張富臣 王鵬程 張慶建 李玉貴 于磊

摘要：對砂柱法和常規(guī)方法制備的黏性粗粒土三軸試樣進行飽和試驗，對比其飽和效果，同時為論證砂柱對土體排水效果、應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和強度特性的影響，開展砂柱法試樣和常規(guī)試樣在不同剪切速率下的三軸CD剪試驗，并討論剪切速率對試驗的影響。試驗結(jié)果表明：砂柱法配合反壓飽和6 h，試樣基本飽水均勻；常規(guī)試樣的速率敏感度較高，隨著剪切速率的增大，強度指標(biāo)φd減小、Cd增大，同一圍壓下，峰值偏應(yīng)力減小；體應(yīng)變εv與剪切速率呈反比，且圍壓越大，越不利于土體排水，峰值偏應(yīng)力減小的幅度越大；剪切速率與Ei呈反比，與Bi成正比，鄧肯-張模型參數(shù)Rf、k、n、D和F值隨剪切速率的增大而減小；砂柱法制備的試樣速率敏感度較低，且砂柱法試樣在0.3 mm/min剪切速率下具有同常規(guī)試樣0.03 mm/min剪切速率下相似的三軸應(yīng)力-應(yīng)變特征；該方法獲取了相近的CD剪強度指標(biāo)和鄧肯張模型參數(shù)，同時縮短了試驗在飽和-固結(jié)-剪切3個階段的用時，大幅提高了試驗效率，具有良好的經(jīng)濟效益。研究結(jié)果可為與黏性粗粒土三軸試驗相關(guān)的實踐和研究工作提供參考。

摘要：黏性粗粒土； 剪切速率； CD剪； 砂柱法； 三軸試驗

中圖法分類號： TV16

文獻標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.01.031

0 引 言

土石壩已經(jīng)成為水利水電大壩工程中應(yīng)用最廣泛、發(fā)展最迅速的一種壩型，透水性小的黏性粗粒土常常被用作心墻土料起到防滲作用［1］。為研究黏性粗粒土的應(yīng)力-應(yīng)變性質(zhì)，通常需要在室內(nèi)進行大型三軸試驗，通過固結(jié)排水剪（CD）試驗以確定相關(guān)模型參數(shù)，為工程設(shè)計提供必要依據(jù)［2-5］。然而，在實際工作中往往存在以下問題：① 黏性粗粒土透水性差，飽和耗時長，傳統(tǒng)的抽氣飽和法和反壓飽和法均很難使試件土體快速均勻飽和；② 剪切速率問題，為保證試樣內(nèi)的孔壓充分消散，加載速率必須很低，而較慢的剪切速率大大拉長了試驗周期。由于對黏性粗粒土三軸剪切速率的研究資料甚少，試驗剪切速率一般參考細粒土三軸試驗結(jié)果而設(shè)定［6］。

為解決黏性粗粒土三軸試驗的飽和問題，鄭星等［7］于2015年發(fā)明了一種黏性粗粒土大三軸試驗快速飽和、排水結(jié)構(gòu)的實用新型專利。該方法采用砂柱法對黏性粗粒土試樣進行飽和，在理論上加快了大型三軸黏性土料試樣的飽和速度，同時縮短了固結(jié)和剪切時的排水時間，提高了試驗效率，但缺乏相關(guān)試驗數(shù)據(jù)支撐，尤其是砂柱結(jié)構(gòu)對黏性土三軸試樣應(yīng)力-應(yīng)變性質(zhì)的影響，亟需論證。關(guān)于黏性粗粒土三軸剪切速率的研究，目前主要集中于三軸不排水剪（CU）試驗［8-16］，認為剪切速率對孔壓影響較大，土料性質(zhì)不同，速率敏感度有較大差異。針對剪切速率對固結(jié)排水剪（CD）影響的研究較少，韓勝利等［17］研究認為剪切強度隨剪切速率的增大而增大，而朱俊高等［18］對摻礫心墻料的研究結(jié)果表明，剪切強度與剪切速率成反比，并對土體的變形性質(zhì)展開了討論。

