《武汉工程大学学报》 2015年05期
35-40
出版日期：2015-05-31
ISSN:1674-2869
CN:42-1779/TQ
软土试样力学指标的扰动损伤评价
０ 引 言软土在我国沿海地区、内河两岸和湖泊地区广泛分布［１］，软土不仅具有天然含水量大、天然孔隙比大、压缩性高、抗剪强度及承载能力低等特点，而且具有显著的结构性［２－４］. 当前对软土结构性的研究主要针对固结应变过程和施工环节，如文献［３－６］. 事实上，软土在钻探取样、运输及试样制备等环节，即便小心翼翼，也难免因扰动引起其结构性状的改变，导致试验土样（扰动土样）的力学指标不能完全真实地反映原位土的力学性状，进而影响工程计算结果. 不妨把软土的这种结构性状改变称为土样损伤，土样损伤的程度及其对计算结果的影响有多大值得研究. 以采用薄壁取土器钻取的福州沿海软土为例，通过扰动、重塑土样的固结试验和固结不排水三轴试验，在获得软土扰动及重塑土样的强度指标、压缩性指标及结构强度基础上，运用土的损伤评价理论对福州软土的土样损伤进行量化分析. １ 土的损伤评价理论根据沈珠江的复合体损伤理论［７－８］，其简化后的双弹簧模型如式（１）［９］： Ｓ＝（１－?棕）Ｓi+?棕Sd（１）式（１）中：Ｓ为土体的力学指标；Ｓｉ为原状土的指标；Ｓｄ为损伤土的指标；ω为损伤变量. 复合体损伤理论基本出发点是将结构性土体视为由原状土与损伤土组成，二者如同两个并联的弹簧共同分担荷载，式（１）中的损伤变量ω代表损伤土在复合体中所占比例，为此ω的大小可以反映土体的损伤程度. 施建勇等［５］在研究软土扰动损伤时，依据式（１）将扰动土的力学参数表示为： Ｓ?棕＝（１－?棕）Ｓ0+?棕Sd （２）式（２）中：Ｓ?棕为扰动土力学指标；Ｓ０为原位土力学指标；Ｓｄ为重塑土力学指标. 根据饱和软土粘聚力与结构强度相关性的研究，软土的内摩擦角不受土体结构性变化的影响［１０］，故可假设： ■=■ （３）式（３）中：Ｐ０为原位土的结构强度（ｋＰａ）；Ｐω为扰动土的结构强度（ｋＰａ）；ｃ０为原位土的粘聚力（ｋＰａ）；ｃω为扰动土的粘聚力（ｋＰａ）. 综合式（２）、（３）可得： ?棕=■ （４）利用扰动土样固结试验的ｅ－ｌｏｇＰ曲线，可确定Ｐω和Ｐ０；通过扰动土样固结不排水三轴试验，可得到ｃω，从而由式（３）求得ｃ０. 通过重塑土样固结不排水三轴试验，可得到重塑土样的粘聚力ｃｄ，则利用公式（４）求得土样的损伤变量ω，进而评价钻探取样、运输及试样制备等实验环节对软土所造成的损伤影响. ２ 试验研究２．１ 试验土样及制备本试验土样取自福州市连江县可门经济区工业园ＺＫ８钻孔，深度为３．２～３．８ ｍ淤泥层内. 该淤泥层所取土样呈深灰色，流塑，饱和，属于滨海相淤积成因软土，成分以粘粒为主，切面光滑，韧性低，摇震反应慢，干强度中等. 土样的基本物理性指标为：密度１．６０３ ｇ／ｃｍ３，含水率６４．８％，孔隙比１．７８６，塑限３０．３１％，液限５０．８４％. 将由薄壁取土器经现场运回的土样视为“原状”土样，在“原状”土样上直接制取的试样称为扰动试样；取一定量的“原状”土样，风干后取足量均匀捣碎，测定风干土样含水率. 然后按照含水率一致原则计算加水量，将水与风干土样掺和搅匀制备重塑试样［１１－１２］. 分别制备３个扰动试样和３个重塑试样进行固结试验，试样直径６１．８ ｍｍ，高２０ ｍｍ；分别制备３组扰动土样和３组重塑土样进行固结不排水三轴试验，每组３个试样，共１８个试样，试样直径３９．１ ｍｍ，高８０ ｍｍ. 各试样编号见表１. 表1 试样编号Table 1 Sample number２．２ 试验方法采用ＧＺＱ－１气压固结仪进行固结试验，加压等级分别为５０、１００、２００、４００、８００ ｋＰａ. 施加每一级压力后２４ ｈ测定试样高度变化，当每间隔１ ｈ变形小于０．０１ ｍｍ时，作为稳定读数，依此逐级加荷至试验结束. 其中扰动试样在加压至２００ ｋＰａ时进行一次卸荷回弹后再压. 采用ＳＬＢ－１型应力应变控制式三轴剪切渗透试验仪进行固结不排水三轴试验，固结过程中始终开启排水阀，分别控制在围压１００、２００、３００ ｋＰａ下进行固结，直至体积读数稳定或保持不变时停止；剪切过程中关闭排水阀并保持围压不变，按０．４００ ％/ｍｉｎ剪切速率增加轴向压力，直至轴向应变值达到１６％时结束. ２．３ 试验结果２．３．１ 试验曲线 扰动土样和重塑土样的固结试验ｅ－ｌｏｇＰ曲线分别如图１、图２所示，扰动土样和重塑土样的固结不排水三轴试验应力应变曲线如图３、图４所示，扰动土样和重塑土样的应力圆及抗剪强度线如图５、图６所示. ２．