非饱和重塑黄土的三轴试验研究

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重塑黄土等应力比三轴压缩试验研究

Ａｂｓｔｒａｃｔ：ＲｅｍｏｌｄｅｄｌｏｅｓｓｏｆＺｉｚｈｏｕｈａｄｂｅｅｎｔｅｓｔｅｄｂｙｔｒｉａｘｉａｌｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｔｅｓｔａｐｐａｒａｔｕｓ．Ｔｈｉｓｐａｐｅｒｍａｉｎｌｙｄｉｓｃｕｓｓｅｄａｎｄａｎａｌｙｚｅｄｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｒｅｓｓｒａｔｉｏ，ｄｉｆｅｒｅｎｔｃｏｎｆｉｎｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅ，ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｉｔｉａｌｄｒｙｄｅｎｓｉｔｙａｎｄｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｉｔｉａｌｍｏｉｓｔｕｒｅｃｏｎｔｅｎｔｏｎｓｔｒｅｎｇｔｈｃｈａｒａｃｔｅｉｓｒｔｉｃｓｏｆｒｅ — ｍｏｌｄｅｄｌｏｅｓｓ．Ｔｈｅｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓｈｏｗｓｔｈａｔ：ｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｃｏｎｖｅｎｔｉｏｎａｌｔｒｉａｘｉａｌｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｔｅｓｔ，ｔｈｅｓｔｒｅｎｇｔｈｃｈｒａａｃｔｅｉｓｒｔｉｃｓｏｆｒｅｍｏｌｄｅｄｌｏｅｓｓｏｎ
第３６卷第２期
２０１４年２月

重塑黄土剪切屈服及破坏特性的真三轴试验

ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．Ｔｒｕｅｔｒｉ－ａｘｉａｌｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｏｎｒｅｍｏｌｄｅｄｌｏｅｓｓｗａｓｅｍｐｌｏｙｅｄｔｏｔｅｓｔａｎｄａｎａｌｙｚｅｔｈｅｓｈｅａｒｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎｃｕｒｖｅｓｏｆｒｅｍｏｌｄｅｄｌｏｅｓｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｍｏｉｓｔｕｒｅ，ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｓｔｒｅｓｓ，ａｎｄｒａｔｉｏｏｆｍｉｄｄｌｅ
ＬＵＯＡｉ－ｚｈｏｎｇ，ＳＨＡＯＳｈｅｎｇ－ｊｕｎ
（１．ＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｘｉ ’ ａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｘｉ ’ ａｎ７１００４８，Ｃｈｉｎａ）２．ＢｉｉｉｅＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｂｉｊｉｅ５５１７００，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅｓｈｅａｒｙｉｅｌｄｓｕｒｆａｃｅａｎｄｄｅｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｕｒｆａｃｅｏｆｔｈｅｓｏｉｌｉｓｔｈｅｂａｓｉｓｆｏｒｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｓｏｉｌ

非饱和黄土强度特性的常规三轴试验研究

[收稿日期]2001-12-11;[修订日期]2002-01-11;[责任编辑]李石梦。

[第一作者简介]刘　春(1972年-),男,2000年毕业于兰州铁道学院,获硕士学位,现为中科院武汉岩土力学研究所博士研究生,主要研究方向为边坡工程中岩土体强度的研究。

岩土工程非饱和黄土强度特性的常规三轴试验研究刘　春1,丁　力2(1.中国科学院武汉岩土力学研究所,武汉　430071;2.兰州铁道学院土木工程学院,兰州　740073)[摘　要]以马兰黄土为例,对非饱和黄土的强度特性进行了常规三轴试验研究,根据试验结果,提出了非饱和黄土的吸力强度与饱和度之间的非线性关系表达式,并证实了非饱和黄土抗剪强度与含水量之间存在指数函数关系。

[关键词]非饱和黄土　常规三轴试验　吸力强度　非线性关系[中图分类号]T U 444　[文献标识码]A [文章编号]0495-5331(2002)05-0089-03 黄土是一种特殊的第四纪陆相松散堆积物,覆盖了我国西北、华北等地区64万km 2的疆土。

位于西北地区的马兰黄土,在干旱半干旱及地下水深埋条件下,常常处于非饱和状态。

非饱和黄土的强度特性较一般的粘性土更为复杂,其强度是黄土体抵抗剪切破坏能力的量度,也是黄土地基工程、边坡工程和洞室工程设计计算的重要参数。

在西部大开发战略实施中,基础设施建设、生态环境改善均与黄土密切联系。

因此研究非饱和黄土的强度特性极为重要。

1　非饱和土理论非饱和土的抗剪强度研究开展较早的是美国,以后有很多学者对这一课题进行了研究,具有代表性的有Bishop 和Fredlund 的理论[1]。

Bishop (1960)提出如下以有效应力表达的非饱和土抗剪强度公式:τf =c′+[(σ-u α)+x (u α-u w )]tan φ′(1)式中:c ′和φ′分别为有效粘聚力和有效内摩擦角;σ为总应力;u α为孔隙气压力;u w 为孔隙水压力;x 为有效应力参数。

