蘇州黏土的力學特性

申海娥, 孫德安, 陳 波

(上海大學 土木工程系,上海 200072)

蘇州黏土的力學特性

申海娥, 孫德安, 陳 波

(上海大學 土木工程系,上海 200072)

為了研究結構性對土的力學特性的影響,對蘇州黏土的原狀樣和人工制備樣進行等向壓縮試驗、三軸固結排水剪切試驗和不排水剪切試驗.試驗結果表明:在固結壓力相同時,原狀樣比人工制備樣具有更大的孔隙比、壓縮指數 Cc和膨脹指數 Cs;剪切時的圍壓對人工制備樣的應力比-應變曲線沒有影響,而對原狀樣的應力-應變曲線有影響,即剪切圍壓小的試樣得到的應力比較高;排水剪切圍壓相同時,人工制備樣的強度高于原狀樣的強度,這是由于原狀樣的孔隙比大于人工制備樣的孔隙比;孔隙比相同時,原狀樣的強度比人工制備樣的要高.

原狀土;人工制備土;結構性;等向壓縮試驗;排水剪切試驗

目前,結構性對土力學特性的影響早已引起了人們的重視.為了全面了解結構性對土力學特性的影響,國內外學者開展了大量的試驗研究,并根據試驗結果得到一些重要結論.例如:根據原狀土壓縮試驗可知,結構性土壓縮曲線初始段很平緩,當壓力超過結構屈服應力時,曲線出現陡降段,并向人工制備土壓縮曲線靠近[2-6];根據原狀土剪切試驗可知,對于結構性強的黏土,結構性的存在不僅會影響土的應力-應變曲線,還會使土體的強度包線呈折線形[5-9];根據原狀土固結試驗可知,結構性土在壓力低于屈服應力時,固結系數較高,接近屈服應力時,固結系數急劇降低,接近人工制備土的固結系數,且最高值和最低值之間可差幾十倍[5-7].

本工作通過對蘇州黏土進行室內試驗,得到黏土的物理性質 (顆粒密度、液限、塑限和顆分曲線等)及其力學特性 (變形特性和強度特性),并通過比較原狀土樣和人工制備土樣的試驗結果,研究結構性對黏土力學特性的影響.

1 物理特性

試驗用土樣取自蘇州樂園附近,地表以下深度16.1～19.5 m,為蘇州最具代表性的第五層淤泥質黏土.土樣采用薄壁取土器取土,取出后立即用蓋子將襯管兩端蓋嚴,然后用膠布密封接縫處,涂上熔化的石蠟,并在襯管上面注明土樣的上、下端,貼上標簽.為了減小運輸過程中的擾動,土樣在運輸前妥善裝箱,并填塞緩沖材料,直接從工地護送到實驗室.將取來的土樣保存在養護室內,防止水分蒸發導致含水量變化,影響試驗結果.此外,及時進行相關試驗,防止試樣放置時間過長而影響試驗結果.因此,本工作所指原狀土樣是指現場用薄壁取土器取樣后盡可能減少土樣擾動條件下的土樣.

為了研究蘇州黏土的基本物理特性,對土樣分別進行土粒比重、界限含水量、靈敏度以及顆粒分析試驗.試驗各進行 3次,并對相應的數值取平均值,得到蘇州黏土的基本物理指標和顆粒級配曲線,分別如表1和圖 1所示.

表1 蘇州黏土的物理指標Table 1 Physical index of Suzhou clay

圖 1 蘇州黏土的顆粒級配曲線Fig.1 Grad ing curve of Suzhou clay

根據表1可知,蘇州黏土的液限WL為 35.9%,小于 50%,塑性指數 Ip=11.5,10＜Ip＜17.根據塑性圖細粒土分類法可知,蘇州第五層土屬于低液限粉質黏土,蘇州黏土的靈敏度為 St=3.4,2＜St＜4,所以蘇州黏土屬于中等靈敏度土.顆粒分析試驗結果如圖 1所示.由顆粒級配曲線可知,試樣中粒徑小于 0.075 mm的細粒含量為 95%左右,大于全部質量的 50%,所以蘇州土為細粒土,其中黏粒土含量為 26.35%,粉土含量為 69.2%,砂土含量為4.45%.

