不同排水条件下饱和砂土的冲击性状

罗嗣海， 傅军健， 胡世丽

（江西理工大学建筑与测绘工程学院，江西 赣州 341000）

不同排水条件下饱和砂土的冲击性状

罗嗣海， 傅军健， 胡世丽

（江西理工大学建筑与测绘工程学院，江西 赣州 341000）

研究了三轴条件下饱和砂土在排水与不排水冲击时的动力响应和冲击后再固结性状.结果说明，不排水冲击时的孔隙水压力在跳跃中不断累积上升后渐趋平稳，冲击时轴向应变随冲击击数、能量的增大呈近线性增长，最大轴向冲击压缩量与能量呈近线性增长，体变产生于冲击后的再固结；排水条件下冲击的孔隙水压力虽会产生跳跃、但不产生累积，轴向应变与冲击击数、最大轴向冲击压缩量与冲击能量的关系近于双曲线，体变量基本产生于冲击阶段.对比发现，同能量、同冲击击数时，不排水条件下冲击的轴向压缩量大于排水冲击的，而排水冲击的总体变要大于不排水冲击的总体变.

三轴条件；排水条件；冲击作用；饱和砂土；冲击响应；再固结

0 引言

针对强夯加固软弱地基，前人已开展了一些室内冲击试验研究，如钱家欢[1]教授开展了侧限条件下的冲击试验，研究了饱和砂土和粘性土冲击时的孔隙水压力和动应力-应变关系；韩文喜[2-3]研究了三轴条件下饱和砂土冲击时的应力、变形和应力-应变关系；孟庆山[4-6]研究了饱和软粘土冲击时的动力响应；白冰[7-9]研究了三轴条件下饱和软粘土的冲击响应和冲击后的再固结.这些试验研究冲击过程中排水阀是关闭的，即进行的是不排水冲击试验，目的侧重于建立冲击时的应力-应变关系和为强夯数值分析提供本构关系.但实际强夯时的排水条件可能处于排水或不排水之间，夯击时的响应及冲击后的再固结共同构成了强夯加固的完整过程.因此，本研究以饱和砂土为对象，分别在排水与不排水条件下进行冲击试验及冲击后的再固结试验，对比研究不同排水情况下饱和砂土冲击时的动力响应和冲击后再固结性状，深化对砂土中强夯机理的认识.

1 试验方法

1.1 试验仪器

试验采用STSZ-ZD型全自动应变控制三轴仪器并加装冲击装置.冲击装置包括落锤、承载板、落锤导杆和位移测量部件4部分.落锤为重量5 N的空心锤，落距依冲击能的不同采用 5、10、15、20 cm；承载板承受落锤的冲击，并将冲击能量传递给试样的载体，其自身重量不仅可以平衡三轴压力室传力柱与压力室上端顶盖间的摩擦力以及三轴仪系统围压，而且还能起到对试样施加静力荷载的作用.承载板上垫上一块橡胶垫，保证冲击作用无“反弹”，使冲击力的形式为单脉冲形式，试验装置见图1.

1.2 试样制备和饱和

图1 冲击装置设计图

试验的土样采集于江西赣州贡江岸边中砂，粒径大于0.3 mm的颗粒占86%，渗透系数为2.20×10-3cm/s.试样尺寸为直径3.91 cm，高8 cm，干密度ρ=1.46 g/cm3，采用湿捣法[10]制备.试样的饱和[11-12]分 3步：CO2饱和、水头饱和和反压力饱和.制备的试样装好后，装上压力室，注入水，施加20 kPa的围压.清空量管里的水后连接CO2气罐，再抬高排水管，让排水管里的水面高于试样顶面，打开CO2气罐阀、量管阀和排水管阀门，从试样底部缓缓通入CO2气体20 min以上，以置换试样中的空气进行CO2饱和.然后朝量管中注入一定量的水，提高与试样底部连接的量管水位、降低与试样顶部连接的排水管水位，使两管水位差在1 m左右，打开阀门，让水从底部进入试样，从顶部溢出，直至流入水量和流出水量相等为止，水头饱和完毕.最后关闭量管和排水阀门，进行反压饱和，让试样的饱和度Sr达到99%.

