風干與飽和堆石料強度與變形特性試驗研究

陳 鴿，朱俊高，袁榮宏，王 龍

(1.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京210098；2.河海大學 巖土工程科學研究所，江蘇 南京210098；3.張家港市金廈房地產(chǎn)開發(fā)公司,江蘇 張家港 215600)

已有研究表明，土體的力學性質(zhì)隨其含水量變化較大[1-2]，風干及飽和狀態(tài)是其兩個極限狀態(tài)[3]，而且，很多情況下，土工構(gòu)筑物的土體是接近這兩個極限狀態(tài)的.比如，運行期的心墻堆石壩的上游壩殼基本處于飽和狀態(tài)，而下游壩殼則可以認為處于風干狀態(tài)；混凝土面板堆石壩的堆石體、山區(qū)機場的高填方體則基本處于風干狀態(tài).

理論上，要準確估計堆石體的強度或變形，必須進行相應狀態(tài)(即干態(tài)或飽和態(tài))土料的試驗.但實際上目前對大型三軸試驗，一般多為飽和料的試驗[4-6]，而對大型直剪試驗，則多對風干料進行試驗.因此，在不少情況下，試驗土料的含水狀態(tài)與工程結(jié)構(gòu)土體的實際狀態(tài)不同，這種差異可能導致設計對結(jié)構(gòu)工作性狀預測的誤差，從而引起結(jié)構(gòu)的安全問題.因此，有必要弄清堆石料等粗粒土在風干或飽和狀態(tài)下變形及強度特性的差異，為科學合理地設計堆石填方工程結(jié)構(gòu)提供依據(jù).

近年來，已有學者研究得出，在相同的孔隙比下，砂土風干樣的摩擦角一般比飽和樣測得的高2°左右[7-8]，且飽和樣的初始模量較風干態(tài)有所下降[9].另外張智、屈智炯[10]、保華富[3]以及左永振等人[8]的研究表明處于風干態(tài)的粗粒土變形量較飽和態(tài)小，雖然兩者的應力應變曲線具有相同的變化趨勢，但是風干態(tài)土體的極值強度要高于飽和態(tài).因此可看出，采用飽和狀態(tài)的強度指標對非飽和區(qū)(主要是風干區(qū))進行設計[9]，趨于保守.

上述研究得到的結(jié)論大多是定性的，堆石料風干樣和飽和樣的力學性質(zhì)差別究竟有多大，尚無定量的結(jié)論.因此，定量研究堆石料風干和飽和狀態(tài)下的力學特性不僅對于更好的了解堆石料的受力變形特性是有必要的，而且對于土石壩的設計具有一定的指導意義，有必要進行研究.此外，顆粒破碎是堆石料的顯著特征，顆粒破碎能夠進一步影響粗粒土的強度和變形性質(zhì)，風干態(tài)及飽和態(tài)粗粒土的顆粒破碎規(guī)律有何差別，相關研究有待開展.

基于此，本文以兩河口堆石料為例，對風干樣和飽和樣進行了三軸固結(jié)排水剪切試驗，定性和定量地對比分析了風干樣和飽和樣在不同圍壓下的強度特性、變形特性以及顆粒破碎情況.

1 試驗簡介

本試驗采用中型三軸儀，中三軸試樣的直徑為101 mm，高為200 mm，最大允許粒徑為20 mm.試驗采用的土料來自兩河口堆石料，最大粒徑為600 mm.采用混合法[11]進行縮尺：先用相似級配法控制小于5 mm粒徑含量為30%，然后再用等量替代法對超粒徑的顆粒進行處理.縮尺前后的級配曲線如圖1所示.試樣的制樣干密度為2.10 g/cm3.

圖1 顆粒級配曲線

試樣制備采用分層擊實法.即先將風干土料按照所需質(zhì)量稱量并分為五份，分5次填入制樣筒，分層擊實至試驗控制高度，每次擊實后需要對堆石料表面進行刮毛，以防出現(xiàn)分層.為防止堆石料由于擊實產(chǎn)生離析，制樣時每層還需預留少量細土撒于頂面.