2 等向壓縮試驗

2.1 試驗內容

為了研究結構性對蘇州黏土壓縮特性的影響,對現場取回的原狀土利用常規三軸儀進行一組等向壓縮、回彈試驗,試驗進行 3次,對人工制備土樣進行等向壓縮、回彈試驗,試驗進行 2次.原狀土和人工制備土的等向壓縮-回彈曲線如圖 2所示.試驗采用分級加載的方式,每級荷載固結 24 h(見表2).試驗用的人工制備土樣制備方法如下:將試驗用過的原狀土浸泡在一定量的水中,當其含水量大于液限的 2倍以上時,用攪拌機充分攪拌,制成飽和泥漿;然后將其倒入直徑為 15cm,高16cm的制樣桶中,分級加載,固結成樣.為研究正常固結土的力學特性,最后一級的固結壓力為 70kPa.試驗時,根據試樣尺寸大小從上述的固結人工制備土樣中切取一部分制成所需試樣.

圖 2 原狀土和人工制備土的等向壓縮-回彈曲線Fig.2 Compression curves of undisturbed and reconstitutedsamples

2.2 試驗結果

由圖 2,可以得到以下結論:

(1)固結壓力相同時,原狀土比相應的人工制備土具有更大的孔隙比.從試驗結果可知,p=10kPa時,人工制備土的孔隙比為 0.73左右,而原狀土的孔隙比為 0.95左右,比人工制備土的孔隙比高 0.2左右.國內試驗資料表明,天然軟土的孔隙比往往比同一垂直壓力下的人工制備土高0.2～0.4[5],這說明沉積過程形成的原狀土具有不同于人工制備土的結構.在沉積過程中,原狀土顆粒之間相互粘結,并產生膠結強度,阻止土體的壓密,使原狀土體保持著較大的孔隙.由原狀土的等向壓縮曲線,根據卡薩格蘭德法可知,原狀蘇州黏土的前期固結壓力為Pc=99.6kPa.

(2)結構性對黏土壓縮性有一定的影響.原狀土的壓縮曲線為一條有明顯屈服點的曲線,當固結壓力小于結構屈服應力時,土體的壓縮量較小,為土體的回彈再壓縮過程,其壓縮系數 Cc與土體回彈曲線斜率接近.當固結壓力超過結構屈服應力時,其壓縮性明顯增大,因此,原狀土的壓縮指數 Cc為一變量.人工制備土的壓縮曲線沒有明顯的屈服點,其壓縮曲線近似為一直線,壓縮指數 Cc為一常數,這是由于人工制備土的微結構已完全破損造成的.隨著結構的破壞,原狀土的力學特性逐漸向人工制備土的力學特性轉化.

(3)由壓縮曲線和回彈曲線的斜率可以得到原狀土的壓縮指數 Cc和膨脹指數 Cs的平均值分別為0.256,0.058,而人工制備土則為 0.175,0.043(見表2).因此,原狀土與人工制備土相比,壓縮指數 Cc大31%左右,膨脹指數 Cs大 25%左右.

2.3 結果分析

原狀土的高孔隙比是由于在緩慢沉積過程中顆粒之間形成化學膠結,使土體具有一定的結構性,阻礙土體的進一步壓密形成的.土體在沉積過程中,由于化學膠結作用等原因形成的結構性,使原狀土與人工制備土的壓縮特性存在一定的差別.膠結強度和孔隙比是影響結構性土力學特性的重要因素.對具有膠結的結構性土,顆粒間的滑移變形只有達到一定的應力水平,即化學膠結發生破碎時才能發生.天然黏土顆粒之間的膠結強度不一樣,內部存在較弱的面或帶.當荷載增大到一定程度后,薄弱處先發生破損,形成結構面.結構面之間為保持完好的小塊體或團粒.隨著荷載的增大,小土塊逐步破裂成更小的土塊,天然黏土的力學特性逐步向人工制備土的力學特性轉化[11].許多研究者認為:結構性使原狀土的壓縮曲線表現為一條陡降形的曲線,在低于屈服應力范圍內,壓縮性小;在高于屈服應力的范圍內,壓縮性急劇增大;等于土體的結構屈服應力時,壓縮性發生巨變[2-6].

表2 等向壓縮試驗的初始含水量、初始孔隙比、加載路徑、壓縮指數 Cc和膨脹指數 CsTable2 Initialwatercontent,voidratio,stresspath,compressionandswellingindicesforisotropiccompressiontests

3 三軸剪切試驗

3.1 試驗內容

為了研究結構性對蘇州黏土的應力-應變曲線的影響,分別對原狀土試樣和人工制備土試樣進行在三軸剪切過程中圍壓不變的固結排水剪切試驗和固結不排水剪切試驗.首先,對原狀土試樣進行一組圍壓不同的排水剪切試驗,試驗共進行 4次;然后,對原狀土試樣進行一組圍壓不同的不排水剪切試驗,試驗進行 3次;最后,對人工制備土試樣進行一組圍壓不同的排水剪切試驗,試驗進行 3次,分別得到原狀土和人工制備土的應力-應變曲線(見表3).由于蘇州黏土的透水系數較小,為了保證剪切過程中產生的超孔隙水應力全部消散,對于固結排水剪切試驗選用慢剪形式進行剪切,剪切速率為0.174 mm/h,剪切一次需要 3 d;而對于固結不排水剪切試驗采用相對較快形式進行剪切,剪切速率為 1.98 mm/h,剪切一次需要 6 h.

