文从土力学的角度,通过对温州软土的原状土和重塑土在不同加压率下的固结试验的对比分析,研究结构性对软土力学性状的影响以及这些影响随加荷扰动的变化;并在此基础上对已有的原位压缩曲线确定方法进行探讨,提出新的折线形原位压缩曲线确定方法。2固结试验系统及加载率本次试验从温州电厂三期煤场工程取土,采用薄壁取土器,钻孔深度为36.6m,将土样从上至下依次标号:1～11号是淤泥,深度为-4.8m～-20.3m;12号是淤泥质粘土,深度为-21.3m～-21.8m;13～21号土样是淤泥质粉质粘土,深度为-22.8m～-36.6m。本次试验选取代表性的土样:3号、7号、9号、14号和19号,并制备相应的重塑土。重塑土的含水量和初始孔隙比和相应的原状土是相同的。试验土样基本情况见表1。采用KTG-98全自动气压式固结试验系统,按照逐级判稳条件(0.005mm/h),进行三组不同加压率下的固结试验。该试验设备可以按设定的加压率进行自动化加荷,并自动记录试验中各级压力下的沉降速率等数据。三组不同加压率的具体情况如下:①加压率为1∶1,即各级压力为12.5kPa、25kPa、50kPa、100kPa、200kPa、400kPa、800kPa,共7级。②加压率为1∶0.5,且在自重压力附近以50kPa的增量予以加密,即各级压力为12.5kPa、19kPa、28kPa、42kPa、63kPa、94kPa、142kPa、190kPa、240kPa、290kPa、340kPa、390kPa、440kPa、490kPa、650kPa、800kPa,共16级。③加压率为1∶0.25,即各级压力为12.5kPa、16kPa、20kPa、24kPa、31kPa、38kPa、48kPa、59kPa、74kPa、93kPa、116kPa、146kPa、182kPa、227kPa、284kPa、355kPa、444kPa、555kPa、694kPa、800kPa,共20级。3附加孔隙比的压缩曲线本节考察原状土和重塑土在固结试验中所表现出的不同的压缩曲线性状。3号、9号和19号的原状土样及其相应的重塑土样的压缩曲线如图1所示。试验中,原状土和重塑土均采用1∶0.25的加压率。从图中可以看出以下几点:(1)对应于同一垂直压力,原状土比相应的重塑土具有较大的孔隙比。这说明沉积过程形成的原状土具有不同于重塑土的结构。在沉积过程中,原状土颗粒之间相互粘结并产生胶结强度,阻止土体的压密,使原状土体保持着较大的孔隙。对此,Burland定义附加孔隙比,用来表示结构性土和相应重塑土的孔隙比差值。(2)原状土的压缩曲线为前缓后陡的曲线形,而重塑土的压缩曲线近似为一条直线。原状土的压缩曲线表现为以下两种形式:①三段式,如3号、9号原状土样的压缩曲线:AC段斜率较小,CD段的斜率陡增,DE段的斜率又趋缓。②两段式,如19号原状土的压缩曲线:AC段的斜率较缓,DE段的斜率较陡。当土体的结构性较强时,附加孔隙比在相对较大的应力范围内发生骤减,此时压缩曲线上将明显地出现陡降段CD,即出现第①种形式的压缩曲线。而当土体的结构性较弱时,附加孔隙比在相对较小的应力范围内发生骤减,此时在压缩曲线上的陡降段CD很短甚至不会出现,即出现第②种形式的压缩曲线。3号、9号和19号重塑土样的压缩曲线基本上可近似认为是一条直线。说明在重塑土的结构性在重塑过程中已经被破坏,因此其压缩性随着压力变化不大。4压力率的影响本节考察不同的加压率对原状土和重塑土的压缩曲线、压缩系数随着压力变化趋势的影响。4.1加压率对原状土压缩特性的影响3号、9号和19号的原状土样及其相应的重塑土样在三种不同的加压率下的压缩曲线分别如图2、图3、图4所示。图例“原状土1∶0.25”表示对应于不同的原状土样在1∶0.25加压率下的压缩曲线。从图中可以看出以下几点:(1)对应于同一垂直压力,原状土比相应的重塑土具有较大的孔隙比。原状土在不同加压率下的压缩曲线形状相差较大。在相同压力下,加压率越小,土体的孔隙比越大。即原状土在1∶0.25加压率时的孔隙比大于其在1∶0.5加压率时的孔隙比;原状土在1∶0.5加压率时的孔隙比大于其在1∶1加压率时的孔隙比。也就是说加压率越大,土体的附加孔隙比越小。