原状非饱和黄土的三轴试验研究

黄土压缩特性试验分析摘要：基于非饱和土力学理论，并考虑黄土结构性的影响，本文通过三轴剪切试验取得了原状黄土的压缩性随含水量的增加而增加的结论，确定了土体割线模量与含水量之间的定量关系。

关键词：非饱和土；湿陷性黄土；三轴剪切试验；割线模量；含水量中图分类号：c33 文献标识码：a 文章编号：1引言黄土属于粘性土类，但又与一般的粘性土有所不同。

黄土的变形是力与水对上共同作用的结果，其大小与应力状态和含水量密切相关。

本章对陕西西安原状黄土进行了增湿情况下的三轴压缩试验，通过对试验结果进行对比分析，总结出了黄土增湿过程中压缩性，也就是含水量与土体压缩模量之间的关系。

2试验用土的基本性质试验用的黄土，取自陕西西安市区，属于典型的q3黄土。

取土深度为1.5m~5.0 m，土体呈褐黄色，可塑状态，天然含水量为13.6% ~30.5%，天然密度为1.38~1.76g/cm3天然孔隙比为0.91~1.28，针状孔隙及大孔隙发育，含白色钙质条纹及个别小姜石。

27%＜wl＜34.7%, wp =18.2%，在天然含水量下，试验用土的孔隙比e＞1.0。

3试验内容本章对几组不同含水量的土样进行了固结压缩试验，对试验的结果进行了分析对比。

试验仪器：应变控制式三轴仪。

试样尺寸：三轴试样为直径39.1mm，高度为80mm。

试验准备阶段：选择合适量程的测力计；保证孔隙水压力测量系统内部的气泡完全排出；检查管路，保证无漏水、漏气现象发生；保证橡皮膜弹性状态完好，且并无破损。

4 试验成果分析4.1不同含水量下的压缩模量比较土的压缩模量是体现土体压缩特性的量化指标，它的定义是“土体在完全侧限条件下的竖向附加应力与相应的应变增量之比”。

但是，想要得到压缩试验结果的方法只有通过曲线或者曲线才行，而这两种方法均要受到土体初始孔隙比的影响。

因此，本文参考刘保健和张军丽通过对大量对比试验资料的分析，提出的割线模量es0的概念，并对其进行量化分析。

[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)。

非饱和重塑黄土强度特性的试验研究的开题报告题目：非饱和重塑黄土强度特性的试验研究一、研究背景和意义黄土地区是我国重要的构造地质单元，主要由黄土、砂岩、泥岩等岩石组成。

非饱和状态是黄土地区典型的地下水特征，同时也是黄土在工程中最常见的状态。

因此，研究非饱和重塑黄土的力学性质具有重要的理论意义和实际应用价值。

当前，国内外学者已开展了大量研究工作，但由于实验条件和实验方法的限制，许多研究结果存在争议，而且缺乏系统性分析和比较。

因此，本研究将探讨非饱和状态对重塑黄土力学特性的影响，以期提高对黄土工程的认识和应用。

二、研究内容和方法本研究将从以下两个方面进行探讨：1.非饱和重塑黄土强度特性采用三轴试验仪进行试验，测试非饱和状态下黄土的抗剪强度、压缩模量、剪切模量等力学参数，并分析非饱和状态对黄土力学特性的影响规律。

2.室内模拟非饱和状态下黄土的工程特性通过室内模拟试验，模拟钻孔与灌注桩施工过程中非饱和状态下黄土的工程特性，包括孔壁稳定性、土体稳定性、孔隙水压力变化等，以深入了解塑性黄土在非饱和状态下的力学行为规律。

三、预期结果本研究将获得如下预期结果：1.掌握非饱和状态对重塑黄土的力学特性的影响规律；2.分析非饱和状态对黄土抗剪强度的影响；3.分析非饱和状态下黄土的压缩、剪切模量等力学参数的变化规律；4.模拟钻孔与灌注桩施工过程中非饱和状态下黄土的力学行为规律，以提高黄土工程的设计水平。

四、研究计划和进度安排本研究的计划和进度安排如下：1.综述分析研究前期，对黄土地区非饱和状态和力学行为的研究进展进行综述分析，包括非饱和状态的定义、黄土力学行为的基本原理等。