非饱和黄土三轴剪切试验研究综述

些研究局限于毛细管的水流量，Ｏｓｔａｓｈｅｖ（１９３６）７Ｉ用上述国际会和土三轴仪，对试样进行了不同控制围压的三轴试验，试验中
议论文的毛细水流量的因素很多，包括孔隙水压力和毛细管对试样既不固结也不排气，试验结果得出了试样发生剪胀的现
应力公式，Ｃｒｏｎｅｙ等人（１９５８）提出一个公式＝一Ｕ；显的影响效果，且对本
Ｂｉｓｈｏｐ（１９５９）提出非饱和土的有效应力公式＝（）＋）（一），次试验中作者对试验所用的非饱和填土的强度表达式进行了发现与土壤性质和饱和度有关的参数是不确定的，随条件而确定，并确定了其中的强度参数。
文献标识码：Ａ
文章编号：２０９６—４３９０（２０１８）０９—００３８—０２
１概述
的，且土样的剪切强度在基质吸力不同但其他条件相同的情况
黄土作为填充材料，在施工中、渠道和固定的道路上随处可下，试验中采用了轴平移技术并在控制基质吸力的条件下进行
２．２国内研究状况国内的学者从二十世纪开始了对非饱和土的研究Ｈ＿圳，卢肇
甚至带来了巨大的损失。
钧（１９９７）对钙土和广西的红土进行了研究，运用应变控制式的
自２０世纪８０年代以来，土壤的非饱和特性越来越受到人直剪仪，对其进行了固结且慢剪的试验，采用增加荷载来保持

非饱和试验步骤-动三轴

非饱和土试验步骤1．控制器充排水：试验之前先将控制器中的水排出一部分然后再吸水，确保控制器中水装满2/3且无气泡；2．饱和陶土板:：施加不超过50kPa的反压，打开孔压传感器端阀门，排出管路和底座内部的气泡，然后关闭阀门，当发现陶土板上表面完全被水覆盖表明陶土板基本饱和；3．安装试样：安装试样时小心土颗粒，特别是砂子掉入压力时内部，安装试样尽量采用三半模以减小对试样的扰动；4．内压力室和参照管注水：试样装好之后安装内压力室，将差压传感器的两根管道分别与内压力室和参照管相连，给内压力室和参照管注水，打开湿湿差压传感器上部的堵头，排出管路中的气泡，气泡排完后保证参照管水位大约在2/3位置，内压力室水位在细管中间位置；5．安装外压力室：安装压力室之前确保轴向力传感器处于最上位置，安放压力室时观察拉伸帽是否压住试样，螺栓需要对称拧紧；6．荷重传感器清零：通过软件对力传感器清零；7．调接触：调节荷重传感器位置，观察荷重传感器读数，当读数达到0.005左右时锁紧轴向加载杆；8．压力室充水：打开压力室顶部排气孔的堵头，打开进水阀门给压力室注水，装满之后关闭进水阀门和排气孔的堵头；9．加压检查：通过电脑施加20kPa围压，观察压力室是否漏水，观察孔压传感器读数是否迅速上升到与围压值相等，如果相等则橡皮膜破裂；10.吸力平衡：吸力平衡阶段主要的目的是给试样施加一个基质吸力让试样由饱和状态变成非饱和状态。

为了保护设备并让试样与压力杆接触，在设置压力时应该遵循一个原则：轴向压力>径向压力>孔隙气压>反压；11.等吸力固结：等吸力固结也采用应力控制模块。

等吸力固结时反压和孔隙气压保持不变，同步增大围压和轴向压力，过观察反压体积是否稳定来判断固结是否完成；12.等吸力剪切：剪切包括应力控制和应变控制。

剪切过程一定要比较缓慢避免孔隙水压力发生较大变化；13.压力卸载：试验完成之后要卸载压力，卸载压力时应该按照由内向外的一个原则，即卸载压力的顺序是反压、孔隙气压、轴压和围压(注意轴压采用体积清零进行卸载)。

土的三轴试验研究及土的应力路径.

