某路基土非飽和固結試驗及研究

鐘 文，曾宇樂

(1.長沙桐木建設股份有限公司，湖南 長沙 410205；2.中鐵十二局集團第七工程有限公司,湖南 長沙 410004)

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某路基土非飽和固結試驗及研究

鐘 文1，曾宇樂2

(1.長沙桐木建設股份有限公司，湖南 長沙 410205；2.中鐵十二局集團第七工程有限公司,湖南 長沙 410004)

路基土在非飽和條件下的強度特性研究對路基設計與施工具有較大的指導意義。為研究某路基土在不同干濕狀態下的非飽和變形及強度特性,該文通過非飽和吸力控制及固結壓縮試驗研究了某路基土重塑樣的非飽和性能。試驗結果表明該路基土飽和膨脹變形很小；通過氣相法對土樣進行吸力控制得到不同吸力控制條件下土樣的體變特征,土樣隨著吸力的增大孔隙比減小；基于非飽和壓縮固結試驗的到了不同吸力狀態下土樣的屈服應力,隨著吸力從0增大到110 MPa 土的屈服應力從200 kPa增大到1.05 MPa；通過經典模型對實驗結果進行了驗證,結果表明本文非飽和路基土的壓縮固結試驗結果能通過Alonso等在1990年提出的非飽和土BBM模型來描述。關鍵詞：路基土；壓縮固結；固結試驗；BBM模型

1 概述

因降雨或者地下水位的變化,亦或是大氣蒸發作用,路基土或路基邊坡土往往處于一個由干到濕或者歷經不同干濕循環過程。特別是在我國南方地區夏季氣溫高,雨量充沛,秋冬兩季降雨較少,氣候干濕交替明顯。因此,路基土體并不是處于完全飽和狀態或者干燥狀態,而是可能處于不同干濕程度狀態下運營工作的。

眾所周知,飽和土體的屈服強度較非飽和土體的強度要低得多。因此,公路建設者往往希望公路路基是相對干燥而具有較高的強度。然而,現有的公路設計及施工規范并未考慮到公路路基的非飽和問題,常常考慮的是公路土體的最不利情況,即土體完全飽和,此時考慮到的土體強度很低。根據經典的非飽和土力學模型,土體越干燥即其對應的吸力越大,土體的屈服應力也越大。不難看出公路路基土體含水量很大即飽和度很高時,土體的強度很低。當路基按飽和土體設計時,公路施工將耗費很多多余的人力物力和財力,顯得很不經濟；而當采用非飽和土體進行設計時,土體自身對結構的有利強度能節約大量資源。

對于非飽和土體的強度及變形問題,Fredlund和Rahardjo在其編撰的《Soil mechanics for unsaturated soils》[1](《非飽和土力學》)一書做了詳細說明。而Alonso等在1990年[2]提出了著名的非飽和土BBM模型(即基本巴塞羅那模型),用來描述土樣應力應變與其吸力的關系。在修正劍橋模型假定的屈服面為橢圓形基礎上,Alonso等考慮了吸力的影響,認為土樣屈服面會隨著吸力的增大而外擴,提出了屈服線所吸力的變化關系(LC屈服曲線)。國內針對非飽和土變形及強度的研究也有過不少報道。陳正漢[3]對非飽和土與特殊土力學的基本理論進行了深入探討。趙成剛等[4]基于非飽和土狀態變量和有效應力變量的選擇對非飽和土力學中幾個基本問題進行了探討。基于非飽和三軸試驗系統,李建華等[5]對不同含水量情況下南寧非飽和膨脹土的強度特性進行研究。通過降雨條件下非飽和土邊坡穩定性分析,李振嵩等[6]得到當雨強越接近土體的飽和滲透系數時,邊坡的安全系數越小。凌華[7]進行了非飽和土的強度和變形試驗,研究了土體內水分對強度和變形的影響。胡海英,王釗[8]從非飽和土的本構關系出發對高路堤沉降進行了估算。仲曉晨[9]通過試驗研究了吸力對非飽和膨脹土強度特性的影響。何杰等[10]通過對京珠高速公路路基填料工程性能的試驗研究。通過試驗發現路基土飽水后強度大大降低,因此, 必須完善路基排水設施和邊坡防護功能。路基土改良處理后, 其強度和水穩性可以得到大幅度地提高。

影響路基土地基承載力的因素包括土本身的性質以及環境因素,如土粒粒度、成分；水的影響；結構性；氣候條件、地形地貌等。隨著含水量的增加,其強度降低、壓縮性增大。含水量增大,則土中起膠結作用的游離氧化物的溶解量隨之增加,從而使土體強度降低、壓縮性增大[11]。以往研究大多針對路基土水害或者不同干濕循環次數對路基土體承載力的影響,對不同吸力條件下路基土體變形及強度的研究并不多見。本文通過非飽和吸力控制及壓縮固結試驗研究某路基土重塑樣的非飽和性能,并對試驗結果進行模型驗證。