2.试验设计根据前期综述分析，设计三轴试验方案，测试非饱和状态下黄土的强度特性，并设计室内模拟试验方案，模拟钻孔与灌注桩施工过程中的非饱和状态。

3.试验实施按照设计方案进行三轴试验和室内模拟试验，收集试验数据。

4.试验结果分析对试验数据进行统计分析，并分析非饱和状态对黄土力学特性的影响。

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)。

基于CD三轴试验的非饱和黄土吸应力强度参数确定张新婷;李同录;邢鲜丽;李萍【摘要】非饱和土强度参数的确定是其能够用于工程实际的关键.目前公认的非饱和土强度理论有Bishop的单变量理论、Fredlund的双变量理论以及LuNing的吸应力强度理论.其中吸应力强度理论基于吸应力特征曲线,可直接由常规三轴试验得出,回避了测定基质吸力的问题,便于在工程实际中推广.本文通过不同含水率的三轴CD试验,测得陕西泾阳原状Q2(L5)黄土的有效强度参数.结果表明,该黄土不同含水率的有效内摩擦角基本接近;有效黏聚力随含水率的增大呈指数递减,当含水率超过塑限时,黏聚力趋于定值.根据有效黏聚力和吸应力的关系,可以获得吸应力和含水率的关系,即吸应力特征曲线,并通过拟合得出吸应力函数,以及非饱和土强度表达式.%The study on strength theory of unsaturated soil and the determination of related parameters are the core of the research in unsaturated soil mechanics.At present,Bishop's single-variable strength theory,Fredlund's double-variables strength theory,and Lu Ning's suction stress strength theory are generally accepted.Lu Ning introduced the concept of suction stress and the suction stress characteristic curve (the relationship between the suction stress and the volumetric water content).This theory avoids the determination of matric suction and it is convenient for widely promotion in engineering practice.This paper tests the effective strength parameters based on the conventional triaxial CD test with different water contents.Results show that the effective internal friction angles with different water contents are basically same.The effective cohesion increases with the water content.When the watercontent increases to the plastic water content,the cohesion reaches a constant value.According to the relationship between effective cohesion and the stress suction,suction stress characteristic curve can be obtained and then fit the stress suction function.The function can explain unsaturated strength combined with the effective internal friction angle and saturated effective cohesion.【期刊名称】《工程地质学报》【年(卷),期】2017(025)001【总页数】7页(P36-42)【关键词】非饱和黄土;有效强度参数;吸应力;吸应力特征曲线【作者】张新婷;李同录;邢鲜丽;李萍【作者单位】长安大学,地质工程与测绘学院西安 710054;长安大学,地质工程与测绘学院西安 710054;中国地质调查局西安地质调查中心,国土资源部黄土地质灾害重点试验室西安 710054;太原理工大学矿业工程学院太原 030024;长安大学,地质工程与测绘学院西安 710054;中国地质调查局西安地质调查中心,国土资源部黄土地质灾害重点试验室西安 710054【正文语种】中文【中图分类】P642.3非饱和土理论是现代土力学的重要研究领域，其中强度理论是该领域研究的核心问题。

非饱和重塑黄土的力学特性研究非饱和黄土的强度特性比一般的粘性土更为复杂，其强度是黄土抗剪能力的量度，同时也是黄土边坡工程、地基工程和洞室工程设计计算的重要参数。

文中以陕西杨凌地区的黄土为对象，通过三轴不固结不排水实验研究不同围压、不同干密度对非饱和重塑黄土强度特性的影响。

依据实验所得的数据，确定每组土样的强度指标c、φ 值，找出土样的抗剪强度随干密度的变化规律。

标签：非饱和黄土；常规三轴试验；含水率；干密度1、研究背景和意义黄土在我国分布较广，主要分布在黄河流域，是一种区域性特殊土，分布面积大约占国土面积的 6.6%。

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km2的疆土。

位于西北地区的杨凌黄土，在干旱、半干旱及地下水深埋条件下，通常处于非饱和状态。

近几年来，包括国内外许多学者已经在非饱和土理论研究方面取得了比较大的进展。

从黄土的主要工程力学性质：渗透性、动力特性、压缩变形特性和黄土剪切强度特性等方面做了大量研究，取得了一定的成果。

但是，正如沈珠江院士指出的“非饱和土力学的发展已经到了从量的积累到质的飞跃的关键时刻”。

非饱和土理论的不断发展为解决非饱和黄土的工程问题也开辟了一条新的途径。

目前，关于非饱和土的强度理论与本构模型是研究非饱和土力学的难点，至今对黄土动力特性研究的主题仍然是土的动力学的三大基本课题，即为黄土的震陷与动变形，黄土的动强度与液化和黄土的动应力-应变关系（含动力特性参数）问题。