3 稳定土三轴剪切试验研究
对掺入不同稳定剂的粉土进行了UU 和CU 试验，以研究在变掺量、变龄期条件下土体的强度和变形特性。试样的制备采用击实制样，掺稳定剂的粉土分别进行7，14，28 d 标准养护[3,4]。为方便与前面试验结果的对比，同时也为合理地选择稳定剂提供更充分的依据，分别选用了不同种类的稳定剂： 4 %石灰、2 %水泥+2 %石灰、4 %SEU-2 型固化剂、 8 %SEU-2 型固化剂。
引言
稳定土[2]是采用一定的物理化学方法及其相应的技术措施使土的物理力学性能得到改善以适应工程技术的需要。稳定土的方法有多种，但目前国内外仍以无机结合料稳定为主，改善土性质的产品主要有石灰、水泥、粉煤灰或这些材料的混合物，在几十年的发展过程中，已形成了比较成熟的无机结合料稳定方法，但从实践效果来看，不同的结合料，其稳定的效果有着明显的差异。针对江苏地区粉土的特殊性，从提高粉土体系本身的强度着手，同时考虑水稳定性、抗收缩性等性能进行研究。使掺入到粉土中的固化材料不仅起到胶凝和填充的作用，最好能激发粉土自身的活性，或者与土粒发生相互作用，基于这样的研究思路，提出粉土固化材料的可能组分，研制成功SEU-2 型固化剂，并将其应用到高速公路的路基填筑中[5]。本文一方面借鉴以往的研究成果，采用传统的无机结合料（石灰、水泥 +石灰）的方法；另一方面采用SEU-2 型固化剂的稳定方法，从力学性能的角度出发，研究粉土作为路基填料的可行性。
3.1 掺4 %石灰的粉土三轴剪切试验结果
3.1 掺4 %石灰的粉土三轴剪切试验结果
3.2 掺2 %水泥+2 %石灰的粉土三轴剪切试验结果
经验表明，用水泥固化稳定土体能有效增加土体的内摩擦角和凝聚力，用一部分水泥代替石灰也能起比单纯掺石灰更好的固化稳定效果，这在稳定粉土的直剪试验和无侧限强度试验中已有所体现，三轴剪切的结果进一步说明了这一点。图7 和图8分别是掺2 %水泥+2 %石灰的UU 和CU 试验结果，试样干密度1.72 g/cm3，标准养护7 d， u c =114.75 kPa，u φ =29°； cu c =91.1 kPa， cu φ =29°。CU 试验土样在围压下固结的效果在总应力指标上未体现出来，可由有效强度指标体现c′ =77.3 kPa，φ ′ =31°。

