易溶盐含量对伊犁原状黄土力学特性的影响规律

牛丽思; 张爱军; 赵佳敏; 王毓国; 赵庆玉

doi:10.11779/CJGE202009015

易溶盐含量对伊犁原状黄土力学特性的影响规律 English Version

1.
西北农林科技大学水利与建筑工程学院,陕西　杨凌　712100
2.
河南建业住宅集团（中国）有限公司,河南　郑州　450004

基金项目:

国家自然科学基金面上项目 51978572

陕西省重点研发计划项目 2017ZDXM-SF-074

国家重点研发计划项目 2017YFC0405103

陕西省水利科技计划项目 2013slkj-10

详细信息

作者简介:
牛丽思(1990—),女,博士研究生,主要从事非饱和黄土试验研究工作。E-mail：lisi_niu@sohu.com

通讯作者:
张爱军, E-mail：zaj@nwsuaf.edu.cn

中图分类号: TU432
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出版历程
- 收稿日期: 2019-10-28
- 网络出版日期: 2022-12-07
- 刊出日期: 2020-08-31

Influences of soluble salt content on mechanical properties of Ili undisturbed loess

1.
College of Water Resources and Architectural Engineering, Northwest A & F University, Yangling 712100, China
2.
Central China Real Estate Limited, Zhengzhou 450004, China

摘要

摘要: 为揭示非饱和伊犁原状黄土的湿、载屈服特性及水量变化特性,采用非饱和土三轴仪,开展不同易溶盐含量下的控制吸力的净平均应力增减试验、控制净平均应力的吸力增减试验和控制净围压和吸力的固结剪切试验,探究易溶盐含量对非饱和伊犁黄土变形、屈服和水量变化特性的影响规律。研究结果表明：含盐量对提高颗粒间的胶结作用存在临界值,在14～20 g/kg含盐量区间存在峰值屈服净平均应力、峰值屈服剪应力,且加载增湿屈服线和剪切屈服线最大；随含盐量增加,压缩性指标降低、固结排水量减小；含盐量对水量的影响主要在土水特征干燥曲线的过渡区,但对吸力增加屈服线影响不大；盐分过量和吸力降低均可使非饱和伊犁黄土产生屈服。
- 非饱和土 /
- 伊犁黄土 /
- 易溶盐 /
- 屈服特性 /
- 水量特性
Abstract: In order to reveal the loading collapse yield and moisture characteristics of the unsaturated Ili undisturbed loess, a series of net mean stress increase-decrease tests on control suction, suction increase-decrease tests on control net mean stress, consolidation shear tests on control net confining pressure and suction under different soluble salt contents are carried out by using the unsaturated soil triaxial apparatus. The effects of soluble salt content on the deformation, yield and moisture of the unsaturated Ili loess are studied. The results show that there is a critical value for salt content to improve the cementation between particles. There are the peak yield net mean stress and the peak yield shear stress between 14 and 20 g/kg of salt content, and the loading collapse yield curve and the shear yield curve are the maximum. The compressibility index and moisture change at the consolidation stage decrease with the increase of salt content. The influences of salt content on moisture are mainly in the transition region of soil water characteristic drying curve, but there are few effects on the suction increase yield curve. The unsaturated Ili loess can be yielded by being excessively salting and reducing suction.
- unsaturated soil /
- Ili loess /
- soluble salt /
- yield characteristic /
- moisture characteristic

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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 $\bar{p}$ 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 $\bar{p} = p - u_{a}$ ,平均有效应力 $p^{'} = \bar{p} - S_{r} s$ ,基质吸力 $s = u_{a} - u_{w}$ , $u_{a}$ , $u_{w}$ 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：

$e = N - λ \ln p^{'}$ ,

(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 $e - \ln p^{'}$ 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

$e = Γ - κ \ln p^{'}$ ,

(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 $e - \ln p^{'}$ 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

$\begin{matrix} NCL ： & e = N (s) - λ (s) \ln p^{'} \end{matrix}$ ,

(3)

$\begin{matrix} SL: & e = Γ (s) - κ (s) \ln p^{'} \end{matrix}$ ,

(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 $s = u_{a} - u_{w}$ 的函数。式（3）,（4）表示的NCL和SL在 $e - \ln p^{'}$ 平面如图1所示。

图 1 单对数线性模型^[7]

Figure 1. Single-logarithmic approach^[7]

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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 $p^{'} \to 0$ 时, $e \to \infty$ ,在理论上和实际上均不合理。为了克服 $e - \ln p^{'}$ 线性近似的不足,考虑饱和土 $\ln e - \ln p^{'}$ 为双对数线性关系式：

