关于复杂应力路径原状黏土破坏标准的研究及初探
复杂应力路径下糯扎渡堆石料应力C应变特征研究
第27卷 增1岩石力学与工程学报 V ol.27 Supp.12008年6月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering June ，2008收稿日期：2008–01–10；修回日期：2008–03–04作者简介：古兴伟(1979–)，男，硕士，2005年于昆明理工大学地质工程专业获硕士学位，现为工程师，主要从事水电工程岩土工程性质方面的研究工作。
E-mail ：davy316@复杂应力路径下糯扎渡堆石料应力–应变特征研究古兴伟，沈 蓉，张永全(昆明勘测设计研究院，云南 昆明 650033)摘要：通过对云南澜沧江糯扎渡水电站坝体I 区筑坝堆石料在拟定应力路径下的三轴固结排水剪切试验数据分析，获取了堆石料的应力–应变参数。
通过研究复杂应力路径下堆石料的应力–应变特征，得出了堆石料应力–应变特征将严格受控于应力路径，且试验实测应力路径与拟定应力路径相一致、不同应力状态下筑坝堆石料变形模量存在较大差异的结论。
通过计算获得了复杂应力路径下堆石料的强度参数和等应力比加载条件下堆石料的变形模量。
针对应力状态这一影响堆石料强度的主要因素，深入研究了其与堆石料强度之间的关系，得出了应力状态、黏聚力和内摩擦角三者之间的关系，对糯扎渡水电站大坝本构模型的建立和稳定性计算有一定意义。
关键词：土力学；糯扎渡；堆石料；应力路径；应力–应变特征；强度参数中图分类号：TU 43 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2008)增1–3251–10STUDY ON STRESS-STRAIN PROPERTIES OF ROCKFILL MATERIALSUNDER DIFFERENT STRESS PATHS IN NUOZHADU PROJECTGU Xingwei ，SHEN Rong ，ZHANG Yongquan(Kunming Hydropower Investigation ，Design and Research Institute ，Kunming ，Yunnan 650033，China )Abstract ：Based on the testing data of the triaxial consolidation tests on the upstream main rockfill materials used to build the dam in Nuozhadu hydropower station under different stress paths ，the shear strength and stress-strain properties are studied and the stress-strain parameters of the rockfill materials are obtained. The Nuozhadu hydropower station is located in Lancang River ，Yunnan Province. Several conclusions are drawn after an analysis of the properties of the stress-strain under the special stress paths that the stress-strain properties are controlled by the stress paths and the rockfill materials and the actual stress paths are consistent with the assumed stress paths in the triaxial consolidation test. It is found that there is a great difference for the rockfill materials ′ deformation moduli under the different stress states. According to the data of the triaxial consolidation tests ，the strength parameters and the deformation moduli of the rockfill materials under different stress paths with a constant stress ratio are figured out. The stress state is one of the main influential factors for the rockfill materials strength and it has close relationship with strength. The relationships among the stress state ，the cohesion and the frication-angle ，strength parameters are discussed. All these researches are significant for establishing the mechanical constitutive relations of the dam and analyzing the dam ′s stability in Nuozhadu