非饱和土真三轴试验研究进展_张常光

第36卷第4期力学与实践2014年8月非饱和土真三轴试验研究进展1)张常光2)赵均海陈新栋朱东辉(长安大学建筑工程学院，西安710061)摘要研究非饱和土的强度是非饱和土理论及其工程应用的首要问题，但因复杂应力状态下基质吸力的控制技术、量测技术和吸力平衡时间等原因，非饱和土真三轴试验研究的进展迟缓.在介绍非饱和土刚性真三轴仪、柔性真三轴仪和刚柔复合型真三轴仪的基础上，重点分析已有非饱和土刚性和柔性真三轴试验结果，总结现有非饱和土真三轴仪及其试验研究的不足，同时指出Mohr--Coulomb强度准则和外接圆Drucker--Prager准则对非饱和土真三轴试验结果的不适用性.应开展更多不同种类非饱和土的完整真三轴试验研究，特别是非饱和黏性土；应结合非饱和土的应力状态变量和强度特性，建立符合工程实际受力状况的非饱和土真三轴强度准则，完善非饱和土的理论基础.关键词非饱和土,真三轴试验,中间主应力,基质吸力,净平均主应力中图分类号：TU432文献标识码：A doi：10.6052/1000-0879-13-110ADV ANCES IN TRUE TRIAXIAL TEST OF UNSATURATED SOILS1)ZHANG Changguang2)ZHAO Junhai CHEN Xindong ZHU Donghui(School of Civil Engineering,Chang’an University,Xi’an710061,China)Abstract The unsaturated soil strength is the most important issue in the unsaturated soil theory and its engineering applications.But advances in the true triaxial tests of the unsaturated soils have been very slow due to the control-measurement technique and the balance time of the matric suction under complex stress states. This paper brieﬂy reviews the rigid andﬂexible and compound true triaxial apparatuses and the existing true triaxial tests for the unsaturated soils.It is shown that both Mohr--Coulomb and circumscribed Drucker--Prager strength criteria are not valid for the true triaxial tests of the unsaturated soils.Diﬀerent types of true triaxial tests should be conducted,particularly,for non-saturated clays.In order to improve the theoretical basis for the study of the unsaturated soils,a true triaxial strength criterion of the unsaturated soils in accordance with the actual stress conditions in theﬁeld should be established,based on the stress state variables and the strength characteristics of the unsaturated soils.Key words unsaturated soils,true triaxial test,intermediate principal stress,matric suction,mean net prin-cipal stress引言非饱和土分布十分广泛，含水量或饱和度的变化常使其工程性质发生重大变化[1].大部分岩土问题都会涉及土的强度，研究非饱和土的强度是非饱和土理论及其工程应用的首要问题.同时，量测和研本文于2013–03–25收到.1)国家自然科学基金项目(41202191),中国博士后科学基金项目(2012M520079,2013T60868),高等学校博士学科点专项科研基金项目(20120205120001),长安大学国家级大学生创新训练计划项目(201210710104),陕西省自然科学基金项目(2014JQ7290)和长安大学中央高校基本科研业务费专项基金项目(2013G2283007,2014G1281072)资助.2)张常光，1982年生,男,博士,副教授,主要从事非饱和土与结构强度理论等研究.E-mail:zcg1016@414力学与实践2014年第36卷究土单元在三维应力状态下的应力--应变--强度特性具有理论和实践意义，真三轴仪的设计与试验研究一直是一个活跃并且具有挑战性的研究领域[2].试验土样通常是边长为70mm(或更大)的立方体(或长方体)，真三轴仪的基本要求是对土样施加3对独立的主应力，使土样产生均匀的应力和应变.但因复杂应力状态下基质吸力的控制技术、量测技术和吸力平衡时间等原因，当前对非饱和土进行试验研究最多的仍是常规三轴压缩试验[3-10]，即试样处于σ1>σ2=σ3的常规三轴对称特殊应力状态(σ1，σ2和σ3分别为第1(大)、第2(中间)和第3(小)主应力)，难以反映实际工程中非饱和土所处的真实复杂应力状态和强度特性.非饱和土真三轴试验研究的进展迟缓，至今国内外也仅有少数几家单位开展了非饱和土真三轴仪的研制与试验工作.最具代表性的非饱和土真三轴仪为：Matsuoka 等[11]研制的刚性非饱和土真三轴仪，Macari 等[12]和Hoyos 等[13-17]研制的柔性非饱和土真三轴仪，邢义川等[18]以及邵生俊等[19-21]分别研制的刚柔复合型非饱和土真三轴仪.他们利用自己的非饱和土真三轴仪，分别开拓性地进行了控制基质吸力的非饱和粉砂和控制围压的非饱和黄土的真三轴试验研究.本文在介绍非饱和土刚性、柔性以及刚柔复合型真三轴仪的基础上，着重分析已有非饱和土刚性和柔性真三轴试验结果，总结现有非饱和土真三轴仪及其试验研究的不足，同时指出Mohr--Coulomb (M--C)强度准则和外接圆Drucker--Prager (D--P)准则对非饱和土真三轴试验结果的不适用性，为非饱和土真三轴试验研究及理论分析指明方向.1非饱和土真三轴仪1.1刚性真三轴仪Matsuoka 等[11]在砂性土真三轴仪的基础上，改进控制基质吸力的试验装置，成功研制了非饱和土真三轴仪，采用6块滑动的刚性板进行加载，故称为刚性真三轴仪，试验装置如图1所示，上下加载板分别装有两块进气值为300kPa 的高进气陶瓷板.这种刚性真三轴仪只能采用高进气陶瓷板直接量测基质吸力(u a −u w )(u a 为孔隙气压力，u w 为孔隙水压力)，即负u w 法(u a =0，u w <0)，不能控制孔隙气压力u a .另外，因刚性加载板之间的相关干扰，此刚性真三轴仪只能进行应力Lode 角θσ在0◦∼30◦范围内的真三轴试验(θσ=arctan √3(σ2−σ3)/(2σ1−σ2−σ3) ).图1刚性真三轴仪[11]1.2柔性真三轴仪Hoyos 等[13,15]研制的非饱和土真三轴仪，如图2所示，其顶部和侧向共5个柔性橡胶加载板，底部为刚性支座，故称为柔性真三轴仪，下部加载板装有一块高进气陶瓷板.柔性加载板利用橡胶囊里的液体或气体，可对非饱和土样施加3个直角方向的力.试验中采用轴平移技术量测基质吸力(u a −u w )，可分别独立控制孔隙气压力u a 和孔隙水压力u w ，并能实现较大范围的基质吸力.1.3刚柔复合型真三轴仪邵生俊等[19]研制的非饱和土真三轴仪，如图3所示，其轴向采用刚性板加载、侧向双轴采用液压柔性囊加载，故称为刚柔复合型真三轴仪.压力室侧向双轴相邻液压囊之间采用径向弹性收缩、平面弹性转动的薄壁钢板有效隔离技术，真正实现了三第4期张常光等：非饱和土真三轴试验研究进展415图2柔性真三轴仪[15]图3刚柔复合型真三轴仪[19]向独立加载和互不干扰.