壓-剪作用下黃土結構性演化規(guī)律

李瑤璞,謝云偉,楊榮國,趙 潔,王 卓,吳光超

(中建三局集團有限公司西北分公司,陜西西安 710065)

0 引言

黃土主要分布于我國西部,是第四紀歷史沉積產物,由于其形成過程中堆積、氣候、地理等原因,黃土具有不同于其他土的力學、工程性質[1-2]。原狀黃土在沉積過程中形成的大孔隙骨架結構,使黃土具有結構性,黃土的結構性主要是土顆粒的空間排列和粒間聯合作用的力學效應,結構性黃土具有一定的抗剪、抗壓強度,它是土保持原有結構狀態(tài)而不被破壞的一種能力。黃土結構性是天然沉積的原狀黃土所具有的一種基本特性,結構性實際上是土形成的物理特性的表征,其與土形成的歷史條件、分布區(qū)域、自然條件密切相關,受到土顆粒的級配、成分、形狀、粗糙程度的影響,受到孔隙的發(fā)育狀態(tài)、大小、走向的影響,受到土骨架的穩(wěn)定性的影響,還受到土的含水率、密度、應力歷史以及土中化學成分的影響。

隨著在黃土地區(qū)公路、地鐵、高鐵等基礎設施的大力發(fā)展,黃土其所帶來的工程問題也越來越多,黃土的力學特性變化引起公路、鐵路路基失穩(wěn),建筑物地基不均勻沉降而導致的開裂,黃土邊坡滑坡,隧道施工圍巖穩(wěn)定性問題,隧道地基不均勻沉降變形[3],由此可見,充分分析和了解欠壓密黃土所表現出的結構性具有十分重要的意義。

在土力學的研究過程中太沙基曾經指出土結構的重要性,沈珠江[4]將土體的結構性問題作為21世紀土力學的核心問題,研究學者將土體結構性研究逐步提升到重點研究對象,土的結構性是指土顆粒大小、形狀、成分等之間的比例關系,和顆粒間的排列和膠結狀態(tài),以及土骨架的穩(wěn)定性情況,土孔隙的大小、走向、分布數量。在力學上表現為抵抗外部變化而保持自身穩(wěn)定性的一種能力。

目前研究黃土結構性主要通過3個途徑其一是從上世紀發(fā)展下來的微觀結構的方法主要通過電子顯微鏡等工具揭示黃土本身的物理力學特性與結構性之間的關系;其二是固體力學的研究方法,通過建立土在受力破壞發(fā)展過程中的力學模型來描述結構性的發(fā)展;其三則是土力學的方法,通過土的結構性定量化參數來研究結構性土在破壞過程中土結構的漸進損傷的變化過程。

從20世紀中期開始研究學者開始通過微觀途徑對土的結構性進行進一步的探索,張宗祜[5]在通過電子顯微鏡從微觀角度出發(fā)認識到黃土的顆粒組成、顆粒形態(tài)、孔隙特征、膠結特征等基本的物理特性對黃土工程問題有著直接影響;高國瑞[6]通過顆粒大小、孔隙、膠結物質進一步定義黃土微觀結構的類型從而反映黃土的濕陷性,并且應用于工程勘察中[7],發(fā)現黃土濕陷性的本質是黃土獨特的架空結構體系[8]。雷祥義[9]發(fā)現土孔隙的總體積以及大小和形狀對黃土的濕陷性有密切關系,而濕陷性的主導因素是孔隙中的中等孔隙。楊運來[10]通過偏光顯微鏡對黃土濕陷前后孔隙、物質成分、顆粒間的膠結類型進行對比,揭示出黃土顆粒間的松散結構是黃土濕陷的誘發(fā)機理。胡再強等[11]通過電鏡掃描對比研究黃土在浸水前后微結構變化得出黃土的結構與黃土濕陷性有著密不可分的聯系。

微觀結構的方法主要是通過土本身的幾何物理特征來描述土的結構性,而固體力學方法則是通過建立數學力學模型來描述土結構性在受力破壞的損傷過程。沈珠江等[12]在巖土損傷力學的理論基礎上,提出巖土破損力學理論,對其基本概念、目標和任務作出解釋,并總結出巖土材料的力學特性即壓硬性、剪脹性和結構性,巖土材料的變形機理,分析現有理論的局限性,在該基礎上建立彈塑性損傷模型、非線性損傷力學模型、堆砌體模型[13-16]等數學力學模型。而后發(fā)展得到二元介質模型,將結構性土視為一種由膠結塊與軟弱帶組成的二元介質,模擬土的結構變形特性[17-18]。