hydropower station. Key words ：soil mechanics ；Nuozhadu ；rockfill materials ；stress paths ；stress-strain property ；strength parameter1 引 言大量的工程实测结果和计算分析研究均表明，土石坝内堆石料及心墙内防渗土料在填筑期的应力路径可近似为等应力比的路径(q /p = const)[1，2]；而蓄水期上游堆石料内的小主应力(3σ)方向接近于大坝上游面法向方向，水库蓄水过程中，水荷载的作• 3252 • 岩石力学与工程学报 2008年用方向与竣工期坝体内3σ的方向大体一致，因此，水荷载增加，使坝轴线上游部位小主应力(3σ)增大，而偏应力(1σ－3σ)下降，大小主应力方向发生转移，从而使坝体内该部位的平均正应力上升，剪应力水平下降，坝轴线上游部位的剪应力实际上不是处于加荷状态，而是卸荷状态[2，3]。
复杂应力条件下的围岩应力分布演化规律及围岩破坏原因分析
复杂应力条件下的围岩应力分布演化规律及围岩破坏原因分析王维，谷树伟，魏广军（神东煤炭集团补连塔煤矿，内蒙古鄂尔多斯017209）摘要对于受多次采动影响的巷道，围岩破碎范围广，变形大，支护难，这也一直是煤矿生产中亟待解决的问题之一。
该文针对山西沁和能源集团永安煤矿材料下山生产地质条件，通过FLAC 3D 数值模拟研究分析了材料下山在掘巷后、受一次采动、二次采动后围岩应力分布演化规律，并对围岩变形破坏原因分析进行了总结。
关键词采动数值模拟复杂应力中图分类号TD322文献标识码A1工程概况山西晋城沁和能源集团永安煤矿材料下山BC 段（如图1所示）。
由于受到隔壁五里庙煤矿回采以及本矿工作面上下分层采动影响，加上三条下山留设煤柱宽度较小，在采动支承压力互相叠加的影响下，下山维护非常困难，下山围岩遭受了十分严重的破坏，属于复杂应力条件下巷道支护难题。
图1试验巷道布置示意图2材料下山围岩应力分布演化规律2．1FLAC 3D 模型的建立永安煤矿材料下山间留设煤柱较小，巷道受本矿上分层3209工作面回采及相邻五里庙煤矿回采影响。
利用FLAC3D 建立三维数值分析模型，翻修段下山总工程约300m ，模拟建立X 方向300m ，Y 方向100m ，Z 方向80m 的数值模拟模型。
模拟埋深300m ，在模型上边界施加垂直应力方向的重力载荷。
岩层综合柱状描述，如表1所示。
数值模拟中采用Mohr －Coulomb 屈服准则：*收稿日期：2011－10－10作者简介：王维（1986－），男，江苏徐州人，毕业于中国矿业大学（徐州）矿业工程学院采矿专业，已发表论文四篇。
f s =σ1－σ31+sin φ1－sin φ+2c1+sin φ1－sin 槡φ式中：σ1－最大主应力；σ3－最小主应力；c －内聚力；φ－内摩擦角。
当f s ＜0时，材料将发生剪切破坏［1－2］。
表1数值模拟范围内岩层柱状描述顶底板厚度（m ）岩石名称岩性描述老顶5．6细砂岩灰色，细粒，主要成分石英、长石钙质胶结，含云母片直接顶3．0粉砂岩灰黑色，块状，质不均匀，保存少量植物化石碎片，局部碳化煤层6．03#煤黑色，光型煤为主，上部坚硬，下部松软，煤层具有条带状构造直接底2．2泥岩黑色，质均致密，含大量植物化石，局部砂泥岩老底2．9砂岩黑色，细粒，成分石英，长石，含云母片，局部泥岩根据模型的几何尺寸划分计算模型网格，重点研究下山掘巷后及受两侧采动后应力分布规律，由于巷道断面为拱形，所以建模时应特别考虑，建立如图2所示的FLAC 3D数值分析模型。
应力路径及其表示+破坏主应力线与破坏包线
应力路径及其表示应力路径及其表示一、应力状态及应力路径•应力状态土体中一点（微小单元）上作用的应力的大小与方向；•应力路径土体中一点应力状态连续变化在应力空间（平面）中的轨迹。
土体的应力状态及其变化对土的变形和强度特性有重要影响，常用应力路径来表示应力状态的变化。
•应力路径—在应力莫尔圆上取某一特定面上应力点的移动轨迹（特定面一般取为与主应力面成45º角平面）•为反映二维应力状态的变化，常用p-q空间，p=(σ1+ σ3)/2， q=(σ1- σ3)/2σO σ3σ1τO σ3pq 应力路径及其表示二、应力路径的表示应力路径及其表示二、应力路径的表示莫尔圆－一个圆代表一个应力状态p,q 平面－一个点代表一个应力状态一个点代表一个摩尔圆；一条线代表一系列摩尔圆—应力路径σ3τ (q)σ (p)σ1τfα＝45º应力路径及其表示二、应力路径的表示莫尔圆与应力路径的比较用摩尔圆用应力平面土中一点的应力状态一个摩尔圆一点应力的变化过程一系列摩尔圆一条线（应力路径）极限应力状态与强度包线相切的莫尔圆破坏主应力线上的一点应力路径及其表示二、应力路径的表示根据有效应力原理总应力路径（TSP）：总应力圆顶点的连线；有效应力路径(ESP)：有效应力圆顶点的连线；TSP线和ESP线之间的距离等于孔隙水压力。
有缘学习更多＋谓ｙｇｄ３０７６考证资料或关注桃报：奉献教育（店铺）破坏主应力线K f与强度包线 f破坏主应力线K f 与强度包线τf p 强度（破坏）包线 τfn在σ~ τ坐标系中所有破坏状态莫尔圆的公切线p 破坏主应力线 K fn 在p ~q 坐标系中所有处于极限平衡应力状态点的集合，即为一系列极限应力莫尔圆的顶点的连线。