2 實驗材料與方法

2.1 試驗材料

本文試驗所用路基土為湖南某工地取樣的粉質粘土。該路基土塑性指數Ip為15.6%,天然含水量為12%,最優含水量為17%±1%,最大干密度約為1.8 g/cm3,粘聚力15～35 kPa,內摩擦角16°～19°。土樣取回后自然風干、碾磨并過2 mm篩,其顆分曲線如圖1所示。

圖1 土樣顆分曲線

2.2 試樣準備

路基土重塑樣試驗前進行土樣壓制。稱取質量為193.5±0.5 g土樣倒入不銹鋼模具中,以0.4 mm/min的壓樣速率壓到預定位移,達到預定位移后靜置1 h以保證試樣均一,試樣壓制完成后將試樣推出得到干密度為1.8 g/cm3的重塑土樣,如圖2所示,隨后裝入非飽和固結儀中。

圖2 試樣壓制成型

2.3 實驗儀器與方法

本文固結試驗采用一種非飽和固結儀,如圖2所示。該非飽和固結儀由以下幾個部分組成：底座、頂蓋、試樣環、加載桿及活塞、出/入氣(水)口、透水石和螺桿等組成。出/入氣(水)口可通入蒸餾水進行試樣飽和或者通入對應吸力的氣體進行吸力控制。由加載架通過加載桿對試樣進行加載,加載過程中保持吸力控制恒定,加載桿頂部安置百分表記錄膨脹或收縮變形以便實時可計算出相應土樣孔隙比。

圖3 實驗儀器

試樣壓制完成后裝入圖3所示的非飽和固結儀器中,上覆施加很小的荷載(10 kPa),隨后接通吸力控制系統。吸力控制采用氣相法進行,主要參照文獻[12]進行吸力控制,飽和鹽溶液與其對應的吸力如表1所示。其中,吸力為0 MPa的試樣采用通入蒸餾水飽和試樣。飽和或者吸力控制穩定過程中通過百分表記錄變形以計算其孔隙比。土樣飽和或吸力變形穩定后通過加載架進行加載,加載分級進行,加載過程中記錄加載應力及百分表數據。

表1 飽和鹽溶液與其對應的吸力(Delage et al., 1998)

3 非飽和固結理論

Alonso等在1990年[2]提出了著名的非飽和土BBM模型(基本巴塞羅那模型),用來描述土樣應力應變與其吸力的關系。在修正劍橋模型假定的屈服面為橢圓形基礎上,Alonso等考慮了吸力的影響,認為土樣屈服面會隨著吸力的變化而變化。其中橢圓形屈服軌軌跡曲線定義為f1：

f1=q2-M2(p+ps)(p0-p)=0

(1)

式中 M為臨界狀態下破壞面的分斜率；ps為橢圓形屈服面與p軸的交點,代表了吸力為s情況下土體所能承受的拉應力,通過式ps=-ks來計算,其中為k常數；p0是吸力為s情況下的前期固結壓力,通過下式進行計算：

(2)

4 結果與討論

4.1 吸力控制下的變形

吸力為0 MPa控制通過采用通過蒸餾水飽和來實現。飽和過程中土樣變形曲線如圖4所示。

圖4 試樣吸水飽和變形曲線

如圖4所示,試樣通入蒸餾水后發生一定的膨脹變形,但該變形很小(<1 mm),基本可認為該土樣不具有膨脹性。變形穩定后可認為試樣達到飽和,即完成0 MPa吸力的試樣控制,為隨后的加載做準備。表1中其他吸力點吸力控制的吸力孔隙比隨吸力變化如圖5所示。

圖5 吸力作用下孔隙比變化

圖5結果表明隨著吸力的增大,土樣孔隙比變小。這表明隨著控制的環境吸力增大,土樣中的水分發生蒸發,土樣中含水量減小,吸力增大,土體收縮,孔隙比減小。而且土樣的收縮在吸力小于12.6 MPa前更為明顯。同時,孔隙比隨吸力變化情況一定程度上也表明該土的持水性能相對于一般黏土而言較好。

4.2 壓縮固結

土樣吸力控制完成后進行加載試驗,其壓縮固結曲線如圖6所示。

圖6 固結曲線

從圖6結果中不難看出,隨著土樣吸力增大,土樣加載發生屈服的上覆荷載越大。吸力為0 MPa的土樣(飽和土樣)最容易被壓縮；吸力為110 MPa的土樣最難壓縮。這是因為吸力很低時土樣含水量越大,定性的來說土樣越“軟”越容易壓縮；反之,越難壓縮。