土力學的分析方法具有代表性的則是綜合結構勢思想。謝定義等[19]認為土的結構性可由土的聯結特征即結構的可穩(wěn)性與土的排列特性及結構的可變性綜合表述,而土的結構發(fā)生變化或者破壞可以通過加荷、擾動和浸水,加荷能使土骨架受荷,較為薄弱的地方首先發(fā)生破壞,土顆粒進行重新排列,其首先使土的可穩(wěn)性得到發(fā)揮,并且形成新的次生結構,即改變了土顆粒的聯結特征又改變了土顆粒的排列方式;擾動則是破壞原狀土的聯結特征,使之重新形成穩(wěn)定的結構充分釋放出由聯結特征而表現出的結構勢;浸水則可使土中的膠結物質溶解、吸力喪失。綜合結構勢思想的核心是尋求一個定量化指標來描述土在受外界條件下結構發(fā)生變化的過程。定量化結構性參數應具有合理性、穩(wěn)定性、靈敏性和廣泛性。基于綜合結構勢思想結構性參數也在不斷發(fā)展與完善,通過原狀、重塑、飽和的壓縮試驗,通過球應力作用下重塑土與原狀土應變之比來描述可穩(wěn)性,同一球應力作用下飽和土與原狀土應變之比來描述可變性,可變性與可穩(wěn)性的比值即為結構性參數,而后參照這一思路不同的學者又提出了孔隙比結構性參數[20]、模量結構性參數[21]、應力結構性參數[22]、應力比結構性參數[23],這一類結構性可稱之為過程結構性參數,即可描述土結構動態(tài)的變化過程,而無側限抗壓強度的構度指標[24]、靈敏度指標則是初始結構性參數,不能動態(tài)反映土結構在外部條件下的動態(tài)變化,只能描述土初始固有的狀態(tài)。

本文基于應力比結構性參數的基礎上研究不同應力路徑應力比結構性參數與綜合應變之間的關系,綜合應變能較為全面的反映壓剪對黃土結構性的綜合影響。

1 試驗方案

本次試驗所采用的真三軸儀器是由西安理工大學邵生俊[25]教授所研制的一種新型的剛柔混合型加載的真三軸儀器,可用于研究黃土在復雜應力路徑條件下的力學試驗研究。

1.1 土樣的物理性質指標與制備

試驗用土選用中建三局涇河醫(yī)院施工現場,取土深度5～10 m,屬于Q3黃土。經室內常規(guī)試驗(含水率試驗、密度試驗、液塑限試驗)測定,其基本物理性質指標見表1。

表1 黃土土樣的基本物理性質指標

1.2 真三軸試驗方案

試驗共取4個圍壓分別為50 kPa、100 kPa、200 kPa、300 kPa和5個應力路徑即5個b值分別為0、0.25、0.5、0.75、1,試驗要作原狀土、飽和土和重塑土3種,共需要60個試樣。

原狀土用削樣器削為7 cm×7 cm×14 cm的長方體;重塑土過2 mm篩,配制成與原狀土相同的含水率與干密度;飽和土是將削好的原狀土樣放入飽和器,按照規(guī)范進行抽氣飽和。

1.3 相關參數的確定

根據土的本構模型理論,用p表示球應力,q表示廣義剪應力,其具體表達式為式(1)、式(2)。

(1)

(2)

式中:體應變用εv表示,其表達式為εv=ε1+ε2+ε3,廣義剪應變用εs表示,其表達式為式(3):

(3)

應力比結構性參數用m表示,其具體表達式為式(4)。

(4)

式中:m1代表結構可穩(wěn)性,m2代表結構可變性。(q/p)i為原狀土在剪切過程中的應力比,(q/p)r為重塑土在剪切過程中的應力比,(q/p)s為飽和土在剪切過程中的應力比,下標i、r、s分別代表原狀土、重塑土、飽和土。

為了反映壓剪對土結構性及變形的綜合影響,采用體應變與剪應變確定綜合應變,綜合應變用εD表示,其具體表達式為式(5)。

(5)

