加筋土动力特性的三轴试验研究（精选4篇）
篇1：加筋土动力特性的三轴试验研究
加筋土动力特性的三轴试验研究
为了研究加筋土的抗震性能,在GDS高级动态三轴测试系统上对不同加筋层数的`试样进行了不同围压和不同动应力作用下的动三轴试验.试验结果表明:动荷载作用下加筋可以约束土体的侧向变形,增强土体的抗震性能,但其效果与加筋层数有关;轴向累积应变与时间成对数关系.随动应力幅值的增加,试样轴向累积应变增大.围压越大,轴向累积应变越大.
作 者：谢婉丽 薛建功 常波 Xie Wanli Xue Jiangong Chang Bo 作者单位：谢婉丽,常波,Xie Wanli,Chang Bo(西北大学,地质系/大陆动力学国家重点实验室,陕西,西安,710069)
薛建功,Xue Jiangong(陕西省公路局,陕西,西安,710069)
刊 名：灾害学 ISTIC英文刊名：JOURNAL OF CATASTROPHOLOGY年，卷(期)：23(z1)分类号：P315.9关键词：加筋土 动三轴试验 动力特性 抗震性能
篇2：加筋土动力特性的三轴试验研究
土体的抗剪强度是土的一个重要力学性能指标, 在计算承载力、评价土基稳定性时均要用到。在实际公路工程应用中, 土体承载能力及土基边坡稳定性通常是通过压路机压实完成的, 不同的压实度势必会产生不同的土基承载力及稳定性, 因此研究压实度与土体抗剪强度关系具有重要意义。
本研究即通过制备黄河粉土试件, 进行三轴压缩试验, 测定粉土在不同压实度和围压下的应力应变关系, 分析弹性阶段、塑性阶段及达到极限状态下所对应的应力和应变, 探讨压实度与土体抗剪强度的关系。
1 试样制备与试验方法
1.1 试样制备
试样制备时采用干土法, 首先根据经验估计试样的最佳含水量, 然后在估计的最佳含水量附近按1%～2.5%增减, 通过试验知制备的试件粉土最佳含水率为14.03%, 根据试件的体积96 cm3算得不同压实度93%, 96%, 98%下的粉土质量为180.20 g, 186.01 g, 189.90 g。采用轻型击实法进行, 具体试验方法及步骤参见JTG E40-2007公路土工试验规程[1]。
1.2 三轴压缩试验方法[2]
土体抗剪强度试验方法有多种, 三轴压缩试验能严格控制试样排水条件、受力状态明确、可以控制大小主应力、能准确地测定土的孔隙压力和体积变化特点。根据排水情况的不同三轴压缩试验又分为三种类型:不固结不排水剪试验 (UU) , 固结不排水剪试验 (CU) 及固结排水剪试验 (CD) 。本研究采用不固结不排水剪切试验方法, 该方法主要适用于土体受力而孔隙压力不消散的情况。
2 试验结果分析
根据试件的体积压件脱模进行试验, 对每一个压实度分别设定三组围压100 kPa, 200 kPa, 300 kPa作为小主应力, 有三轴压缩软件记录数据, 试验结束对数据进行处理, 得出弹性阶段、塑性阶段以及达到极限强度后的阶段分别对应的应力应变、弹性模量、极限强度等。
2.1 不同压实度和围压下的主应力差与应变的关系
不同压实度和围压下的相关三轴压缩试验数据如表1所示。
由表1可知:在相同的围压下, 压实度越高, 抗压能力就越强, 故弹性模量等量值都相应增大, 而在压实度增加以后, 土体则容易发生脆性破坏, 即材料的脆硬性;同样, 在相同的压实度下, 围压变大, 使得弹性模量等量值增大, 同时由于土的泊松比小于1, 故最大有效主应力比要下降。
2.2 确定Cu及Φu
根据破坏时的大小主应力, 绘制摩尔应力圆, 作其公切线为抗剪强度包线, 分别如图1～图3所示。不同压实度下Cu及Φu统计如表2所示。