本文利用砂柱法制備黏性粗粒土三軸試樣，驗證砂柱對黏性粗粒土試樣的飽和效果，論證砂柱對土體排水效果、應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和強度特性的影響；為與常規(guī)制樣試驗形成對比，同時開展不同剪切速率下的三軸CD剪試驗，討論剪切速率對試樣應(yīng)力-應(yīng)變特征、鄧肯-張模型參數(shù)的影響。

1 研究方案

1.1 試驗土料

選用黏性粗粒土料BKSJ進行試驗，三軸試驗按照最優(yōu)含水率和最大干密度制樣。試驗在SZ30-4DA型粗粒土三軸壓縮試驗儀上進行，試樣為圓柱體狀，直徑為30 cm、高60 cm，允許最大粒徑60 mm，對超粒徑（＞60 mm）土料按照等量替代法處理。試料的最優(yōu)含水率、最大干密度、混合比重、理論飽和含水率、滲透系數(shù)等參數(shù)如表1所列，天然級配和試驗級配如表2所列。

1.2 砂柱法制樣

如圖1所示，在試樣軸心埋置貫通孔砂柱，沿試樣高度方向等分4個橫截面，橫截面處設(shè)置十字溝槽，溝槽內(nèi)埋置細砂并以貫通孔為交點。控制貫通孔及溝槽直徑φ為1 cm。

1.3 試驗方案

對常規(guī)裝填試樣和砂柱法試樣分別采取抽氣法與反壓法進行飽和。常規(guī)試樣抽氣法飽和24 h，反壓法飽和12 h，砂柱法試樣抽氣法飽和12 h，反壓法飽和6 h，各組試樣飽和完畢后，自上而下均分5層測含水率。反壓飽和時，圍壓加載0.625 MPa，反壓加載0.6 MPa。

對常規(guī)試樣和砂柱法試樣進行三軸CD剪試驗，常規(guī)試樣分別以剪切速率0.03，0.07 mm/min和0.30 mm/min完成3組（后文分別以慢、中、快速剪形容），各組試驗剪切到軸向應(yīng)變20%的時長分別為66.6，28.6 h和6.7 h，砂柱法試樣則以0.03 mm/min和0.30 mm/min的剪切速率完成2組試驗。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗結(jié)果

為驗證砂柱法制樣的飽和效果，在到達預(yù)設(shè)時長后分別取出砂柱法試樣和常規(guī)試樣，自上而下等分5層測含水率。試驗結(jié)果如表3所列。

對制備好的常規(guī)試樣采用反壓飽和12 h、砂柱法試樣反壓飽和6 h后開始固結(jié)，固結(jié)完成以固結(jié)曲線不再發(fā)生明顯變化為標(biāo)準(zhǔn)，對軸向應(yīng)力無明顯峰值的試驗取軸向應(yīng)變15%處的偏應(yīng)力為峰值偏應(yīng)力，各組試驗強度指標(biāo)結(jié)果如表4所列。

