循环荷载作用下非饱和击实粉土变形特性的试验研究

1、第36卷第11期2010年11月北京工业大学学报J OURNA L O F BE IJI NG UN I V ERS I TY OF TEC HNOLOGYV o.l 36N o .11N ov .2010循环荷载作用下非饱和击实粉土变形特性的试验研究彭丽云,李 涛,刘建坤(北京交通大学土木建筑工程学院,北京 100044摘 要:采用GDS 非饱和土三轴仪,对循环荷载作用下的非饱和击实粉土样进行了控制吸力三轴排水剪切试验,研究了吸力、围压和动应力幅值对土样的变形特性的影响.试验结果表明:在相同动应力幅值和相同净围压下,吸力的增加提高了土体抵抗动变形的能力;在相同的净围压和吸力下,动应力幅值较小

2、时,土样产生弹性变形且变形最终趋于稳定,动应力幅值较大时,经过一定的循环次数后土样达到破坏;净围压对试样的变形特性影响显著,围压较大时土样有较小的弹性变形,围压较小时土样发生明显的塑性变形.关键词:非饱和土;三轴试验;循环荷载;吸力;应变特性中图分类号:TU 441文献标志码:A文章编号:0254-0037(201011-1504-06收稿日期:2008-11-24.基金项目:国家自然科学基金资助项目(50579002,50678020.作者简介:彭丽云(1979 ,女,甘肃临夏人,博士后.非饱和土分布十分广泛,与工程实践密切联系的地表土几乎全都是非饱和土.干旱与半干旱地区,由于蒸发量大于降水

3、量,这些地区的表层土是严格意义上的非饱和土;路基、土坝等的压实填土和基坑开挖后的回填土也都处于非饱和状态.近年来,随着我国现代化建设的快速发展,与非饱和土的动态力学性质相关的工程问题已经开始显现出来,比如西部地区的铁路和公路超高土或土石混填路基修筑时的击实可靠性、重载和高速铁路路基在列车动荷载作用下的变形稳定性、黄土和膨胀土地区结构物地基在地震荷载作用下的稳定性等.因此,开展非饱和土的动态力学特性的试验和理论研究不仅对土力学学科的发展具有促进作用,而且对解决与非饱和土有关的岩土工程问题也具有重大的现实意义.对土的动态力学性质的研究,目前大部分工作主要针对饱和土,对动态荷载作用下非饱和土力学性质

4、的研究,由于试验和理论分析上的困难,现在还处于起步阶段.目前的研究主要从2个方面展开,一是采用纯理论的方法对非饱和土的动态力学行为进行数值模拟;二是采用试验研究的方法.其中,Papp i n 等1用振动三轴仪研究了非饱和粗粒土内的有效应力在循环荷载下的变化;M eissner 等2-4通过吸力控制的固结和动三轴试验对击实高岭土样进行了较深入的研究,探讨了循环加载过程中吸力的变化对非饱和土动态力学性质的影响.本文采用GDS 非饱和三轴仪对循环荷载作用下的非饱和击实粉土样进行了控制吸力的三轴排水剪切试验,研究了吸力、围压和动应力幅值对非饱和击实粉土应力应变特性的影响.1 试样制备及试验方案1 1

5、试验土样试验用土为京九铁路济南局管段聊城段的粉土,该土是黄河高含砂的悬浮液在水力作用下,经过搬运、絮聚和聚沉而形成的一类特殊土,广泛分布在我国黄河冲积流域.该土呈深灰色细粒状,塑性指数低、黏性小、粒径集中,具有松散、透水、黏聚力低的特点,工程性质较差.试验用土样为直径38 1mm,高80mm 的圆柱型试样,分5层进行击实.试样重度控制在2 0g /c m 3,含水量为17 9%,相应的饱和度为78%.表1给出了土样的部分物理性质参数.第11期彭丽云,等:循环荷载作用下非饱和击实粉土变形特性的试验研究表1 黄河冲积粉土的主要物理指标Tab le 1I nd ex properties of th