由表2可以看出, 随着压实度的提高, 内聚力Cu降低, 而内摩擦角Φu增大。因为对于一定的砂土或粉土来说, 影响内摩擦角的主要因素是初始孔隙比[3] (或初始干密度) , 初始孔隙比越小 (即土越紧密) , 则内摩擦角越大, 反之初始孔隙比越大 (即土越疏松) , 则内摩擦角越小, 内摩擦角增大的同时, 内聚力就会下降。此外, 由图1可以看出, 强度包线不能精确和三个应力圆都相切, 这与剪切时橡皮膜的约束、剪切速率等有关[4]。
由于试验条件所限, 没有进行三轴压缩试验试件的微观观察, 根据王朝阳等人做的三轴剪切条件下黄土结构特征变化细观试验, 可知与黄土工程性质相近的黄河粉性土具有相似特征, 即剪切过程中, 孔隙逐渐变化, 最后大孔隙被压密, 土样被剪胀, 但是没有形成大的微裂纹, 只是土体内部结构作了部分调整, 原状土中存在许多大小和形状各异的大孔隙, 孔隙的大小存在较大差异;大孔隙具有随机性和不规则性, 土中的孔隙离散性很大, 损伤演化具有不均匀性[5]。
3 结语
研究通过对不同压实度的黄河粉土在不同围压下进行三轴不固结不排水压缩试验, 探讨压实度与土的抗剪强度间的关系, 得出如下结论:
1) 在相同围压下, 压实度越高, 弹性模量、弹性阶段达到的最大大主应力、最大有效主应力比、破坏大主应力也越大。而接近破坏时的应变量随着压实度的提高降低了。弹性阶段的最大应变变化不明显。
2) 在相同压实度下, 随着围压 (小主应力) 的提高, 弹性模量、破坏大主应力、弹性阶段最大大主应力和最大应变、接近破坏时的应变都相应增大, 而最大有效主应力比减小。
3) 随着压实度的提高, 内聚力降低, 而内摩擦角增大。
参考文献
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篇3：加筋土动力特性的三轴试验研究
摘 要：为了进一步研究土石混填体的变形力学特性，全面考虑含水量、含石量、岩性及土性等因素的影响作用，采用YS30-3型应力路径三轴剪切试验机，基于正交试验方法进行了一系列土石混填体大型三轴压缩研究.试验结果表明，在三轴受力条件下，土石混填体在低围压下的应变软化特征不明显，试样的粘聚力普遍较低而内摩擦角则比较高，且内摩擦角更容易受其他因素的影响而发生显著变化.含石量对土石混填体的抗剪强度影响程度最大，随试样中的含石量从25%增加到70%，其内摩擦角从34.54°近似线性增长至46.39°.含石量和围压分别是影响土石混填体体变特性最主要的内因和外因，即在含水率、岩性、土性相同的情况下，含石量越低试样高压剪缩性越明显，含石量越高其低压剪胀性越明显.
关键词：土石混填体；正交试验设计；大型三轴试验；含石量；剪切强度；体变特性
中图分类号：TU411.7 文献标识码：A
文章编号：1674-2974（2016）03-0142-07
山区进行大规模基础设施建设时，出于保护环境和节约投资的需要，土石混填体被广泛应用于地基和路基填筑[1-2].然而，土石混填体由于颗粒粒径变化较大且难以控制，致使其变形力学性质较为复杂，从而造成施工困难、施工质量难以保证，甚至可能引发工程事故.因此，更加系统深入地研究土石混填体变形力学特性已成为了中国西南山区基础建设亟待解决的关键问题之一，具有重要的理论与工程实际意义.
目前，对于土石混填体比较常用的试验方法有大型直剪试验.油新华等[3]、Li等[4]、Xu等[5]通过开展一系列原位水平推剪对土石混填体的强度特性进行了研究，初步掌握了土石混填体的承载机理与破坏模式，但是原位试验具有工作量大、操作复杂、精度有限、现场条件不易控制等缺点，致使有关成果无法进一步推广应用.为此，董云[6]、王江营等[7]先后在室内采用大型直剪仪对土石混填体进行了更为全面深入的试验研究，有关研究结果揭示了含石量、含水量以及干密度等因素对土石混填体抗剪强度、直剪变形特性等方面的影响，王江营等[7]还得到了土石混填体在不同水作用条件下完整的剪切变形特征曲线，这些试验成果可更好地指导工程实践以及有关理论研究.
