Model for increment of static earth pressure of unsaturated silty clay under wetting conditions
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摘要: 在基坑工程和重力式挡墙工程中,非饱和土体在浸湿条件下会产生显著的侧向土压力增量,严重时还会造成支挡结构的破坏。为定量评估浸湿作用对非饱和土侧向土压力的影响,通过室内试验实测浸湿饱和作用下,不同初始饱和度的试样,在不同上覆荷载条件下的侧向土压力增量;并建立相应的静止土压力增量计算模型。研究结果表明:①试样湿化饱和后,其静止土压力系数K0值大小一致,与初始饱和度和上覆荷载无关;②湿化前的初始饱和度越低,湿化饱和后的静止土压力增量越大;③湿化饱和后的静止土压力增量,随湿化时的上覆荷载增加而变大;④基于试验数据和机理分析,得到了湿化条件下考虑上覆荷载与初始饱和度的双线性土压力增量计算模型;将该计算模型应用于某支挡工程,发现湿化后的土压力可达初始土压力1.8倍以上,在设计时必须予以重视。Abstract: In excavation and retaining wall engineering, wetting of unsaturated soil can result in significant increment of lateral soil pressure and even structural damage. To assess this effect, the tests with different initial saturation degrees and varying overburden loads are conducted, and the relevant model is established. The results show that: (1) After wetting saturation, the static soil pressure coefficient K0 remains constant and is not affected by the initial saturation degree or overburden load. (2) The samples with lower initial saturation degrees exhibit greater increment in static soil pressure after wetting saturation. (3) The increment of the static soil pressure after wetting saturation increases with higher overburden loads. (4) Based on the experimental data and mechanical analysis, a bilinear model considering the overburden load and initial saturation degree under wetting conditions is established. The model shows that the wetting soil pressure can exceed the initial soil pressure by over 1.8 times and emphasizes the need to consider wetting in design.
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Keywords:
- unsaturated soil /
- wetting condition /
- static earth pressure /
- retaining structure /
- expansion force
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0. 引言
标志着现代土力学理论开端的剑桥模型将固结和剪切有效的统一起来,成为广泛应用的土的弹塑性模型。然而剑桥模型基于饱和土建立,如何将其推广到非饱和土的弹塑性模型中去,已成为土力学理论的研究热点之一[1-9]。在非饱和土本构模型研究的发展过程中等向固结曲线,即孔隙比e或比体积(
v=1+e )与平均有效应力p′ 或平均净应力ˉp 的关系在建立非饱和土本构模型中有着非常重要的作用。其中,净应力ˉp=p−ua ,平均有效应力p′=ˉp−Srs ,基质吸力s=ua−uw ,ua ,uw 分别为孔隙气压力和孔隙水压力。大量的试验表明,即使是没有经过超固结的非饱和土,在常吸力条件下的正常固结线在孔隙比和对数平均压力空间上为一条曲线[4-5]。目前描述土体等向压缩线的方法中常用的有单对数线性模型[6-10]和双对数线性模型[4-5,9]。