p q στOτf 线K f 线两条直线与横坐标交点都是 o ’o ’一、破坏主应力线与强度包线'tg R O A α=pq στO φc αa τf 线K f 线O’AR p 强度（破坏）包线 τfn在σ~ τ坐标系中所有破坏状态莫尔圆的公切线p 破坏主应力线 K f n 在p ~q 坐标系中所有处于极限平衡应力状态点的集合破坏主应力线K f 与强度包线τf 一、破坏主应力线与强度包线p q στO φc αa τf 线K f 线O’AR 'sin R O A φ=tg sin αφ='tg R O A α=p 强度（破坏）包线 τfn在σ~ τ坐标系中所有破坏状态莫尔圆的公切线p 破坏主应力线 K f n 在p ~q 坐标系中所有处于极限平衡应力状态点的集合破坏主应力线K f 与强度包线τf 一、破坏主应力线与强度包线有缘学习更多＋谓ｙｇｄ３０７６考证资料或关注桃报：奉献教育（店铺）破坏主应力线K f 与强度包线τf p q στO φc αa τf 线K f 线O’AR tg sin αφ='tg c OO φ='tg a OO α=cos a c φ=⋅p 强度（破坏）包线 τfn 在σ~ τ坐标系中所有破坏状态莫尔圆的公切线p 破坏主应力线 K fn 在p ~q 坐标系中所有处于极限平衡应力状态点的集合一、破坏主应力线与强度包线0q p •用若干点的最小二乘法确定a 和α •然后计算强度指标c 和φαa 确定强度指标破坏主应力线K f 与强度包线τf一、破坏主应力线与强度包线二、三轴试验中的应力路径p(p’)q αu f α'K f K f '正常固结粘土(CU)A B 45ºB’图中AB为总应力路径，AB’为有效应力路径，二者同时出发于A点（p＝σ3，q＝0），受剪时AB为向右上方延伸的直线， AB’为向左上方弯曲的曲线， B与B’两点间横坐标差值为剪破时的孔隙水压力u f ，纵坐标差（强度值）是相同的。
不同应力路径下黏土的各向异性研究
Ａｂｓｒ ｃ ｔ ａ ｔ：Ｗ ｉ ｉ ｅ ｅ ｔｓｒ ｓ ｉｔｒｅ ｔ ｄｆ ｒ ｎ ｔｅ ｓｈ ｓｏ ｓ，ｔ ｅ ｈ ｔｒ ｓ ｅ ｓｉｉｙ ｃ ｍｐ ｅ ｓｏ ｅ ｔ ｆｃａ ｔ ｈ ｆ ｉ ｈ ｅ ｅｏ ｃ ｄａ ｔ ｔ ｏ ｒ ｓ ｉ ｎ ｔｓｓｏ ｌｙ ｗｉ ｃ ｈ ｄｆｅ ｅ ｔｓｒ ｓ ｉｔｒｅ ｒ ａ ｒｅ ｕｔｕｓｎ ｒａ ｉｌｔ ｓｉｇ ｍａ ｈｉ ｏ ｎ ｎ ｕ ｈｅ ｆｒ ｉ ｒ ｎ ｔｅ ｓ ｈ ｓｏ ｓ ａ ｅ ｃ ｒ ｄ ｏ ｉ ｇ ｔｉｘ ａ ｅ ｔｎ ｃ ｎｅ ｆｒｆ ｄｉ ｇ ｏ ｔｔ － ｆ ｉ ｉ ｉ ｏ
发展 （ 消失 ） 的形 式 及 变 形 特 性 ， 文 利 用 三 轴 试 本 验机 ， 对给 出了各 种 应力历 史 的黏土 进行 了 异向 压
密 试验 ， 究 分析 各 向 异性 的发 展 （ 失 ） 式 以 研 消 方
试验， 具有相同剪切历史的试验共进行了 ３ 试验 １ 次． 是以正 磁 状态作为初期状态， 试验 ２ 是经历了剪 切历史（ ｏ／ ， ２２ ） 以主应力比一定 （ Ｒ： ｒ ｏ ＝ ． 后， ， ｒ ５ Ｒ＝
１５ 的条件下进行异 向压密 试验． 验 ３是经 历了异 ．） 试
及对 变形 的影响．
表 １ 应 力路 径
序 号
Ｔｅ ｔ ｓｌ Ｔ ｓ ｅｔ ２ Ｔｅ ｔ ｓ３
向压密历 史 （ ｒ／ 。 ） ， Ｒ＝ｏ ｏ ＝２２ 后 以主 应 力比一 定 ｒ ５
（ １５ 的条件下进行 异 向压 密试验． Ｒ＝ ．） 如表 １ 图 １ 和
实验所采用的是藤 的森黏 土 ， 水条件下进行 在排 压密试验． 验全 部是从 等方 向压 密状态 开始 的 ， 实 首 先制作 出平均 主应 力（ ４ Ｐ ） 定的等方 向应力 ｐ＝ ９ｋ ａ一 状态 ， 后从这一应力状态开始进行 各 自应 力路径 的 然
软粘土在三轴实验中的应力路径与应力应变分析
实 际 情 况 表 明 ，土 体 试 样 压 力 一 般 是 采 用 传 统 的 经 典 压 力理 论 来 计 算 的 ，其 计 算 值 和 实 测 值 是 存 在 差
异 的 ，可 能 是 由 于在 测 定 土 体 的抗 剪 强度 时没 有 去 考
的是 …种 状 态 的模 拟 ，它 对 于 研 究 土 的力 学 性 质 （ 进 行 土体 地 强度 和变 形 分析 ）是 有 十分 重要 意义 的。
化 过 程 是 相 异 的 （ 的变 形 和 强 度 特 性 会 有 较 大 的差 土
（ 影响粘性土性质的有关因素 四） 粘 性 土 的性 质 因受 多种 因素 的 影 响 而 变 得 较 为 复
杂 。周 围环 境 的影 响 因素如 下表 所 示 ：
竺 竺Ｉ 竺 竺 ｆ ！ 兰 Ｉ 兰【 兰 兰 ！ 竺 兰 竺 ！
较 高 、天 然空 隙 比不 小 于 １ 且压 缩 系 数不 小 于 １ ２ Ｐ 的 ／Ｍａ
当前 ，无论是在土体研究实验室还 是土 体工程施
工研 究 中 ，三 轴 实验 仪 是 必 不 可 少 的 ， 它 的广 泛应 用 主 要 是 由于 在试 验 中 能较 快 地确 定 土 体 的 应 力 状态 、 测量 和操 作 可靠 简单 。
（ ）软粘 土 的三 轴 实验 的机理 三
虑 到 开挖 卸 荷 过 程 的 常规 三 轴 试 验 参数 。粘 性 土 体 的
变 形 性和 稳 定 性 是 受 应 力 路 径和 应 力 历 史 影 响 的 ，土
三 轴 压 缩 试 验 是 用 ３ 左 右 处 理 好 呈 圆柱 形 的土 个 体 ，赋 予 其 固定 的各 个 方 向 的外 部 压 力 ，在 这 个 条 件 测 定土 的抗 剪 强 度 。土 的抗 剪 强度 参 数 的求 法 是通 过施 加 主应 力 差进 行 剪切 一直 到 土 体试 样被 破 坏 的程 度 。 实验 中使 用 的三 轴 压 缩 仪 主 要 由以 下 部件 构 成 ： 主机 ；孔 隙 水 压 力 测量 系 统 ； 反 压 力 系 统 ； 周 围 压 力
不同应力路径下宁波粘土K_0固结三轴试验研究
根据 表 ４中相 关 参 数值 ， 以得 到 不 同应 力 可
路径 下 总 应 力 和 有 效 应 力 的 Ｋ 线 ， 图 ６ ７ 如 、
