应力路径对抗剪强度指标影响的试验研究

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小应变下基坑开挖应力路径对剪切模量的影响

应变为００时的剪切模量与剪切应变为１．１％时的剪切模量之间存在着量级差别．关键词：向固结；应变；切模量；基坑；等小剪深应力路径
中图分类号：Ｕ４１３Ｔ１．文献标识码：Ａ
的初始值与有效球应力之间存在着幂函数关系，主动区内幂函数的理论值与试验值间的符合度要比但被动区内的高；切应变处于００％～１内表现出很强的非线性，时具有很高的剪切模量；同一剪．１％同在应变水平下，同应力路径，切模量的数值不同，剪切模量随剪切应变增加而衰减的规律一致；切不剪但剪
Ａｂｔａｔｓｒｃ：Ｔｈｒｌｂｔｉｅｏｓｉｔｄｓｉａｔｒｉｏｒｐｃｃｎｏｉａｅ．Ｔｈｆｅｔｏｅｔｉｊｃｓｒｃｎｔｔｅｏｌｆｅｓｔｏｉｏｓｌｔｄａｏｅｕｄｅｅｆｃｆ
ｓｒｓｔｆｄｅｐｅａａｉｎｓｅｒｍｏｌａｄｔｅｔｅｈａｏｄｉｌｎｇｗｉｈｔｅｓｐａｈｏｅｘｃｖｔｏｎｏｈａｄｕｉｎｈｒｎｄｏｆｓｅｒｍｕｌａｏｔ
摘
要：粉质黏土重塑土经等压固结形成的试样为试验对象，究了在小应变范围内深基坑开挖应以研
力路径对土体剪切模量的影响以及剪切模量随应变变化的趋势．究表明，小应变范围内，切模量研在剪

应力路径及初始固结条件对强度的影响

对加载而言，有效应力指标ｃ、土性有关，目前的渖和常规试验时应力环境大致吻台。基坑设计中用到固结不排水强度指标的时候较多．固结不排术强度指标．．而．不，
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收藕日期：ｌ０一崛一
第一作者简介：方军，１年出生，豉男，％Ｂ工程师，９１毕业１９年
于石油大学地球物理系。
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仅与土性有关，而且与试验条件有关。下面就针对不同应力路径下的．以理论分析。．加３１常规三轴固结不排水试嚏条件（＝ｌ且Ｃ＝０．Ｊ
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圈１基坑中备点应力曹柽变化情况
Ｆｇ１ａｉａｐｌｉｔＢｈｄ删略ｉｇ协ｒ丑。ｆ
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Ａ作为土性指标一旦确定下来，么总应力抗剪强度包线就郭确定了，再就常规三轴圃鳍不捧水剪试验而言，压不会小轴于围压．在囤压确定后．裴坏时的轴压也因此而被固定死了，并来涉及到应力路径以及初始固鳍条件，其实是：于常规对三轴固结不捧水剪试验．圃结条件是・１初始。另外，强度指标同时还蔓受到应力路径以及初始固鳍条件的镧约。
３应力路径的改变引起了强度变化的理论论、
证
下面进一步从理论上加以说明：力路径以及初始固结应

