沈 揚，王保光，陶明安, ，王 鑫，杜文漢

（1. 河海大學(xué) 巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京 210098；2. 鐵道第三勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司，天津 300142）

1 引 言

在巖土工程技術(shù)領(lǐng)域中，為了獲取土體在地震、波浪與交通荷載等復(fù)雜動力條件下的力學(xué)響應(yīng)特性，常常需要開展各種主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)路徑下空心圓柱試樣的室內(nèi)試驗研究[1]。原狀土樣具有原位應(yīng)力狀態(tài)和原始結(jié)構(gòu)，可用于研究土體強(qiáng)度和變形等原生各向異性規(guī)律，但原狀試樣取樣和保存較困難，難以確保所取試樣的均勻性和可對比性，且還包含各種原位影響因素，不利于土體次生各向異性的研究，故采用性質(zhì)均一的重塑試樣進(jìn)行室內(nèi)試驗研究亦是研究上述應(yīng)力路徑下土體性狀的重要技術(shù)手段。

室內(nèi)制備重塑軟黏土試樣的主要途徑有擊實法和固結(jié)法。擊實法存在以下不足：試樣尺寸與目標(biāo)含水率、擊實功、分層高度等因素存在相互影響，需針對不同試樣尺寸考慮各影響因素的作用，還存在結(jié)構(gòu)面、余土高度等不利因素。

目前制備重塑軟黏土試樣多采用泥漿固結(jié)法，按照固結(jié)動力的不同，又可以分為加壓固結(jié)法與真空固結(jié)法。1971年Sheeran和Krizek[2]首次提出了泥漿加壓固結(jié)法來制備重塑黏土試樣。Lin等[3]在其基礎(chǔ)上分別進(jìn)行了改進(jìn)。Sheahan等[4]利用小型真空容器制備單個黏土試樣。紀(jì)玉誠等[5]設(shè)計了真空預(yù)壓法制備重塑土樣的室內(nèi)裝置。鄭鴻鑌等[6]又進(jìn)行了改進(jìn)。鑒于現(xiàn)有裝置和技術(shù)的尚可改進(jìn)之處，本課題組研究設(shè)計出了一種新型重塑黏土空心圓柱試樣的真空預(yù)壓制備裝置。

2 新型重塑黏土空心圓柱試樣制備裝置開發(fā)

2.1 試樣制備用土

所用黏土取自南京河西地區(qū)，將現(xiàn)場取得的土經(jīng)自然風(fēng)干，用鍔式粉碎機(jī)將風(fēng)干土粉碎、過篩，采用4分對角取樣法取篩下土，密封保存。取過0.5 mm篩的土樣，測定土體的物理性質(zhì)指標(biāo)，見表 1。表中，Gs為土粒相對密度；wL為液限；wp為塑限；Ip為塑性指數(shù)。

表1 試樣土質(zhì)的物理性質(zhì)指標(biāo)Table 1 Physical state properties of soil samples

2.2 試樣制備裝置設(shè)計

選擇制備單個試樣的模型槽方式，在試樣制備技術(shù)研發(fā)過程中試驗了3種排水方式，即底部排水、上、下同時排水和水平橫向排水，見圖 1。底部排水時土樣會出現(xiàn)上部較軟、中間以下部位較硬的不均衡現(xiàn)象，造成這種現(xiàn)象的主要原因是：真空度由下向上傳遞，隨高度增加而減小，加之重力因素，導(dǎo)致下部土體在真空滲流場及重力的作用下快速排水固結(jié)，短時間內(nèi)使土樣固結(jié)至密實，從而大大降低下部土樣滲透性，阻礙真空度向上傳遞，最終導(dǎo)致土樣上軟下硬。而排水方式轉(zhuǎn)變?yōu)樯?、下排水時，上、下部位的土樣固結(jié)效果有所改善，但中部土樣的排水固結(jié)效果差，因為該排水方式導(dǎo)致中間部位土樣的上下負(fù)壓差較小，難以形成滲流場。

圖1 試樣制備裝置研發(fā)歷程Fig.1 Development ideas of sample preparation device

經(jīng)各排水方式的試驗比較，本技術(shù)最終采用水平橫向排水方式，通過設(shè)置中間豎向排水體，實現(xiàn)了水平橫向排水固結(jié)和空心內(nèi)壁成型的雙重目的，極大地縮短制樣周期，避免了2次削切、擾動與浪費，提高了相關(guān)試驗的研究效率。此外，由于本技術(shù)采取徑向排水方式，故在垂直于徑向的平面內(nèi)，可以較好地實現(xiàn)試樣的原生各向同性，且此平面也是開展復(fù)雜應(yīng)力路徑試驗的主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)平面，可以避免原生各向異性及其他復(fù)雜因素的影響，為系統(tǒng)研究包括主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)在內(nèi)的各種復(fù)雜應(yīng)力路徑下土體的基本靜動力學(xué)特性提供了前提。