点即为剪缩剪 胀过渡点 ， 相关参数值 如表 ４所列 。
表 ４ 斌 样 过 渡 点 相 关 参 数
应 力 路 径 固
以 乳 ＝ １Ｏ Ｏ ２８ ３ ９ ８ １０ ４ ｋ Ｐ
过渡 点 孔 压
ｕｋ ａ ／Ｐ
孔 压 系数
Ａ
０ ６ ． ０ Ｏ ５ ． ６ ０ ６ ． ７ ０ ４ ． ３ ０ ７ ． １
土 的性 质 存在 明显差 异［ ］ ２ 。
宁波软 土工 程地 质 性质 往 往 劣 于北 部 的 天 津 、 上
海软土， 而优 于 南 部 的温 州 、 江 、 湛 广州 软 土 。宁 波 粘 土物理 力学指 标见表 １ 。
宁波 软土是 由多次海 陆变 迁历 史堆 积的松 散
表 １ 宁 波 粘 土 物 理 力 学 指 标
线趋 于一水 平 直线 。随着试 验 的进行 ， 和 均
２ １ 应 力～ 变特 性分 析 ． 应 Ｋ。固结 时 ， Ｐ、 Ｐ 和 减 Ｐ３种应 力 路 径 增 等 下 不 同固结 围 压原 状 土 偏 应 力 （ ：ｏ 一 ） 轴 ｇ ＂ １ 与 向应 变 ￡ 的关 系如 图 ３ 示 。 所
压 缩 试 验 ， 讨 了 增 Ｐ、 Ｐ 和减 Ｐ３种 应 力 路 径 条 件 下 宁 波粘 土 的应 力 一 变 、 隙 水 压 力 和强 度 探 等 应 孔 特 性 ， 结合 试 验 结 果 分 析 了 粘 土 的 总 应 力 路 径 和 有 效 应 力 路 径 特 性 。结 果 表 明 ， 应 力 路 径 和 并 总 有 效 应 力 路 径 的变 化 趋 势 基 本 一 致 ． 同 应力 路径 下 ｑ 非 线 性 关 系 明 显 ， 体 呈 现 弱 软 化 型 ； ． 不 ＿ ｅ 土 不 同应 力 路 径 下 土 的峰 值 强 度 和土 中孔 隙 水 压 力 差 异 明 显 ； 力 路 径 对 粘 聚 力 影 响 较 大 ， 内摩 擦 应 对 角影响不大 ， 有效 强度 指标 则呈 相 反 趋 势 。 关键词 粘土 应力路径 三轴试验 强 度
饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨
饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨邓洪亮 浮海梅α摘 要 主要根据饱和土的有效应力原理及应力历史,探讨饱和粘性土的抗剪强度及应力路径,讨论了不同边界条件下饱和粘性土的抗剪强度及相互关系,给出了不同的应力路径,指出了不同边界条件具不同的应力状态,应力状态不同具有不同的应力路径,土体变形和强度与应力有关,与应力历史有关.关键词 抗剪强度,应力路径,应力,应变,饱和粘性土分类号 TU 432.3一般认为当土体中孔隙体积的80◊以上为水充填时,土体中虽有少量气体存大,但大都是封闭气体,可视为饱和土,当土体为粘性土时,即为饱和粘性土,饱和粘性土和其它土体一样在外荷载作用下将产生剪应力和剪切应变,土具有抵抗这种剪切应力的能力,并随剪应力的增加而增加,当这种剪阻力达到某一极限值时,土体就要发生剪切破坏,这个极限值就是饱和粘性土的抗剪强度,粘性土的强度性状是很复杂的,它不仅随剪切条件不同而异,而且还受许多因素(如各向异性、应力历史、蠕变等)的影响,不同的边界条件可得出不同的抗剪强度.由于土体的变形和强度不仅与受力大小有关,更重要的还与土的应力历史有关,在加荷过程中的土体内某点其应力状态的变化在坐标中以应力点的移动轨迹为应力路径可以模拟土体实际应力历史,全面地研究应力变化过程对土的力学性质的影响,用于探讨土的应力——应变和强度.1 饱和土的有效应力原理K 太沙基(T erzagh i )观察到土的变形及强度性质与有效应力密切相关,且应力只有通过粒间接触点传递,才能引起土体变形和强度,而孔隙水压力对颗粒的压缩变形可以忽略,因此,提出有效应力原理,饱和粘性土土体内任意点的总应力Ρ包括通过土粒接触点传递的粒间应力(也称有效应力Ρ′)和通过土体中孔隙传递的孔隙压力,孔隙压力又包括孔隙中的水压应力和气压应力,水压应力由孔隙水传递又称孔隙水压力(u ),即饱和粘性土体中任意点总应力Ρ=有效应力Ρ′+孔隙水压力u +气压应力u ′,而饱和粘性土封闭气体比例甚少,通常假定u ′=0,即Ρ=Ρ′+u .2 饱和粘性土的应力历史第12卷第4期1997年12月 洛阳大学学报JOU RNAL O F LUO YAN G UN I V ER S IT Y V o l 112N o.4D ec .1997α作者单位:洛阳大学土木工程系,471000,河南省洛阳市收稿日期:1997—01—30饱和粘性土在压力作用下,孔隙水(主要指自由水)将随时间推移而逐渐被排出,同时孔隙体积随之减少,这个过程即饱和粘性土的渗透固结,天然土层在历史上所经受过的最大固结压力称先期固结压力(P c )、按它与现有自重应力P 1的比O CR (O CR =P c P 1)可将土分为正常固结土、超固结土和欠固结土,固结强度不同的土,具有不同的抗剪强度.3 饱和粘性土的抗剪强度为了探讨饱和粘性土应力——应变和强度之间的关系,以三轴试验不固结不排水抗剪强度,固结不排水抗剪强度,固结排水抗剪强度来进行应力变化过程分析.311 不固结不排水抗剪强度一组饱和粘性土试件,已在某一周围压力下固结至稳定,试件中的初始孔隙水压力u 1为0,Ρ3和轴向压力Ρ1至剪切破坏,结果如图1所示,图中三个实线半圆A 、B 、C 分别表示三个试件在不同的Ρ3作用下破环时的总应图1图2力圆,虚线表示有效应力圆,虽然三个试件Ρ3不同,但破坏时的大小主应力差相等,在Σ2Ρ图上表示现为三个总应力圆直径相等,破坏包线是一条直线且Υu =0,Σf =C U =12(Ρ1-Ρ3),且三个试件拥有一个有效应力圆,有效应力圆直径12(Ρ1′-Ρ3′)=12(Ρ1—Ρ3).