1.3 试验方案

对制备好的试样，先施加50 kPa围压让其初始固结，固结完毕后分别在排水和不排水两种情形下施加4种不同的能量进行冲击，测量冲击时的轴向变形、孔隙水压力、试样排水和土样体变；冲击后测量孔隙水压力的消散和伴随的再固结体变和排水量.试验安排见表1.

表1 试验方案

2 冲击时试样的孔隙水压力、轴向变形、排水和体变

2.1 冲击时的孔隙水压力

图2 不同排水条件下的孔隙水压力反应

图3 不排水冲击下孔隙水压力与冲击击数之间的关系

图2为冲击能为5×15 N·cm时不同排水条件下冲击时的孔隙水压力-时间关系曲线，图3是不排水条件下不同能量冲击时的孔隙水压力-击数关系曲线.由图2可见，不排水冲击时，尽管每次冲击时有一定的波动，但孔隙水压力总体上在累计上升，冲击结束时到达平稳状态；排水冲击时，尽管在开始冲击时，每次冲击瞬间会出现“跳跃”，但很快会消散，总体上不累积孔隙水压力，冲击结束时孔隙水压力为0.由图3可见，孔隙水压力的变化与冲击能量和冲击击数关系密切，能量大时孔隙水压力大；随击数增加逐渐增长并趋于稳定，能量5×20 N·cm冲击时，试样产生液化.

用双曲线对不排水条件下孔隙水压力与冲击击数进行拟合，拟合公式如式（1），式（1）参数 a、b 如下所示：

其中式（1）中系数：a=0.241-0.00265E；b=0.0282-0.00013E

式（1）中：u为孔隙水压力，/kPa；N为冲击击数，/次；a、b 为计算参数；E 为冲击能量，/N·cm.

2.2 冲击时的轴向变形

不同排水条件下冲击时的轴向应变-冲击击数的关系如图4所示.分析图4可知，不同排水条件下冲击时的轴向应变和击数、能量关系密切，随着能量的增大而增大，冲击击数的增多而增大.不排水条件下冲击时轴向应变随冲击击数几近线性增长；排水条件下冲击时轴向应变则类似于双曲线形式增长.

图4 不同排水条件下轴向应变与冲击击数之间的关系

图5 最大轴向冲击压缩量随冲击能量变化

图5为不同排水条件下冲击后试样最大轴向压缩量与冲击能量的关系，可见，轴向压缩量与冲击能量的大小关系密切，随着能量的增大而增大，不排水条件下冲击时两者近于线性关系，排水条件下则近于双曲线.同一能量冲击下，不排水冲击比排水冲击产生的轴向沉降要大.这可以解释为不排水冲击过程时，由于孔隙水压力的产生和不断增大，土体的有效应力不断减小并往液化方向发展，抵抗冲击的能力更小.当冲击能量和次数超过一定值时，就完全液化，完全失去对冲击的抵抗能力.这一现象从5×20 N·cm能量冲击过程中已经观测到，试样开始冲击时下沉状态稳定，后续冲击过程中单击沉降量明显增大，到后面在没有敲完预定击数以前试样就完全失去强度，液化崩溃.

2.3 冲击时的排水和体变

试验观测结果表明，不排水条件下冲击时，饱和试样无排水、无体变产生.排水条件下冲击时，冲击过程的排水量、体变量与冲击击数关系如图6所示.由图6可见，冲击产生的排水量、体变与冲击击数 、冲击能相关密切，随冲击击数和冲击能量的增大而增大.从图6还可看出，同一击数下的排水量和体变图形“贴”得很近，数值差异很小，说明土样的饱和度高，体变主要来自于水的排出，而土颗粒的压缩几乎是没有的，土骨架随能量的增大而更加致密.

图6 排水冲击时排水量、体变与冲击击数之间的关系

3 冲击后试样再固结时的孔隙水压力、排水及体变

不排水条件下冲击产生的孔隙水压力在冲击后打开排水阀的瞬间即消散完毕，而排水条件冲击本身并不产生孔隙水压力累积，孔隙水压力总体上一直为零值.不同排水条件下冲击结束后再固结时的排水量见表2.可见，不排水冲击后再固结时会产生相应的排水和体积压缩，其数量与冲击能量有关，随着能量增大则再固结排水量大.排水条件下冲击后再固结时几乎没有体变和排水.