2.2 飽水效果

本文以理論飽和含水率為基準(zhǔn)，計算土體各層位的飽和度。在反壓作用下，試樣局部可能稍大于理論含水率，飽和度按1計算。如圖2所示，常規(guī)制樣后，抽氣飽和24 h，試樣僅頂?shù)變擅嬷苯佑|水的部分含水率較高，飽和度接近0.9，試樣中部含水率較低；采用反壓飽和12 h后，試樣整體的飽和度大于0.9，含水狀態(tài)不均勻，上頂部含水率甚至大于理論飽和含水率，這是反壓長時間在試件頂面作用的結(jié)果。砂柱法制樣抽氣飽和12 h后，試樣飽和效果明顯優(yōu)于同樣飽和方式的常規(guī)制樣，但飽和水更多集中于頂?shù)變擅婧蜕爸ǖ栏浇?，在無壓力水的作用下，砂柱通道中的水依舊難以進入土體使其充分飽和；反壓飽和6 h后，試樣整體飽和度接近1，雖然各部位含水率稍有差異，但相對較小，可認為土體已飽水均勻。試料BKSJ滲透系數(shù)為4.71×10-8 cm/s，屬于極微透水土，抽氣法對試樣飽和效果不理想，反壓飽和法對于常規(guī)試樣是一種有效的飽和手段，但往往飽水不均勻，而砂柱制樣配合反壓飽和，可以實現(xiàn)土體快速均勻飽水。

2.3 強度特征

試驗結(jié)果表明，常規(guī)試樣的速率敏感度較高，同一圍壓下，隨著剪切速率增大，偏應(yīng)力峰值強度減小，對比各組試驗，剪切速率與強度指標(biāo)φd成反比，與Cd和Δφ成正比。為進一步研究剪切速率對峰值強度的影響，整理了不同剪切速率下峰值強度隨圍壓的變化關(guān)系，如圖3所示。由圖可知相同剪切速率下峰值偏應(yīng)力隨圍壓的增加幾乎呈線性增長，當(dāng)圍壓較小時（前兩級），偏應(yīng)力隨著剪切速率的增加變化幅度不大，隨著圍壓增大（后兩級），偏應(yīng)力隨著剪切速率的增加明顯減小。砂柱法制備的試樣速率敏感度較低，隨剪切速率的大幅增加，峰值偏應(yīng)力下降幅度較小，強度指標(biāo)呈Cd增大、φd減小的變化趨勢，與常規(guī)試樣試驗規(guī)律相似，但變化幅度較小。

為分析砂柱法試樣和常規(guī)試樣在不同剪切速率下的強度誤差，本文以常規(guī)試樣慢速剪切（0.03 mm/min）為基準(zhǔn)，分析相對誤差（δ）變化。δ為負值表示偏小，正值表示偏大，δ～σ3關(guān)系曲線如圖4所示。常規(guī)試樣在中速和快速剪切下具有相似的曲線規(guī)律，相對誤差δ基本為負值，且隨σ3的增大整體呈下降趨勢，剪切速率越大，|δ|值越大。反觀砂柱法試樣，不同σ3下δ基本接近0或者大于0，|δ|值也遠遠小于常規(guī)制樣后的中、快速剪。理論上，對常規(guī)試樣的固結(jié)排水剪（CD）試驗，剪切速率越小所得結(jié)果越合理。盡管0.03 mm/min剪切速率已經(jīng)很慢，但剪切過程中試樣內(nèi)部依舊有較小的孔壓對試驗造成影響。而砂柱法試樣有利于孔壓消散，其剪切過程或可以看做常規(guī)試樣在更小剪切速率下進行試驗，某種程度上代表固結(jié)排水剪的上限。

2.4 應(yīng)力-應(yīng)變特征

為對比分析各試樣的應(yīng)力-應(yīng)變特征，分別繪制砂柱法試樣在0.03 mm/min和0.3 mm/min剪切速率下與常規(guī)試驗在0.03，0.07 mm/min和0.3 mm/min剪切速率下的（σ1-σ3）～ε1和εv～ε1關(guān)系曲線，即偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線和體應(yīng)變-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線，如圖5所示。