6、 e Ye llo w R i ver alluvi a l silts相对密度液限含水量/%塑限含水量/%塑性指数粒径组成/%>0 05mm0 050 005mm<0 005mm2 73425 916 19 810 970 618 51 2 试验方案由于非饱和土试验相当费时,为研究吸力、净围压和动应力幅值对非饱和击实粉土动应变特性的影响,试验中仅采用了3种不同的吸力50、100、200kPa ;3种不同的净围压50、100、150kPa ;2种动应力幅值250、320kPa .2 试验仪器设备试验采用英国的GDS 非饱和土三轴剪力仪,该仪器的硬件配置包括1个三轴压力室、3个压力体

7、积控制器(围压、反压和气压、4个传感器(位移、轴力、孔隙水压和孔隙气压力、1个数据交换器和1台电脑.该测试系统的控制软件可实现四维控制,即独立、任意地控制4个参变量(围压、轴压、孔隙气压和孔隙水压.该仪器的基本功能是进行控制吸力下的静三轴试验及多种应力路径试验.图1 GDS 三轴仪F ig .1 GDS triax i a l apparatus该非饱和土三轴仪利用轴平移技术来控制试样中的吸力.气压控制器通过细合成塑料管与试样帽相连,由试样帽上预留的孔道将其内的气体与试样中的孔隙气连为一体.气压控制器用于测量、控制土样中的孔隙气压和整个系统中气体体积的变化.在土样底座与试样接触的部位(见图1设

8、置进气值为0 5M Pa 的高进气值陶瓷板,用来保证从反压控制器施加的水能自由流通于土样之中,而由试样顶部气压控制器施加的气体不能排出土体.当试样两端控制的孔隙气(水压与土样内部孔隙气(水压平衡时,试样中的吸力(u a -u w 就等于所控制的吸力,其中,u a 为施加在土样上的孔隙气压力,u w 为施加的孔隙水压力.为使该非饱和三轴仪能实现循环加载,本研究中对其内置的高级加载模块进行了改进,最终成功实现了循环荷载作用下控制吸力的三轴排水剪切试验.3 试验方法循环荷载作用下非饱和土的三轴试验包括3个阶段:吸力平衡、等吸力固结和循环荷载作用下的排水剪切.吸力平衡是通过控制孔隙气压和孔隙水压来改变

9、试样原有的吸力,并使吸力在整个试样中均匀分布.在土样上施加孔隙气(水压力之后,监测反压(气压控制器显示的水(气体积读数的变化,当24h 内测得的试样排水或吸水量小于试样体积的0 05%5-6时,判定吸力达到平衡.就该粉土而言,吸力稳定时间为23d .在等吸力固结阶段,吸力(u a -u w 、净围压( 3-u a 保持不变,土样发生排水排气固结.为了使试样中的吸力真正保持不变,等吸力固结阶段应采用匀速加载法,使围压以一个很小的速率线性增加,加压速率为7R L =2c w v u li m /h2(11505北 京 工 业 大 学 学 报2010年式中,R L 为加压速率;u li m 为试样顶

10、部的超孔隙水压力的界限值,可取所控制吸力的10%;c wv 是非饱和土样中水相的固结系数;h 是试样的高度.等吸力固结完成之后,在此恒定的吸力下,对土样施加频率为0 001H z 的周期循环荷载,进行排水(气循环三轴剪切试验,剪切过程中通过气压控制器和反压控制器的微小补充使土样中的吸力始终保持恒定.4 循环荷载作用下非饱和击实粉土样的变形特性4 1动应力幅值和净围压相同但吸力不同 图2 循环加载曲线F i g .2 Cyc li c l oad i ng curves加载采用图2中所示的频率为0 001H z 且动应力幅值 d =250kPa 的正弦循环荷载.图3给出了在该循环荷载作用下非饱和