2 試驗結果

2.1 應力應變以及軸向應變與體變關系

由于篇幅問題在此僅列選b=0與b=0.5以及圍壓100 kPa與200 kPa的試驗結果如圖1、圖2所示。

圖1 同一b值不同圍壓原狀黃土應力應變及體變關系

圖2 同一圍壓不同b值原狀黃土應力應變及體變關系

由圖1、圖2可以分析得出:

(1)對比原狀黃土在同一b值條件下不同圍壓時應力應變曲線可知:試驗剪應力隨著圍壓的增大而增大,表明在同一種應力路徑發(fā)展中土的抗剪強度隨著初始圍壓的增大而增強,初始圍壓的增大,在固結過程中土顆粒始終保持一種純壓狀態(tài)從而使土顆粒排列更加密實,排出土中的空氣和水,而圍壓增大則使土顆粒的密實程度增大。因此在壓剪過程中同一b值圍壓越大的土其更加密實,抵抗土在剪應力狀態(tài)下的變形能力越強,在相同的剪應變條件才,初始圍壓越大,土的剪應力越大,隨著圍壓的增大應力應變的的關系曲線由弱硬化型向強硬化型轉化。

(2)原狀土的剪應力-剪應變曲線,可以分為2部分,第一部分剪應力在試驗初迅速增長,圍壓較小時有明顯的拐點;第二部分,隨著廣義剪應變的進一步發(fā)展,剪應力增長速度明顯下降,曲線趨于平緩。這是因為黃土的初始結構可以概括為內部土顆粒的聯結和排列,而聯結特征又稱之為可穩(wěn)性,排列特征稱之為可變性,在試驗初期,土體的自身結構還沒有發(fā)生破壞,可以抵抗外部荷載對其作用的剪應力,這段變形區(qū)間主要是土顆粒的聯結在抵抗剪應力,隨著剪應力的增大,土顆粒原有的結構發(fā)生破壞,可穩(wěn)性在逐漸喪失,此時可變性發(fā)揮,在原生結構破壞的同時次生結構逐漸形成,在此過程中土體處于壓損狀態(tài)。每一條曲線總體的發(fā)展過程為原生結構由初期的調整至破壞,可穩(wěn)性起主要作用,到中后期土次生結構的形成和發(fā)展,可變性起主要作用,所以土體的發(fā)展趨勢是可穩(wěn)性與可變性共同作用的一個耦合發(fā)展過程。而圍壓較大時曲線的兩段性不太明顯,這是由于在大圍壓作用下固結過程中壓密孔隙體積的同時黃土自身的結構已經發(fā)生破壞,因此導致在壓剪初始階段已經伴隨著次生結構的形成,曲線的兩段性并不十分明顯。

(3)對比原狀土不同圍壓條件下軸向應變與體應變的變化曲線可知:在b=0時,體變隨著圍壓的增大,并且呈現良好的線性關系,這是由于在壓剪過程中,試樣所受的圍壓越大其初始球應力越大,在剪切時軸向力將遠遠大于二、三方向的力,則軸線呈現較大壓縮,而側向臌脹,總體而言土體時呈現剪縮的,大的圍壓提供了大的球應力,則土體剪縮更強。隨著b值的增大,軸向應變與體變關系曲線在試驗開始時小圍壓的體變反而大于大圍壓的體變,這一變化趨勢隨著b值的增大更加明顯,當軸向應變發(fā)展一定程度,大圍壓的體變逐漸大于小圍壓的體變,這是由于隨著b值的增大在軸向應變發(fā)展的同時水平二方向的應力也在逐漸增大,b值越大,σ2其增長越大,剪切開始階段,由于小圍壓水平方向壓縮較大,而導致初始時小圍壓變形大,大圍壓時由于在固結階段土體已經處于較強的壓密狀態(tài),所以在剪切初始階段體變較小,而軸向應變發(fā)展到一定程度,在大圍壓基礎上產生大的球應力使其體變大于小圍壓的體變。這種變化也與土體初始含水率有一定的關系,較大的含水率時土體的膠結更弱,使之更加容易變形。