本試驗的目的是對比分析堆石料風干樣和飽和樣在相同受力條件下的強度及變形特性.因此試驗共分為2組，分別對應于風干樣和飽和樣.所謂的風干樣，是指試樣在制備時采用風干土料，而且在固結(jié)和剪切過程中始終保持干燥狀態(tài)；所謂飽和樣，是利用風干土料制備成試樣后對試樣采用水頭飽和法進行飽和，然后在固結(jié)和剪切過程中都保持為飽和狀態(tài).每組4個試樣，分別在圍壓為200、500、1 000、1 500 kPa下進行固結(jié)排水(氣)剪切試驗，剪切速率取0.3 mm/min，剪切至軸向應變?yōu)?5%時試驗終止.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 強度特性對比分析

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)整理出不同圍壓下風干樣和飽和樣的三軸固結(jié)排水(氣)剪切試驗偏應力與軸向應變的關系曲線，如圖2所示.

圖2可以看出，風干樣和飽和樣的應力應變關系有明顯的差異.相同圍壓，相同軸向應變下風干樣的偏應力大于飽和樣，且兩者的偏應力差值基本隨著軸向應變的增大先增大后減小.為了定量比較二者的差異，圖3繪制出了風干樣及飽和樣峰值偏應力(σ1-σ3)f隨圍壓的變化曲線.

圖2 三軸試驗應力應變關系曲線

由圖3可知，相同圍壓下，風干樣峰值偏應力大于飽和樣，這與左元明[9]得到的結(jié)論一致，這是由于試樣浸水后粗顆粒土的物理性質(zhì)發(fā)生了變化，水起到了潤滑作用，使土顆粒間的摩擦力減小，導致試樣的強度降低.在圍壓分別為200、500、1 000及1 500 kPa時，前者比后者高出423.5、721.5、1 078.6、1 139.9 kPa，浸水使峰值強度降低17%～26%，這與左元明所得到14%～42%的結(jié)論[9]稍有差異，分析原因可能是由于試樣的物理性質(zhì)及浸水時間有所不同.同時可以看出隨著圍壓的增大，峰值偏應力的差值逐漸增大.

圖3 不同圍壓下風干樣和飽和樣的峰值偏應力

另外值得注意的是兩條曲線的斜率隨著圍壓的增大是逐漸減小的，這主要是由于高圍壓下顆粒破碎加劇，影響了試樣的級配進而影響到其力學性質(zhì).可用公式(1)來描述峰值偏應力與圍壓的關系.

(σ1-σ3)f=a(σ3/pa)n×pa

(1)

式中，(σ1-σ3)f為峰值偏應力，pa表示一個大氣壓，a，n為擬合參數(shù)，兩種試樣經(jīng)擬合所得的參數(shù)結(jié)果列于表1.

表1 式(1)擬合參數(shù)

由表1可知，用冪函數(shù)對峰值偏應力與圍壓的關系進行擬合，R2可達到0.99以上，說明擬合效果很好.由擬合公式可知，若已知三軸試驗的圍壓、試樣的擬合參數(shù)a、n，便可估算出峰值偏應力值.

為了驗證此結(jié)論，對文獻[12]中的峰值偏應力與圍壓的關系進行了整理，如表2.使用公式(1)進行擬合，計算所得參數(shù)a、n值分別為6.331、0.847，R2達到0.99以上，說明擬合效果良好.

表2 文獻[12]數(shù)據(jù)

另外，依據(jù)試驗結(jié)果，整理出風干樣和飽和樣CD試驗的抗剪強度指標，如表3所示.在圍壓較低時，強度包線近似直線，隨著圍壓的增大，強度包線呈現(xiàn)非線性特征[7].

表3 抗剪強度指標

表3可以看出線性的抗剪強度指標中，風干樣的粘聚力比飽和樣高出91.95 kPa，且前者的內(nèi)摩擦角高出后者2.72°，說明土體浸水飽和后強度有所降低.非線性抗剪強度指標中，風干樣的φ0值同樣比飽和樣高，Δφ為一參數(shù)，反映了φ隨σ3的增大而降低的程度.

為了更直觀地對比風干樣及飽和樣的強度指標，進一步計算出兩者在不同圍壓下對應的內(nèi)摩擦角，如表4.