Roscoe等[10]在饱和正常固结土和弱超固结土的试验基础上,提出了各向等压固结中孔隙比或比体积将会沿正常固结线(NCL)变化,并且近似满足:
e=N−λlnp′, (1) 式中,e,
p′ 分别为饱和土的孔隙比和平均有效应力,N 为NCL在p′=1 kPa 时对应的孔隙比,λ 为NCL在e−lnp′ 平面的斜率。卸载和回弹过程的孔隙比变化和平均有效应力的关系表示为
e=Γ−κlnp′, (2) 式中,
Γ 为回弹线(SL)在卸载到p′=1 kPa 时对应的孔隙比,κ 为SL在e−lnp′ 平面的斜率。为了建立非饱和土的弹塑性本构模型,许多学者[6-8]将式(1),(2)直接进行了扩展,即各向等压曲线和回弹曲线分别为
NCL:e=N(s)−λ(s)lnp′, (3) SL:e=Γ(s)−κ(s)lnp′, (4) 式中,
N(s) ,λ(s) ,Γ(s) 和κ(s) 的含义与式(1),(2)相同,但均为基质吸力s=ua−uw 的函数。式(3),(4)表示的NCL和SL在e−lnp′ 平面如图1所示。与式(1),(2)类似,相同基质吸力s条件下,NCL和SL上孔隙比与平均有效应力或平均净应力的对数成线性关系,然而这种近似有诸多不合理之处[11]。如式(3)表示在等向压缩条件下,孔隙比的变化量与前期固结压力无关,只与压力的变化范围有关;式(4)表示的回弹线SL上,当
p′ 增加到一定值后,孔隙比e 将成为负数,并且当p′→0 时,e→∞ ,在理论上和实际上均不合理。为了克服e−lnp′ 线性近似的不足,考虑饱和土lne−lnp′ 为双对数线性关系式:d(lne)=−λvpd(lnp′)=−λvpdpp−uw+λvpduwp−uw, (5) 式中,
p′=p−uw 为Terzaghi有效应力,λvp 为饱和土NCL的斜率。SHENG等[5,12]采用双应力变量将式(5)扩展到非饱和土,如图2所示给出了非饱和土的各向等压固结曲线方程:
d(lne)=−λvpdˉpˉp+s−λvs(s)dsˉp+s, (6) 式中,
λvp 是一个材料常数,与吸力无关,λvs 则是一个随吸力变化的参数,饱和时λvp=λvs 。该式把体积变化划分为两部分:①净应力的改变引起的,②吸力的改变引起的,两部分引起的变形会有所不同。类似于式(6),SL方程可写为d(lne)=−κvpdˉpˉp+s−κvs(s)dsˉp+s, (7) 式中,
κvs 为回弹曲线的斜率,与吸力有关,土体达到饱和时λvp=λvs 。虽然双对数模型可以解决单一对数模型中存的许多问题,但式(6),(7)中人为的将斜率
λ 或κ 分为λvp 或κvp 以及λvs(s) 或κvs(s) 两种情况,缺乏理论依据,并且由于采用了双应力变量模型,无法直接从非饱和土过度到饱和状态[13]。1. 各向等压固结的Logistic模型
土体的等向压缩线由于结构性和各向异性等原因基本呈现平缓变化段和陡峭段两个阶段(图3)。笔者通过对大量试验数据的整理发现在等向压缩过程中
e−lnp′ 曲线符合Logistic函数。需要说明的是研究已表明土体在弹性阶段,回弹曲线的斜率几乎不受吸力变化的影响,但塑性阶段的斜率明显受吸力的影响,但是在通过比较不同应力变量,净应力e−lnˉp 和平均有效应力e−lnp′ 平面中的等向固结线的变化情况,两者的变化趋势相同,因此本文均采用e−lnp′ 表示。1.1 模型建立
Logistic函数是一种常见的S形函数,在预测种群增长方面有着广泛的应用,其微分形式如下[14]
dNdt=kN(1−Nb)。 (8) 式中 N,t分别为所研究种群的数量和时间;
k ,b 为待定的模型参数。考虑到Logistic函数可以有效地描述种群数量的增长起初阶段为指数增长,然后随着变得饱和,增加变慢,最后达到成熟时增加停止的规律,这与土体的正常固结曲线相一致。因此,在半对数坐标系e−lnp′ 中引入Logistic函数来描述土体的正常固结特性,根据式(8)其微分形式可重写为d(lne)d(lnp′)=k(1−eb)。 (9) 可看出,当式(8),(9)中的
1/b=0 ,即为双对数线性模型。虽然双对数线性模型中考虑了孔隙变化与当前孔隙比的关系,但认为孔隙比的变化量仅仅与压力的对数变化范围有关,而未考虑当前压力的大小。对式(9)进行积分并整理可得
e=b1+aexp[−kln(p′)]=b1+ap′−k, (10) 式中,
a 为积分常数。对于卸载回弹线SL,仍采用半对数线性模型,但与SHEN[7]不同,不再人为的将SL斜率分为
κvp 和κvs(s) 两种状态。实际上由于吸力对SL斜率影响很小,因此考虑如下关系:ded(lnp′)=κ, (11) 式中,
κ 为卸载回弹线在e−lnp′ 平面的斜率。式(10),(11)给出了含有3参数的等压固结线Logistic模型及含有1参数的卸载回弹半对数线性模型。
1.2 模型参数确定
通过对式(10)进行分析可以得到,当等向压力
p′=0 时,参数b=e0 即为土体的初始孔隙比。当等向压力p′=1 kPa 时,参数a=b−e1e1=e0e1−1 ,其中e1 为土体在p′=1 kPa 时的孔隙比。由于在压力较小时孔隙比不容易准确测定,因此也可用拟合的方法确定。根据式(10)整理可得