然而，在大型直剪试验中土石混填体的受力不均匀现象比较严重，试样的破坏面被人为限定在了上下剪切盒之间，且无法掌握试样的体变特征.相比之下，通过开展大型三轴剪切试验可更加合理、全面地对土石混填体的变形力学特性进行研究.因此，武明[8]、柴贺军等[9]、周勇等[10]、高春玉[11]采用大型三轴仪对土石混填体进行了试验研究，分析了在三轴条件下含石量、干密度、岩性等因素对土石混填体的抗剪强度及应力应变关系的影响.但是，已有的土石混填体大型三轴试验多数只考虑某一两个因素的影响，试验不够全面，所得到的结果可能存在一定片面性；此外，在上述试验中均未重点对土石混填体的体变特性进行研究，这对其工程应用、理论计算及本构模型研究均会造成影响.
由上述可知，已有的研究尚存在一定的不足，因此，需要开展更为全面的大型三轴试验，综合考虑含水量、含石量、岩性和土性等因素对土石混填体抗剪强度、应力应变关系以及体变特征的影响，以充分掌握其变形力学特性，为相关的理论研究和工程实践提供一定参考和依据，而这便正是本文试验研究的出发点与核心内容.
1 试验设备及试验参数设定
1.1 主要试验设备
试验设备：摇筛机、台秤、喷壶、对开制样筒、乳胶膜和YS30-3型应力路径大型三轴剪切试验仪，其中试样直径300 mm，高600 mm.
1.2 试验参数设定
由土石混填体定义及已有的研究成果可知，含水量、含石量、岩性、土性等因素均会对土石混填体的变形力学特性产生影响，因此，本文在试验中将综合考虑这4个因素，各个因素的水平设定具体如下.
1）岩性与土性.由于实际工程中土石混填体在受外荷载作用下岩石不可能发生破坏，故本文不从母岩强度方面来考虑岩性，而从岩石的颗粒形状来考虑岩性.土性则参照土力学教材中土的分类，即粘性土和无粘性土.为了达到参照和对比的目的，本文采用与文献[7]中相同的岩性和土性，即土料分别为无黏性砂土（土性Ⅰ）和南方地区比较常见的红粘土（土性Ⅱ）；石料分别为磨圆度较好的圆砾（岩性Ⅰ，饱和单轴抗压强度Rc=34.1 MPa）和由山体破碎而成的角砾（岩性Ⅱ，饱和单轴抗压强度Rc=47.5 MPa）.
2）含水量.根据文献[7]中重型击实试验结果可知，土石混填体的最优含水量wop大致为4%～7%，为了反映水对土石混填体变形力学特性的影响，本文在试验中同样考虑4种不同的含水量：0（不含水），4%，7%，饱和.
3）含石量及相应的级配组成.已有的土石混填体工程实践和理论研究中，大多是取5 mm作为土石分界粒径，因此，本文在试验中亦采用该标准，共设定了4种含石量：25%，40%，55%和70%.考虑到试样直径D可达300 mm，试验中通常要求D/dmax≥5，所以石料的最大粒径dmax可取60 mm.图1为不同含石量土石混填体颗粒级配曲线.
2 试验方案及试验过程
2.1 正交试验方案的建立
由1.2节可知，本文拟对含水量和含石量各取4个水平，对土性和岩性各取2个水平，如果在试验中同时考虑这些因素进行全面试验的话，则共有42×22=64种组合（试样），每种试样分别在4级不同围压下进行剪切，即应制作256个试样进行试验.对于大型三轴试验而言，这不仅需要投入大量的时间、人力及物力，而且效率非常低下.因此，亟需一种科学合理的方法来建立出更为高效的试验方案，而正交试验设计[12]便是用于多因素、多水平的一种方法，它是按照一定数学规律从全面试验中选取部分有代表性的方案进行试验，这些点具有“均匀分散”与“整齐可靠”的特性，有着很高的效率，同时也非常便于对试验数据进行整理分析.
鉴于此，本文采用正交试验设计的思想来建立土石混填体大型三轴试验方案，表2为本文所考虑的试验因素及相应的水平.
由表2可知，根据正交表选择方法，应采用L16（42×29），于是便建立了具体的试验方案，如表3所示，共有16种组合，为全面试验（64种）的1/4，可显著减少工作量.