定型制樣裝置結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要包括裝樣固結(jié)筒、排水底座與3瓣排水體等部件。泥漿固結(jié)筒直徑為 120 mm，底部設(shè)有法蘭盤，乳膠膜的直徑為118 mm。3瓣排水體高270 mm，外徑為50 mm，頂部設(shè)有配套頂蓋，排水體周身及頂蓋設(shè)有梅花型均勻分布的透水孔。排水底座由3 cm厚的實心法蘭盤制成，其上設(shè)有安置3瓣排水體和密封圈的凹槽，裝樣固結(jié)筒與排水底座通過法蘭盤由螺栓固定。

圖2 新型制樣裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Sketch of new sample preparation device

采用本方法制備的試樣進(jìn)行后期切削成標(biāo)準(zhǔn)尺寸試樣時，內(nèi)芯僅需鉆削5 mm的壁厚，相比以往的實芯樣取芯鉆削成標(biāo)準(zhǔn)空心圓柱試樣，本方法快捷方便，降低了對試樣的擾動。此外，為了提高制樣效率，綜合考慮試驗場地、成本和試驗供應(yīng)等因素，試樣制備數(shù)量選定為6個/次，制樣裝置實物見圖3。

圖3 制樣裝置實物圖Fig.3 Physical map of sample preparation apparatus

3 試樣制備過程

本裝置的單個固結(jié)筒尺寸較小，可消除了大體積試樣制備過程中的泥漿分層現(xiàn)象，但若泥漿含水率過低則不利于傾倒，且試樣內(nèi)部易產(chǎn)生孔洞?，F(xiàn)有制備技術(shù)的泥漿含水率多為1.5～2.0倍液限，試驗發(fā)現(xiàn)，本試驗用土所配泥漿含水率為1.7倍液限較為適宜。

為確保所制試樣間的差異較小，每個固結(jié)筒中泥漿質(zhì)量保持相等。經(jīng)過計算與調(diào)試，配制單個固結(jié)筒中所盛泥漿需5 kg干土，根據(jù)測定的風(fēng)干土樣含水率，將土樣配制成設(shè)計含水率的泥漿備用。根據(jù)試樣目標(biāo)含水率計算最終排水量，實時監(jiān)測水汽分離裝置中的排水量，控制最終重塑試樣的含水率，達(dá)到目標(biāo)含水率時停止真空負(fù)壓。

圖4 試樣制備流程圖Fig.4 Flowchart of samples preparation

下面結(jié)合圖4具體介紹重塑空心圓柱試樣的制備流程：① 排水底座置于三腳支架上，在3瓣排水體外部涂一層凡士林后，將其插入排水底座插槽中，見圖4(a)。② 在固定好的3瓣排水體外圍及頂部包裹一層潤濕的濾紙，再將頂蓋置于3瓣排水體上端并覆蓋濾紙，在排水體上、中、下端用橡皮筋將濾紙繃緊扎牢，防止泥漿從孔隙處進(jìn)入排水體內(nèi)部，見圖4(b)。③ 在排水底座上鋪設(shè)一層濾紙，用水浸濕，便于后期取樣，并在底座相應(yīng)凹槽處放置密封墊圈，見圖4(c)。④ 乳膠膜上下端分別外翻1～2 cm套在裝樣固結(jié)筒上，并通過螺栓將裝樣固結(jié)筒與排水底座通過法蘭盤固定，見圖4(d)。⑤ 借助定位器來檢查中間豎向排水體是否豎直，若偏離中心，則手動適當(dāng)調(diào)整，見圖4(e)。⑥ 在安裝試驗裝置的同時，取過篩后的土樣5 kg，根據(jù)計算加水配制設(shè)計含水率（1.7倍液限）的泥漿，采用小型攪拌機(jī)均勻攪拌10 min左右，見圖4(f)。⑦ 將攪拌均勻的泥漿緩慢倒入裝樣固結(jié)筒內(nèi)，見圖4(g)，邊倒邊震蕩，以便泥漿裝樣震動密實，避免沉積之初存在較大的空隙。⑧ 重復(fù)步驟①～⑦，直至6個固結(jié)筒中均裝滿泥漿，見圖4(h)。⑨ 連接排水管路，接通電源，開始真空預(yù)壓制備試樣。經(jīng)過不斷地調(diào)試與摸索，最終確定采用分級加載的方式施加真空負(fù)壓（30、60、90 kPa）三個等級。分級加載的方式能保證土樣內(nèi)部在真空負(fù)壓的作用下受力均勻，形成穩(wěn)定的滲流場，避免由于受力不均造成內(nèi)部氣泡滯留而引起的孔洞，影響制樣效果。⑩ 實時量測水汽分離裝置中的排水量，當(dāng)達(dá)到預(yù)定要求時，關(guān)閉真空泵，緩慢地降低裝置內(nèi)真空負(fù)壓，避免卸荷對試樣造成擾動，卸荷至0 kPa之后，然后再將整個制備裝置靜置一段時間，便于取樣。○11 取下固結(jié)筒，見圖4(i)，將3瓣排水體頂部土體切削至頂蓋位置，取下配套頂蓋，見圖4(j)，用鋼絲鉗將3瓣排水體逐一抽出，最后拆下排水底座即可得到所制備試樣，見圖4(k)?！?2 將所制空心圓柱試樣置于標(biāo)準(zhǔn)空心圓柱試樣制樣臺，做進(jìn)一步加工處理，便可制得尺寸（高度×外直徑×內(nèi)直徑）為200 mm×100 mm×60 mm的標(biāo)準(zhǔn)空心圓柱試樣，見圖4(l)。