由表4可得隨著圍壓的增大，試樣的內(nèi)摩擦角逐漸減小.相同圍壓下，風干樣的內(nèi)摩擦角比飽和樣大3～5°.在文獻[9]中可以得到飽和樣的內(nèi)摩擦角為45°，風干樣的內(nèi)摩擦角為47.5°，兩者相差2.5°，本文差值相對較大，這是由于文獻[9]所采用的試樣為砂土，與文獻[7-8]所用材料相似，因此結(jié)論一致，而本文使用的是粒徑更大的粗粒土.

表4 不同圍壓下的內(nèi)摩擦角

另外隨著圍壓的增大，飽和樣和風干樣的內(nèi)摩擦角差值逐漸減小，說明在高圍壓下，土樣的干濕狀態(tài)對土體內(nèi)摩擦角的影響逐漸減小，圍壓的影響作用逐漸增大.該差值與圍壓的關系可用式(2)來描述，擬合曲線如圖4，相關系數(shù)R2達到0.99以上，擬合效果良好.

圖4 內(nèi)摩擦角差值與圍壓的關系

Δφ′=b×(σ3/pa)m

(2)

式中:Δφ′表示風干樣與飽和樣的內(nèi)摩擦角差值，b和m是擬合參數(shù)，分別為2.527、-0.173，且b的量綱與內(nèi)摩擦角一致.

2.2 變形特性對比分析

由于飽和樣的顆粒之間被水潤滑以及顆粒礦物浸水軟化而使顆粒發(fā)生相互滑移、破碎和重新排列，從而產(chǎn)生變形，并使土體中的應力發(fā)生重分布，因此飽和樣的變形特性與風干樣有所差異.

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)繪制出風干樣和飽和樣的三軸剪切試驗試樣的體積應變和軸向應變的關系曲線，如圖5.

由圖5可得：幾組曲線在軸向應變較小時出現(xiàn)剪縮現(xiàn)象.隨著軸向應變的增大，低圍壓(200 kPa)下的試樣開始出現(xiàn)剪脹，高圍壓下的試樣則一直保持剪縮狀態(tài).這可能是由于高圍壓使土顆粒破碎，細粒增多，從而填充孔隙，使試樣體積減小.

試樣剪脹剪縮的拐點隨著圍壓的增加而增加.比較圖2和圖5可得：體變曲線和偏應力曲線的拐點對應的應變是不同的，體變的拐點要先于偏應力，如當圍壓為500 kPa時，體變曲線在軸向應變?yōu)?%左右開始出現(xiàn)拐點，而偏應力曲線則在軸向應變大概為8%時出現(xiàn)拐點.這說明在顆粒翻滾出現(xiàn)體積變化的最初階段，土體強度因顆粒咬合作用的存在仍繼續(xù)發(fā)展，繼而達到峰值.

圖5 體積應變與軸向應變關系曲線

同時由圖5可以得出，相同圍壓下，隨著軸向應變的增大，風干樣的剪脹剪縮拐點都先于飽和樣出現(xiàn)，例如在圍壓為500 kPa時，風干樣的剪縮曲線拐點在軸向應變?yōu)?%時出現(xiàn)，而飽和樣則在軸向應變?yōu)?%時出現(xiàn)拐點，其它圍壓下亦有此現(xiàn)象出現(xiàn)，此處不再贅述.且同一軸向應變對應的風干樣體積應變要小于飽和樣，說明土體浸水飽和后結(jié)構(gòu)更易破壞，顆粒更易變形.

圖6為風干樣和飽和樣的側(cè)向應變和軸向應變的關系曲線.

圖6 側(cè)向應變與軸向應變關系曲線

由圖6可得：幾組曲線在初始階段呈現(xiàn)出較明顯的非線性狀態(tài)，隨后逐漸呈現(xiàn)出較好的線性關系.低圍壓下泊松比大于0.5，土體處于剪脹狀態(tài).圍壓越大，同一軸向應變對應的側(cè)向應變越小，如在軸向應變?yōu)?2%時，200 kPa的圍壓對應的風干樣側(cè)向應變大概為8%，500 kPa的圍壓對應的風干樣側(cè)向應變大概為6%，這是由于高圍壓限制了土體的側(cè)向應變，使土體強度提高.