这说明在不排水条件下,试样在试验过程中含水量不变,体积不变,饱和粘性土的孔隙压力系数B =1,改变周围压力增量只能引起孔隙水压力变化,并不改变试样中的有效应力,各试样在剪切时有效应力相等,因此抗剪强度Σf 不变,如果在较高的剪切固结压力下进行不固结不排水试验,就会有较大的不排水抗剪强度(C u ),即C u 与先期固结压力有关,P c =0,C u =0;P c =∞,C u =∞(如图2所示).54邓洪亮等:饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨图3图4312 固结不排水抗剪强度饱和粘性土的抗剪强度在一定程度上与所受应力历史有关,对正常固结试样P 1=P c ,若施加围压Ρ3≥P 1=Ρc ,试样在Ρ3作用下充分排水固结,即∃u 3=0;在不排水条件下施加偏应力剪切时,则试样中的孔隙水压力随偏应力的增加而不断变化,u f =∃u =∃Ρ3+A (∃Ρ1-∃Ρ3)>0,大小主应力差Ρ1-Ρ3增加,土的轴向应变增加,孔隙水压力增加(如图3示).因此剪切时土体体积呈减少趋势,即产生剪缩,绘出Σ2Ρ关系曲线可知有效应力圆与总应力圆直径相等,但位置不同,两者之间的距离为u f ,有效应力圆在总应力圆的左边,总应力圆包线和有效应力包线都通过原点(如图4示),说明未受任何固结的土(如泥浆状土)不具有抗剪强度,有效应力强度Σf ′=总应力强度Σf ,有效内摩擦角Υ′大于总内摩擦角Υcu ,Υ′≈2Υcu ,Υcu =10-20°.对超固结试样即P 1<P c ,若施加围压Ρ3<Ρc =P 1,试样在Ρ3作用下排水固结则∃u 3<0,在不排水条件下施加偏应力剪切时,孔隙水压力u f ′=∃u =∃Ρ3+A (∃Ρ1-∃Ρ3)<0,剪切时试样体积有增加的趋势(如图3示);当Ρ3=∃Ρ3≥P c 时又转为正常固结土情况u f >0,绘出Σ2Ρ关系曲线(如图5示),超固结试样的不排水总应力圆破坏包线是一条略平缓的曲线,近似用直线a b 代替,与正常固结总应力圆破坏包线b c 相交,b c 的延长线仍通过坐标原点,实用上将a b c 折线取为一条直线a ′b ′c ′,有效应力圆与总应力圆直径相等,有效应力圆位于总应圆右边,两者间的距离为 u f ′ ,其总应力圆强度包线a ′b ′c ′在纵轴上截距即为粘聚力C cu ,内摩擦角为Υcu ,有效应力圆包线在纵轴上截距即为有效粘聚力c ′有效内摩擦角为Υ′,有效应力强度Σf ′=c ′+Ρ′tg Υ′,c ′<C cu ,Υ′>Υcu .64洛阳大学学报图5313 固结排水抗剪强度图6 固结排水试验的过程中孔隙水压力u =0,总应力最后全部转化为有效应力,所以总图7应力圆就是有效应力圆,总应力圆包线就是有效应力圆包线,图6为固结排水试验的应力——应变关系和体积变化,在剪切过程中,正常固结粘土发生剪缩,而超固结粘性土则是先压缩继而呈现剪胀的特性,图7试验结果表明,正常固结土的破坏包线通过原点,粘聚力C d =0,内摩擦角ΥΑ=20-40°,超固结土的破坏包线略弯曲,实用上近似取一条直线代替,C Α′≈5-25KPa ,Υd ′≤Υd .4 饱和粘性土的应力路径 对饱和粘性土三轴试验应力路径常取应力圆的顶点(f 74邓洪亮等:饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨程顺序把这些点连接起来,并以箭头指明应力状态的发展方向,其横坐标为p =12(Ρ1+图8Ρ3),纵坐标为q =12(Ρ1-Ρ3).现就饱和粘性土不同边界条件下三轴压缩试验结果分析如下.图8表示饱和粘性土不固结不排水试验的应力路径,说明随着大小主应力差的增加,总应力路径B CD 为一水平直线,有效应力路径为A 点,抗剪强度包线为一直线,Σf大小相等,总应力圆距有效应力圆的距离等于静水压力u f i ,Ρ1-Ρ3的改变并不改变Ρ1′和图9Ρ3′,不影响C ′和Υ′,固结度不变.图9表示正常固结饱和粘性土固结不排水试验的应力路径,A B 线,A B ′之间的距离表示剪切过程中孔隙水压力u ,从A 点开始至B ′点剪切破坏,u f ′,表示剪切破坏时的孔隙水压力,总应力圆包线K f 线和有效应力圆包线K f ′线为一通过坐标原点的斜线,其斜率代表内摩擦角,说明土体中总应力Ρ=Ρ′+u ,土体内部随应力增加而逐渐固结,Ρ越大,固结度越高.图10 图10表示超固结饱和粘性土固结不排水试验应力路径CD 和CD ′之间的距离表示剪切过程中孔隙水压力u ,u f ′为负值,表示剪切破坏时孔隙水压力为负值,CD 线未端趋于水平(或发生转折)该点即为试件破坏点.说明土体在一定压力下,体积产生剪胀尔后转为正常固结(剪缩),即固结度先减小后增加.图11表示饱和粘性土固结排水试验应力路径,总应力路径和有效应力路径一致,说明剪切过程中u =0,Ρ=Ρ′,Ρ越大,固结度越高.84洛阳大学学报图115 结论(1)土的抗剪强度随试验的边界条件不同而不同,因此可根据不同的工程问题,施工速度等选择不同的试验方法.(2)不同的试验方法土体内部的应力状态不同,应力路径不同.(3)应力路径可较好的模拟土的应力历史,反映土体内应力变化与土的应力历史关系.参考文献1 华南理工学院等四院合编.地基与基础.北京:中国建筑工业出版社,19802 丁金粟等编.土力学及基础工程.北京:地震出版社,19923 周汉荣主编.土力学地基与基础.武汉:武汉工业大学出版社,19934 陈仲颐、叶书麟主编1基础工程学.北京:中国建筑工业出版社,19905 工程地质手册编委.工程地质手册.