2、研究思路及内容采用常规三轴剪切试验，对陕西省杨凌区黄土采用不固结不排水方法（UU）进行抗剪强度的研究。

分别控制重塑黄土的含水率和干密度ρd，研究其抗剪强度的变化规律。

初步拟定土样含水率为13%，干密度ρd为1.3g/cm3、1.4 g/cm3、1.5 g/cm3、1.6 g/cm3的土样。

共4组，每组3个土样，每组土样施加的围压为100kPa、200kPa、300kPa，剪切速率为0.18mm/min。

水利水电技术(中英文)㊀第52卷㊀2021年第1期童国庆,张吾渝,文少杰,等.非饱和原状黄土强度特性试验研究[J].水利水电技术(中英文),2021,52(1):191-200.TONG Guoqing,ZHANG Wuyu,WEN Shaojie,et al.Experimental study on strength characteristics of unsaturated and undisturbed loess[J].Water Resources and Hydropower Engineering,2021,52(1):191-200.非饱和原状黄土强度特性试验研究童国庆1,2,张吾渝1,2,文少杰1,2,苏延桂1,2(1.青海大学土木工程学院,青海西宁㊀810016;2.青海省建筑节能材料与工程安全重点实验室,青海西宁㊀810016)摘㊀要:为了探究非饱和原状黄土在快速施工条件下,不同含水率㊁剪切速率和围压对其强度特性的影响,进行了UU 三轴剪切试验㊂试验结果表明:试样的体积含水率在脱湿和吸湿过程中均随着基质吸力的增大而减小㊂当剪切速率达到1.5mm /min 时,3种含水率试样的黏聚力分别达到各自的峰值43.2kPa ㊁40.6kPa 和38.7kPa ,当剪切速率小于此值时黏聚力随着剪切速率的增大而增大㊂剪切速率达到3mm /min 时,黏聚力分别降为31.8kPa ㊁21.2kPa 和19.6kPa ;在剪切速率仅为0.5mm /min 时,3种含水率下试样的内摩擦角分别为27.5ʎ㊁27.3ʎ和27.6ʎ㊂而后,随着剪切速率的增大内摩擦角逐渐减小,降幅分别为1.6ʎ㊁1.3ʎ㊁1.8ʎ;试样的黏聚力随着剪切速率的增大表现为先增大后减小,而内摩擦角随着剪切速率的增大逐渐减小㊂随着含水率的增大,试样的黏聚力明显减小,但含水率对内摩擦角影响甚微㊂原状黄土的应力-应变曲线㊁抗剪强度与剪切速率之间是二次函数关系,存在临界剪切速率;与含水率之间呈负相关性,含水率的增大对土体强度具有软化作用;与围压之间呈单向递增函数关系,围压的增大对土体强度具有强化作用㊂关键词:含水率;剪切速率;土-水特征曲线;应力-应变曲线;抗剪强度指标;破坏强度;影响因素;试验doi :10.13928/ki.wrahe.2021.01.020开放科学(资源服务)标志码(OSID ):中图分类号:TU411文献标志码:A文章编号:1000-0860(2021)01-0191-10收稿日期:2019-11-28基金项目:国家自然科学基金项目(51768060);青海省创新服务平台建设专项(2018-ZJ-T01);青海省科技计划项目(2017-ZJ-792)作者简介:童国庆(1996 ),男,硕士研究生,从事岩土及地下工程研究㊂E-mail:2514282873@ 通信作者:张吾渝(1969 ),女,教授,硕士,从事岩土及地下工程研究㊂E-mail:qdzwy@Experimental study on strength characteristics of unsaturated and undisturbed loessTONG Guoqing1,2,ZHANG Wuyu1,2,WEN Shaojie1,2,SU Yangui1,2(1.School of Civil Engineering,Qinghai University,Xining㊀810016,Qinghai,China;2.Qinghai Provincial KeyLaboratory of Energy-saving Building Materials and Engineering Safety,Xining㊀810016,Qinghai,China)Abstract :In order to explore the impacts from different water contents,shearing rates and confining pressures on the strength ofunsaturated and undisturbed loess under the condition of rapid construction,a UU triaxial shear test is performed.The resultshows that the volumetric water contents of the sample during both the dewetting and moisture absorption processes are decreasedalong with the increase of the matrix suction.When the shearing rate reaches 1.5mm /min,the cohesions of the soil samples with three water contents reach to their peak values respectively,i.e.43.2kPa㊁40.6kPa and 38.7kPa,while the cohesion is in-creased along with the increase of the shearing rate when the shearing rate is less than this value.When the shearing rate reaches童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究3mm/min,the cohesions