$d (ln e) = - λ_{vp} d (\ln p^{'}) = - λ_{vp} \frac{d p}{p - u_{w}} + λ_{vp} \frac{d u_{w}}{p - u_{w}}$ ,

(5)

式中, $p^{'} = p - u_{w}$ 为Terzaghi有效应力, $λ_{vp}$ 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：

$d(ln e) = - λ_{vp} \frac{d \bar{p}}{\bar{p} + s} - λ_{vs} (s) \frac{d s}{\bar{p} + s}$ ,

(6)

图 2 双对数线性模型^[5]

Figure 2. Double-logarithmic approach^[5]

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式中, $λ_{v p}$ 是一个材料常数,与吸力无关, $λ_{vs}$ 则是一个随吸力变化的参数,饱和时 $λ_{v p} = λ_{vs}$ 。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

$d(ln e) = - κ_{vp} \frac{d \bar{p}}{\bar{p} + s} - κ_{vs} (s) \frac{d s}{\bar{p} + s}$ ,

(7)

式中, $κ_{vs}$ 为回弹曲线的斜率,与吸力有关,土体达到饱和时 $λ_{vp} = λ_{vs}$ 。

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 $λ_{vp}$ 或 $κ_{vp}$ 以及 $λ_{vs} (s)$ 或 $κ_{vs} (s)$ 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 $e - \ln p^{'}$ 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 $e - \ln \bar{p}$ 和平均有效应力 $e - \ln p^{'}$ 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 $e - \ln p^{'}$ 表示。

图 3 等压固结曲线示意图

Figure 3. Schematic illustration of isotropic compression line

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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]

$\frac{d N}{d t} = k N (1 - \frac{N}{b})$ 。

(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 $e - \ln p^{'}$ 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

$\frac{d(\ln e)}{d(\ln p^{'})} = k (1 - \frac{e}{b})$ 。

(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

$e = \frac{b}{1 + a \exp [- k \ln (p^{'})]} = \frac{b}{1 + a {p^{'}}^{- k}}$ ,

(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 $κ_{vp}$ 和 $κ_{vs} (s)$ 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：

$\frac{d e}{d(\ln p^{'})} = κ$ ,

(11)

式中, $κ$ 为卸载回弹线在 $e - \ln p^{'}$ 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 $b = e_{0}$ 即为土体的初始孔隙比。当等向压力 $p^{'} = 1 kPa$ 时,参数 $a = \frac{b - e_{1}}{e_{1}} = \frac{e_{0}}{e_{1}} - 1$ ,其中 $e_{1}$ 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

$\ln (\frac{b - e}{e}) = \ln a - k \ln p^{'}$ 。

(12)

式（12）表明,在 $\ln (\frac{b - e}{e})$ 和 $\ln p^{'}$ 平面内为线性关系,且直线的斜率和截距分别为 $k$ 和 $\ln a$ ,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。

图 4 确定参数a和k示意图

Figure 4. Schematic view for determining a and k

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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

$\frac{d e}{d (\ln p^{'})} = \frac{k a b \exp (- k \ln p^{'})}{{[1 + a \exp (- k \ln p^{'})]}^{2}}$ ,

(13)

$\frac{d^{2} e}{d(\ln p^{'})^{2}} = \frac{k^{2} a b \exp (- k \ln p^{'}) [a \exp (- k \ln p^{'}) - 1]}{{[1 + a \exp (- k \ln p^{'})]}^{3}}$ 。

(14)

由式（14）可得到曲线的反弯点B点坐标为 $(\ln a / k, b / 2)$ ,将其代入式（13）中可得到曲线在B点处的斜率为 $k b / 4$ 。

则过B点的切线BC可表示为

$e = \frac{k b}{4} (\ln p^{'} - \frac{\ln a}{k}) + \frac{b}{2}$ 。

(15)

考虑 $e = e_{0} = b$ ,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

$\ln {p^{'}}_{c} = \frac{4 + \ln a}{k} - \frac{b}{2}$ 。

(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。

图 5 与Sharma等^[16]的试验对比

Figure 5. Comparison between proposed model and experimental data of Sharma et al^[16]

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图 6 与Bellia等^[17]的试验对比

Figure 6. Comparison between proposed model and experimental data of Bellia et al^[17]

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图 7 与Burland等^[18]的试验对比

Figure 7. Comparison between proposed model and experimental data of Burland et al^[18]

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图 8 参数a, k以及前期固结压力

${p^{'}}_{c}$ 随吸力s的变化曲线

Figure 8. Variations of parameters a, k and pre-consolidation pressure

${p^{'}}_{c}$ with suction s

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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 $e - \ln p^{'}$ 半对数模型以及 $\ln e - \ln p^{'}$ 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。