體應(yīng)變（εv）曲線可以直觀反映排水量變化，砂柱法制備的試樣具有典型的雙曲線特征，而常規(guī)制樣試件，隨著剪切速率變大，曲線逐漸從雙曲線向線性趨勢變化，表明在較快剪切速率下，試樣排水不充分，試驗結(jié)束時試樣內(nèi)部依舊有水在快速排出。此外，隨著圍壓增大，曲線斜率有變大的趨勢，表明圍壓越大，越不利于試樣中水的快速充分排出。常規(guī)制樣后，慢速剪時，第1級和第2級圍壓下εv分別在2.4%和2.7%左右，第3和第4級在3.1%～3.5%之間；中速剪時，第1級和第2級圍壓下εv在1%～2%之間，第3和第4級在2.0%～2.5%之間；快速剪時，εv明顯偏小，第1～4級在1.0%～1.3%之間。以慢速剪（0.03 mm/min）為基準(zhǔn)，中速剪和快速剪切的εv平均相對誤差分別為-32.5%和-62.5%（負值表示偏小），而砂柱法在0.03 mm/min和0.3 mm/min剪切速率下的εv與其相近。整體來看，εv與剪切速率成反比，較慢的剪切速率有利于試樣中水的充分排出，而快速剪切下水未充分排出就已完成20%的軸向應(yīng)變，試驗結(jié)束。

由（σ1-σ3）～ε1關(guān)系曲線可知，砂柱法試樣與常規(guī)試樣在0.03 mm/min剪切速率下呈典型的雙曲線型，在ε1較大時，σ1-σ3趨于平緩，呈現(xiàn)應(yīng)變硬化的特征。常規(guī)制樣后隨剪切速率的變大，（σ1-σ3）～ε1關(guān)系曲線應(yīng)力硬化現(xiàn)象逐步增強，即雙曲線的收斂特征越來越弱，在試驗結(jié)束前，軸向應(yīng)力還在以較快的速率增加。剪切速率對常規(guī)方法制備的試樣應(yīng)力應(yīng)變強度性質(zhì)影響顯著，剪切速率越大，越不利于試樣中水的充分排出，較大的孔隙水壓力使試樣抵抗變形的能力減弱，改變了土體的應(yīng)力-應(yīng)變性質(zhì)，而砂柱有利于試樣土體排水，砂柱法制備的試樣對剪切速率的敏感度低，快速剪切時具有和慢速剪相似的應(yīng)力-應(yīng)變特征。

2.5 變形特征

為進一步了解砂柱法制樣和剪切速率對試樣變形特征的影響，整理各組試驗的初始切線模量（Ei）和初始體積模量（Bi），如表5所列。繪制Ei～σ3與Bi～σ3關(guān)系曲線，如圖6和圖7所示。

如圖6所示，各試驗具有相似的Ei～σ3曲線趨勢，隨著σ3的增大，Ei逐漸變大，其中砂柱法試樣和常規(guī)0.03 mm/min試樣曲線近乎一致，而常規(guī)試樣隨著剪切速率的增大，Ei值減小。以0.03 mm/min為基準(zhǔn)，0.07 mm/min和0.3 mm/min剪切速率下的Ei平均相對誤差分別為-13.5%和-27.0%。

如圖7所示，砂柱法試樣和常規(guī)0.03 mm/min試樣的Bi～σ3曲線近似線性，隨著σ3的增大，Bi稍稍變大。而常規(guī)試樣隨著剪切速率增大，Bi～σ3曲線呈現(xiàn)非線性關(guān)系，其中0.3 mm/min的曲線尤為明顯，隨著σ3的增大，Bi上升速率逐漸變快，曲線呈上凹型。以0.03 mm/min為基準(zhǔn)，0.07 mm/min和0.3 mm/min剪切的Bi平均相對誤差分別為71.9%和221.5%。

以上變形特征表明，隨剪切速率增大，常規(guī)制備的試樣內(nèi)部孔壓容易集聚，土顆粒間的聯(lián)結(jié)強度變?nèi)酰y以抵抗外力的作用，土顆粒發(fā)生相互錯動且重新排列，試樣變形隨著這種作用的增強而不斷增大，因而初始切線模量Ei呈下降的趨勢。較快的剪切速率不利于試樣快速充分排水，體積變形偏小，則初始體積模量Bi偏大，圍壓對土體排水的限制作用顯著，快速剪切的試樣在大圍壓下排水尤為困難，Bi值呈指數(shù)上升。砂柱法制備的試樣有利于飽和水充分快速排出，快速剪切時土體也不易因孔壓累積過大而改變試樣變形性質(zhì)。

