常州地區三軸試驗參數分析與研究

2014-01-03 07:59:38馮濤

鐵道標準設計 2014年1期

馮濤

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063)

隨著我國城市化建設的逐步加速，城市軌道交通建設迎來了新的建設高潮。區別于傳統鐵路勘察對巖土試驗參數的要求，軌道交通對能模擬工況的三軸試驗的需求越來越多。其中以CU試驗最為常用，室內三軸試驗是在太沙基提出的有效應力理論的基礎上確定土體總抗剪強度參數c、φ值與有效抗剪強度參數c'、φ'［1］。本文通過對常州地鐵1號線各土層的三軸試驗結果，分析其相關參數的規律與異常并提出解決對策。

1 試驗研究

1.1 試驗設備與方法

試驗儀器采用KTG全自動三軸儀，采用的試驗標準為《鐵路工程土工試驗規程》(TB10102—2010)，利用真空飽水機飽和，在常圍壓下進行應變控制的軸向壓縮試驗，取最大主應力差(σ1-σ3)max或者軸向應變為15%時對應的主應力差為抗壓強度［2］。

1.2 試驗理論

試驗以庫侖公式和莫爾圓結合建立的破壞準則莫爾-庫侖破壞準則為基礎［3］，以不同圍壓下若干個試樣破壞時的應力圓畫出莫爾破壞包線，在一定圍壓區間里，可用直線表示，庫侖公式為

式中，τf為抗剪強度;c為黏聚力;σ為滑動面上的垂直應力;φ為內摩擦角。

根據極限平衡條件得到的總應力與有效應力平衡條件式為

式中，(σ1-σ3)f/2與(σ'1-σ'3)f/2分別為不同狀態最大剪應力面上的剪應力，也是總應力圓與有效應力圓的半徑;(σ1+σ3)f/2與(σ'1+σ'3)f/2分別為最大剪應力面上的法向總應力與法向有效應力，也是總應力圓與有效圓的圓心［4］。

2 異常參數分析

2.1 孔隙水壓力系數A f

孔隙水壓力系數的定義為:在三軸試驗模型中Af為在偏應力Δσ1-Δσ3條件下的孔隙壓力系數，當試樣受到軸向應力增量作用下，產生的孔隙水壓力為Δu2，其大小與主應力差Δσ1-Δσ3及土樣的飽和度有關

式中，B為施加等向壓力增量Δσ3條件下的孔隙壓力系數，在飽和土體中，空隙被水填充，而水不可壓縮，故Δσ3全部由孔隙水承擔，故飽和土的B=Δu1/Δσ3=1。所以B的值也可作為判定土的飽和程度，飽和度越大，B 越接近1［5］。故 Δu=Δu2+ Δu1，而在 CU試驗剪切過程中，Δσ3不考慮，原本的孔隙水壓力消散，在剪切時的孔壓為偏應力下的孔壓增量

同時根據有效應力原理，土體由三相組成，土體在在剪切過程中產生孔隙水壓力u，即σ=σ'-u，根據式(2)與式(3)可得，在應力差的強度包線圖上，半徑和圓心坐標分別為

由此可在強度包線圖上得出，有效應力圓等于總應力圓圓心平移了u的距離［6］。

然而在常州地鐵三軸的實際試驗中經常會遇到如圖1所示情況。

圖1 應力差強度包線

如圖1所示，分別進行100、200、300 kPa圍壓下的CU試驗，測得其不同圍壓下破壞時的主應力差σ1-σ3分別為 316、418、605 kPa，Af值分別為 -0.02、0.07、0.08，由此根據前面的公式(4)、(5)得出破壞時的孔隙水壓力為u100=-15 kPa、u200=33 kPa、u300=51 kPa。生成的應力差強度包線為200、300 kPa的有效應力圓相對總應力圓左移，而100 kPa圍壓的有效應力圓則右移。不同圍壓下應力圓移動的距離分別為-15、33、51。其中以往左移動為正，往右移動為負。通過對所做試驗出現圖1異常情況的部分土樣進行統計分析如表1所示。

從表2中，我們可以看出出現Af為負值的基本為粉質黏土，且埋藏較淺，根據常州地區地質勘查報告得該地區理論上地下水位高，土體天然飽和。埋藏較淺的土層如表1編號1～5號基本上屬于④1層，層低埋深6.9～13.8 m，時代為Q3al+l，土性均勻，為中等壓縮性土［7］。通過對經典土力學的查閱，找到類似飽和黏土的經驗Af值。

表1 土樣物理性相關指標

表2 飽和黏土的A f值

對比可得，如要符合表2中Af為負數的情況，表1中的土必須均為超固結土或弱固結土。然而由于④1層埋藏較淺，對其進行先期固結壓力試驗，測算其先期固結壓力值，結果如表3所示。