are decreased by31.8kPa㊁21.2kPa and19.6kPa respectively,while the internal friction angles of the samples with three water contents are27.5ʎ,27.3ʎ,and27.6ʎrespectively when the shearing rate is only0.5mm/min.Afterwards,the internal friction angles are gradually decreased with the decreasing amplitudes of1.6ʎ,1.3ʎ,1.8ʎalong with the increase of the shearing rate,while the cohesions of the samples present as increasing at first and then decreasing,but the in-ternal friction angles are gradually decreased along with the increase of the shearing rate.following with the increase of the water content,the cohesion of the sample is obviously decreased,but the impact from the water content on the internal friction angle is very little.For the stress-strain curve and shearing strength of the undisturbed loess,they have a quadratic function relationship with the shearing rate,for which a critical shear rate is there,and exhibit a negative correlation with the water content,for which the increase of the water content has a softening effect on the strength of the soil mass,moreover,present a one-way increasing function relationship with the confining pressure as well.Keywords:water content;shearing rate;soil-water characteristic curve;stress-strain curve;shearing strength index;failure strength;influence factor;experiment0㊀引㊀言黄土古称 黄壤 ,是一种沉积于第四纪的非饱和特殊土㊂我国黄土面积约为64万km2,占国土面积6.3%,广泛分布于西北和华北地区,其中青海省境内黄土的分布面积为2.48万km2,占全国黄土分布面积的3.9%[1]㊂全球大量的黄土颗粒组成资料表明,黄土以0.01~0.05mm的中粒和粗粉粒为主,我国湿陷性黄土中粗粉粒的含量一般为45%~65%,细粉粒含量只有7%~9%,由于黄土质地松疏㊁不具层理㊁大孔隙结构㊁垂直节理发育,具有典型的非饱和性和湿陷性,这是黄土区别于其他类别土的一个重要特征[2]㊂随着国家 一带一路 战略的实施,加快了黄土地区基础设施建设的进程㊂青海湿陷性黄土的总面积位于全国首位,向来以自重湿陷性强㊁自重湿陷量大(约3.1m)㊁自重湿陷性土层厚(约31m)而著称[2]㊂基于黄土以上特点与性质,国外不少学者对黄土的力学性质进行了研究,TAVA-KOLI等[3]为预测非饱和土的抗剪强度,在三轴吸力控制仪上对试样进行剪切,在净围压应力下测量了试样的剪切应力㊂得出了非饱和黄土在干湿状态下的剪切强度特性,确定了非饱和黄土的有效内摩擦角和黏聚力值㊂CHEN等[4]进行了非饱和黄土的剪切强度测定,得出了非饱和黄土基质吸力对其抗剪强度的影响,提出了一种测定非饱和黄土抗剪强度的新途径㊂BIAN等[5]进行了基于饱和土的非饱和抗剪强度试验研究,把非饱和土的剪切强度指标分成两部分:一是饱和土的剪切强度指标,二是含水率对非饱和土剪切强度指标的影响,研究了含水率对非饱和土强度指标的影响并提出计算公式㊂国内学者刘海松等[6]分析了黄土的结构强度与湿陷性之间的关系,提出黄土湿陷性是黄土结构强度非常直接的影响因素,天然含水率越大,黄土的结构强度越小,其湿陷系数也就越小㊂肖丁等[7]㊁邢艳丽等[8]研究认为,含水率与原状和重塑黄土的黏聚力c之间具有指数关系,黏聚力c随着含水率的增大而减小㊂还有学者通过对不同剪切速率和含水率原状黄土进行了室内剪切试验㊂潘明等[9]对不同剪切速率㊁含水率下原状黄土的强度特性及指标进行了室内直剪试验㊂得出了含水率和剪切速率的改变对原状黄土的强度特性具有重要影响㊂刘红玫等[10]对青海黄土进行了常规三轴试验研究,得出了非饱和黄土的强度随着含水率的增加而降低,剪切速率对土体的静强度影响很小㊂党进谦等[11]为探究结构性黄土的力学特性规律进行了三轴CU试验,得出了结构性黄土的剪切强度指标:黏聚力c随着剪切速率的增大呈现先增后减的规律,而内摩擦角φ随着剪切速率的增大而减小㊂杨小平等[12]为研究剪切速率对结构性黄土力学特性的影响,以原状黄土为研究对象进行了不同含水率和剪切速率下的三轴CU试验,得出了随着剪切速率的增大,原状黄土抗剪强度和黏聚力c出现先增后减的规律;内摩擦角φ随着剪切速率的增加而逐渐减小㊂邓亚虹等[13]为研究荷载施加速率对土体变形与强度特性的影响,进行了不同围压和含水率下的原状㊁重塑黄土加载速率效应三轴CU试验,得出了加载速率对黄土的应力-应变曲线具有明显影响,同时在加载速率的影响下剪切强度存在临界值㊂阚卫明等[14]对粉质黏土进行了固结快剪