这说明加压率越大,对土体扰动越大,土体的结构性遭到破坏越大。而且,实验室采用较小的加压率更接近于实际工程中的加载速率。因此,在压缩试验中,为了减小对软土结构性的破坏从而影响试验结果,建议对软土的加压率不宜采用1∶1,应采用1∶0.5或1∶0.25。(2)加压率对重塑土的压缩性状影响较小。不同的加压率下,重塑土压缩曲线基本一致。(3)加压率对3号、9号原状土压缩性的影响大于对19号原状土压缩性的影响。就加压率造成压缩曲线的离散性而言,3号、9号原状土样的曲线离散性大于19号原状土样。考虑到3号、9号是淤泥,19号是淤泥质粘土;可见土体越软,加压率对土体的压缩曲线的影响相对就大。4.2压力对原状土压缩系数的影响9号原状土及其相应的重塑土在三种不同的加压率下的固结系数分别如图5所示。从图5中可以看出:(1)原状土和重塑土的压缩系数随着压力的变化趋势有所不同。原状土的压缩系数在初始加荷阶段较小,随着压力增大逐渐增大到一定的峰值,之后开始减小,至与重塑土的压缩系数接近。而重塑土的压缩系数在初始阶段较大,后逐渐减小到一定的值。(2)加压率对原状土的压缩系数随着压力的变化趋势影响较大。对于同一加压率,原状土压缩系数的峰值出现在同一压力水平上。该峰值所对应的应力随着加压率的增大而减小;且加压率越大,原状土的压缩系数超越重塑土的压缩系数所对应的应力越小。这说明加压率越大,其相应的结构屈服应力越小,即对土体的扰动越严重。(3)加压率对重塑土的压缩系数随着压力的变化趋势影响不大。不同加压率下,重塑土的压缩系数随着压力的变化趋势基本一致。5关于使用方法下面分别对三种典型的原位压缩曲线模拟方法(Schmertmann建议的方法、T.S.Nagaraj建议的方法和王立忠建议的方法)进行探讨,并作出改进。5.1原位压缩曲线的参数分析Schmertmann建议的方法将压缩曲线以自重应力和屈服应力为界;在自重应力和屈服应力之间的直线斜率等于室内回弹曲线与再压缩曲线的平均斜率;大于屈服应力的部分是一直线段,其终点在试验室压缩曲线的孔隙比e=0.42e0处(e0是初始孔隙比),该终点的确定依据如图6示。该方法中存在以下几个问题:①图6NewYork粘土的压缩曲线呈现明显的三段式;而按该方法确定的原位压缩曲线在大于屈服应力的部分是一直线段,只反映出土体在初始压缩段CD的压缩特性,没有体现出土体变形趋缓的DE段。这与土体的实际变形特征是不符合的。②在该方法中,确定的原位压缩曲线通过初始压缩段的延长线与重塑土的压缩曲线的交点;而从图7中可以看出,实际的压缩曲线并不会通过这一交点。因此,原位压缩曲线通过该交点不符合土体的压缩变形,带来较大的误差。③Schmertmann在对多个土体的压缩曲线研究的基础上提出:基于对不同扰动程度的土体,其压缩曲线的初始压缩段的延长线与重塑土的压缩曲线均交于e=(0.37～0.46)e0处,如图6示。并建议对于大多数土体,可以视为e=0.42e0。初始压缩段定义为e-logP曲线下降段上的最早出现的两个试验点的连线,如图中的虚线所示。实际中对于不同液限指数的土,尤其对高液限指数,原位压缩曲线并不一定交重塑土于e=0.42e0处。因此,该确定方法对不同土体的适用性需考证。由第4节的讨论可知,不同的加压率对原状土体产生不同程度的扰动,因此可以将不同加压率下的土体视为受过不同扰动的土体。经考察,加压率为1∶0.25和1∶0.5下土体的压缩曲线的初始压缩段的延长线与重塑土均交于同一点,即对于扰动程度较小的土样,上述确定途径是可行的,但交点处的孔隙比值是多少有待考证。本文针对含水量小于100%的土样,考察压缩曲线的初始压缩段的延长线与重塑土的压缩曲线的交点处的孔隙比e是否等于0.42e0。土样的基本情况及计算结果如表2所示。所选土样来自中国、加拿大、英国、美国和日本5个国家的11个地区;分别计算其交点处的孔隙比e与初始孔隙比的比值e/e0,列于表2中。结果表明,e/e0并不都等于0.42;而是随着含水量降低而增大。根据这一规律,绘制e/e0与含水量的关系示于图7。可见,e/e0与含水量之间有较好的相关关系,如式(1)所示,相关系数为0.9375。