表3 先期固結壓力結果

所以，根據其OCR的值，表1中的土均具有超固結結構特性，剪切時的孔隙壓力系數Af將隨著超固結比的增加而從正值減小到負值［8］。同時對比該土的主應力差、孔隙壓力與軸向應變的關系，我們可以發現。

(1)在設置圍壓較低的情況下，土樣為超固結狀態，具有超固結特性的土，在剪切破壞時初始階段為處于壓縮狀態，剪應力較小，這個階段土顆粒被擠向更緊密的排列，與側限壓縮情況類似，隨著主應力差繼續增大，到達某一峰值，剪應力隨著應變增大而較低，可以理解為顆粒與顆粒間的咬合作用逐漸喪失，顆粒產生錯動，最后剪應力趨于穩定(圖2)，即所謂的殘余強度［9］，該現象也稱作土的軟化現象。圖2中P3＞P2＞P1，可見軟化現象也隨著圍壓增而大越明顯。

圖2 主應力差-軸向應變曲線

(2)土體在初始剪切的時候，隨著土樣的壓縮，空隙縮小，使得空隙水壓力上升，即產生正空隙水壓力使得有效周圍壓力減小來保持體積不變，反之隨著土樣剪脹，空隙增大，孔隙水下降或者為負值(圖3)，即產生負的孔隙水壓力使得有效周圍壓力增加來保持體積不變［10］。同時圍壓的約束力越小，剪脹越容易，這就是為什么低圍壓下容易出現負孔隙水壓力。

圖3 孔壓-軸向應變曲線

(3)三軸應力圓包線的計算是取剪切應變15%或者應力差峰值為破壞點，圖3中的孔壓峰值基本出現在應變5%作用，圖2中的剪應力峰值出現在10%～15%，即2個參數不同步，所取得破壞孔壓也不是峰值。

2.2 有效抗剪強度參數c'、φ'

在摩爾圓的強度包線圖中，我們會得到兩個不同的破裂面，繼而得到效抗剪強度參數c'、φ'與總應力抗剪強度參數c、φ。在實際試驗結果計算時，對這兩組參數的選擇常常存在爭議，如圖4、圖5所示為CU試驗中常見的兩種曲線類型。

其中圖4的曲線是經常出現的，而針對圖5中兩條破壞包絡線幾乎平行，造成c＜c'的情況。盡管抗剪指標c和φ本質上是描述抗剪強度的數學參數而已，不代表真正的破壞位置［11］，但在實際試驗中，我們需要對取值進行調整，因此我們從剪切過程中，根據主應力差與孔壓的變化，對不同破壞標準［12］來進行分析。

圖4 應力差強度包線(一)

圖5 應力差強度包線(二)

圖4與圖5土樣的應力過程及不同破壞標準分別如表4中編號1、2所示，同時結合其孔壓、應力差與軸向應變曲線(圖6)可知1號土在剪切過程中主應力場一直在增大，孔壓也在增大，在接近15%應變時達到峰值并開始減小，因主應力差沒有峰值最后取15%的應變為破壞點，3個土樣的應力、孔壓曲線相似，路徑與破壞標準一致。

表4 不同抗剪強度指標對應的破壞標準

圖6 1號主應力差、孔壓與軸向應變關系曲線

根據土樣編號2的數據，結合其孔壓、主應力差與軸向應變關系曲線(圖7)，可以發現，2號土樣不同圍壓的土樣，在剪切過程中主應力差、孔壓都在增大，100、200 kPa圍壓的土樣在孔壓到達峰值后，開始減小，主應力差一直增大到15%應變為破壞點，而300 kPa圍壓的土樣孔壓沒有峰值一直增大，直到應變到達13.5%，主應力差出現峰值作為破壞點，故300 kPa圍壓破壞點的判定標準與其他2個圍壓的土樣不同。如要進行調整，可依據破壞標準進行重新畫線，如圖8所示，與前2個有效圓相切，得到的數據更可靠。編號3、4的破壞標準差別更大，其破壞時應變大都在5%左右，破壞點接近孔壓峰值，其所得有效抗剪參數屬于其特定剪切特征［13］。

由于三軸儀器的誤差，以及土樣的各向異性，不能保證在同樣條件下土樣的應變應力相同，因此如出現不同破壞標準的差異的土樣，特別是那些c小于c'的試樣(如表4中編號3、4)，可做上1個超固結的土樣，如果不考慮儀器帶來的影響，同時土樣是飽和的，那么有效應力圓圈將相對向右移了(即有效應力大于總應力)，這樣連出來的包線將合理一些。