2.2 土石混填体大型三轴试验过程
1）试样制作与安装.根据表3中的每一种方案组成以及图1中的级配曲线，准备不同粒径的土石料，将土石料均匀拌和，然后按质量分成6等分，分层装入制样桶内并击实，试样压实度控制在92%左右.制样结束后，将试样外层的橡皮膜套在试样帽上，并用橡皮筋扎紧，将试样帽上的管道与真空泵连接.打开真空机从试样顶部抽气，利用负压，拆除制样桶.将底座清理干净，安装压力室.
2）试样饱和与固结.对于需要进行饱和的试样，采用“水头压力+抽真空”的方式使其饱和，当试样饱和度≥95%后，把围压调整到预设值，打开排水阀，试样开始固结，孔隙水压力逐渐消散，当排水量与时间的关系曲线逐渐趋于水平，且孔隙水压力已经消散基本不再变化时，可认为试样已完成固结.
3）试样剪切.每组试样均在剪力分别为200，400，600及800 kPa下进行剪切，剪切过程采用应变控制，剪切速率设为1 mm/min，当出现稳定的残余应力或竖向应变达到15%时，停止试验.图2为土石混填体试样经三轴试验破坏后典型的照片，从中可以看出，试样破坏后中间部位鼓胀比较明显.
3 试验成果整理与分析
3.1 土石混填体剪切强度指标
根据每种试样在不同围压下的应力应变曲线便可求得其到相应的剪切强度指标，不同方案下土石混填体的粘聚力c与内摩擦角φ如表4所示.
由表4可知，土石混填体在三轴试验条件下其内摩擦角普遍较高，而粘聚力相对较低，这种现象与采用相同土石料的文献[7]中直剪试验的结果是一致的，即土石混填体的抗剪强度主要源于不同粒径颗粒之间的相互嵌入、咬合及摩擦等效应.但是，表4中的c和φ值却明显高于文献[7]中c1和φ1，这可能由以下几方面原因引起：
1）试样的最大粒径不同.大型三轴试验中试样的最大粒径dmax=60 mm，而在文献[7]中由于剪切盒的限制dmax=40 mm，柴贺军等[9]通过试验发现，颗粒最大粒径对土石混填体的抗剪强度特性及应力应变关系均存在一定的影响；
2）试验条件不同.大型三轴试验由于配有专门的制样筒，试样压实度达到了约92%，且围压σ3在200～800 kPa之间；直剪试验中试样的压实度约为90%，而且由于仪器限制其最大法向应力σn只有300 kPa；
3）试验方法不同.三轴试验和直剪试验的原理是不一样的，这在一定程度上也会造成所求得的抗剪强度指标不尽相同.
3.2 各个因素对土石混填体抗剪强度的影响
通过对表4中试样的抗剪强度指标c和φ值进行分析可知：当试样不含水时，其粘聚力并不为零，这表明在外界压力作用下颗粒之间存在一定的咬合粘聚力；随着试样含水量或含石量等参数的改变，其粘聚力亦会随之有所变化，但是考虑到粘聚力变化的“绝对值”很低，且规律性不明显.考虑到试样的抗剪强度主要源于内摩擦角，因此，接下来将各个因素对土石混填体的内摩擦角有何影响展开具体的分析.
根据表4中的结果，参照正交试验设计的数据处理方法，可求得各个因素在不同水平下的内摩擦角平均值（Ⅰ，Ⅱ，…，Ⅳ），以及相应的极差R，由于各因素的水平数不相同，需对极差R进行修正，R′即为修正后的结果，具体如表5所示.
由表5中修正后的极差R′值大小可知，大型三轴试验中各个因素对土石混填体内摩擦角影响的主次顺序是：含石量→含水量→岩性→土性.同时，为了更加直观地了解各个因素的影响趋势，根据表5画出各因素与试样内摩擦角平均值的关系图，如图3所示，于是可知：
1）不同因素对土石混填体的内摩擦角的影响趋势存在较大的差别，含石量同样是最主要的影响因素，随含石量从25%增加到70%，其内摩擦角近似呈线性增长，内摩擦角增量Δφ与含石量P5之间的关系可大致表示为：
2）随试样的饱和度从0变为1，其内摩擦角首先略有升高然后又有较大幅度的降低，而饱和后试样的内摩擦角最大降低约13%.
3）角砾试样的内摩擦角普遍大于圆砾试样；无黏性土下试样的内摩擦角虽然略高于黏性土，但这两个因素的影响程度均非常有限.