ee0=−0.59×w+0.9382(1)ee0=-0.59×w+0.9382(1)因此,对于含水量不同的土体,一律认为大于屈服应力的直线段的终点在试验室压缩曲线的孔隙比e=0.42e0处是不合理的。建议对于不同含水量的土体,应采用式(1)进行计算,得到其相应的交点进行模拟是比较合理的。并注意应尽量采用扰动程度较小的土样的试验室压缩曲线。5.2试验结果的适用性T.S.Nagaraj认为结构性土的原位压缩曲线成S形,以结构屈服应力和转折应力为界分为3段。居于结构屈服应力和转折应力之间的部分用一幂函数模拟;大于转折应力的部分的压缩线与重塑土的压缩线平行。结构屈服应力由通过初始孔隙比的水平线和通过e-logP压缩曲线的最大曲率的的垂直线的交点来确定。该方法的优点是对原状土压缩曲线的分段模拟方式基本符合土体的变形特征,值得借鉴。3段分别模拟土体的初始具有胶结力时的刚性变形阶段;超过屈服应力时的结构破损阶段;超过转折应力时的结构性完全丧失阶段。不足之处是:①用刚性段模拟应力小于结构屈服应力时的压缩曲线,不符合土体的实际变形特征。②结构屈服应力的确定方法是基于对于不同扰动程度的试样,屈服应力的位置总是位于各试样的e-logP压缩曲线的最大曲率的连线上,即在重塑土压缩曲线的垂直线上。该方法对于不同加压率下试验结果的适用性应予以讨论。③转折应力的假定方法值得探讨。④求解结构屈服应力和转折应力之间的曲线时,涉及到幂函数方程的导数求解问题,实际操作不够直观和方便。本节应用本次试验的数据,对屈服应力的确定方法对于不同加压率的试样的适用性进行讨论。即考察不同加压率的试样的e-logP压缩曲线的最大曲率的连线是否在一条直线上,且垂直于相应重塑土的压缩曲线。如图2、3、4所示,不同加压率下,3、9、19号原状土的压缩曲线离散性较大;各试样压缩曲线的最大曲率的连线并不是一条直线,更不会垂直于重塑土的压缩曲线。可见,对于不同加压率的试样,若其中有些土样的扰动程度较大,则各条压缩曲线的最大曲率的连线不大可能位于一条直线上。下面进行进一步的考察,分别取9号、19号土样的加压率为1∶0.25和1∶0.5下的压缩曲线,绘制其最大曲率的连线,如图8、图9所示。可以看出,压缩曲线的最大曲率的连线是一条直线,且垂直于重塑土的压缩曲线。可见,采用T.S.Nagaraj(1990)建议的方法确定结构屈服应力是有前提的,该方法适用于加压率较小的试验曲线。因此,建议采用T.S.Nagaraj的方法确定结构屈服应力时,应尽可能采用扰动较小的试样,并应采用较小的加压率。5.3原位压缩曲线模型的建立王立忠建议采用四段折线式模拟土体的原位压缩曲线,如图10所示。其具体做法如下所述。第一段AB是小于自重应力的部分,为过e0点的水平线。第二段是自重应力和结构屈服应力之间的部分BC,为平行于AG的平行线。第三段是结构性破坏段CD。参考堆砌体假设,这一段的孔隙比变化大小应该体现土构架本身的破坏;因而原位土体的结构破坏相应引起的孔隙变化应等同于扰动极小的原状土样在超过屈服应力段后的孔隙剧减值。因此,CD段平行于试验室压缩曲线且长度也和室内试验曲线上的相应段保持一致。第四段为DE段,此时土体的压缩性接近于重塑土的压缩性;因此DE段与试验室压缩曲线的最后段保持平行,即与重塑土压缩曲线平行。该方法的优点是采用两个直线段模拟原状土压缩曲线的应力大于结构屈服应力的部分,重点反映了工程中最关心的应力范围内土体的变形特征;且采用直线段易于求取压缩指数,方便工程应用。但当应力水平较大时,DE段与试验室压缩曲线不存在交点,这与一般试验结果不一致,应予以改进。本文对该方法进行改进。如第3节中所述,相应于土体结构性的强弱,土体在应力高于结构屈服应力时的压缩性表现出两种发展方式:当土体的结构性较强时,压缩曲线呈两段;而当土体的结构性较弱时,压缩曲线上只出现一段。针对上述现象,相应地采用四段、三段折线段分别模拟结构性较强、结构性较弱的土体的原位压缩曲线。其中第一段AB和第二段BC的做法与2002年建议的方法相同,后段的做法思路和具体操作分别描述如下:5.3.1土样中各测点间孔隙比差值的确定以3号土样为例说明该做法,如图11所示。图中的AGHE曲线为试验室压缩曲线,ABCDE曲线为模拟的原位压缩曲线。