表3 三軸剪切試驗試樣的初始含水量、孔隙比及剪切圍壓Table 3 In itial water content,void ratio and conf in ing pressures in consolidated-dra in and undra ined tr iaxial tests

3.2 試驗結果

根據原狀土試樣和人工制備土試樣的常規三軸固結排水剪切試驗結果,可以得到蘇州黏土原狀土和人工制備土的應力-應變曲線 (見圖 3).圖 4為蘇州黏土原狀土的三軸固結不排水剪切試驗結果.圖中:εa和εv分別為軸向應變和體應變;σa和σr在排水剪切試驗中分別表示軸向應力和側向應力,在固結不排水試驗中分別表示有效軸向應力和有效側向應力;u為孔隙水壓力.

由圖 3可以得到以下結論:

(1)正常固結狀態下,原狀土和人工制備土常規排水剪切試驗得到的應力-應變曲線屬于剪縮硬化型.人工制備土在不同圍壓下剪切得到的應力比-應變曲線基本相同,這說明圍壓對人工制備土的應力-應變曲線沒有影響,這與劍橋模型的預測結果是一致的;原狀土在不同圍壓下剪切得到的應力比-應變曲線卻不同,低圍壓下剪切得到的應力比大于高圍壓下的總應力比,這說明圍壓對原狀土的應力比-應變曲線有影響,即結構性對原狀土的應力-應變曲線有影響.

(2)國內外學者認為,結構性的存在使原狀土體具有更高的強度[2,5-7].本工作根據原狀土和人工制備土在相同圍壓下排水剪切試驗結果,得出原狀土的剪切強度小于人工制備土的剪切強度,與一般試驗結果不同.另外,剪切時原狀土的體變大于人工制備土的體變.我們認為,這些都是由于在相同圍壓下原狀土的孔隙比大于人工制備土的孔隙比引起的.

(3)結構屈服破壞的傳統解釋認為:原狀土存在某一結構屈服應力,當應力水平超過結構屈服應力時,土的結構逐漸破碎,結構性影響逐漸消失[12].此結論是根據原狀土和人工制備土的壓縮曲線得到的,而本工作通過比較原狀土在不同圍壓情況下的排水剪切強度,得到土體在高圍壓時的剪切應力比小于低圍壓時的剪切應力比,這更好地說明了土的結構是逐漸破壞的.

圖 3 原狀土和人工制備土的三軸固結排水剪切試驗結果Fig.3 Results of con solidated-dra ined tr iax ial tests on und isturbed and reconstituted samples

圖 4 原狀土的三軸固結不排水剪切試驗結果Fig.4 Results of consolidated-undra ined tr iaxial tests on und isturbed sam ples

(4)從體應變-軸向應變的關系 (見圖 3(a))可以看出:在圍壓為 80 kPa時,土體屬于弱超固結土,土體體積變形是在剪切開始時剪縮,接著發生剪脹;在低圍壓時,原狀土的體應變比較小.結構性土的體應變主要來自 2個方面:一是由顆粒摩擦滑移所產生的體應變;二是由膠結破碎所產生的附加變形.原狀土在低圍壓下膠結破壞比較少,從而引起的附加變形比較小,同時膠結阻止了顆粒的滑移,相應的滑移體應變比較小,因此,在低圍壓下的總體應變比較小.在一定范圍內的高圍壓下,膠結破壞比較多,由此產生的附加變形比較大,隨著膠結的逐漸破壞,顆粒滑移體應變增大,因此,高圍壓下的體應變比低圍壓下的體應變大.從圖 4可以看出,在不排水剪切條件下,結構性土的應力-應變曲線表現為應變軟化的特點,尤其在低圍壓下更為明顯.