3.3 应力应变关系曲线特征分析
通过对土石混填体的应力应变关系曲线进行归纳分析后发现，在三轴试验条件下，即使试样的组成或试验条件存在较大差别，但它们变形关系曲线之间的差异性却没有直剪试验条件下那么显著，图4为3组具有代表性的应力应变关系曲线，对其分析后可知：
1）当试样处于低围压（σ3=200 kPa）下时，其应力应变关系曲线在峰值之后呈现出应变软化的趋势，强度略有降低，但不是很明显，这表明土石混填体具有在峰后依然能承受较大荷载作用的强度特性.
2）当试样的围压逐渐增加到800 kPa后，其应力应变关系曲线不再具有应变软化的趋势，进而转变为应变硬化的特征，但是强度同样增加得非常缓慢.不过可以预测，如果围压进一步增大（如σ3=2 MPa），那么土石混填体的应变硬化特性将会变得更为显著.
3）在其他因素相同时，相同围压下，试样的含石量越高其变形模量便会越大，且随轴向应变e1的发展，亦会较快地由线弹性变形阶段进入到弹塑性变形阶段.可见，含石量不仅对土石混填体的强度特性存在较大影响，同样还会影响其变形特性.
2）随着试样中的含石量由25%（试样a）增加到70%（试样c），当σ3=200 kPa时，试样虽然都表现出剪胀性，但试样a的体变约为1.5%，而试样c的体变则接近3%，且体变速率高于试样a；当 σ3=400～600 kPa时，试样c在ε1超过5%之后体变均出现了明显的负增长，而试样a仅在σ3=400 kPa时才有这种现象，且负增长的速率略低于试样c；当σ3=800 kPa时，试样虽然都表现出剪缩性，但试样c的剪缩量及体变速率均小于试样a.
可知，试样含石量越高，其低压剪胀性越明显；而含石量越低，则高压剪缩性更为显著.
土石混填体在围压和含石量影响下，之所以会表现出上述特性，是因为在试验初始阶段试样内部的石料仍未完全接触，在围压作用下试样体积减小使石料逐渐充分接触，其强度特性亦随之发挥出来；而随着剪切继续进行，粗颗粒需要相互跨越、翻转，于是便会造成试样体积膨胀，当围压较低时难以有效约束这种膨胀性，故表现为低压剪胀高压剪缩.
当试样中含石量增加后，会显著提高粗颗粒之间相互接触的概率，更利于土石混填体结构性的发挥，其低压剪胀性也因此而更加显著；如果含石比较低，那么在剪切过程中粗颗粒相互跨越或翻转的情况将会减少，随细颗粒发生整体移动的情况会有所增加，故其剪胀性会被削弱，剪缩性则变得更为明显.相比之下，含水量、岩性与土性等因素对试样的体变特性影响大不.
4 结 论
本文通过进行土石混填体大型三轴试验，综合考虑了含水量、含石量、岩性与土性等因素对其变形力学特性的影响，得到如下结论：
1）此次试验中试样存在一定的咬合粘聚力，但是其粘聚力普遍较低，在其他因素影响下变化幅度不大且规律性不明显；而试样的内摩擦角则相对比较高，且含水量和含石量对其有较大影响.即土石混填体的强度特性与其所处环境、级配组成等因素密切相关.
2）不同因素对土石混填体的抗剪强度有着不同的影响：含石量是影响程度最大的一个因素，试样的内摩擦角和变形模量均会随含石量的增加而显著增加；随试样的饱和度由0增加到1，其内摩擦角会先略有增加然后又明显降低；而岩性和土性对土石混填体的强度特性影响不大.
3）根据试样的应力应变关系曲线可知，其应变软化特性不明显，这表明土石混填体在峰值之后依然能承受较大的荷载作用.
4）土石混填体具有低压剪胀性和高压剪缩性，含石量和围压是影响其体变特性的主要因素；试样中含石量越高，其低压剪胀性越明显，而含石量越低，则高压剪缩性更为显著.