第三段CD的做法如下:根据5.1节的讨论,可知对于扰动程度较小的土样,土体的试验室压缩曲线的初始压缩段的延长线与重塑土的压缩曲线均交于一点,且交点处的孔隙比e可以根据土体的含水量,按式(1)计算得到。从而可以根据试验室压缩曲线,延长其初始压缩段GH,按照计算得到的孔隙比值,直接确定该交点I。然后连接C、I两点;根据原位压缩曲线上的CD段的结构破坏相应引起的孔隙变化应该等同于扰动极小的原状土样在超过屈服应力段后的孔隙剧减值,将CD两点间的孔隙比差值ΔeCD取与GH两点间的孔隙比差值ΔeGH相等;从而在CI直线段上确定D点,作出第三段CD。针对如何求解第四段DE,笔者采用本次试验数据,考察对于扰动程度较小的土样,其试验室压缩曲线末段的延长线与重塑土压缩曲线是否均交于同一点。结果表明,确实存在这一交点。这里以9号土样为例说明,如图12所示。因此,可认为原位压缩曲线末段的延长线与重塑土压缩曲线也交于该点J。若J点可以确定下来,则第四段DE就可以通过直接连接D、J两点做出。下面进一步考察如何确定点J。仍采用5.1节考证中所采用的土样,其基本情况如表2所示。分别对各土样求得压缩曲线末段的延长线与重塑土压缩曲线的交点处的孔隙比和初始孔隙比的比值e/e0,并绘制e/e0与含水量的关系于图13。考虑到Winnipegclay和Osakaclay的固结试验中所加最大压力只达到350kPa和220kPa,试验数据不适合用来求取压缩曲线末段的延长线与重塑土压缩曲线的交点,因此在图13中未考虑这两种粘土。从图13可见,压缩曲线末段的延长线与重塑土压缩曲线的交点处的孔隙比和初始孔隙比之间的比值e/e0与含水量之间有较好的相关关系,相关系数为0.9309。如下式所示:ee0=−0.76×w+0.8679(2)ee0=-0.76×w+0.8679(2)因此,第四段DE的做法如下:延长试验室压缩曲线的末段,并根据土体的含水量,采用式(2)计算出该末段的延长线与重塑土的交点处的孔隙比,从而确定J点。连接DJ两点并延长,作出DE段。5.3.2原位压缩曲线以19号土样为例说明该做法,如图14所示。图中的AGK曲线为试验室压缩曲线,ABDE曲线为模拟的原位压缩曲线。对于结构性较弱的土样,考虑到CD段较短甚至不存在,应将点C与点J直接相连,做出DE段,得到土样的原位压缩曲线。下面采用本文建议的方法做出表2中所列出的Bothkennar粘土、Riguad粘土、湛江粘土和NewYork粘土的原位压缩曲线,依次如图15、图16、图17、图18所示。由于这四种粘土的自重应力在有关文献中未列出,因此,近似将原位压缩曲线的第二段曲线也视为水平段。这种做法会带来一定的误差,但鉴于此处的主要目的是为了验证,重点考察其大于结构屈服应力的部分的曲线,因而暂不考虑这种影响。可以预见,若考虑BC段,则CDE段更贴近于结构性土体的实验室压缩曲线。从图中可见,Bothkennar粘土、Riguad粘土和湛江粘土的结构性较强,实验室压缩曲线表现为明显的三段式,模拟的原位压缩曲线上出现明显的陡降段CD。而NewYork粘土的结构性较弱,模拟的原位压缩曲线上没有出现明显的陡降段,其第三段CD较短,且斜率和第四段DE的斜率非常接近。因此,本文建议的采用四段、三段折线段的方式分别确定结构性较强、较弱的土体的原位压缩曲线,较好地反映了土体的实际变形特征,且重点反映了工程中最关心的应力范围内土体的变形特征。确定的原位压缩曲线采用直线段,易于求取压缩指数,方便工程应用。6土体压缩曲线对原状土压缩系数的影响基于温州软土不同深度的原状土和重塑土在不同加压率下的固结试验,并结合国内外多个土样的压缩曲线分析,得到以下结论和建议:(1)原状土的e-logp压缩曲线为前缓后陡的曲线形,而重塑土的压缩曲线近似为一条直线。结构性土体在应力高于结构屈服应力时的压缩性相应于土体结构性的强弱表现出两种形式:当土体的结构性较强时,压缩曲线上出现两段。而当土体的结构性较弱时,压缩曲线上只出现一段。(2)原状土和重塑土的压缩系数具有不同的变化趋势。原状土的压缩系数在初始加荷阶段较小,逐渐增大到一定的峰值之后开始减小。当应力超过一定值之后,减小到与重塑土