從圖 3(a)和圖 4可以看到,當達到臨界狀態時,蘇州原狀黏土的應力比集中分布在 3.2～3.3之間.考慮到原狀土的不均勻性,在取樣、包裝、運輸以及室內試驗過程中對原狀土試樣存在不同程度的擾動,因此,試驗結果有一定的離散性是正常的,可以認為蘇州原狀黏土和重塑黏土的三軸排水剪切試驗、三軸不排水剪切試驗在臨界狀態時的臨界應力比是一致的.根據試驗數據,得到原狀蘇州黏土的臨界狀態強度的應力比σa/σr為 3.25左右.根據臨界狀態理論,利用式 (1)和 (2),可得到臨界狀態應力比M及內部摩擦角 φ,

M =q/p=3(σa/σr-1)/(σa/σr+2), (1)

sinφ=3M/(6+M), (2)

式中,M為臨界狀態應力比,p為平均應力,p=(σa+2σr)/3,q為偏應力,q=σa-σr, φ為土的內摩擦角.

根據計算,得到原狀蘇州黏土臨界狀態應力比M=1.29,內摩擦角 φ=32.1°.由圖 5可知,原狀蘇州黏土臨界狀態時的臨界應力比M=1.30,與計算結果一致.

圖 5 p-q平面上的應力路經Fig.5 Stress path in the p-q plane

3.3 結果分析

許多學者認為原狀土的強度大于人工制備土的強度,而本工作得到的卻是人工制備土的強度大于原狀土的強度.二者似乎有矛盾,其實不然,因為影響土的抗剪強度的因素有很多,如土的種類、結構、孔隙比、應力歷史及應力狀態等.因此,對于原狀土的強度特性,不僅需要考慮結構性對土體強度的影響,還要考慮孔隙比等因素對土體強度的影響.

Graham等[8]對 Winnipeg黏土的原狀土試樣和人工制備土試樣進行了不排水剪切試驗,也得到了原狀土強度低于人工制備土強度的結果,與本工作的試驗結果一致.他們根據試驗結果得到臨界狀態時的 v-log p曲線,進而得出在正常固結狀態下,兩種土樣的臨界狀態線是相互平行的.由于原狀土比人工制備土具有更大的比容,因此,其臨界狀態線應位于人工制備土的上方.本工作將正常固結蘇州黏土人工制備土試樣和原狀土試樣的臨界孔隙比 e與相應的排水剪切強度 q、平均主應力 p整理后,分別得到如圖 6和圖 7所示的 log qf-e,v-log p曲線,其中e為孔隙比,v為比容,v=1+e.

圖 6 臨界狀態時原狀土和重塑土的 log qf-e曲線Fig.6 log qf-e curves of und isturbed and recon stituted samplesat cr itical state

圖 6的試驗點和擬合曲線顯示:在正常固結狀態下,原狀土和人工制備土臨界狀態時的 qf-e曲線都具有很好的線性相關性.當孔隙比 e相當小時,兩條直線將交于一點,這說明當 e達到某一數值時,原狀土和人工制備土將具有相同的剪切強度,原狀土的結構被完全破壞.根據試驗結果可以發現,處于同一孔隙比時,原狀土的強度大于人工制備土的強度,這說明原狀土結構性的存在使原狀土的強度大于人工制備土的強度.而本工作得到的原狀土和人工制備土在相同圍壓下剪切時,人工制備土的強度大于原狀土的強度,這是由人工制備土的孔隙比小于原狀土的孔隙比導致的,而孔隙比也是影響強度的重要因素,并不與現有的結構性土的強度特性相沖突.

圖 7的試驗點和擬合曲線顯示:在正常固結狀態下,原狀土和人工制備土臨界狀態時的 v-log p曲線都具有很好的線性相關性.人工制備土在臨界狀態時的 v-log p曲線斜率與其 Cc相近,這與劍橋模型理論一致.而原狀土在臨界狀態時的 v-log p曲線斜率也與原狀土屈服后的 Cc相近.由圖可知,當應力很大時,兩條直線將交于一點,這說明隨著平均有效應力 p的增大,原狀土的結構逐漸遭到破壞,從而使二者的 e值逐漸接近,最終達到一致.從圖中還可以看出,原狀土的臨界狀態線位于人工制備土的上方,并且原狀土的臨界狀態線的斜率大于人工制備土的臨界狀態線的斜率.由于原狀土具有結構性,因此,用劍橋模型不能很好地預測其應力-應變關系,但是臨界狀態土力學的一些特性還是適用的.

圖 7 臨界狀態時原狀土和重塑土的 v-log p曲線Fig.7 v-log p curves of und isturbed and rem olded sam plesat cr itical state

4 結 論

本研究對蘇州第五層淤泥質黏土的原狀土試樣和人工制備土試樣分別進行物理性質試驗、等向壓縮試驗、三軸固結排水剪切試驗和不排水剪切試驗,得到二者的壓縮曲線和應力-應變曲線.通過分析,得到以下結論:

(1)蘇州第五層土屬于中靈敏度、低液限粉質黏土;原狀蘇州黏土的前期固結壓力位 Pc=99.6 kPa;蘇州黏土的塑性指數 Cc、膨脹指數 Cs的平均值分別為 0.256,0.058,而人工制備土的 Cc和Cs的平均值分別為 0.175,0.043.因此,原狀土與人工制備土相比,壓縮指數 Cc大 31%左右,膨脹指數Cs大 25%左右;臨界狀態應力比 M=1.29,摩擦角φ =32.1°.