4 重塑試樣物理力學(xué)性能均衡性驗證

4.1 試樣物理均衡性驗證

對制備的重塑土樣，采用烘干法測定試樣不同位置處的平均含水率，分析試樣含水率的均衡性。沿土樣高度方向分上、中、下3層，每層2個取樣點，含水率測定點選取如圖5所示，測定結(jié)果見表2。

圖5 含水率測試點位置示意圖Fig.5 Sketch of moisture test points

表2 含水率測定結(jié)果Table 2 Determination results of moisture

表2中測定結(jié)果表明，豎直方向上本技術(shù)所制備的單個試樣的上、中、下部位處含水率差值最大為0.6%，6個試樣上部、中部和下部的平均含水率分別為29.6%、29.5%、29.4%，最大差值為0.2%，試樣不同高度處的含水率分布均勻。6個不同固結(jié)筒所制試樣的平均含水率分別為 29.3%、29.3%、29.4%、29.7%、29.3%、29.9%，最大差值為0.6%，平均含水率為 29.5%，上述數(shù)據(jù)表明本技術(shù)所制的各個試樣的含水率基本一致，且制備效果較好。

4.2 復(fù)雜應(yīng)力條件下試樣力學(xué)性能均衡性驗證

采用河海大學(xué)空心圓柱儀對本技術(shù)所制試樣進(jìn)行試驗驗證，檢驗土樣是否能夠滿足復(fù)雜應(yīng)力條件下試驗要求，本次測試了兩種不同主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)路徑下不同試樣之間的土體性狀。

4.2.1 試驗方案

空心圓柱儀（HCA）能夠模擬多種復(fù)雜應(yīng)力路徑[7]，本次分別開展了主應(yīng)力軸圓形線旋轉(zhuǎn)和心形線旋轉(zhuǎn)兩種應(yīng)力路徑的驗證試驗，如圖6所示。

圖6 偏應(yīng)力空間中不同主應(yīng)力方向變化模式Fig.6 Different variation patterns of principal stress direction in partial stress space

開展不排水循環(huán)剪切試驗，施加動應(yīng)力水平采用初始動應(yīng)力比（后文簡寫為動應(yīng)力比）表示，即η=q/p0，其中q= (σ1-σ3) /2，p0為初始有效圍壓，本次試驗中初始有效圍壓均為100 kPa，固結(jié)完成后的土體處于正常固結(jié)狀態(tài)，具體的試驗方案見表3。

表3 不同主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)路徑試驗方案Table 3 Different principal stress rotation paths in test program

4.2.2 試驗結(jié)果及分析

圖7為不同主應(yīng)力方向變化路徑下試樣累積軸向應(yīng)變與時間關(guān)系。從圖中可以看出，兩種主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)應(yīng)力路徑下軸向累積變形都隨振次的增加而增大，曲線應(yīng)變增長速率一直保持逐步減小，一定振次后，永久應(yīng)變量逐漸趨于穩(wěn)定，同一路徑相同加載條件下，不同試樣間的試驗結(jié)果較為一致，試驗曲線基本重合，各試樣間累積應(yīng)變響應(yīng)差別較小。

圖8為不同主應(yīng)力方向變化路徑下試樣累積孔壓與時間關(guān)系。從圖中可以看出，其發(fā)展趨勢與試樣軸向塑性累積變形發(fā)展規(guī)律類似，孔壓曲線增長率開始階段較高，后逐漸降低，最終基本趨于穩(wěn)定。同樣的加載條件下，不同試樣間的孔壓累積發(fā)展曲線基本重合，各試樣間的累積孔壓響應(yīng)差別較小。

圖7 不同加載路徑下試樣的軸向應(yīng)變演變規(guī)律Fig.7 Axial strain evolution rules of the sample under different loading paths

圖8 不同加載路徑下試樣的孔壓開展規(guī)律Fig.8 Pore pressure evolution rules of samples under different loading paths