2.2 原狀、重塑、飽和土的應力比與綜合應變的關系

應力比同時考慮了球應力與剪應力在剪切過程中的變化,而綜合應變同時描述了體變與剪應變的變化規(guī)律,則應力比-綜合應變的關系曲線動態(tài)的反映了黃土剪切過程的強度的變化規(guī)律。由于篇幅此處僅列固結圍壓為100 kPa、b=0.5時原狀、重塑、飽和黃土的應力比-綜合應變關系曲線如圖3、圖4所示。

圖3 同一圍壓不同b值應力比-綜合應變關系

圖4 同一b值不同圍壓應力比-綜合應變關系

2.2.1 同一圍壓不同b值應力比-綜合應變關系

由圖3應力比-綜合應變關系曲線可知:

(1)在剪切初期階段應力比隨著綜合應變的發(fā)展增長迅速,而后進入一個緩慢的增長趨勢,這一規(guī)律在小圍壓時情況十分明顯,隨著b值的增大規(guī)律性較弱。這是由于在剪切初期土體自身結構具有一定抵抗外部荷載的能力,導致剪應力增長迅速,從而使在剪切初始階段應力比增長迅速,而當土體自身結構破壞,形成新的結構,可穩(wěn)性喪失主導地位,主要為可變性的發(fā)揮,此時土體結構已經屈服,剪應力增長緩慢,從而使應力比隨著綜合應變的發(fā)展進入一個平緩的發(fā)展期。b值越大,在剪切過程中更加容易使土體破壞,因而在剪切初期隨著綜合應變的發(fā)展應力比的增長速率相對于剪切中后期增長速率沒有小b值那么明顯,但前期增長速率也大于中后期增長速率。

(2)同一圍壓b值越大在剪切過程中達到同一軸向應變其綜合應變發(fā)展越大,小b值曲線總是位于大b值上方。在同一圍壓條件下不同的應力路徑,使土體的破壞容易程度不一樣,小b值(b=0)在剪切過程中土體處于三軸壓縮狀態(tài),大b值(b=1)在剪切過程中土體處于三軸擠神狀態(tài),在應力路徑由三軸壓縮向三軸擠伸的變化過程中,土體強度也有高向低變化,這使在小b值條件下土體更不容易破壞,而在大b值條件下土體更加容易破壞,從而說明在同一圍壓條件下b值的增大使土體更加容易破壞。

2.2.2 同一b值不同圍壓應力比-綜合應變關系

由圖4應力比-綜合應變關系可知:

(1)在剪切初期應力比隨綜合應變發(fā)展迅速,而后增長速率進入一個平穩(wěn)期,其原因在此不再贅述。圍壓越小這一規(guī)律越加明顯,圍壓越大規(guī)律性弱,這是因為,大的圍壓在固結過程中已經使土體自身結構發(fā)生一定的破壞,因此在剪切初始階段其結構繼續(xù)破壞,抵抗外部剪應力能力弱,從而使大圍壓在剪切初期應力比隨綜合應變的發(fā)展增長相對于小圍壓較弱。

(2)小圍壓的應力比-綜合應變曲線始終位于大圍壓的上方,這是由于在大圍壓作用下,土體結構更加容易破壞,其強度最低,在圍壓由小增大的過程中,土體的強度由強變弱。

2.3 真三軸條件下黃土載損演化規(guī)律

基與綜合結構勢理論,引入結構性參數可將黃土在載損下的演化規(guī)律量化,如圖5、圖6所示。

圖5 同一b值不同圍壓條件下應力比結構性參數與綜合應變關系

圖6 同一圍壓不同b值條件下應力比結構性參數與綜合應變關系

2.3.1 同一b值不同圍壓條件下應力比結構特性參數與綜合應變關系

由圖5結構性參數與綜合應變的關系曲線可知:

(1)總體而言在同一b值條件下隨著圍壓的增大結構性參數在減小,試驗規(guī)律性較為明顯。這是由于在同一應力路徑中,圍壓增大使土體在綜合應變的發(fā)展過程中強度更低,更加容易破壞,而應力比結構性參數就描述了土體的強度與破壞的難易程度,所以圍壓越大應力結構性參數應該越小。

(2)隨著綜合應變的發(fā)展,結構性參數逐漸衰減,這是由于在綜合應變的發(fā)展過程中,土體的強度在不斷的降低,土體自身結構經歷了一個抵抗外部荷載作用,逐漸破壞,完全破壞,趨于穩(wěn)定的一個變化過程,最終形成新的穩(wěn)定的次生結構,并且其結構性參數最終趨于1。