11、击实粉土样在同一净围压( 3-u a =100kPa 但不同吸力作用下的偏应力( 1- 3与轴向应变 1的关系曲线.从图3中可以看出,在经历10次动循环作用后,吸力s =50kPa 的土样的应变范围为1 8%3 3%;吸力s =100kPa 的土样的应变范围为1 2%2 1%;吸力s =200kPa 的土样的应变范围为0 9%1 7%.可见应变范围随吸力的增加而减小;此外,土样滞回圈的面积也随着吸力的增加而减小;上述现象说明吸力的增加提高了土体抵抗动变形的能力. 图3 不同吸力下非饱和土样的应力-应变曲线F i g .3 Stress and strain curv es at d iffer

12、en tm atric sucti ons图4 不同吸力下非饱和土样的应变-时间曲线F ig .4 S train and ti m e curves at d ifferen tm atric sucti ons对非饱和土而言,从宏观上看吸力的增加使土体的抗剪强度增大,从微观上看吸力的增加增大了土体毛细区内收缩膜在土结构内产生的压应力7.吸力越大,这种由于收缩膜的存在而施加在土体颗粒间的压应力就越大,土颗粒之间越紧密,在没有外界水分侵入改变其毛细状态的前提下,土样整体抵抗变形的能力增强.因此,在相同的外荷载作用下,吸力较大的土体产生较小的变形.由于吸力的大小等于土样孔隙气压力和孔隙水压力之差

13、,土样中孔隙水压力的增加或孔隙气压力的减小均能使吸力减小,且上述2种方法的最终结果均使土样中的含水量增加,水分的入侵减小了这种存在于土体颗粒之间的 似凝聚力 ,破坏了土体原来的孔隙状态,此时土体抵抗外力的能力大大减弱,在相同的外荷载作用下,会产生较大的变形.图4给出了不同吸力下,土样的应变与循环荷载作用时间的关系曲线.从图4中可以看出,随着吸力的增加,土样的应变减小;且吸力的增加对土样应变1506第11期彭丽云,等:循环荷载作用下非饱和击实粉土变形特性的试验研究的影响程度减弱,具体表现为s =100kPa 与s =200kPa 土样的应变-时间关系曲线比较接近,这说明吸力的进一步增加对土样的应

14、变不会产生太大影响.由此可以推断,土样的应变不会随着吸力的增加而无限减小,最终会稳定在一定的范围之内.低吸力土样的应变曲线较高吸力土样的应变曲线陡峭,说明在相同的动应力幅值条件下,吸力较小的土样更容易出现破坏.此外,在相同吸力状态下,土样的应变随循环荷载作用时间即循环周数的增加而增大.4 2 净围压和吸力相同但动应力幅值不同图5给出了动应力幅值 d 分别为250kPa 和320kPa 时,非饱和击实粉土样在同一净围压( 3-u a =100kPa和同一吸力(s =100kPa作用下的( 1- 3与 1关系曲线. 图5 不同动应力幅值下非饱和土样的应力-应变曲线F i g .5 Stress a

15、nd strain curves at d ifferent dyna m i c stresses从图5中可以看出,在经历10次动循环作用后, d =250kPa 的土样的应变范围为1 2%2 1%, d =320kPa 的土样的应变范围为2 1%5 0%,应变范围随动应力幅值的增大而大幅增加.若以应变达到5%作为判定土样破坏的标准,动应力幅值为320kPa 时,循环10周后土样即达到破坏.此外,土样滞回圈的面积和骨干曲线的斜率也随着动应力幅值的增加而增大.总的来讲,动应力幅值对非饱和土样的动力特性影响显著,当动应力幅值较小时,土样出现较小的弹性变形;而动应力幅值较大时,土样的累积塑性变形随