北京:中国建筑工业出版社,1992On Shear i ng Strength and Stress Pa th of Sa tura tion ClayD eng Hongliang Fu H ai m ei(D ep artm en t of C ivil Engineering )AB STRA CT A cco rding to the effective stress p rinci p le and stress h isto ry ,the shearing strength and stress p ath of satu rati on clay are studied .U nder differen t bound 2ary conditi on ,the shearing strength and its relati on of satu rati on clay are given .D ifferen t stress p ath po ssesses differen t stress state is po in ted ou t .KEY W O RD S shearing strength ,srtess p ath ,stress ,strain ,satu rati on clay 94邓洪亮等:饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨。
软粘土在三轴实验中的应力路径与应力应变分析
软粘土在三轴实验中的应力路径与应力应变分析作者：张赞梅来源：《中国高新技术企业》2011年第15期摘要：土是工程建设的基石，在广西地区的大量的工程建设项目(房屋建设、铁路、公路、土坝等)实践中，许多工程地质问题都是由粘性土的力学性质比较复杂造成的。
软粘土的承载力和强度较低、空隙比较大、可塑性较强、含水量较多、开挖之后容易产生变形。
文章以广西地区内软粘土作为研究对象，通过三轴实验，分析其应力路径及应力应变特征。
关键词：粘性土；三轴实验；应力路径；应变分析；剪切试验；固结不排水剪中图分类号：TU458文献标识码：A文章编号：1009-2374(2011)22-0150-02一、粘性土的三轴实验研究 (一)粘性土的含义土一般是指岩石经剥蚀、风化、搬运和沉积等相关过程形成的一种松散的似沙砾状物质。
粘性土(软粘土)通常是指天然含水率大于35％，有机质含量相对较高、天然空隙比不小于1且压缩系数不小于1／2MPa的土体。
粘性土的不排水抗剪强度小于30kPa，地基中含有这种土质时，总的来说是较为软弱的，实际上有个别土层还是比较密实的。
土只能根据它的特性加以合理的利用，是不能够被制造出来的。
(二)粘性土的应力路径状态应力路径描述了土在外部施加的压力作用下应力变化的过程，对于相同的土质，采用不同的加荷方法和不同的试验手段使其发生剪切破坏时，土的应力变化过程是相异的(土的变形和强度特性会有较大的差异)。
应力路径的三轴实验通俗的说就是用实验的方法再现土体的应力历史的过程，当然，这里的再现指的是一种状态的模拟，它对于研究土的力学性质(进行土体地强度和变形分析)是有十分重要意义的。
(三)软粘土的三轴实验的机理三轴压缩试验是用3个左右处理好呈圆柱形的土体，赋予其固定的各个方向的外部压力，在这个条件下测定土的抗剪强度。
土的抗剪强度参数的求法是通过施加主应力差进行剪切一直到土体试样被破坏的程度。
实验中使用的三轴压缩仪主要由以下部件构成：主机；孔隙水压力测量系统；反压力系统；周围压力系统。
原状软黏土主应力轴动态旋转试验研究
原状软黏土主应力轴动态旋转试验研究曹洋;周建;严佳佳【期刊名称】《中南大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2014(045)003【摘要】利用浙江大学5 Hz空心圆柱扭剪仪,通过轴力和扭矩的耦合,模拟波浪荷载下主应力轴动态旋转的应力路径,对杭州原状软黏土的孔压累积、应变发展及模量衰减等动力特性进行研究,研究频率、循环应力比的影响,并与动三轴试验相比较.通过对试验数据的回归分析,给出主应力轴动态旋转下原状软黏土模量衰减的经验公式.结果表明:频率越低或循环应力比越大,孔压累积、应变发展及模量衰减的速率越快,破坏所需要的循环次数越少;虽然各应变分量开展程度不同,但应变曲线均在同一循环次数时出现拐点;循环加载过程中,压缩模量和剪切模量的衰减规律基本相同,但压缩模量衰减速率稍快于剪切模量.与动三轴试验结果相比,主应力轴连续旋转试验中土体模量衰减规律基本不变,但衰减速度更快,试样破坏所需的循环次数明显减少,因此,建议实际工程应用时要考虑主应力轴旋转的影响.【总页数】8页(P902-909)【作者】曹洋;周建;严佳佳【作者单位】浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心,浙江杭州,310058;浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室,浙江杭州,310058;浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心,浙江杭州,310058;浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室,浙江杭州,310058;浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心,浙江杭州,310058;浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室,浙江杭州,310058【正文语种】中文【中图分类】TU411【相关文献】1.考虑中主应力系数影响的主应力轴旋转下原状软黏土变形研究 [J], 周建;郑鸿镔;温晓贵;管林波;邓以亮2.主应力轴循环旋转下原状软黏土临界性状研究 [J], 沈扬;周建;张金良;龚晓南3.主应力轴连续旋转下软黏土软化特性试验研究 [J], 王钰轲; 马露; 曾长女; 张冲博; 陈灿4.不同初始状态软黏土在主应力轴耦合旋转下的孔压及3维变形规律 [J], 王钰轲;黄文清;万永帅;余翔;韩沐森;郭成超5.考虑主应力方向变化的原状软黏土应力应变性状试验研究 [J], 沈扬;周建;龚晓南;刘汉龙因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