试验,得出了剪切速率对内摩擦角的影响较大,剪切速率与内摩擦角之间呈负相关性㊂童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究以上学者对黄土在不同条件下的力学性质开展了大量研究,并取得了一定成果,为当地工程建设提供一定的理论指导㊂众所周知,若土体参数不明确,随着工程建设的深入,施工过程中出现的问题如果不能准确应对,严重时将会导致工程事故的发生㊂而以上研究主要对陕西,山西等地区的黄土仅进行了三轴试验并且缺乏细观结构分析,对青海地区黄土的研究无论是从深度还是广度方面都非常缺乏㊂青海属于大陆性高原气候,独特的气候条件使得黄土含水率较低,同时西宁市每年存在不同时段的降水与干旱,使得工程土方的含水率不同,其土体的力学性质存在差异;其次在实际施工过程中,除了要考虑施工安全性还要充分考虑工程经济性,而工程经济性主要取决于施工进度,土体的开挖与回填速度直接影响到施工工期㊂为了探究西宁地区原状黄土在施工进度较快情况下的强度特性规律,开展了不同含水率㊁剪切速率和围压下三轴UU 剪切试验,分析了黄土的基质吸力与含水率的关系,解释了宏观力学性质和微观结构之间的相互关系,进一步完善该地区土体在地基工程㊁边坡工程及地下工程的设计和建设参数,以期为当地工程建设提供相应理论依据㊂1㊀试验过程1.1㊀试样基本物理性质黄土的物理力学性质是指黄土的三相比例关系和物理状态特征[2]㊂对构成黄土的基本物理性质进行准确描述是研究其力学性质的基础㊂本试验所用试样取自西宁市城北区某场地(见图1),取样深度为4.5m,对所取试验试样进行室内基本物理性质试验,所得试样基本物理性质指标如表1所列㊂图1㊀取样点平面位置Fig.1㊀Plane position of sampling point表1㊀试样基本物理性质指标Table 1㊀Basic physical properties of soil samples含水率/%密度/g㊃cm -3比重G s 孔隙比e 液限/%塑限/%13.31.52.730.8825.1314.431.2㊀试验仪器与方案1.2.1㊀试验仪器本试验采用南京土壤仪器有限公司生产的SLB -1型应力-应变控制式三轴剪切渗透仪进行三轴不固结不排水(UU)剪切试验㊂如图2所示,该仪器最大荷载20kN,测量精度ʃ1%;等应变控制速率范围为0.002~4mm /min,相对误差ʃ10%;周围压力(σ3)为0~1.99MPa,反压力为0~0.99MPa,控制精度为ʃ0.5%FS ,可以进行UU㊁CU㊁CD㊁反压力饱和㊁不等向固结㊁等向固结㊁K 0试验㊁应力路径试验和渗透试验,在试验过程中,电脑可实时绘制应力-应变曲线,并保存数据以备后续分析㊂图2㊀SLB -1型应力-应变控制式三轴剪切渗透仪Fig.2㊀SLB-1stress-strain controlled triaxial shearpermeability instrument采用GEO-Experts 应力相关的土水特征曲线压力板仪,研究一定竖向压力下土体与水分之间的物理关系㊂1.2.2㊀试验方案考虑到不同状态下原状黄土力学性质差异和实际工程中可能涉及的剪切速率以及试验仪器限制等因素,试验过程中采用5种剪切速率(0.5mm /min㊁1mm /min㊁1.5mm /min㊁2mm /min㊁3mm /min ),根据所测黄土试样的天然含水率,设定3种含水率(10%㊁13%㊁16%),同组试样含水率误差控制在ʃ0.3%以内㊂由于取土深度小于10m,根据‘土工试验方法标准“(GB /T 50123 2019)[15]中规定,预估土体周围荷载,设定3种围压(100kPa㊁200kPa㊁300kPa),每一相同含水率㊁剪切速率分别为一组,制备3个物理力学性质相同的试样,在不同条件下进童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究㊀㊀㊀图3㊀试样制备及剪切Fig.3㊀Sample preparation and cutting行平行试验㊂用压力板仪自带环刀(d =70mm,h =20mm)在取土点取回深度为4.5m 的试样,在室内将制备好的试样放入真空饱和器中抽真空,然后注入蒸馏水使饱和试样,持续时间至少2昼夜㊂当真空饱和器和试样表面无气泡冒出时试样饱和完成㊂将饱和试样放在饱和后的陶土板上,使试样与陶土板充分接触㊂压力室组装完成后,根据取土深度对试样施加55kPa 的竖向固结压力和100kPa的围压,使其恢复到实际的初始应力状态,当试样的竖向位移和测管中水体积变化微小时固结结束,保持竖向力不变,记录数据并调节仪器,对试样施加所需基质吸力,加载的每级压力达到平衡后增加下一级基质吸力,直到脱湿完成,依次施加的压力为0kPa㊁5kPa㊁10kPa㊁15kPa㊁20kPa㊁25kPa㊁40kPa㊁50kPa㊁80kPa㊁100kPa㊁140kPa㊁180kPa㊁200kPa,吸湿过程与脱湿过程相同㊂1.3㊀三轴试样制备及剪切本试验所用试样为直径d =39.1mm,h =80.0mm 的圆柱型试样,试样制备及剪切如图3所示㊂试样切削时应避免扰动,当试样侧面或上下端部有微小凹坑时,可用削下的余土进行修整,并取削下的余土测定试样含水率㊂由于试样的天然含水率介于试验方案所设置含水率之间,因此,当所设置的试样含水率小于试样天然含水率时通过风干来制备,大于试样的天然含水率通过滴定注水来制备㊂为确保试样含水率的均匀和稳定,试样制备好后用保鲜膜密封装入饱和器内,在恒温恒湿条件下静置72h 后再进行三轴剪切试验㊂待试样安装完成后,根据土工试验规程[15]设置试样剪切条件㊂试验结束后关闭周围压力阀并打开排气阀,排出压力室内的蒸馏水,拆除压力室外罩,取出试样以及试样上的橡皮膜,描述并记录试样的破坏特征㊂2㊀试验结果与分析2.1㊀试样的土水特征曲线采用压力板仪测得4.5m 深度处黄土试样的基质童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究吸力与相应的体积含水率如表2所列,土-水特征曲线如图4所示㊂表2㊀试样的基质吸力与体积含水率Table 2㊀Matrix suction and volumetric