与柔性真三轴仪一样，同样采用轴平移技术量测基质吸力(u a−u w)，但其可控制的基质吸力范围有限.2非饱和土真三轴试验由刚柔复合型真三轴仪所得不同固结围压下不同中间主应力比的非饱和黄土真三轴试验[18-21]，并不能获得同一平均净主应力σoct下的π平面极限线；另外，其试验控制与结果分析均采用总应力法，未反映基质吸力的增强作用.因此，下面仅对现有刚性真三轴仪和柔性真三轴仪的试验结果进行分析与比较.2.1刚性真三轴试验Matsuoka等[11]的真三轴试验为：试件为10cm×10cm×10cm的立方体，试验土样为击实粉砂，其重力含水量w=17%，初始孔隙比e0=0.98，土粒的相对密度G s=2.65，对应饱和土的有效黏聚力c 和有效内摩擦角ϕ 分别为0kPa和33◦.试验基质吸力(u a−u w)控制为59kPa，平均净主应力σoct=(σ1+σ2+σ3)/3−u a=98kPa，对应的吸附强度c s=32kPa.试验的应力路径ABCDE[11]，如图4所示，所有试样均从同一初始状态A开始，E 为破坏点，由最大应力比确定破坏状态.试验采用应力控制加载，共分10步.图4刚性真三轴仪试验的应力路径[11]共进行同一π平面上的3类排水试验[11]: (1)用刚性真三轴仪进行应力Lode角θσ分别为0◦，7.5◦，15◦，22.5◦和30◦的真三轴试验；(2)调整中间主应力σ2和第3主应力σ3使中间主应变ε2<0.01%，以进行平面应变试验；(3)用常规三轴仪进行应力Lode角θσ=60◦的三轴拉伸试验.将这3类试验结果置于平均净主应力σoct=98kPa的π平面内，如图5所示，并将M--C强度准则和外接圆D--P准则的预测结果也一并标于图中.图中黑色实心符号代表不同应力Lode角下的真三轴试验(包括应力Lode角θσ=0◦的常规三轴压缩试验)、半416力学与实践2014年第36卷图5非饱和土刚性真三轴试验结果黑半白下三角代表平面应变试验，白色空心圆圈代表常规三轴拉伸试验.由图5可以看出：(1)不同应力Lode 角θσ下非饱和土的强度差异显著，反映了净中间主应力(σ2−u a )对强度的增强作用，并且影响具有区间性，随着净中间主应力(σ2−u a )的增大，强度先增大后减小，在常规三轴拉伸时(θσ=60◦)强度最低.(2)M--C 强度准则的预测结果较试验值偏小，不能真实反映三向不等应力条件下非饱和土的强度特性，难以充分发挥非饱和土的强度潜能，基于此的设计偏保守.(3)外接圆D--P 准则不能反映不同应力Lode 角θσ下的强度差异，且预测强度明显偏大，基于此的设计将不安全，不能直接用于工程设计.2.2柔性真三轴试验Macari 等[12]的真三轴试验为：试件为10cm ×10cm ×10cm 的立方体，试验土样同样为击实粉砂，其液限w L =28%，塑限w P =24%，初始孔隙比e 0=0.98，平均干重度γd =10.8kN/m 3，饱和度S =48%.试验采用多级加载法，共进行3组不同平均净主应力σoct 下的柔性真三轴试验，每组平均净主应力σoct 又对应3个不同的基质吸力(u a −u w ).所有试样均始于同一初始状态，共采用3个非饱和土试样，分别对应常规三轴压缩、纯剪切和常规三轴拉伸3种试验，对应的应力Lode 角θσ分别为0◦，30◦和60◦，每个试样都进行了9级试验，故共得27个非饱和土试验数据，其应力路径如图6所示.破坏状态由试验的八面体剪应力峰值确定[12]，亦采用应力控制加载.图6柔性真三轴仪多级试验的应力路径[12]第4期张常光等：非饱和土真三轴试验研究进展417将27个试验数据按平均净主应力σoct 分为3个组，每组又根据基质吸力(u a −uw )分为3个不同的试验条件，整理试验结果如图7∼图9所示.由图7∼图9可以看出：(1)极限线范围随着基质吸力(u a −u w )和平均净主应力σoct 的增加而不断扩大，这说明基质吸力和平均净主应力对非饱和土的强度有着重要影响.(2)纯剪切条件下非饱和土的强度高于M--C 强度准则基于常规三轴试验的图7非饱和土柔性真三轴试验结果(σoct =50kPa)图8非饱和土柔性真三轴试验结果(σoct =100kPa)图9非饱和土柔性真三轴试验结果(σoct =200kPa)418力学与实践2014年第36卷预测结果，即M--C强度准则不能真实反映纯剪切条件下非饱和土的强度特性，且二者之间的差异随着基质吸力和平均净主应力的增加而不断增大.(3)外接圆D--P准则预测强度明显偏大，特别是应力Lode角θσ=60◦时的常规三轴拉伸强度，其次为应力Lode角θσ=30◦时的纯剪切强度；和M--C 强度准则一样，随着基质吸力和平均净主应力的增加，外接圆D--P准则预测值和试验值之间的差异也越来越大，这都表明强度准则的适用性与基质吸力和平均净主应力的大小密切相关.究其原因：M--C强度准则只考虑了作用于单元体上的2个主应力σ1和σ3，没有考虑中间主应力σ2的影响，仅适用于常规三轴对称压缩条件下的特殊应力状态，计算结果偏保守.外接圆D--P准则是广义Mises准则的一种，考虑了中间主应力σ2的影响，并认为中间主应力σ2对材料强度的影响和小主应力σ3一样，夸大了中间主应力σ2的作用，计算结果偏危险，且外接圆D--P准则没有考虑岩土类材料的拉压异性，不能区分拉伸子午线与压缩子午线的差别.3现有研究不足3.1现有真三轴仪研制的不足研制非饱和土真三轴仪的最大困难在于孔隙气压力u a和孔隙水压力u w的控制和量测技术，柔性真三轴仪相比刚性真三轴仪有所改进.但这两种真三轴仪都还有些明显的不足[15]：(1)刚性加载板易腐蚀，堵塞高进气陶瓷板，影响孔隙气压力u a的控制；(2)橡胶柔性加载板的耐久性很差，特别是长时间与28◦C∼38◦C的液体接触时；(3)不能控制非饱和土中孔隙水的温度，影响基质吸力的平衡时间；(4)只能采用应力加载控制，在接近强度峰值时需特别小心；(5)不能量测孔隙气和孔隙水的体积变化，难以全面评价真三向应力下非饱和土的变形特性.Hoyos等[14,16-17]对上述不足进行了部分改进，研制了新型柔性真三轴仪，但其基本原理没有变化.非饱和土刚柔复合型真三轴仪除了以上不足之外，还有[19,21]：仪器较大不灵活，操作较复杂，以致预定的复杂应力路径难以实现；边界附近的不均匀应力和应变难以消除；只能实现较小基质吸力(最大200kPa)和较小净应力(最大70kPa)下的真三轴试验.3.2现有真三轴试验研究的不足刚性真三轴试验研究的不足：(1)难以进行应力Lode角θσ>30◦的真三轴试验，这是因为采用刚性加载板，当应力Lode角θσ>30◦时，主应力σ1和σ2方向的加载板会相互碰撞干扰，难以获得理想的试验结果.(2)应力Lode角θσ=7.5◦(图中以黑色实心菱形表示)的试验数据可能存在问题，它落在外接圆D--P准则预测结果的外侧，这与宏观连续各向同性岩土材料的屈服面外凸性相悖.(3)只进行了一组平均净主应力σoct=98kPa时的真三轴试验和平面应变试验，需要进行多组不同平均净主应力σoct下的真三轴试验研究，以便确定非饱和土的空间三维极限面和更全面的真三轴强度准则试验验证.(4)基质吸力也只控制为59kPa一组，需要进行多组不同基质吸力下的真三轴试验研究，以便研究复杂应力状态下基质吸力对非饱和土强度的影响特性.利用柔性真三轴仪所进行的试验研究相比采用刚性真三轴仪所进行的试验研究，有了不少的改进，拓展了不同基质吸力和不同平均净主应力下非饱和土极限面的空间三维变化，揭示了基质吸力和平均净主应力对非饱和土强度的增强作用，但柔性真三轴试验只进行了常规三轴压缩、纯剪切和常规三轴拉伸3种试验，应开展更多应力Lode角θσ下的真三轴试验，以便更加全面地建立和验证非饱和土真三轴强度准则的合理性和适用性.因粉砂的基质吸力平衡时间相对较短，同时基质吸力的控制和量测也较容易，真三轴试验比较易于实现，所以刚性和柔性真三轴试验都不约而同地选择了击实粉砂作为试验土样，应扩大更多不同种类非饱和土的真三轴试验研究，特别是非饱和黏性土.另外，采用总应力法进行的非饱和黄土真三轴试验，实际上只是恒定第3主应力σ3下的中间主应力效应试验，不能获得同一平均净主应力σoct下的π平面极限线，难以对真三轴强度准则的合理性做出全面的评价.应借鉴已有刚性和柔性真三轴仪的试验架构，改进和拓展刚柔复合型真三轴仪的参数控制、加载路径和适用范围.4展望由于非饱和土成分组成以及参数控制与测试的复杂性，以致非饱和土真三轴试验研究的进展迟缓，以下科学问题还待进一步深入研究：第4期张常光等：非饱和土真三轴试验研究进展419(1)现有非饱和土刚性、柔性和刚柔复合型真三轴仪都有各自的优点和不足，应相互借鉴，弥补各自的不足，改进和拓展已有非饱和土真三轴仪的参数控制、加载路径和适用范围，甚至直接研制全新的非饱和土真三轴仪，这是非饱和土真三轴试验研究的关键.