4.3 模型驗證

通過圖6的壓縮固結曲線求得吸力為0 MPa土樣的前期固結壓力,如圖7所示。

圖7 飽和試樣屈服應力計算

如圖7所示,土樣屈服前為彈性階段,彈性階段的斜率為k; 土樣屈服后為塑性階段,對應塑性階段的斜率為λ。如圖7求得吸力為0 MPa試樣的前期固結壓力(或屈服應力)為320 kPa。同樣的,求得不同吸力土樣的前期固結壓力,繪制在圖8中。

圖8 試驗結果模型驗證

將圖7轉換為X軸為自然對數坐標后,可由圖7先求得不同吸力土樣彈性段斜率k,以及塑性段斜率λ。通過不同吸力大小與塑性段斜率λ關系式：λ(s)=λ(0)[(1-r)exp(-βs)+r],對式中參數進行擬合,并帶入式(2)中,擬合出式(2)中相關參數,并繪圖8。圖8中擬合度R2=0.9453的LC屈服曲線結果表明本文非飽和土的壓縮固結試驗結果能通過Alonso等在1990年提出的非飽和土BBM模型來描述。

5 結語

針對某路基土非飽和特性,本文通過非飽和吸力控制及壓縮試驗研究了某路基土的非飽和力學性能。得到不同吸力條件下土樣的體變特征,隨著吸力的增大土體收縮；基于非飽和壓縮固結試驗的到了不同吸力狀態下土樣的屈服應力,隨著吸力從0增大到110 MPa，土的屈服應力從200 kPa增大到1.05 MPa；通過經典模型對實驗結果進行了驗證,結果表明本文非飽和土的壓縮固結試驗結果能通過Alonso等在1990年提出的非飽和土BBM模型來描述。

[1] Fredlund, D.G., Rahardjo, H. Soil mechanics for unsaturated soils[M]. Wiley: New York, 1993.

[2] Alonso E. E., Gens A., Josa A. A constitutive model for partially saturated soil[J].Géotechnique, 1990, 40(3): 405-430．

[3] 陳正漢.非飽和土與特殊土力學的基本理論研究[J]. 巖土工程學報, 2014(2):201-273.

[4] 趙成剛,李艦,劉艷，等. ASREAZAD Saman. 非飽和土力學中幾個基本問題的探討[J]. 巖土力學,2013, 34(7):1 825-1 831.

[5] 李建華,祝方才,陳春鳴,等. 非飽和膨脹土抗剪強度的三軸試驗研究[J]. 公路工程,2011,36(2):31-35.

[6] 李振嵩,吉彬彬,曾偉國,等. 不同降雨條件下非飽和土邊坡穩定性分析[J]. 廣東水利水電, 2014(11):21-30.

[7] 凌華. 非飽和土強度變形實用計算方法[D]. 南京：河海大學,2006.

[8] 胡海英, 王釗. 基于非飽和土理論的高路堤沉降估算[J]. 廣東水利水電, 2011( 9):14-18.

[9] 仲曉晨. 吸力在非飽和土強度中的應用[J]. 水利水電科技進展, 2013(5):11-13.

[10] 何杰, 鄒靜蓉.全風化花崗巖工程性質及其路基處理技術研究[J].湖南交通科技，2001,27 (4):19-20.

[11] 梁棟. 全風化花崗巖地基沉降變形特性試驗研究[D].成都:西南交通大學,2010.

[12] Delage P., Howat M.D., Cui Y. J. The relationship between suction and swelling properties in a heavily compacted unsaturated clay [J]. Engineering Geology, 1998, 50(1-2): 31-48．

(本文責任編輯 馬克俊)

Unsaturated Consolidation Tests and Consistency Analysis of Model for a Subgrade Soil

ZHONG Wen1, ZENG Yule2

(1. Changsha Tongmu Construction Ltd., Changsha 410205, China 2. The 7th Engineering Co., Ltd. of China Railway 12th Bureau Group, Changsha 410004, China)

Research on strength characteristics of subgrade soils under unsaturated conditions has great significance for the design and construction of subgrade. In order to study the volume change behavior and strength characteristics of an unsaturated subgrade soil under different suction stages, a suction controlled unsaturated compression consolidation test is designed for the unsaturated performance of a subgrade soil. Experimental results show that the subgrade soil has a small swelling deformation. The volume change characteristics are obtained by a suction controlled method. As soil suction increases the void ratio decreases. According to the unsaturated compression consolidation tests results, the yield stress of the subgrade soil with different suctions were obtained. As the suction of the soil increases from 0 to 110 MPa, the yield stress increases from 200kPa to 1.05MPa. What’s more, the tests results of the yield stress with different suctions are verified by classical model. The calculation results show that the compression consolidation test results can well described by the BBM model proposed by Alonso et al. (1990).

Subgrade soil; compression consolidation, consolidation test, BBM model

2016-07-05;

2016-07-19

鐘文(1986)，男，工程師，從事房建、公路、橋梁和隧道施工與監測工作。

TU43

A

1008-0112(2016)08-0037-05