2.6 鄧肯-張模型參數(shù)

為進一步分析砂柱法制樣和剪切速率對鄧肯-張模型參數(shù)的影響，整理各組試驗的E～μ模型參數(shù)如表6所列。

由表可知，常規(guī)制備的試樣隨剪切速率增大，破壞比Rf呈下降趨勢，Ei參數(shù)k、n值逐漸減小，參數(shù)F和D減小。砂柱法制備的試樣鄧肯-張參數(shù)隨剪切速率增加變化不大，與常規(guī)慢剪試樣E～μ模型參數(shù)大小相近，在剪切試驗過程中土體具有相似的變形性質(zhì)。

3 討 論

一般認為，影響?zhàn)ば源至Ｍ链笕S試驗的主要因素有土料性質(zhì)、制樣密度、飽和固結(jié)程度等。通過對常規(guī)試樣不同剪切速率下試樣應(yīng)力-應(yīng)變性質(zhì)的分析表明，剪切速率的增大弱化了土體力學(xué)性質(zhì)，而與砂柱法試樣的進一步對比可知，導(dǎo)致試樣抵抗變形能力變?nèi)醯闹苯釉蚴强焖偌羟邢峦馏w排水能力的衰減。

對于常規(guī)試樣，土體在剪切過程中飽和水沿土顆粒間的毛細通道緩慢排出，宜設(shè)置較小的剪切速率，一旦速率過大，飽和水由于無法快速排出而在土體內(nèi)部累積形成孔壓，隨著孔壓逐漸變大，原有的毛細通道進一步無序擴張，破壞試樣內(nèi)部結(jié)構(gòu)，使得峰值偏應(yīng)力變小。在低圍壓下，土骨架的支撐作用承擔(dān)載荷，土顆粒間的強膠結(jié)作用抑制孔隙水壓的產(chǎn)生；在大圍壓下，試樣的側(cè)向約束力大，初始試樣土顆粒之間接觸緊密具有較大的黏結(jié)力。慢速剪切時，較小的應(yīng)力作用不易使試樣破壞，但快速剪切時，緊密咬合的土顆粒反而越不利于土體排水，孔壓在試樣內(nèi)部迅速累積，當(dāng)增大到一定程度時，原有較少的毛細通道迅速擴張，改變了土顆粒間的黏結(jié)結(jié)構(gòu)，試樣抵抗軸向應(yīng)力的能力快速變?nèi)?。因此，在大圍壓下，軸向應(yīng)力隨剪切速率的增加大幅下降。

對于砂柱法制備的試樣，直觀地看，砂柱可能會破壞土體的完整性，對試樣三軸強度造成一定程度折損，但試驗結(jié)果表明，直徑1 cm的砂柱并未明顯折損試樣強度，反而在快速剪切下獲得了同常規(guī)試樣慢速剪相似的強度指標(biāo)。究其原因，砂柱不同于試樣中的（隱微）裂隙，裂隙往往是不規(guī)則的，且具有分散擴張趨勢，而砂柱呈規(guī)則圓柱體狀相互連通，在較快剪切速率下，飽和水先通過土顆粒間的毛細通道匯入砂柱，再順砂柱排出土體，不易因孔壓累積過大而破壞試樣結(jié)構(gòu)。

本文對砂柱法試樣和常規(guī)試樣的三軸CD剪應(yīng)力-應(yīng)變特征進行了較為詳盡的對比分析，從經(jīng)濟角度考慮，砂柱法試樣大大縮短了試驗周期，具有良好的經(jīng)濟效益，但砂柱直徑大小對試樣整體結(jié)構(gòu)的影響是復(fù)雜的，土體微觀結(jié)構(gòu)的變化以及與實際工況的相關(guān)性等方面仍需展開進一步深入研究。