(2)更多不同种类的非饱和土，特别是非饱和黏性土，在应力Lode角的整个60◦范围内，不同平均净主应力σoct、不同基质吸力(u a−u w)下的真三轴试验研究，以便全面评价非饱和土的空间三维强度特性，建立并验证复杂应力状态下非饱和土的真三轴强度准则.(3)Mohr--Coulomb强度准则和外接圆Drucker--Prager准则对非饱和土真三轴试验结果均不适用，可以尝试结合非饱和土的应力状态变量和强度特性，发展并建立符合工程实际受力状况的非饱和土真三轴强度准则，完善非饱和土的理论基础，并加快非饱和土强度理论的工程应用进程[22-25].参考文献1Fredlund DG,Rahardjo H.Soil Mechanics for Unsaturated Soils.New York:John Wiley and Sons,lnc.,19932殷建华,周万欢,Kumruzzaman M等.新型混合边界真三轴仪加载装置及岩土材料试验结果.岩土工程学报,2010,32(4): 493-4993Bishop AW,Blight GE.Some aspects of eﬀective stress in saturated and partly saturated soils.Geotechique,1963, 13(3):177-1974Fredlund DG,Morgenstem NR,Widger RA.The shear strength of unsaturated soils.Canadian Geotechnical Jour-nal,1978,15(3):313-3215Vanapalli SK,Fredlund DG,Pufahl DE,et al.Model for the prediction of shear strength with respect to soil suction.Canadian Geotechnical Journal,1996,33(3):379-3926Khalili N,Khabbaz MH.A unique relationship forχfor the determination of the shear strength of unsaturated soils.Geotechnique,1998,48(5):681-6877Miao LC,Yin ZZ,Liu SY.Empirical function represent-ing the shear strength of unsaturated soils.Geotechnical Testing Journal,2001,24(2):220-2238Vilar OM.A simpliﬁed procedure to estimate the shear strength envelope of unsaturated soils.Canadian Geotech-nical Journal,2006,43(10):1088-10959Hossain MA,Yin JH.Behavior of a compacted completely decomposed granite soil from suction controlled direct shear tests.Journal of Geotechnical and GeoenvironmentalEngineering,2010,136(1):189-19810Hossain MA,Yin JH.Shear strength and dilative character-istics of an unsaturated compacted completely decomposed granite soil.Canadian Geotechnical Journal,2010,47(10): 1112-112611Matsuoka H,Sun DA,Kogane A,et al.Stress--strain be-haviour of unsaturated soil in true triaxial tests.Canadian Geotechnical Journal,2002,39(3):608-61912Macari EJ,Hoyos LR.Mechanical behavior of an unsat-urated soil under multi-axial stress states.Geotechnical Testing Journal,2001,24(1):14-2213Hoyos LR,Macari EJ.Development of a stress/suction-controlled true triaxial testing device for unsaturated soils.Geotechnical Testing Journal,2001,24(1):5-1314Hoyos LR,Laikram A,Puppala AJ.A novel true triax-ial apparatus for testing unsaturated soils under suction-controlled multi-axial stress states.The16th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineer-ing,Osaka,Japan,200515Hoyos LR,Laloui L,Vassallo R.Mechanical testing in un-saturated soils.Geotechnical and Geological Engineering, 2008,26(6):675-68916Hoyos LR,Perez-Ruiz DD,Puppala AJ.Modeling unsat-urated soil behavior under multiaxial stress paths usinga reﬁned suction-controlled cubical test cell.GeoShang-hai2010International Conference—Experimental and Ap-plied Modeling of Unsaturated Soils(GSP202),Shanghai, China,201017Hoyos LR,Perez-Ruiz DD,Puppala AJ.Reﬁned true tri-axial apparatus for testing unsaturated soils under suction-controlled stress paths.International Journal of Geome-chanics,2012,12(3):281-29118邢义川,谢定义,汪小刚等.非饱和黄土的三维有效应力.岩土工程学报,2003,25(3):288-29319邵生俊,罗爱忠,邓国华等.一种新型真三轴仪的研制与开发.岩土工程学报,2009,31(8):1172-117920于清高,邵生俊,佘芳涛等.真三轴条件下Q2黄土的破坏模式与强度特性研究.岩土力学,2010,31(1):66-7021石建刚,邵生俊,陶虎等.非饱和土的真三轴试验及强度变形特性分析.岩土工程学报,2011,33(S1):85-9022张常光,张庆贺,赵均海.非饱和土抗剪强度及土压力统一解.岩土力学,2010,31(6):1871-187623张常光,曾开华,赵均海.非饱和土临界荷载和太沙基极限承载力解析解.同济大学学报(自然科学版),2010,38(12):1736-174024张常光,胡云世,赵均海.平面应变条件下非饱和土抗剪强度统一解及其应用.岩土工程学报,2011,33(1):32-3725Zhang CG,Zhao JH,Zhang QH,et al.Uniﬁed solu-tions for unsaturated soil shear strength and active earth pressure.GeoShanghai2010International Conference—Experimental and Applied Modeling of Unsaturated Soils (GSP202),Shanghai,China,2010(责任编辑:胡漫)。