基于应力路径原理的土质路堑边坡稳定性研究
基于应力路径原理的土质路堑边坡稳定性研究作者：计招红来源：《城市建设理论研究》2014年第07期摘要：采用应力路径分析方法弥补了传统土坡稳定分析方法未考虑有效应力路径对土坡当前应力状态和抗剪强度影响的缺陷，通过绘制开挖过程中土体的应力路径图，可以从应力路径图上标示土体各个状态的的抗剪强度和剪应力变化，即可以获得土坡开挖过程中安全系数的变化规律，从而判断土质路堑边坡在开挖过程中的稳定性。
关键词：应力路径；土坡稳定；抗剪强度；安全系数中图分类号：P642文献标识码： A1 引言目前常用的土质路堑边坡的稳定性分析方法有极限平衡分析法和有限单元法 [1][2]，这两种方法都有以下不足：（1）对于完全破坏土坡的分析，土的c和值是完全破坏时的参数，故给出的是土坡完全破坏时的安全系数。
若采用应变作为土坡的破坏准则，近似用试验所得相应于某一应变的c和值，严格地讲也存在某些问题。
如极限平衡分析中，违背了极限平衡状态的假设。
因此，只考虑每个土条的静力平衡来计算精动面，上的滑动力是不尽合理的；（2）正应力是破坏面的当前值。
只有在土坡从当前应力状态向破坏状态发展过程中不变的情况下，阻滑力才是真实的。
若正应力有增大的趋势，则土坡安全系数计算值偏于保守；（3）众所周知，土的应力-应变关系和抗剪强度无不受有效应力路径影响。
在极限平衡和有限元法分析中，未考虑有效应力路径对土坡当前应力状态和抗剪强度的影响。
基于极限平衡法和有限单元法的种种缺陷，文献[3]阐述了土坡稳定分析更恰当的方法应包括：（1）计算土坡抗滑阻力的破坏准则，应能计入土坡过去和将经受的应力路径影响，且应在一定应变水平下有效；（2）应考虑土坡失稳过程中有效应力路径的影响，及计算土坡当前的应力状态；（3）采用恰当且易使用的土体本构模型。
为此需要引进采用应力路径原理分析的土坡稳定分析法。
上述土坡稳定计算方法的步骤比较繁琐，若能借助有限单元法或有限差分法可以为上述的土坡稳定分析计算法提供方便。
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关于复杂应力路径原状黏土破坏标准的研究及初探
管林波李红缪盾
同济大学浙江学院浙江嘉兴314051
摘要：文章以杭州原状黏土为对象展开不同剪应力水平下的主应力轴纯旋转试验，并对试验过程中各
向应变与主应力方向角的关系曲线作了进一步的分析与研究，从而对复杂应力路径下软粘土的破坏标准提
出了有关解决措施
关键词：原状粘土；主应力方向角；主应力轴旋转；扭剪应变；八面体剪应变
Abstract:thearticleinhangzhouforobjectsundisturbedclayondifferentshearstresslevelsprincipalstressaxis
purerotationexperiment,andthetestprocesstothestrainandtheprincipalstressdirectionAngleoftherelation
curvewasfurtheranalysisandresearch,andthecomplexstresspaththedestructionofsoftclaystandardput
forwardthesolutionmeasures
Keywords:theoriginalclay;PrincipalstressdirectionAngle;Theprincipalstressaxisrotation;Twistshearstrain;
Octagonalshearstrain
中图分类号：TU74文献标识码：A文章编号：
作者简介：管林波(1984–)，男，湖北人，硕士，同济大学浙江学院教师，主要从事原状软粘土力学的研究和基坑支
护等教研工作。
1引言
岩土力学中，判断土体试样破坏采用的标准通常
可分为两种：一种是应力控制标准，即根据应力状态
的特点考察某个应力参量，若该应力达到了预定状态，
则认为试样破坏。一种是应变控制标准，即根据应力
应变的特点考察某个应变参量，若该应变达到了预定
状态，则认为试样破坏。
本文以杭州原状黏土为对象展开不同剪应力水平
下的主应力轴纯旋转试验，以分析试验过程中各应变
与主应力方向角的关系曲线作为主要内容，从而对复
杂应力路径下软粘土的破坏标准做初步论述。
2试验方案介绍
2.1试验仪器及试样简介
试验仪器为空心圆柱扭剪仪HCA（由浙江大学岩土工程研究所与英国GDS仪器设备有限公司共同研制）。HCA可独立对空心圆柱试样施加外压p0，内压pi，轴力W和扭矩MT（如图1(a)），从而使主应力方向角α(主应力方向与竖向的夹角)发生改变，也即是研究计划所需的复杂应力路径。具体实现方式可参见有关文献结果[3,4]。试验用土取自杭州某基坑工地，取土过程按相关规程要求严格控制扰动，以保证其原状特性。试验室中，采用专用切土器制备成如图1所示200mm×100mm×60mm（高×外直径×内直径）的空心圆柱状。2.2试验试验加载方案加载方案为保持原状样的特点，试样经过反压饱和后施加150kPa的有效等向围压进行等向固结(围压保持p=200kPa不变，取反压为50kPa)，使其超固结比OCR＝1。（详细见文献[4]）待固结完成后，即可展开试验。具体方案的应力路径见图2，图中q为试样所受的剪力，也为大、小主应力之差，即q=σ1-σ3；b为中主应力系数，定义式为b=（σ2-σ3）/(σ1-σ3)，其意义详见文献[4]。在整个试验加载过程中都保持平均总球应力幅值p(根据土体的现场埋深，取为200kPa)以及中主应力系数b值不变，而α与q则按预定路径组合变化(具体应力路径如图2所示)。研究中，为避免主应力轴旋转引起过大的不均匀应力，试验中b统一取为0.5。
