全風化花崗巖的固結排水三軸試驗研究

何麗梅

(西南交通大學,四川成都 610031)

全風化花崗巖的固結排水三軸試驗研究

何麗梅

(西南交通大學,四川成都 610031)

通過對海東線全風化花崗巖原裝試樣的排水常規三軸試驗,分析了該類土樣的應力應變關系特點,計算并探討了抗剪強度值及其隨應變發展的變化規律,以及初始切線彈性模量的大小及其與圍壓的關系。

全風化花崗巖; 三軸試驗; 應力-應變曲線; 抗剪強度

巖石受氣候、礦物、結構構造、裂隙和生物諸因素影響,會發生物理風化、化學風化和生物風化。然而,不同巖石在不同因素組合下所表現出的風化程度會有很大的差異,從而造成其工程性質上的差異。全風化花崗巖是花崗巖體在多種風化作用下形成的產物,與原巖相比,其礦物成分已發生了本質改變,但多保留在原位并具有它的原始性狀,其中不易風化的石英顆粒更是如此。所以,全風化花崗巖仍保持其原巖粒狀結構,具有相當高的結構強度,外表看起來很像巖石。

1 試驗研究

1.1 土樣的物理力學性質

試驗用土取自海東線施工現場,分別在斷面DK 67+640和 DK 108+927處取原狀土樣。土樣以全風化花崗巖為主,結構比較疏松,孔隙一般比較發育。土樣的主要物理指標如下:

1.2 試驗方案[4]

(1)試樣制備。原狀土,對其削樣,試樣標準尺寸 39.9 ×80mm,并測定試樣含水量和密度。土樣較硬的情況下可在上下兩端各墊入約 1 cm厚的粘土塊,便于針的刺入。在削樣完成后,使用游標卡尺精確測量試樣直徑與高度,并據此計算試樣的體積,密度等。同時采用烘干法測記試樣含水量。

(2)試樣飽和。試樣的飽和采用水頭飽和法。將試樣安裝在壓力室內,施加 20 kPa的周圍壓力,提高試樣底部量管水位、降低試樣頂部量管的水位,使量管水位差至少為 1m,打開所有閥門,使純水從底部進入試樣,從頂部溢出,直至流入水量和溢出水量相等為止。

(3)試樣固結。在土樣飽和后,將圍壓調至試驗規定值,本試驗屬于固結排水試驗,為加速土樣固結,采用打開上下閥門雙面排水的方法,按排水量與時間的關系來確定主固結完成時間。當排水固結完成后,應測記排水量以修正土體固結后的面積和高度。

(4)試驗加載。排水閥、排氣閥打開,施加圍壓,圍壓根據原狀土樣的深度不同而取值有所不同;施加荷載,加載速率為0.015mm/min。

(5)試樣拆除。試驗完成后,放水,去掉壓力室,取出試樣;測量試樣外形,進行試樣破壞情況描述。

2 試驗結果分析

2.1 應力應變曲線

三軸試驗測得的軸向應力 σ1-σ3與軸向應變 εa的關系曲線呈現兩種特征:軟化和硬化。在軟化特征曲線中,當軸向應變增加到 20%左右時,試樣達到穩定狀態,此時的強度稱為殘余強度。此時,軸向荷載、孔隙水壓力和體積均不再隨軸向應變的增加而變化。工程中,一般采用峰值強度,但如果土體在歷史上受過反復剪切作用,應變積累較大,應考慮殘余強度。出現硬化特征的應力-應變關系通常取(σ1-σ3)-εa曲線的應變達到 15%～20%時的應力作為土樣的抗剪強度值。圖1所示為DK108+927斷面 10m處試樣在不同圍壓下的應力應變曲線。試驗結果顯示,在一定密度的情況下,隨著圍壓的增大,花崗巖試樣的應力應變關系曲線有從軟化特征轉變為硬化特征的趨勢[3]。