非饱和路基粘土强度与变形特性的三轴试验研究

一
ＴｒａｉｌＴｅｔＳｕｙ０ｔｅｇｈａｄＤｅｏｍａｉｎＣｈｒｃｅｉｔｅｉｘａｓｔｄｎＳｒｎｔｎｆｒｔｏａａｔｒｓｉｓ
ｏｓｔｒｔｄＣｌｙＳｂｒｄｆＵｎａｕａｅａｕｇａｅ
２Ｈｂｉｋｂ『吖ＳｃｒｙｏＧｏｃｎｃｎｒｔａＥｇｅｎ．ｕｅＫＩ咖ｅｉｅｔｈｉａｄＳｕｕｌｎｉｒｇ，Ｗｈｎ，ｕｅ４０７．Ｃｉ；ＤｕｔｆｅｌａｔｃｒｎｉｅｕａＨｂｉ３０２ｈｎａ
象；同吸力下，相围压越大，应力峰值越高；偏不同吸力下，随着吸力的增加，表观粘聚力逐渐增大，是但这种增大关系是非线性的，而有效内摩擦角有所减小，变化不大；但非饱和路基粘土试样在剪切过程中
般表现为剪缩。关键词：路基；饱和土；强度；变；固结排水三轴试验非体中图分类号：Ｕ１．４６１文献标识码：Ａ文章编号：ｌ７—１４（０００－０２－０６２１４２１）４－０４－５－
．．
ｒ—— ———————— ——— —］１
ｚＵＷｅ１ｌ，ＸＥＮＱｕｎ．ｈｕ，Ｎｈｏ０ｉｉ一ＩｉＩａｇｚｏｌ．ｅ，ＧＷＡＧＺａｆ
（．ｏｌｅｆＣｉａｄＡｃｉｃｒＺｎｉｅｎ，阢舭ｎＵｉｒｔ，Ｗｈｎｕｅ４０７，Ｃｉ；１ＣｌｇｉｌｎｒｔｔａＥｇｎｒｇｅｏｖｈｅｕｅｉｎｅｉｖｓｙｏａ，Ｈｂｉ３０２ｈａｎ