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篇4：加筋土动力特性的三轴试验研究
城市生活垃圾中存在大量高热值的物质, 焚烧会放出热量, 可用来发电。城市生活垃圾焚烧发电能大幅度缩减垃圾体积, 减少了土地资源的占用量[1]。垃圾焚烧发电具有减量化、无害化、资源化三大优势而得到国人的青睐[2]。城市生活垃圾中有机物质和无机物质经焚烧高温转化为结晶物质, 产生焚烧灰渣, 城市生活垃圾焚烧灰渣主要由飞灰和炉渣组成, 飞灰和炉渣排放比例大约是20/80, 炉渣为主[3]。飞灰中富集了重金属元素和二英类有机物, 危险废物进行处理[4]。炉渣与粉煤灰成分相同, 富含Si O2, Al2O3和Fe2O3等成分, 可以资源化利用[5,6]。从炉渣的基本特性和成分看, 与砂石类似, 最直接的想法是用于路基填筑[7]。卢佩霞等[8]以扬州市生活垃圾焚烧发电厂的炉渣为研究对象, 进行了筛分、含水率、击实、CBR、烧失量等试验, 得出炉渣适合作为二级及以下等级公路的路基填料的结论。城市生活垃圾焚烧炉渣 (简称炉渣) 用作路基填料, 需要确定炉渣的剪切强度。本文采用常规三轴试验测试饱和炉渣的剪切强度, 分析了炉渣试样的破坏模式和强度随龄期的变化规律。
2 试验结果分析
炉渣试样取自江苏省泰州市垃圾焚烧发电厂, 炉渣经过粉碎、过2 mm筛, 然后加水拌合, 击实成三轴试样。三轴试验中, 试样的干密度分别为1.4 g/cm3, 1.5 g/cm3和1.6 g/cm3, 围压分别为50 k Pa, 100 k Pa, 200 k Pa和400 k Pa, 剪切速率为0.166 mm/min。炉渣试样饱和是试样中孔隙逐渐被水填充的过程, 孔隙被水充满的土称为饱和土。采用抽气饱和法, 将试样装入饱和器后置于干净、注入清水的密封缸内, 对密封缸抽真空, 当密封缸内水不出现气泡后, 保持抽真空时间为12 h。炉渣试样的养护龄期分别为3 d, 7 d, 14 d和28 d。
2.1 炉渣的应力─应变关系
三轴试验中, 炉渣试样的应力─应变关系如图1所示。图1中分别表示了不同围压、不同干密度和不同龄期试样的应力─应变关系。图1a) 中表示了干密度ρd=1.5 g/cm3、龄期t=28 d的炉渣试样在不同围压条件下的应力─应变关系, 从图1a) 中看出, 围压越大, 炉渣试样的应力─应变关系峰值表现的越不明显。随着围压增加, 炉渣试样的破坏模式由脆性破坏转化为塑性破坏。图1b) 表示了龄期t=28 d、干密度不同的炉渣试样在围压σ3=100 k Pa条件下的应力─应变关系, 从图1b) 中看出, 干密度越大, 炉渣试样的应力─应变关系峰值表现的越明显。三种不同干密度的炉渣试样, 在围压σ3=100 k Pa条件下的破坏模式均为脆性破坏。图1c) 表示了干密度ρd=1.5 g/cm3、龄期不同的炉渣试样在围压σ3=100 k Pa条件下的应力─应变关系, 从图1c) 中看出, 干密度ρd=1.5 g/cm3、龄期不同的炉渣试样在围压σ3=100 k Pa条件下的破坏模式均为脆性破坏。
炉渣在三轴试验中的破坏模式如图2所示。炉渣在三轴试验中的破坏模式表现为脆性破坏和塑性破坏。炉渣在三轴试验中的破坏模式主要受围压影响, 围压越大, 塑性破坏的可能性越大。围压σ3<200 k Pa, 炉渣的破坏模式为脆性破坏。在围压σ3<200 k Pa的三轴试验中, 随着轴向应力增大, 试样内的应力不断增加, 试样开始出现裂缝。试样的裂缝从顶、底面开始, 多数裂缝表现为垂直顶、底面的张裂缝。裂缝逐渐向试样中部发展, 形成倾斜的剪切裂缝, 如图2a) 所示。围压σ3>200 k Pa, 炉渣的破坏模式为塑性破坏。在围压σ3>200 k Pa的三轴试验中, 随着轴向应力增大, 试样内的应力不断增加, 试样出现鼓胀现象, 试样鼓胀并不一定是从试样中部开始, 常常是从试样的顶、底面开始, 可能与顶、底透水石的排水有关, 如图2b) 所示。