2.2 抗剪強度 c、φ值計算

根據摩爾 -庫侖準則,確定c、φ。由結果可知,φ值結果均一性較好,而c值則較為離散。由已有的研究成果來看,從巖石成分方面分析,φ值與顆粒成分及石英與長石總含量2個指標呈線性關系[2]:

式中:W1為大于0.5mm顆粒含量;W2為石英與長石總含量,相關系數 R=0.835。而黏聚力與巖土成分的關系則較為復雜且無規律性。這是造成 φ值結果均一性較好,c較為離散的可能原因之一。

圖 1 主應力差與軸向應變的關系曲線

2.3 強度指標與應變的關系

如圖 2所示[2],σ′1、σ″1、σ1分別為不同圍壓 σ′3、σ″3、σ3下對應于軸向應變(εi)所發揮出來的抗剪強度,可根據莫爾-庫倫強度理論求得。根據上述方法[2],圖 3為DK 108 +927斷面 10m深度處的土樣發揮出來的強度指標 c、φ與應變的關系。由此圖可以看出,c值隨著應變的增加而迅速增加,在應變較小的時候達到最大值,之后隨著應變的繼續增大而減小,并有降低到 0的可能。而φ值則隨著應變的增加而緩慢增加,在應變較大時也未出現最大值。這與已有的試驗結論一致。

圖2 不同圍壓下的σ-ε關系

計算結果表明,c值達到最大值所需應變為 4.39%～6.76%,φ值達到最大值所需應變為 15.05%～16.03%。而在試驗中是以應力差出現最大值作為破壞點來計算抗剪強度指標的。由應力-應變關系曲線可知,應力差出現最大值時,所需應變為 8.11%～9.23%。由此圖可知,抗剪強度指標 c、φ值在應變的發展過程中的變化是不同步的,黏聚力發展較快,在應變達到 5%左右即達到最大值,之后降低。摩擦角發展較緩慢,在應變 16%左右才達到最大值,之后呈緩慢下降趨勢。計算中土體的抗剪強度是以應力差的峰值求強度指標的,實際上是以 c和 φ的一個最佳組合來表示的,此時的φ值呈穩定而緩慢的增長狀態,c值卻處于快速下降的過程。這說明內摩擦角在全風化花崗巖的強度中占的比重更大;同時也說明了為什么試驗結果的c值離散性大的另一個原因,這是因為 c值在達到最大值以后以較快的速率降低,并有可能降低到 0,相對于實際計算強度時所選取的應變,對c值的發揮而言,并不是處于一個穩定的狀態,而是具有很大的偶然性。

圖3 DK 108+927樣品的c、φ與應變的關系

3 結 論

(1)通過對全風化花崗巖原狀試樣的固結排水三軸壓縮試驗,觀察到了其應變軟化和應變硬化特征。隨著圍壓的增大,應力應變關系由應變軟化逐漸轉化為應變硬化。

(2)抗剪強度指標φ值結果均一性較好,而 c值則較為離散。除了因為內摩擦角同顆粒成分特征值及石英和長石總含量 2個指標有較好的相關性,而黏聚力與顆粒成分等因素相關性較差外,還與兩者在三軸壓縮變形過程中的發揮程度不同步有關。

[1] 翟陽,羅錦添,李焯芬.不排水條件下飽和全風化花崗巖填土的工程性能[J].煙臺大學學報,2002,15(1)

[2] 趙建軍,王思敬,尚彥軍,等.全風化花崗巖抗剪強度影響因素分析[J].巖土力學,2005,26(4)

[3] 王成華,李廣信.土體應力—應變關系轉型問題分析[J].巖土力學,2004,25(8)

[4] 南京水利科學研究院土工研究所.土工試驗技術手冊[M].人民交通出版社,2003

[5] 錢家歡,殷宗澤.土工原理與計算(第 2版)[M].中國水利水電出版社,2003

TU411.7

A

2010-01-21

何麗梅,女,道路與鐵道工程專業碩士研究生。