年
04080120160200240280320360
0
10
20
30
40
50
60
70
q
(
k
P
a
)
α
(o)
R301
R201
R202
图2试验的应力路径
3试验结果及分析
3.1三向应变特性
试验R301的应变与主应力方向角的关系如图3
所示。结合图2可知，α从20°增大到180°的过
程中，剪应力q始终保持为50kPa，可以认为这个过
程为主应力轴纯旋转阶段。
020406080100120140160180
-3
-2
-1
0
1
2
3
ε
(
%
)
α
(o)
ε
z
ε
r
ε
θ
图3R301三向应变的变化特征
由图3中曲线特点可知：
(1)轴向应变和环向应变都在α接近60°和160
°时达到0值，并且都在α=120°时达到最大值，两
条曲线关于横轴对称，即大小相等、正负相异。
(2)试验中土单元体的径向应变很小，相对于轴向
应变和环向应变可以近似认为径向应变没有变化规
律。
因此在下面的讨论中，为了更全面的分析复杂应
力路径下软粘土的破坏标准。将重点研究轴向、径向、
环向应变中的轴向应变。
3.2破坏标准为了更准确的观察剪切过程中试样的应变变化情况，引入八面体剪应变octγ，octγ和zθγ、θε的关系如下式：222223)()()(32θθθγεεεεεεγzzrrzoct+−+−+−=试验中轴向应变zε、扭剪应变θγz以及八面体剪应变octγ随α的变化特征如图4和图5所示。其中，图4(b)绘制了试样在R201初期的各应变变化曲线，相对于后期，初期的应变较小。04080120160200-30-20-1001020304050q=50kPa ε z rzθ r8ε (%)α (ο)图4(a)R201各应变与主应力方向角的关系020406080100120-5-4-3-2-101234567q=50kPa ε z rzθ r8ε (%)α (ο)图4(b)R201各应变与主应力方向角的关系0102030405060010203040506070q=67kPa ε z rzθ roctε (%)α (ο)图5R202各应变与主应力方向角的关系如图4(a)所示，曲线反应的是R201试验过程中应变与主应力方向角的关系，根据曲线可以判断试验是以剪应力作为判断试验破坏的对象参数，属于应力控制判断标准。试验中，剪应力q=50kPa，主应力轴纯旋转至200°左右时试样破坏，octγ超过40%，θε接近25%，zθγ接近-16%。这说明，在主应力轴旋转的应
力状态下，采用主应力差或剪应力作为判断试样是否破坏的参数并不合理，而应采用应变控制标准。现结合3.1重点讨论采用轴向应变、扭剪应变或八面体剪应变作为判断试样是否破坏的参数的适用性。如图5所示，R202实验过程中，试样破坏时，zε基本等于零。由此说明，在有主应力轴旋转的应力状态时，采用zε作为判断试样是否破坏的参数并不合理。对比图4、图5可知，在主应力轴旋转前的剪应力加载阶段，θγz基本没有变化，octγ在三个应变中增长最快，因此这个过程中采用θγz来判断试样是否破坏并不合理，而采用octγ则较为合理。在主应力轴旋转阶段，θγz的变化速率要快于zε和octγ，同时octγ也会快速增大，在整个过程也存在octγ大于θγz的情况，因此这个过程中，应该以扭剪应变zθγ为主要参考量，并结合八面体剪应变octγ来共同判断试样是否破坏。综上所述，当粘土体经历主应力轴旋转的应力过程时，采用主应力差来判断试样是否破坏并不合理，而应该采用应变来判断，以避免应变过大；在剪应力加载的过程中，宜考察八面体剪应变来判断试样是否破坏，而在应力路径中含有主应力轴旋转的过程，宜以扭剪应变为主要参考量，结合八面体剪应变的情况，来共同判断试样是否破坏。4结语(1)复杂应力路径下，软粘土破坏的判断标准应该选用应变控制标准，以避免产生过大变形。(2)加载剪应力的过程中，宜考察八面体剪应变来判断软粘土是否破坏。(3)在主应力轴纯旋转的过程中，应重点考察剪应变和八面体剪应变来判断试样是否破坏。参考文献：[1]YukioNakata，MasayukiHyodo，HidekazuMurata，NoriyukiYasufuku.Flowdeformationofsandsubjectedtoprincipalstressrotation.SoilandFoundation，1998，38(2)：115－128.[2]沈扬，周建，龚晓南.空心圆柱仪（HCA）模拟恒定围压下主应力轴循环旋转应力路径能力
分析.岩土工程学报，2006，28(3):281–287.
[3]沈扬.考虑主应力方向变化的原状软粘土试验研
究[博士论文D].杭州：浙江大学，2007
[4]《土工试验方法标准》（GB/T50123—1999）
关于复杂应力路径原状黏土破坏标准的研究及初探
作者：管林波， 李红， 缪盾
作者单位：同济大学浙江学院
刊名：
城市建设理论研究（电子版）
英文刊名：ChengShi Jianshe LiLun Yan Jiu
年，卷(期)：2012(5)
引用本文格式：管林波.李红.缪盾 关于复杂应力路径原状黏土破坏标准的研究及初探[期刊论文]-城市建设理论研究（电子版）
2012(5)