16、之增加.虽然在力学分析中总把土作为连续介质看待,但实际上土是由土颗粒所构成的土骨架和孔隙中的水和气共同组成的.由于土颗粒之间的连结较弱,土骨架并不稳定.当动荷载很小时土颗粒之间的连结几乎没有遭到破坏,土骨架的变形能恢复,并且土颗粒之间相互移动所耗损的能量也很少, 这时土处于弹性图6 不同动应力幅值下非饱和土样的应变-时间曲线F i g .6 Strain and ti m e curves at d ifferent dyna m i c stresses状态.随着动荷载的增大土颗粒之间的连结遭到破坏,土骨架产生了不可恢复的变形,并且土颗粒之间相互移动所耗损的能量也增大,土越来越表现出弹性或塑

17、性性能.最后,当动荷载增大到一定程度时,土颗粒之间的连结几乎完全破坏,土处于破坏状态.图6给出了上述动应力幅值下,非饱和击实粉土的应变与循环荷载作用时间的关系曲线.试验结果表明,其应变随循环荷载作用时间的增加而累积增长.另外, d =250kPa 和 d =320kPa 时的关系曲线表现出不同的性质.前者曲线平缓,有趋于稳定的趋势;后者陡峭,应变在超过5%后,仍呈现出继续增加的趋势.4 3 吸力和动应力幅值相同但净围压不同文献8-9研究了净围压对土样动力特性的影响,但都是针对饱和土而言.图7给出了不同的净围压( 3-u a 作用下,非饱和击实粉土样在同一吸力(s =100kPa和同一动应力幅值

18、( d =250kPa作用下的1507北 京 工 业 大 学 学 报2010年( 1- 3与 1的关系曲线. 图7 不同净围压下非饱和土样的应力-应变曲线F i g.7 Stress and stra i n curves at d iffe rent ce llpressure 图8 不同循环周数下应变-净围压曲线F i g .8 Curves of stra i n and ne t cell pressureat d ifferent cyclic numbers从图7中可以看出,净围压对非饱和土样应变特性的影响显著,净围压较大时,土样表现为较小的弹性变形;当净围压较小时,土样的累积塑性

19、变形随之增加,永久变形增大.说明净围压的增加提高了土体的抵抗变形的能力.图8为不同循环周数下,非饱和击实粉土样的应变和净围压的关系曲线.从图8中可以看出,在相同循环周数下,随着净围压的增加,土样的应变减小;在相同净围压下,土样的应变随循环周数的增加而增大,且较小净围压时的增加值远远大于较大净围压时的增加值.5 结论1在相同动应力幅值和净围压下,吸力的增加提高了土体抵抗变形的能力,但土样的应变不会随着吸力的增加而无限减小,最终会稳定在一定范围之内.2在相同的净围压和吸力状态下,动应力幅值较小时土样产生弹性变形且变形最终趋于稳定;当动应力幅值较大时,经过一定的循环次数后土样逐渐趋于破坏.3在相同吸

20、力和动应力幅值下,净围压较大时土样出现较小的弹性变形,净围压较小时土样的塑性变形增大,净围压的增加亦提高了土体抵抗变形的能力.参考文献:1PAPP I N JW,BROW N S F,O REILLY M P .E ffec tive stress behav iour o f satura ted and patiall y sa t urated granulat m ate rialsub jected t o repeated load i ngJ.G o techn i que ,1992,42(3:485-497.2M E ISSNER H,BECKER T.M ater i a

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27、on Property of Unsaturated Com pacted Silts Under Cyclic Loading PENG L -yun L I T ao, L I Jian-kun i , U ( Schoo l of C iv il Eng ineer ing Beijing J iaotong U n iversity Be ijing 100044, Ch ina , , Abstract Through the cyclic triax ial CD tests o f com pacted silts under contro lled m atric suctio n by using an : unsaturated GDS triax ial apparatus th e deform ation property analysis w as m ade on the silts under cyclic load ing, , and the in fluence o f m atric suct io n net ce ll pressure and dynam ic stress am plitude w ere taken in to , consideration. Som