ln(b−ee)=lna−klnp′。 (12) 式(12)表明,在
ln(b−ee) 和lnp′ 平面内为线性关系,且直线的斜率和截距分别为k 和lna ,如图4所示,这样就可以很方便地确定模型中的参数k 和a 了。式(11)中SL斜率κ 亦可采用类似的方法获得。1.3 先期固结压力
为了获得非饱和土各向等压固结线上的前期固结压力
p′c ,采用与传统相类似的三步骤方法[15],通过几何关系确定出坐标点B,C(图3)。式(10)的一阶导数和二阶导数分别为
ded(lnp′)=kabexp(−klnp′)[1+aexp(−klnp′)]2, (13) d2ed(lnp′)2=k2abexp(−klnp′)[aexp(−klnp′)−1][1+aexp(−klnp′)]3。 (14) 由式(14)可得到曲线的反弯点B点坐标为
(lna/k,b/2) ,将其代入式(13)中可得到曲线在B点处的斜率为kb/4 。则过B点的切线BC可表示为
e=kb4(lnp′−lnak)+b2。 (15) 考虑
e=e0=b ,且与切线方程式(15)相交,即可得到交点C处的前期固结压力为lnp′c=4+lnak−b2。 (16) 2. 分析与讨论
为了验证本文提出的非饱和土等向固结曲线模型,与Sharma等[16]、Bellia等[17]、Burland等[18]的试验结果进行比对分析。图5~7为在不同基质吸力s条件下的试验数据和本文模型预测值的对比,图中并给出了相应的模型参数。从图可看出,Logstic函数可以很好地描述土体在等向压缩固结条件下的孔隙比变化趋势。对于非饱和土,模型(10)中的参数a,k以及前期固结压力
p′c 和土中基质吸力s相关。图8(a)~8(c)依次给出了与Sharma[16]、Bellia[17]和Burland等[18]的试验数据相应的模型参数lna,k和p′c 随吸力的变化曲线。从图中可以看出,随着基质吸力s的变化,参数lna和k并没有一个统一的规律,这与其它模型的固结曲线斜率随吸力的变化结论相一致,而前期固结压力p′c 随着吸力的增大呈增加趋势。采用Burland等[18]的在基质吸力分别为0,400 kPa时的试验数据,图9,10分别对本文提出的Logistic模型和
e−lnp′ 半对数模型以及lne−lnp′ 双对数模型进行了比对。从图中可以看出Logistic模型较之可以更好地描述土体的等向固结行为。对于卸载回弹曲线SL,采用
e−lnp′ 半对数线性模型,即式(11)可以进行很好的描述。图11给出了Sharma等[16]的回弹数据与预测值的对比,可以看出非饱和土中吸力对回弹曲线的斜率影响不大。图 11 卸载回弹曲线对比Figure 11. Comparison between experimental data of Sharma et al[16] and Eq.(11)3. 结论
考虑到土体的体积变形量不仅与荷载的变化范围有关,还与当前的荷载大小以及孔隙比大小有关,通过引入Logistic函数,建立了土体在等向压缩条件下的Logistic曲线模型,对于卸载回弹曲线,采用了半对数线性模型。通过与已有试验数据的分析和对比,发现本文提出的等向压缩曲线模型和回弹曲线模型可以很好的描述非饱和土的体变特性,并且模型中的各参数方便获取。
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表 1 土的基本物理性质
Table 1 Basic physical properties of soil
最大干
密度/
(g·cm-3)最优含水率/% 液限
wL/%塑限wP/% 塑性指数IP 土粒相对密度GS 1.80 16.5 30.7 15.2 15.5 2.73 表 2 浸水条件下非饱和粉质黏土试验方案
Table 2 Test schemes under water immersion conditions
上覆荷载/kPa 加载过程 初始饱和度 100/200/
300/400100(200/300/400)kPa→湿化→逐级加载至1600kPa 0.2/0.3/0.4/
0.5/0.6表 3 湿化静止土压力增量计算值统计
Table 3 Statistics of calculated increment static earth pressure
初始饱和度Sr 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 100 kPa下增量值 35.14 25.10 17.41 12.5 3.53 200 kPa下增量值 68.95 48.38 33.32 22.97 6.31 300 kPa下增量值 95.01 68.95 47.86 29.99 8.98 400 kPa下增量值 118.02 90.00 60.99 35.97 10.11 -
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