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５结语
（）本文根据工程基本情况和结构形式的分析，１阐述了在成都地铁膨胀岩土地层中采用结构简单、易于施工、占地少的桩板式ｕ型槽结构的优势。（）本文可为成都地铁和其它地下工程类似结构２的设计提供借鉴和参考。
参考文献：
［］混凝土结构设计规范（Ｂ０１２０）１Ｇ５００— ０２．北京：中国建筑工业出版社．
相应试样。试验在三轴仪上进行，采用固结不排水法，剪切速率为０１ｍｍｎ．８ｍ／ｉ，围压为１０００、２０和３０ｋａ０Ｐ。针对试样在剪切过程中不同的破坏形式，采
用不同的破坏标准：对于应变软化的试样，取峰值强度；对于应变硬化的试样，取轴向应变为１５％时对应的强度为破坏值。
维普资讯
杨雪辉等：非饱和重塑黄的三轴试验研究
杨雪辉党进谦蒋仓兰
陕西杨凌７２０）１１０（西北农林科技大学水利与建筑工程学院
摘要通过不同初始干密度、含水率的非饱和重塑黄土的常规三轴试验，研究分析了初始条件对非饱和重塑黄土的强度及变形特性的影响。结果表明，试样的粘聚力与干密度呈指数关系，内摩擦角受干密度影响不大，初始干密度大的试样呈现出明显的剪胀现象；随着含水率的增大，粘聚力、内摩擦角均减小，体变剪缩性更明显。
关键词非饱和重塑黄土强度及变形特性
１前言
干密度
含水率
非饱和土的抗剪强度研究开展较早的是美国，以后有很多学者对这一课题进行了研究，具有代表性的有Ｂｓｏｉｐ和Ｆｅｌｄ的理论。由于非饱和土吸力的复ｈｒｄｕｎ杂性以及量测技术的限制，使得以上两种强度理论仍停留在试验室里，未被现场工程师采用。目前，已有很多人提出了新的计算非饱和土强度的公式：沈珠江…提出了广义吸力代替基质吸力的双线关系式；卢肇钧、徐永福、缪林昌等人提出了非饱和膨胀土的不同形式的强度公式，这些公式都反映了非饱和土强度变化的特性。但除缪林昌提出的理论外，其它都仍然涉及到了土体的吸力，它们提出的公式都是基于数学上的推导，并没有足够的试验数据来证明，因此仍不被应用于岩土工程实践中。因此，本文针对不同初始条件（密度、含水干率）下的非饱和重塑黄土的力学性质进行了常规三轴
（）冲切计算参照《范》第８４７节有关内３规．．容进行，分无荷有膨胀力、有荷无膨胀力两种情况检算，均满足要求。４３桩身计算．因桩身基本位于粘土和全风化泥质砂岩中，桩底基本位于全风化、强风化泥质砂岩中，故受压、受拉时分别按端承式摩擦桩、摩擦桩进行设计。计算结果显示，桩身纵向配筋不受控制，按最小配筋率０２％．配筋即可，而桩长受抗拔控制。
（）裂缝最大宽度计算按《２规范》 …第８１３— ．．３节内容进行，裂缝最大宽度限值按第３３４条采用．．０２ｍ．ｍ；经计算满足要求。
［］建筑地基基础设计规范（Ｂ００２Ｇ５０７～２０）０２．北京：中国建筑工业出
变形。为此，槽底挖孑桩是 “ 向” 受荷桩，暂且Ｌ双把这种结构命名为 “ 桩板式ｕ型槽结构 ” （１。图）桩板式ｕ型槽结构在国内尚无使用先例，因此对结构计算进行了较多的工作。４工程结构计算４１基坑施工与边墙计算．基坑采用放坡开挖、锚喷网支护，墙背采用开挖土掺７％的石灰改良土回填，并对地表进行绿化防护。边墙土压力按库仑理论计算，不再考虑膨胀力及内摩擦角折减。４２底板计算．（）ｕ型槽底板直接承受列车动荷载影响，设计１采用Ｍｉｓｄ桥梁设计软件，按５ｍ为一跨，３ａ０ｍ为一块板的连续梁建模，分别按有荷无膨胀力、有荷有膨胀力、无荷无膨胀力、无荷有膨胀力四种情况进行检算。结果显示为底板顶部、底部最大弯距分别出现在无荷有膨胀力、有荷无膨胀力两种情况时，据此计算纵向配筋，横向按边墙计算配筋。
杨雪辉，女，硕士研究生。
试验，拟得出不同初始条件对非饱和重塑黄土强度特性和变形特性的影响规律。
２强度试验
试验所用非饱和黄土为Ｑ黄土，取自陕西杨凌，取土深度３５ｍ左右，基本物理力学参数见表１．。试验中将所用的粘土风干、碾碎、过筛后，分别配制成
表１土样基本物理参数表
ｌＤ
颗粒组成／％
按颗粒
，，％％
＞５ｍ００ｍ＜５ｍ组成分类００ｍｎ０．５ｍｎ０ｍ５０ｏ１８５９２３粉质粘土
３．０４１．２７７９２．７５．
版社．
［］李海光等３
新型支挡结构设计与工程实例
北京：人民交通出版社，