在應變的初始階段，同一軸向應變對應的風干樣和飽和樣的側(cè)向應變相差不大，說明此時干濕狀態(tài)對變形的影響較小，隨著軸向應變的增加，風干樣和飽和樣的側(cè)向應變出現(xiàn)分化現(xiàn)象，且風干樣的側(cè)向應變比飽和樣的低，這與兩者體積應變的變化規(guī)律一致.

2.3 顆粒破碎對比分析

研究表明，在高圍壓狀態(tài)下，堆石料發(fā)生較大程度的顆粒破碎，顆粒破碎進而又對堆石料的強度變形特性產(chǎn)生影響.比如變形方面，顆粒破碎和重排列所產(chǎn)生的體縮抵消了部分甚至是全部的體脹，使得總體變呈現(xiàn)出弱剪脹甚至是無剪脹的規(guī)律.基于此，本節(jié)將重點關注風干樣和飽和樣在顆粒破碎性質(zhì)方面的異同點.

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，繪制出風干樣和飽和樣的顆粒破碎級配曲線，分別如圖7和圖8所示.

一般采用描述破碎的量化指標來反映顆粒破碎的真實情況，本文采用了Marsel[14]的破碎率Bg方法來進行顆粒破碎的量化研究.若用ΔW0k和ΔWk分別表示試驗前后某個粒組的含量，則該粒組含量的變化量為(ΔWk-ΔW0k)，Marsal對Bg的原始定義為所有(ΔWk-ΔW0k)的正值之和.風干態(tài)和飽和態(tài)粗粒土在不同圍壓下的顆粒破碎量及破碎指標Bg如表5所示.

圖7 風干樣的顆粒破碎級配曲線

圖8 飽和樣的顆粒破碎級配曲線

表5 顆粒破碎量及破碎率Bg

根據(jù)表5，對風干樣和飽和樣在不同圍壓下的顆粒破碎指標Bg進行擬合可得圖9.

圖9 不同圍壓下風干樣和飽和樣的顆粒破碎率

由圖9可知：試樣顆粒破碎率與圍壓具有良好的線性相關性，顆粒破碎指標與圍壓的關系采用下列式(3)進行擬合：

Bg=C(σ3/pa)+D

(3)

式中：σ3、pa分別表示試驗圍壓和大氣壓，C、D為擬合參數(shù)，C表示直線的斜率，也就是顆粒破碎指標的增長趨勢，D表示縱坐標的截距，理論意義是圍壓為0時的顆粒破碎值.對于風干樣，C、D值分別為1.436和7.974，R2可達0.972，對于飽和樣，C、D值分別為1.506和9.658，R2可達0.973.公式(3)表明隨著圍壓的增大，顆粒破碎率不斷增大，這顯然是不可能的，在顆粒破碎到一定程度后便不再破碎[15]，本文對此并未做深入研究.

從表5和圖9中都可得出在同一圍壓下，風干樣的顆粒破碎率比飽和樣的平均低2.24%，這與姚世恩[16]所得相同應力水平下干樣顆粒破碎率小于濕樣顆粒破碎率的結(jié)論相似.表明在飽和過程中，粗粒土被水浸潤，會使粗粒土強度降低，尤其對于大粒徑的顆粒本身顆粒就存在爆破缺陷，水的進入會導致缺陷進一步擴展，導致強度下降很多，在試樣剪切過程中就更容易發(fā)生破碎.

3 結(jié)論

對兩河口堆石料進行了中三軸固結(jié)排水剪切試驗，對比分析了風干樣和飽和樣的力學特性，得到如下結(jié)論：

(1)風干樣峰值偏應力大于飽和樣，圍壓越高，兩者差值越明顯，且峰值偏應力與圍壓呈冪函數(shù)關系.同一圍壓下，風干樣的φ0值比飽和樣高3～5°，但兩者內(nèi)摩擦角差值以冪函數(shù)關系隨圍壓的增大呈下降趨勢.

(2)在同一圍壓下，同一軸變對應的風干樣體應變和側(cè)向應變要小于飽和樣.

(3)試樣顆粒破碎率隨著圍壓的增加而線性增大.同一圍壓下，風干樣的顆粒破碎率比飽和樣平均低2.24%左右.