water content ofundisturbed samples基质吸力/kPa体积含水率/%脱湿过程吸湿过程051.3233.44529.1418.211019.5413.741517.2213.082015.7312.252514.5612.104013.4110.935013.0810.388012.259.9310010.939.111409.948.941808.948.142008.788.78图4㊀原状试样土-水特征曲线Fig.4㊀Soil-water characteristic curve of undisturbedsoil sample㊀㊀土水特征曲线中含水率与基质吸力之间的关系可以反映不同基质吸力时土的持水能力,体积含水率和重力含水率之间的转换关系为θ=ω㊃G s 1+e,式中,θ为体积含水率;ω为重力含水率;G s 为土粒比重;e 为孔隙比㊂㊀㊀由原状试样土-水特征曲线可知,试样的体积含水率在脱湿和吸湿过程中均随着基质吸力的增大而减小;在脱湿过程中试样内部结构和试样持水性发生变化,导致吸湿后不能恢复到初始状态,使得试样脱湿和吸湿的土-水特征曲线变化趋势相似但不重合,在同一基质吸力时,试样在脱湿过程中的体积含水率大于吸湿过程㊂2.2㊀抗剪强度指标值根据莫尔-库伦理论,绘制不固结不排水剪切强度包线:以剪切应力τ为纵坐标,法向应力σ为横坐标,由于试验过程中黄土试样的应力-应变曲线未出现峰值点,故在横坐标轴上取轴向应变ε1=15%时[15]的主应力差为试样峰值破坏点,同时以ε1=15%时的(σ1+σ3)/2为圆心,以(σ1-σ3)/2为半径,绘制破坏总应力圆,并绘制不同周围压力下破坏应力圆的强度包线,包线的倾角为内摩擦角φ,包线与纵坐标轴相交的截距为黏聚力c ,图5为三轴试验剪切强度包线㊂图5㊀三轴试验剪切强度包线Fig.5㊀Shear strength envelope of triaxial test由表3不同剪切速率和含水率下的剪切强度指标值(黏聚力c ㊁内摩擦角φ)可知:当剪切速率达到1.5mm /min 时,3种含水率试样的黏聚力分别达到各自的峰值43.2kPa㊁40.6kPa 和38.7kPa,当剪切速率小于此值时黏聚力随着剪切速率的增大而增大;剪切速率达到3mm /min 时,黏聚力分别降31.8kPa㊁21.2kPa 和19.6kPa;在剪切速率仅为0.5mm /min 时,3种含水率下内摩擦角分别为27.5ʎ㊁㊀㊀㊀表3㊀试样抗剪强度指标值Table 3㊀Shear strength index value of samples含水率/%0.5mm /min1mm /min1.5mm /min2mm /min3mm /minc /kPa φ/(ʎ)c /kPa φ/(ʎ)c /kPa φ/(ʎ)c /kPa φ/(ʎ)c /kPa φ/(ʎ)1020.627.538.626.743.226.235.326.031.825.91316.827.326.426.640.626.329.526.121.226.01614.327.624.826.538.726.125.625.919.625.8童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究27.3ʎ㊁27.6ʎ;而后随着剪切速率的增大内摩擦角逐渐减小,降幅分别为1.6ʎ㊁1.3ʎ㊁1.8ʎ㊂在相同含水率和围压下,原状试样的强度指标:黏聚力随着剪切速率的增大呈现出先增大后减小的规律且变化幅度较大,存在临界剪切速率;而内摩擦角随着剪切速率的增大而减小㊂含水率也是影响黄土强度指标的关键因素,在同一围压和剪切速率下,原状试样的强度指标:黏聚力随含水率的增大而明显降低;但含水率的改变对内摩擦角的影响甚微㊂2.3㊀应力应变曲线根据试验时所记录的数据,以主应力差(σ1-σ3)为纵坐标,以轴向应变ε1为横坐标,绘制不同剪切速率㊁含水率下主应力差(σ1-σ3)与轴向应变ε1的关系曲线,如图6至图8所示㊂由图6可知:含水率与围压的共同作用使得原状黄土的应力-应变关系发生改变㊂在同一围压和剪切速率下,当含水率增加时,试样的应力-应变曲线逐渐下移,其破坏强度与含水率之间呈负相关性㊂在相同含水率和剪切速率下,试样的应力-应变曲线随着围压的增大逐渐上移且上移幅度较大,无峰值点㊂在低围压下[见图6(a)],原状黄土试样的应力-应变曲线出现明显转折点,属于应变弱硬化型㊂在高围压下[见图6(c)],为应变强硬化型㊂当围压为σ3= 200kPa时,随着含水率的增大,所对应的应力-应变曲线逐渐由应变弱硬化型向应变强硬化型过渡㊂在应变大致为ε1=2%处有一个明显转折点,此时应变量小且曲率大,这表明试样内胶结物质形成的联结强度抵抗了外力的作用,使得主应力差的增加速率随着应变的增大逐渐加快;在转折点之后,试样内部各部分胶结强度抵抗不了持续外力的作用,试样内部结构发生破坏,强度逐渐消失,使得主应力差的增加速率随着应变的增大而逐渐变小,在持续外力作用下应力-应变曲线缓慢上移㊂原状试样的应力-应变曲线随着含水率的增大其剪切强度随之不断减小,这是由于当含水量增加时,土颗粒间的结合水膜变厚,降低了土颗粒间的吸附作用,导致黏聚力降低;同时随着水量增加,形成土体强度的碳酸钙在水中的溶解量不断增加,大大降低了土体颗粒间的联结程度,使得黄土颗粒间的黏结力降低㊂图7和图8分别为重力含水率13%和16%时(即体积含水率为18.8%和23.2%)对应不同基质吸力的试样应力-应变关系曲线,随着剪切速率的增加,曲线形态基本相似,都是随着剪切速率的增加先快速上升后缓慢上升,但上升幅度逐渐减小且无峰值点;试图6㊀剪切速率1mm/min时原状试样的应力-应变关系Fig.6㊀The stress-strain relationship of the undisturbed soil sample at a shear rate