(2)原狀蘇州黏土的壓縮曲線為一條具有明顯屈服點的曲線.在固結應力小于結構屈服應力以前,土體的壓縮量較小,為土體的回彈再壓縮過程,其壓縮系數 Cc與土體回彈曲線斜率接近;當固結壓力超過結構屈服應力時,土體的壓縮量明顯增大.因此,原狀土的壓縮指數 Cc為一變量;而人工制備土的壓縮曲線沒有明顯的屈服點,其壓縮曲線近似為一直線,壓縮指數 Cc為一常數.在相同固結壓力下,原狀土比人工制備土具有更高的孔隙比,隨著固結壓力的增大,原狀土的結構逐漸遭到破壞,結構性對土的力學特性影響逐漸減小,原狀土的壓縮曲線逐漸接近人工制備土的壓縮曲線.

(3)原狀土的強度和變形不僅與土的結構性有關,還與土的孔隙比有關.在相同圍壓下剪切時,由于人工制備土的孔隙比小于原狀土的孔隙比,使人工制備土的強度大于原狀土的強度.而在相同孔隙比條件下,由于結構性的影響,原狀土的強度大于人工制備土的強度.

(4)蘇州土在高圍壓下的體應變大于低圍壓下的體應變.在一定范圍內的高圍壓下,膠結破壞比較多,由此產生的附加變形比較大,隨著膠結的逐漸破壞,顆粒滑移體應變增大.原狀蘇州黏土和重塑蘇州黏土的三軸排水剪切試驗、三軸不排水剪切試驗在臨界狀態時的臨界應力比是一致的.這說明在不同試驗條件下,蘇州黏土具有統一的臨界狀態,即蘇州黏土具有很強的臨界狀態歸一性.

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M echan ical Behav ior of Suzhou Clay

SHEN Hai-e, SUN De-an, CHEN Bo
(Department of Civil Engineering,Shanghai University,Shanghai200072,China)

A number of isotropic compression and consolidated-drained and undrained triaxial tests on undisturbed and reconstituted Suzhou clay have been carried out to study the compression and shear characteristics.The comparison of compression curves of undisturbed and reconstituted samples shows that the undisturbed samp les have larger void ratio,comp ression index and swell index under the same confining pressure.The comparison of stress ratio-strain curves of undisturbed and reconstituted samples show s that the confining p ressure has no effect on the reconstituted samp les but has an effect on the undisturbed samples.In other words,the stress ratio is high with shearing at the low confining pressure.Also,strength of undisturbed samples is lower than the reconstituted sampleswhen sheared under the same confining pressure.This behavior is caused by the difference in void ratio.

undisturbed soil;reconstituted soil;deformation characteristic;isotrop ic comp ression test;consolidated-drained test

TU 411

A

1007-2861(2011)02-0209-07

10.3969/j.issn.1007-2861.2011.02.018

2009-05-10

孫德安 (1962～),男,教授,博士生導師,博士,研究方向為非飽和土力學和土的基本性質.E-mail:Sundean06@163.com

(編輯:孟慶勛)

作為一種在復雜地質條件下形成的天然材料,土在長期沉積過程中不可避免地具有一定的結構性.所謂結構性是指土顆粒本身的形狀、大小和特性,土顆粒在空間的排列形式、孔隙狀況及顆粒間接觸和聯結特性的總和[1].結構性的存在使原狀土和人工制備土的強度、變形特性存在一定的差異[2-9].目前廣泛應用的劍橋模型[10]是根據重塑黏土試驗結果,以臨界狀態土力學為基礎建立起來的彈塑性模型,而實際工程場地中的土體是具有結構性的原狀土.因此,需要了解原狀土的力學特性,并在此基礎上建立反映原狀土力學特性的本構模型,即結構性本構模型.沈珠江[5]認為建立土的結構性模型是“21世紀土力學的核心問題”.相關研究還表明,不同的黏土具有不同的結構性.因此,研究蘇州黏土的結構性,對正確認識該地區黏土的工程特性、合理分析工程建設中變形與強度等問題具有重要的理論和現實意義,同時加強了對結構性土的認識.