表2 A组、B组再固结排水量比较

4 冲击产生的总体变及其组成

冲击时与冲击后再固结两个阶段产生体变之和为冲击总体变.不同排水条件下冲击时与冲击后的总排水量 （总体变）与冲击击数的关系如图7所示.可见，不排水冲击试验，冲击过程无排水、无体变，排水和体变只发生在再固结阶段，总体变=再固结阶段的体变；排水冲击试验的总体变 =冲击阶段的体变.两种情况下的总体变都随冲击能量的增大而增大，总体变与冲击能量呈几近线性增长关系.对比排水与不排水冲击的总体变，可见，排水冲击的总体变大于不排水冲击的总体变.

图7 总体变随冲击能量变化图

5 结 论

通过对饱和砂土进行三轴条件下的排水与不排水冲击试验及冲击后的再固结试验，结论如下：

（1）对于饱和砂土，不同排水条件下冲击产生的孔隙水压力不一样，不排水冲击的孔隙水压力在跳跃中不断累积上升后渐趋平稳，孔隙水压力、冲击击数满足μ=N/(a+bN)双曲线关系；冲击能量达到一定时，土在冲击过程中逐步发生液化；排水条件下冲击的孔隙水压力虽会产生跳跃、但不产生累积，冲击结束时孔隙水压力为0.

（2）冲击时轴向应变随冲击击数、能量的增大近线性增长，最大轴向冲击压缩量与能量呈近线性增长；而排水条件下冲击时上述两种关系类似于双曲线形式增长；对比发现，同能量、同冲击击数时，不排水条件下冲击的轴向压缩量大于排水冲击的.

（3）饱和土，体变量与排水量基本相等.不排水条件下冲击时，体变产生于冲击后的再固结；排水条件下冲击时，体变量基本产生于冲击阶段，大小随冲击击数和冲击能量的增大而增大.两种情况下的总体变都随能量的增大而近于线性增大，且排水冲击的总体变要大于不排水冲击的总体变.

[1]钱家欢,钱学德,赵维炳，等.动力固结的理论与实践[J].岩土工程学报，1986，8(6):1-17.

[2]韩文喜,张倬元,傅小敏,等.饱和土的强夯模拟试验[J].地质灾害与环境保护，1999，10(3)：31-35.

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[5]孟庆山,汪 稔.冲击荷载下饱和软土动态响应特征的试验研究[J].岩土力学,2005(1)：17-21.

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[10]郭 莹.成样方法对砂土静力三轴固结不排水剪切试验结果的影响[J].中国港湾建设,2010，4(2)：30-34

[11]袁聚云.土工试验技术手册[M].南京：南京水利科学研究院土工研究所，2003.

[12]朱思哲,刘 虔,包承纲，等.三轴试验原理与应用技术[M].北京：中国电力出版社，2003.

Impact properties of saturated sand under different drainage conditions

LUO Si-hai,FU Jun-jian,HU Shi-li

(School of Architectural and Surveying and Mapping Engineering，Jiangxi University of Science and Technology， Ganzhou 341000，China)

This paper studies the impact properties of saturated sand under drained and un-drained triaxial conditions as well as the reconsolidation features.The results indicate that under the undrained impact,the pore water pressure springs up in an accumulative way and then becomes stable.The axial strain grows with blow counts and the maximum axial deformation increases with impact energy both in a linear way.The volumtric change is generated during the process of reconsolidation;whereas,under the drained impact,the pore water pressure in the process of impact would also spring but not accumulate.The relationship between axial strain and the blow count as well as the maximum axial deformation and impact energy resembles the hyperbolic curves.The volumtric change basically grow out of the phase of impacting.By comparison,it revealed that the axial deformation without draining is larger than that with draining under the same impacting energy and the same blow count,while the total volumtric change with draining will be larger than that without draining.

triaxial condition；drainage condition；impact；saturated sand；response to impact；reconsolidation

TU411

A

1674-9669（2011）06-0029-05

2011-10-01

国家自然科学基金资助项目（50869002）；江西省自然科学基金资助项目（2008GZC003）；江西省教育厅科技资助项目（GJJ10486）

罗嗣海（1966- ），男，博士，教授，从事岩土工程教学与科研及高校管理工作，E-mail：drsoil@163.com.