of1mm/min样的应力-应变曲线随着剪切速率的增大逐渐上移,其强度也不断增大㊂在剪切速率相同时,随着围压的增大,应力-应变曲线有明显的上移趋势且上移幅度较大,原状试样的抗剪强度也随之增大㊂与剪切速率相比较,围压的改变对试样的应力-应变关系的影响更大一些㊂低围压下,剪切速率对土体强度的影响比高围压下更加明显,从图8(a)中可以看出试样应变较小时应力-应变曲线有明显转折点,属于应变弱硬化型,而高围压下[见图8(b)]为应变强硬化型㊂这是由于童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究图7㊀含水率为13%时原状试样的应力-应变关系Fig.7㊀Stress-strain relationship of the undisturbed soil sample when the moisture content is13%在低围压下试样的结构保持完整,试样破坏发生在剪切过程中,而在高围压下试样某部位会出现应力集中,试样会在未剪切前出现轻微裂缝,使试样内部结构错动从而导致破坏㊂2.4㊀原状试样的破坏强度值试验中原状试样的应力-应变曲线均呈应变硬化型,当应变量达到15%时的强度则定义为原状试样的破坏强度[15]㊂由图9可知:原状黄土试样的破坏强度与剪切速率之间的不是线性递增函数关系而是二次函数关系,存在临界剪切速率㊂在临界点的左侧,破坏强度随着剪切速率的增大不断增加,在其右侧破坏强度的变化图8㊀含水率为16%时原状试样的应力-应变关系Fig.8㊀The stress-strain relationship of the undisturbed soil sample when the moisture content is16%规律与左侧相反㊂随着围压的增大,原状黄土试样的破坏强度明显增加㊂原状黄土试样的破坏强度中临界剪切速率存在与土体内部的孔隙水压力有关,在较低剪切速率下,土体内部的孔隙水压力分布比较均匀,与实际压力接近;在较高剪切速率下,试样两端的孔隙水向试样中部流动,使得试样中部孔隙水压力大于试样两端,因此,会存在较低剪切速率下的破坏强度低于较高剪切速率下的破坏强度㊂此外,临界剪切速率还与土体的触变性有关,在高剪切速率下部分损失的强度来不及恢复,而在较低剪切速率下破坏强度可以恢复,在其他条件相同时会出现高剪切速率下的破坏强度下降的趋势㊂童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究表4㊀原状试样的破坏强度值Table4㊀Failure strength values of undisturbed samples含水率/%干密度/g㊃cm-3孔隙率/%剪切速率/mm㊃min-1破坏强度/kPa围压100kPa围压200kPa围压300kPa10 1.369.3 13 1.3311.3 16 1.29140.5245.6397.8576.71.0286.0455.1611.91.5292.3467.4623.12.0278.0443.2609.53.0257.3423.5575.60.5226.0380.2550.61.0267.2425.3596.11.5275.0436.2605.62.0258.6413.1586.7 3.0230.3400.6568.50.5205.3352.5537.31.0238.1391.8586.41.5251.0415.3594.72.0231.8392.2567.33.0208.7373.1556.8㊀㊀由表4可知,含水率的增加对试样强度具有软化作用,随着含水率的增大,试样的破坏强度显著降低;围压增大对试样强度具有强化作用,随着围压的增大破坏强度也不断增加,在同一围压和剪切速率下,试样强度随着干密度和孔隙率的增大不断降低㊂黄土是骨架大孔隙土,其强度主要取决于形成土体自身的胶结物质的成分和性质,由于随着试样内含水率的增大,形成土体强度的碳酸钙在水中的溶解量不断增加,这将大大降低了土体颗粒间的联结程度,使得黄土颗粒黏结力降低,结构被破坏㊂2.5㊀微观结构分析图10为试样重力含水率为10%时在不同剪切速率下竖直方向和水平方向观察面放大300倍的SEM 照片㊂由以上微观图片可知,该地区4.5m深度的黄土无植物根系,主要以块状颗粒和胶结物质为主,土颗粒较大并伴有细小颗粒吸附,颗粒间空隙较大,局部空隙被胶结物质所填充㊂随着剪切速率的增大,试样被压密,孔隙中的空气和水被挤出,以致孔隙逐渐减小,直到剪切速率为1.5mm/min时,试样结构最为密实,此时试样的强度达到最大,剪切速率大于1.5mm/min时试样的强度变小㊂此临界剪切速率的存在与土体内部的孔隙水压力有关,在较低剪切速率下,土体内部的孔隙水压力分布比较均匀,与实际压力接近一致;在较高剪切速率下,试样两端的孔隙水向试样中部流动,使得试样图9㊀不同围压时剪切速率对试样破坏强度的影响Fig.9㊀The effect of shear rate on the failure strength of specimens at different confining pressures中部孔隙水压力大于试样两端,因此,会存在较低剪切速率下的峰值强度低于较高剪切速率下的峰值强度㊂此外,临界剪切速率的存在还与土体的触变性有关,在高剪切速率下,部分损失的强度来不及恢复,而在较低剪切速率下峰值强度可以恢复,在其他条件相同时,会出现高剪切速率下的峰值强度下降的趋势㊂由图10中(e)和(f)水平剪切与垂直剪切的微观图片可知,竖直方向剪切后的试样比水平方向更加密实,这与试样自重㊁上覆荷载及其周围压力有关㊂童国庆,等ʊ非饱和原状黄土强度特性试验研究图10㊀含水率为10%时不同剪切速率下试样的SEM 图Fig.10㊀SEM images of soil samples at different shear rates when the water content is 10%㊀㊀3㊀结㊀论(1)试样的体积含水率在脱湿和吸湿过程中均随着基质吸力的增大而减小㊂(2)含水率和剪切速率是影响原状黄土剪切强度指标的重要因素㊂随着含水率的增大,试样的黏聚力明显减小,但对内摩擦角影响甚微;试样的黏聚力随剪切速率的增大呈现先增大后减小的规律,存在临界剪切速率,内摩擦角随着剪切速率的增大逐渐减小㊂(3)在一定条件下,含水率的增大对土体强度具有软化作用,而围压的增大对土体强度具有强化作用㊂(4)含水率的改变对黄土强度的影响最大,围压次之,剪切速率的改变对原状黄土试样剪切强度的影响最小㊂。