３．２ 土样力学指标 由上述固结试验、三轴试验可直接求得各试验土样的压缩性和抗剪强度指标. 利用扰动土样的ｅ－ｌｏｇＰ曲线，可找出各扰动土样的结构强度；根据文献［１３］，可在各扰动土样的ｅ－ｌｏｇＰ曲线上通过图解推求得原位土的压缩曲线和结构强度（图１）. 经求平均值后，各试样及所推求原位土的力学指标见表２，其中原位土粘聚力通过式（３）计算得到. ３ 土样损伤评价首先从表２得知：扰动土粘聚力ｃｗ＝７．０ ｋＰａ、内摩擦角φｗ＝１．９ｏ；重塑土粘聚力ｃｄ＝４．５ ｋＰａ、φｄ＝２．０ｏ. 可见，扰动土和重塑土不同的结构损伤程度主要体现在粘聚力的变化上，而内摩擦角变化很小，可忽略不计，因此上述关于饱和软土粘聚力与结构强度相关性的假设是适宜的，由此假设推导得到的公式（３）和（４）是适用的. 根据式（４）计算得到扰动土的损伤变量ω＝０．２４２，这表明：就取样区福州连江可门经济区（大官坂片东区）而言，实验土样因取样、运输及试验操作等扰动因素引起的结构性损伤而形成的损伤土，占整个土样２４．２％. 据表２，土样损伤对土体力学性质的影响具体表现为：压缩系数增大１０％，压缩指数增大１０．６％，粘聚力降低１０．３％，结构强度降低１０．７％. 图１ 扰动土样曲线及强度图解Ｆｉｇ． １ ｅ－ｌｏｇＰ ｃｕｒｖｅ ａｎｄ ｉｎｔｅｎｓｉｔｙ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｄｉｓｔｕｒｂｅｄ ｓｏｉｌ ｓａｍｐｌｅ［１３］图２ 重塑土样曲线Ｆｉｇ．２ ｅ－ｌｏｇＰ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｒｅｍｏｌｄｅｄ ｓｏｉｌ ｓａｍｐｌｅ图３ 扰动土样应力－应变曲线Ｆｉｇ． ３ Ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｄｉｓｔｕｒｂｅｄ ｓｏｉｌ ｓａｍｐｌｅ图４ 重塑土样应力－应变曲线Ｆｉｇ． ４ Ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｒｅｍｏｌｄｅｄ ｓｏｉｌ ｓａｍｐｌｅ图５ 扰动土样的应力圆及强度线Ｆｉｇ． ５ Ｔｈｅ ｃｉｒｃｌｅ ｏｆ ｓｔｒｅｓｓ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｌｉｎｅ ｏｆ ｄｉｓｔｕｒｂｅｄ ｓｏｉｌ ｓａｍｐｌｅ图６ 重塑土样的应力圆及强度线Ｆｉｇ． ６ Ｔｈｅ ｃｉｒｃｌｅ ｏｆ ｓｔｒｅｓｓ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｌｉｎｅ ｏｆ ｒｅｍｏｌｄｅｄ ｓｏｉｌ ｓａｍｐｌｅ表2 土样力学指标Table 2 Mechanics indexes of soil samples土样损伤对地基承载力的影响如下：地基承载力特征值ｆａ的规范［１４］计算公式为 fa=Mb?酌b+Md?酌md+Mcck （５）其中承载力系数Ｍｂ，Ｍｄ，Ｍｃ按内摩擦角标准值φｋ＝２ｏ查表（Ｍｂ＝０．０３，Ｍｄ＝１．１２，Ｍｃ＝３．３２），粘聚力标准值ｃｋ取表２数值计算；取ｂ＝６ ｍ，ｄ＝０ ｍ，则由式（５）得到：原位土ｆａ＝２６．９ ｋＰａ，扰动土ｆａ＝２４．２ ｋＰａ. 地基承载力特征值亦降低１０％. ４ 结 语ａ． 福州沿海地区软土结构性强，因取样、运输及试验操作等扰动因素会引起土样发生结构性损伤，使土性有所弱化. 研究表明：根据复合体损伤理论，上述扰动因素形成的损伤土（重塑土）在复合体中所占比例达２０％以上（本例为２４．２％），导致土样的压缩性增大约１０％，粘聚力、结构强度、地基承载力下降１０％左右. ｂ． 就扰动形成的损伤土（重塑土）比例而言，还是有些可观的，但因原状软土本身压缩性指标高而强度指标低，且内摩擦角几乎不受影响，因此视为复合体的扰动土的宏观力学指标弱化不太显著，由此产生的工程设计计算结果偏于安全，其偏差值（亦１０％左右）尚可接受. ｃ． 对结构性软土，务必采用薄壁取土器钻取试样，运输搬运环节需要采取必要的保护措施，并严格按照试验标准规范操作，否则上述的损伤变量必加大，土的宏观力学指标弱化比例及由此引起的计算结果偏差必大于１０％，乃至严重偏离实际. 致 谢本研究得到福建农林大学、福建省自然科学基金委的资助，中土集团福州勘察设计研究院有限公司和福建农林大学交通与土木工程学院分别给予取样、运输及试验工作的大力支持，特此表示衷心感谢！