2.2 炉渣的剪切强度参数
根据Mohr-Coulomb强度准则, 剪切强度表示为:
其中, τ和σ分别为剪切强度和正应力;c和φ分别为粘聚力和内摩擦角。炉渣试样内任一点的应力状态可以用莫尔应力圆来表示, 强度包络线与一组极限应力状态下的莫尔圆相切, 包络线在τ轴上的截距为粘聚力c, 包络线与σ轴夹角为内摩擦角φ。
炉渣在三轴试验中的极限应力莫尔圆如图3所示。图3中表示了干密度ρd=1.5 g/cm3、龄期t=28 d的炉渣试样在σ3=50 k Pa, 100 k Pa, 200 k Pa和400 k Pa的不同围压组合的莫尔圆。图3a) 是围压σ3=50 k Pa和100 k Pa的莫尔圆, 试样的粘聚力和内摩擦角分别为144.3 k Pa和56.4°;图3b) 是围压σ3=100 k Pa和200 k Pa的莫尔圆, 试样的粘聚力和内摩擦角分别为219.7 k Pa和51.2°;图3c) 是围压σ3=200 k Pa和400 k Pa的莫尔圆, 试样的粘聚力和内摩擦角分别为673.8 k Pa和29°;图3d) 是围压σ3=100 k Pa和400 k Pa的莫尔圆, 试样的粘聚力和内摩擦角分别为371.4 k Pa和40.1°;图3e) 是围压σ3=50 k Pa和400 k Pa的莫尔圆, 试样的粘聚力和内摩擦角分别为261.8 k Pa和43.9°;图3f) 是围压σ3=50 k Pa和200 k Pa的莫尔圆, 试样的粘聚力和内摩擦角分别为175.3 k Pa和53.2°。从图3中的剪切强度参数看出, 与围压σ3=400 k Pa的应力莫尔圆组合得到的粘聚力都偏大、内摩擦角都偏小。说明在围压σ3=400 k Pa的三轴试验中, 极限轴向应力减小, 说明应力莫尔圆的包络线不是直线, 而是向σ轴弯曲的抛物线, 如图4所示。
为了得到炉渣的粘聚力和内摩擦角, 选取两个围压的应力莫尔圆采用Mohr-Coulomb强度准则 (式 (1) ) 确定炉渣的粘聚力和内摩擦角。选取围压σ3=50 k Pa和400 k Pa的莫尔圆, 确定炉渣的粘聚力和内摩擦角, 如图5所示。随着龄期增加, 炉渣的粘聚力增加, 炉渣的粘聚力与龄期呈对数函数相关;随着龄期增加, 内摩擦角基本不变。不同龄期的炉渣, 干密度不同, 内摩擦角略有差异。干密度ρd=1.4 g/cm3, ρd=1.5 g/cm3和ρd=1.6 g/cm3的试样的内摩擦角分别为38.2°, 44.6°和41.9°。炉渣的粘聚力随干密度增加而增加, 粘聚力显著增加。
3 结语
根据饱和炉渣的三轴试验, 得到以下结论:1) 饱和炉渣的破坏模式分为脆性破坏和塑性破坏, 围压对饱和炉渣的破坏模式影响最显著。在围压σ3<200 k Pa的三轴试验中, 不同干密度和不同龄期的试样均表现为脆性破坏;在围压σ3>200 k Pa的三轴试验中, 不同干密度和不同龄期的试样均表现为塑性破坏。2) 由不同围压的三轴试验的莫尔应力圆得到的粘聚力和内摩擦角不同, 炉渣的应力莫尔圆的包络线不是直线, 而是抛物线。3) 不同干密度的炉渣的内摩擦角略有不同, 随着龄期增加, 炉渣的内摩擦角基本不变;炉渣的粘聚力随干密度增加而增加, 随龄期增加而增加, 粘聚力与龄期呈对数函数关系。
摘要：采用常规三轴试验, 测试了饱和炉渣的剪切强度, 分析了饱和炉渣的破坏模式和强度随龄期的变化规律, 结果表明:围压小的试验中, 饱和试样破坏模式为脆性破坏;围压大的试验中, 饱和试样破坏模式为塑性破坏;饱和试样的内摩擦角基本不随龄期变化, 粘聚力随龄期增加而增加。
关键词：生活垃圾,炉渣,三轴试验,内摩擦角,粘聚力
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