通過上述分析可知，本技術(shù)所制備的試樣能夠滿足包括主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)在內(nèi)的復(fù)雜應(yīng)力路徑下的相關(guān)室內(nèi)試驗，并且所得到的試驗數(shù)據(jù)規(guī)律性良好，可以用來進(jìn)行對比分析，為今后對重塑黏土的試驗結(jié)果對比分析提供了可靠的依據(jù)。

5 結(jié) 論

（1）通過設(shè)置具有滲透排水與內(nèi)壁成型雙重作用的3瓣排水體將傳統(tǒng)的排水方式由豎向轉(zhuǎn)變?yōu)闄M向，減小了滲徑，縮短了制樣周期。水平滲透排水方向?qū)崿F(xiàn)了試樣橫觀各向同性，垂直徑向的平面與開展復(fù)雜應(yīng)力路徑試驗時主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)平面相同，削弱了原生各向異性和其他因素對主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)試驗的不利影響。

（2）分級加載真空負(fù)壓能保證土樣內(nèi)部在真空負(fù)壓作用下受力均勻，使得土體內(nèi)部形成穩(wěn)定的滲流場，避免內(nèi)部氣泡滯留造成的土體內(nèi)部孔洞。通過多個固結(jié)筒同時進(jìn)行真空負(fù)壓來制備試樣，增加單次制樣數(shù)量，提高了試樣制備效率。

從物理與土體力學(xué)性能方面驗證了本技術(shù)所制試樣用于復(fù)雜應(yīng)力路徑條件下土體性態(tài)演變規(guī)律研究的可行性，為復(fù)雜應(yīng)力路徑下土體基本性狀的研究提供了前提保障。

[1] 欒茂田, 劉功勛, 郭瑩, 等. 復(fù)雜應(yīng)力條件下原狀飽和海洋黏土孔壓與強(qiáng)度特性[J]. 巖土工程學(xué)報, 2011,33(1): 150－157.LUAN Mao-tian, LIU Gong-xun, GUO Ying, et al.Characteristics of pore water pressure and strength of undisturbed saturated marine clay under complex stress conditions[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(1): 150－157.

[2] SHEERAN D, KRIZEK R. Preparation on homogenous soil samples by slurry consolidation[J]. Journal of Mater,1971, 6(2): 356－373.

[3] LIN H, PENUMADU D. Experimental investigation on principal stress rotation in kaolin clay[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,ASCE, 2005, 131(5): 633－642.

[4] SHEAHAN T, LADD C, GERMAINE J. Rate-dependent undrained shear behavior of saturated clay[J]. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 1996, 122(2): 99－108.

[5] 紀(jì)玉誠, 閆澍旺. 室內(nèi)真空預(yù)壓制備土樣的技術(shù)及應(yīng)用[J]. 水運工程, 1997, 23(12): l－2.JI Yu-cheng, YAN Shu-wang. The technique and application of preparing soil sample by indoor vacuum prestressing[J]. Port & Waterway Engineering, 1997,23(12): 1－2.

[6] 鄭鴻賓. 主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)下重塑黏土與原狀黏土特性試驗研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2011.

[7] 陶明安, 沈揚, 王鑫, 等. 空心圓柱儀模擬列車荷載下土中應(yīng)力路徑能力分析[J]. 巖土力學(xué), 2013, 34(11):3166－3172.TAO Ming-an, SHEN Yang, WANG Xin, et al. Ability analysis of HCA to imitate stress path of soil caused by train load[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(11):3166－3172.Proceedings of the 12th International Conference of International Association for Computer Methods and Advances in Geomechanics, India: [s.n.], 2008: 4284－4291.

[7] YAMAMOTO K, LYAMIN A V, WILSON D W, et al.Stability of a circular tunnel in cohesive-frictional soil subjected to surcharge loading[J]. Computers and Geotechnics, 2011, 38(4): 504－514.

[8] YAMAMOTO K, LYAMIN A V, WILSON D W, et al.Stability of dual circular tunnels in cohesive-frictional soil subjected to surcharge loading[J]. Computers and Geotechnics, 2013, 50: 41－54.

[9] 楊峰, 趙煉恒, 張箭, 等. 基于剛體平動運動單元的上限有限元研[J]. 巖土力學(xué), 2014, 35(6): 1782－1786.YANG Feng, ZHAO Lian-heng, ZHANG Jian, et al.Investigation on finite element upper bound solution based on rigid translatory moving element[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(6): 1782－1786.

[10] 楊峰, 陽軍生, 趙煉恒. 淺埋隧道工作面破壞模式與支護(hù)反力研究[J]. 巖土工程學(xué)報, 2010, 32(2): 279－284.YANG Feng, YANG Jun-sheng, ZHAO Lian-heng.Collapse mechanism and support pressure for shallow tunnel face[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(2): 279－284.