图 9 与半对数线性模型比较

Figure 9. Comparison between proposed model and semi-logarithmic linear model

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图 10 与双对数线性模型比较

Figure 10. Comparison between proposed model and double-logarithmic model

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对于卸载回弹曲线SL,采用 $e - \ln p^{'}$ 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)

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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。

图 1 一组试样的试验应力路径

Figure 1. Stress paths of tests on a group of specimens

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图 2 净平均应力循环试验的压缩–回弹曲线

Figure 2. Compression-rebound curves of net mean stress cycle tests

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图 3 压缩性指标 $λ$ 与含盐量的关系

Figure 3. Curves of compressibility index and salt content

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图 4 不同吸力下的压缩曲线

Figure 4. Compression curves under different suctions

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图 5 屈服净平均应力p₀与含盐量θ的关系

Figure 5. Curves of yield net mean stress and salt content

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图 6 p–s平面内不同含盐量的屈服轨迹

Figure 6. Yield loci in p-s plane under different salt contents

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图 7 净平均应力循环试验的水量变化关系（θ=5 g/kg）

Figure 7. Moisture change under net mean stress cycle tests (θ=5 g/kg)

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图 8 水相体变指标 $λ_{w} (s)$ 与含盐量θ的关系

Figure 8. Curves of index of moisture volume change and salt content

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图 9 孔隙比与吸力的关系

Figure 9. Relationship between void ratio and suction

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图 10 体应变与吸力的关系

Figure 10. Relationship between volume strain and suction

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图 11 吸力循环试验中饱和度S_r与吸力s的曲线

Figure 11. Curves of degree of saturation and suction in suction cycle tests

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图 12 吸力循环试验的体应变、水相体变和归一化吸力的关系

Figure 12. Relationship among volume strain, moisture volume change and normalized suction in suction cycle tests

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图 13 不同净围压下剪切体应变与应力比的关系

Figure 13. Relationship between shear strain and stress ratio under different mean confining pressures

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图 14 p–q平面上的屈服轨迹

Figure 14. Yield loci in p-q plane

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图 15 剪切过程中试样的含水率和净平均应力的关系

Figure 15. Relationship between water content of specimens and net mean stress during shearing

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图 16 剪切完成后试样的含水率和θs/(σ₃-u_a)的关系

Figure 16. Relationship between water content of specimens and θs/(σ₃-u_a) after shearing

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表 1 试验方案及加荷顺序（以一个含盐量为例）

Table 1 Test schemes and loading sequence (taking a salt content as an example)

试验类型	应力状态	加荷过程/kPa
净平均应力循环	初始吸力	5/ 50/ 100/ 150
净平均应力循环	净平均应力	5→100→20→300→100→400
吸力循环	初始吸力	5
	净平均应力	100
	吸力	5→100→25→150
固结剪切	吸力	5/ 50/ 100/ 150
固结剪切	净围压	100/ 200/ 300
注：净平均应力循环试验中净平均应力小于100 kPa时,荷载变化20 kPa/级；净平均应力大于100 kPa时,荷载变化50 kPa/级；吸力循环试验中荷载变化25 kPa/级。

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表 2 试样排水量的量测值与校正值比较

Table 2 Comparison between measured and corrected values of amount of water discharge from specimens

试验类型	含盐量θ/(g·kg^-1)	量测值/cm³	校正值/cm³	差值/cm³	相对误差/%
吸力循环试验(p=100 kPa)	5	33.53	32.5	1.03	3.18
	14	36.57	35.64	0.93	2.61
	26	33.79	32.17	1.62	5.04

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表 3 不同含盐量下的系数值

Table 3 Coefficients under different salt contents

系数	5 g/kg	8 g/kg	14 g/kg	20 g/kg	26 g/kg
κ₁₀₀均值	0.008	0.009	0.009	0.009	0.009
κ₃₀₀均值	0.016	0.018	0.019	0.019	0.016
λ_s/(10^-3)	1.3	0.8	0.4	0.7	0.8

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表 4 应力交点处的 $ε_{v}$ 和 $ε_{w}$

Table 4 Values of $ε_{v}$ and $ε_{w}$ at intersection of stress

类别	$ε_{v}$ /%				$ε_{w}$ /%
s/kPa	0	50	100	150	0	50	100	150
p/kPa	100	100	100	100	100	100	100	100
①	9.7	3.5	2.5	2.4	7.8	1.6	3.0	0.4
②	12.0	17.1	23.5	26.4	0.2	9.4	28.4	34.9
③	13.9	6.0	4.4	5	10.9	0.6	0.2	0.1
注：①、②、③分别表示净平均应力循环、吸力循环和固结剪切试验。

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参考文献(13)

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施引文献(9)

期刊类型引用(2)

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