2.3.2 同一圍壓不同b值條件下應力比結構性參數與綜合應變關系

由圖6應力比結構性參數與綜合應變的關系曲線可知:

(1)總體而言,隨著b值增大,結構性參數減小,在同一圍壓條件下,b值的改變使土體剪切的應力路徑發(fā)生改變,b值增大使土體由三軸壓縮向三軸擠伸狀態(tài)轉化,土體強度由強向弱轉化,因此小b值結構性參數應大。

(2)隨著綜合應變的發(fā)展,不同應力路徑的結構性參數均呈現衰減趨勢,并且有明顯的歸一化趨勢。

2.4 真三軸應力條件下黃土的剪切強度特性

2.4.1 子午平面內的強度破壞線

由于此次試驗等b不等p,為了得到p=100 kPa、p=200 kPa、p=300 kPa破壞時的強度破壞線,可先將此次試驗破壞時的廣義剪應力與球應力繪制在p-q平面內,可得到近似地一條直線,然后取p=100 kPa、p=200 kPa、p=300 kPa得到破壞時的剪應力,可得出原狀、重塑、飽和黃土的強度破壞線如圖7、圖8所示。

圖7 原狀、重塑、飽和黃土在p-q面上的破壞線

圖8 不同中主應力比b下黃土在p-q面上的破壞線

由圖7的強度破壞線可知:原狀、重塑、飽和黃土的強度破壞線基本呈線性關系,隨著球應力的增大土的抗剪強度也在增大,球應力的增大一定程度上可使土樣壓密,從而提高抗剪強度;在同一球應力作用時原狀黃土的強度大于重塑土的強度大于飽和土的強度,表明擾動與浸水可降低土的強度。

由圖8的強度破壞線可知:曲線基本呈線性關系,并且隨著球應力的增大土的抗剪強度也在增大;在同一球應力作用時b值越大其破壞時剪應力越小,土樣的抗剪強度在應力路徑由三軸壓縮(b=0)向三軸擠伸(b=1)的變化過程中,其結構強度減弱,抗剪強度降低。

2.4.2π平面內的強度破壞面

根據破壞時應力狀態(tài)得到相同球應力下原狀、重塑、飽和黃土在π平面內的強度破壞面以及原狀、重塑、飽和黃土在不同球應力時π平面內的強度破壞面,此處列舉p=200 kPa以及原狀黃土時不同狀態(tài)的強度破壞曲線。如圖9所示。

圖9 不同狀態(tài)下黃土的強度破壞面

由圖9π平面內的強度破壞面可知:在同一p值條件下原狀土的強度破壞面大于重塑土大于飽和土,可見擾動與浸水破壞了原狀土的結構,使之強度減小,并且浸水可使土樣的強度減小更大隨著球應力的增大土的強度破壞面逐漸向外擴展,說明球應力的增大一定程度上可提高土的強度,對于不同狀態(tài)的原狀、重塑、飽和黃土其性質相同。

3 結論

(1)通過原狀、重塑、飽和的壓剪試驗發(fā)現:考慮球應力作用損傷和剪應力作用損傷,引入了綜合應變,b值(中主應力參數)較大時,結構損傷直至破壞速度較快,b值較小時結構損傷直至破壞速度較慢,由于b值較大時中主應力增長較快,壓損突出,結構破壞迅速。隨著綜合應變的發(fā)展,不同應力路徑的結構性參數均呈現衰減趨勢,并且有明顯的歸一化趨勢。

(2)原狀、重塑、飽和黃土的強度破壞線呈線性關系,隨著球應力的增大土的抗剪強度也在增大;在同一球應力作用時原狀黃土的強度大于重塑土的強度大于飽和土的強度,表明擾動與浸水可降低土的強度;在同一球應力作用時b值越大其破壞時剪應力越小,土樣的抗剪強度在應力路徑由三軸壓縮(b=0)向三軸擠伸(b=1)的變化過程中,其結構強度減弱,抗剪強度降低。

(3)在同一p值條件下原狀土的強度破壞面大于重塑土大于飽和土;隨著球應力的增大土的強度破壞面逐漸向外擴展。