4 結(jié) 論

（1） 采用直徑為1 cm的砂柱法制備黏性粗粒土大三軸試樣，配合反壓飽和6 h后，試樣基本實現(xiàn)均勻飽水，與常規(guī)試樣相比，飽水速度快，效果好。

（2） 常規(guī)制備的試樣對剪切速率敏感度較高，隨剪切速率的增大，強度指標(biāo)φd減小、Cd增大，同一圍壓下，峰值偏應(yīng)力減小。體應(yīng)變εv與剪切速率呈反比，且圍壓越大，越不利于排水，較大的孔隙水壓力使試樣抵抗變形的能力減弱，大圍壓下，峰值偏應(yīng)力隨著剪切速率的增加大幅下降。剪切速率與初始切線模量Ei呈反比，與初始體積模量Bi成正比。鄧肯-張模型參數(shù)Rf、k、n、D和F值與剪切速率成反比，G值規(guī)律不明顯。

（3） 砂柱法制備的試樣對剪切速率敏感度較低，隨剪切速率的大幅增加（0.03 mm/min至0.3 mm/min），試樣強度特征和變形性質(zhì)無顯著變化。砂柱法試樣在快速剪切下（0.3 mm/min）具有同常規(guī)試樣慢速剪（0.03 mm/min）相似的三軸應(yīng)力-應(yīng)變特征，獲取了相近的CD剪強度指標(biāo)和鄧肯-張模型參數(shù)，同時大幅縮短了試驗周期，提高了試驗效率。某種程度上，砂柱法試驗可以代表黏性粗粒土三軸固結(jié)排水剪切的上限。關(guān)于砂柱對土體宏觀和微觀結(jié)構(gòu)性質(zhì)的影響還有待進一步深入研究。

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（編輯：郭甜甜）

Influence of sample preparation by sand column method and shear rate on triaxial test of cohesive coarse-grained soil

ZHANG Fuchen，WANG Pengcheng，ZHANG Qingjian，LI Yugui，YU Lei

（China Water Resources Beifang Investigation，Design and Research Co.，Ltd.，Tianjin 300222，China）

Abstract：

The saturation tests were carried out on triaxial samples of cohesive coarse-grained soil prepared by the sand column method and conventional method，and the saturation effects were compared.To demonstrate the influence of sand column on soil drainage effect，stress-strain relationship and strength characteristics，CD shear tests of sand column method samples and conventional samples at different shear rates were carried out，as well as the influence of the shear rate on the test were discussed.The test results were as follows：after combining the sand column method with pressure saturation for 6 hours，the sample was basically saturated with water evenly.The rate sensitivity of conventional samples was high.With the increase of the shear rate，the strength index φd decreased，Cd increased，and under the same confining pressure，the peak deviatoric stress decreased.The volume strain εv was inversely proportional to the shear rate，and the greater the confining pressure，the less conducive it was to soil drainage，and the greater the decrease of the peak deviatoric stress.The shear rate was inversely proportional to Ei and directly proportional to Bi，and the values of the DuncanChang model parameters Rf，k，n，D and F decreased with the increase of the shear rate.The rate sensitivity of the sample prepared using the sand column method was low.The sample prepared using the sand column method at 0.3 mm/min shear rate had similar triaxial stress-strain characteristics，CD shear strength index and Duncan-Chang model parameters to the conventional sample at 0.03 mm/min shear rate.The test time in the three stages of saturation-consolidation-shearing was shortened，so the test efficiency was greatly improved.The research results can provide a reference for the practice and research work related to the cohesive coarse-grained soil triaxial test.

Key words：

cohesive coarse-grained soil；shear rate；CD shear；sand column method；triaxial test