降雨对某滑坡滑体与滑带土力学性质及其稳定性影响的研究地质工程， 2010，硕士【摘要】非饱和土的研究尚处在发展的阶段,它的理论还不够成熟,现在通过试验来完善它的理论是一种趋势,好多学者和专家都基于试验提出更加完善的计算公式,但一些公式仍然不便于实际工程的应用。

云南哀牢山的残-坡积土具有非饱和土的性质,且普遍存在。

每年的雨季,由于降雨入渗,使土体的含水率发生改变,导致土体的抗剪强度衰减,致使该地区一些浅层滑坡的发生。

本课题以云南哀牢山某滑坡的土体为研究对象,利用非饱和土的理论,通过三轴试验来探讨滑体土及滑带土的抗剪强度参数随含水率的变化所体现的异同及变化规律。

在此基础上,通过Geo-slope软件对该滑坡由于降雨入渗产生的三种不同工况进行稳定性分析,进一步阐明降雨入渗对滑坡稳定性的影响。

三轴试验结果表明：当含水率小于塑限含水率时,三轴试验得到的应力-应变关系出现峰值,呈加工软化的形态；而当含水率大于塑限含水率时,应力-应变关系曲线表现为加工硬化的形态,在15%的应变范围内,试样只是被压短变粗,出现鼓胀现象。

随着含水率的增加,滑体与滑带土强度参数c、φ都有变小的趋势,而滑体土强度参数较滑带土变化更为明显。

对于同一含水率下,滑体土的强度要比滑带土的大。

对试验数据的分析表明：滑... 更多还原【Abstract】 Study of unsaturated soils are still indevelopment stage,it is not enough mature, Now it through teststo improve the theory is a trend, Many scholars and experts have proposed a more comprehensive formula based on the tests, but some formula is still not easy using in engineering applications.The residual-slope deposits of soil have the nature of a non-saturated soil and widespread at Ailaoshan of Yunnan Province.The rainy season each year, As the rainfall infiltration, soil water content to c... 更多还原【关键词】非饱和土；抗剪强度参数；含水率；三轴试验；安全系数；稳定性；【Key words】unsaturated soil；shear strength parameters；water content；triaxial test；safety factor；stability；摘要5-6ABSTRACT 6-7第1章有关非饱和土的概述11-191.1 非饱和土的性状11-121.2 非饱和土的分类方法121.3 非饱和土研究的发展及现状12-151.3.1 库伦—莫尔(MOHR-COULOMB)破坏准则及有效应力概念121.3.2 BISHOP提出的以有效应力为基础的库伦破坏准则12-131.3.3 FREDLUND等提出的非饱和土强度的理论131.3.4 卢肇钧(1992、1997)等用膨胀力表示的强度13-141.3.5 沈珠江广义吸力双曲线公式141.3.6 徐永福的幂函数形式141.3.7 缪林昌等人(1999)提出的非饱和膨胀土公式14-151.3.8 缪林昌和殷宗泽(1999)提出的双曲线模型151.3.9 汤连生总有效应力原理151.4 非饱和土研究存在的问题15-161.5 本课题研究内容及意义16-19第2章云南哀牢山河口残-坡积土力学性质试验研究19-372.1 实验目的192.2 实验方案19-202.2.1 实验内容192.2.2 实验设备19-202.3 实验方法20-242.3.1.试样制备20-212.3.2 三轴实验21-222.3.3 含水率试验222.3.4 界限含水率试验222.3.5 密度试验22-232.3.6 比重试验23-242.3.7 颗粒分析试验242.4 试验步骤24-252.5 三轴试验成果整理25-302.5.1 应力-应变关系曲线25-302.5.2 土样抗剪强度参数试验结果302.6 试验数据分析30-352.6.1 应力应变关系特性30-312.6.2 强度特性31-352.6.2.1 含水率w与内聚力c的关系32-342.6.2.2 含水率ω与内摩擦角φ的关系34-352.7 结论35-37第3章滑坡稳定性分析的极限平衡法37-453.1 极限平衡法的理论基础37-393.2 稳定系数的定义39-403.3 极限平衡分析方法40-443.3.1 BISHOP条分法40-423.3.2 简布法(JANBU法) 42-443.4 滑坡稳定性分析软件简介44-45第4章哀牢山某工程实例分析45-614.1 哀牢山地区的研究现状46-474.2 哀牢山地区的地质环境概况47-494.2.1 区域自然地理47-484.2.1.1 地形地貌474.2.1.2 气候条件474.2.1.4 植被概况484.2.2 地质环境概况48-494.2.2.1 地层484.2.2.2 构造48-494.3 哀牢山地区地质灾害特征49-524.3.1 地层特征49-504.3.2 构造特征504.3.3 暴雨诱发504.3.4 地震50-514.3.5 人为活动的影响51-524.4 哀牢山某滑坡稳定性分析52-614.4.1 滑坡的简化模型524.4.2 降雨对滑坡稳定性影响过程分析52-574.4.2.1 工况一:在含水率为10%的情况下滑坡稳定性分析53-544.4.2.2 工况二:在含水率为13%的情况下滑坡稳定性分析54-554.4.2.3 工况三:在含水率为17%的情况下滑坡稳定性分析55-574.4.2.4 滑坡稳定性分析结果574.4.3 滑坡后缘拉裂缝对滑坡稳定性的影响57-59第5章结论与展望61-635.1 结论61-625.2 展望62-63参考文献。