应力路径对重塑黏土有效抗剪强度参数的影响

第35卷　第12期2007年　12月　华　中　科　技　大　学　学　报(自然科学版)J.Huazhong Univ.of Sci.&Tech.(Nature Science Edition )Vol.35No.12　Dec.　2007收稿日期:2006210216.作者简介:周葆春(19782),男,博士;信阳,信阳师范学院建筑工程系(464000).E 2m ail :zhoubcxynu @基金项目:河南省自然科学基金资助项目(0511045200);信阳师范学院青年骨干教师资助计划.应力路径对重塑黏土有效抗剪强度参数的影响周葆春1,2(1信阳师范学院建筑工程系,河南信阳464000;2华中科技大学土木工程与力学学院,湖北武汉430074)摘要:为探讨应力路径对黏土有效抗剪强度参数的影响,即临界状态线的惟一性问题,在确保试样的初始状态、应力历史、排水条件、加荷速率、试验仪器、破坏取值标准均一致的前提下,进行了常规三轴压缩与等p 三轴压缩应力路径下同种重塑黏土的固结排水剪切试验.得到了两种应力路径下的有效抗剪强度参数和临界状态线参数,试验结果证实不同应力路径下重塑黏土有效抗剪强度参数有较大差别,临界状态线不惟一.定性分析表明:相对于常规三轴压缩路径,重塑黏土在等p 三轴压缩路径下具有较低、有效内摩擦角的原因是剪切过程中围压的降低造成侧向卸荷引起的土体抗剪能力下降;产生凝聚力的原因是在排水剪切过程中存在超固结效应.关　键　词:重塑黏土;应力路径;有效抗剪强度参数;临界状态线;超固结效应中图分类号:TU43 文献标识码:A 文章编号:167124512(2007)1220083204Influence of stress path on effective shearstrength parameters of reshaped clayZhou B aochun(1Department of Architectural Engineering ,Xinyang Normal University ,Xinyang 464000,Henan China ;2College of Civil Engineering and Mechanics ,Huazhong University of Science and Technology ,Wuhan 430074,China )Abstract :In order to st udy t he Influence of st ress pat h on effective shear st rengt h parameters and t he uniqueness of critical state line for clay ,on t he premise of ensuring t he identity of initial condition ,st ress history ,drainage condition ,shear st rain rate ,tester ,failure standard for soil samples ,t he drained triaxial comp ression test s under t he st ress pat hs of conventional t riaxial compression and t he mean normal stress remains constant were carried out for normally consolidated reshaped clay ,t he pa 2rameters of effective shear st rengt h and critical state line under t he two st ress pat hs were obtained ,t hese result s demo nstrated t hat t he influence of st ress pat h on effective shear strengt h parameters were considerably large and could not be neglected ,and t he critical state line was not unique.Qualita 2tive analysis showed t hat t he reason of a lower effective angle of internal f riction of reshaped clay un 2der t he st ress pat h of t he mean normal st ress remains constant was t he falling of shear capacity p ro 2duced by t he falling of confining p ressure ,t he cause of generation of cohesion was t he over 2consolida 2tion effect ,compared wit h t hat under t he st ress pat h of conventional t riaxial compression.K ey w ords :critical state line ;reshaped clay ;stress pat h ;effective shear st rengt h parameter ;over 2consolidation effect 临界状态线(CSL 线)是临界状态土力学[1]的核心概念,临界状态土力学认为,试样的有效应力达到该线将立即破坏,而与其所径历的应力路径无关.实际上CSL 线作为临界状态土力学的破坏准则,是p2q(p为平均正应力,q为广义剪应力)平面内的剪切破坏线.这就意味着不同应力路径下CSL线惟一,应力路径对有效抗剪强度参数没有影响.众多研究[2～9]表明:抗剪强度和总抗剪强度参数与应力路径相关;而有效抗剪强度参数与应力路径是否相关,存在不同理解,文献[3～6]的试验结果表明有效抗剪强度参数与应力路径无关,而文献[7～9]的试验结果表明与应力路径相关.以上试验均为固结不排水剪切三轴压缩试验,抗剪强度值会受到孔隙压力测量精度和试验破坏取值标准等因素的影响,而取原状土作为试样又受到其初始状态和应力历史的影响.本文在确保试样的初始状态、应力历史、排水条件、加荷速率、试验仪器、破坏取值标准均一致的前提下,进行常规三轴压缩(CTC)与等p三轴压缩(P TC)应力路径下同种正常固结重塑黏土的排水剪切试验,得到两种应力路径下的有效抗剪强度参数和临界状态线参数;试验结果证实不同应力路径下重塑黏土有效抗剪强度参数有较大差异,不同应力路径下CSL线不惟一,并对此进行定性分析.1　试验1.1　试样制备试验土样采用某基坑工程的黏土重塑而成.重塑试样的制备严格依照《土工试验规程》[10]的要求进行.选取该基坑代表性土样10kg,经风干、碾碎、过2mm的筛,测定风干含水率为5.92% (质量分数,下同),按要求的含水率33.4%算出所需的加水量.将需加的水量喷洒到土料上拌匀,稍静置后装入塑料袋,然后置于密闭容器内24h,使含水率均匀.取出土料复测其含水率,保证测定的含水率与要求的含水率的差值小于±1%,否则调整含水率直至符合要求为止.根据要求的干密度1.44g/cm3,称取所需湿土质量,按试样高度分6层击实,各层土料要求质量相等.第1层击实至要求高度后,将表面刨毛,然后再加第2层土料,如此继续进行,直至击完最后一层.将击样筒中的试样两端整平,取出称其质量,试样的密度差值应小于0.02g/cm3,即试样的合格标准为制备完成后其质量在183.2～185.8g之间.控制重塑土试样质量的标准是含水率和干密度,两者必须同时满足要求方为合格.试样的各项物性指标及体积参数为:17mm液限48.19%,10 mm液限42.67%,塑限29.52%,塑性指数18.67,含水率33.4%,干密度1.44g/cm3,土粒比重2.73,试样高度8cm,直径3.91cm.1.2　排水条件在固结排水剪切三轴压缩试验过程中,孔隙水压力保持为0kPa,总应力等于有效应力,因此在试样受剪过程中最大主应力差与最大有效主应力比将在同时或同一轴向变形时发生,两种取值标准不影响试样的强度[11].为消除试验破坏取值标准对抗剪强度值的影响,三轴压缩试验均采用排水剪切条件.1.3　三轴压缩试验三轴压缩试验采用南京电力自动化设备厂生产的S J21A型三轴仪,分两组进行,每组4个试样.装样完成后,对试样进行反压力饱和.然后,每组分别在100kPa,200kPa,300kPa,400kPa的周围压力下等压固结,固结的完成以孔隙水压力消散95%以上和排水量稳定为标准.完成后,启动试验机电机对试样进行剪切,剪切应变速率为0.014%/min.在剪切过程中,测读测力计、轴向位移计读数的同时测读排水管读数,剪切至轴向应变达20%以上结束试验,剪切过程历时约24h.由于所采用剪切应变速率稍大,因此采用双面排水.在剪切过程中,第1组试样采用CTC应力路径,试样分别固结稳定后,剪切过程中增加轴向压力σ1,保持周围压力σ3不变,进行压缩剪切试验,此时平均正应力增量Δp>0;第2组试样采用P TC应力路径,试样分别固结稳定后,在剪切过程中增加σ1,减小σ3(Δσ3=-Δσ1/2),保持p为常数,进行压缩剪切试验.1.4　试验结果CTC与P TC应力路径下的主应力差(σ1-σ3)与轴向应变ε1关系如图1和图2所示;体应变εv与轴向应变关系如图3和4所示.由图1和2图1　(σ1-σ3)与ε1的关系(CTC应力路径)可见:C TC与P TC应力路径下试样均呈应变强・48・华　中　科　技　大　学　学　报(自然科学版)　第35卷图2　(σ1-σ3)与ε1的关系(P TC 应力路径)图3　εv 与ε1的关系(CTC 应力路径)图4　εv 与ε1的关系(PTC 应力路径)化特性,但试样在C TC 应力路径下的抗剪强度远大于P TC 路径下的抗剪强度,CTC 路径下(σ1-σ3)与ε1的关系曲线的初始坡度低于P TC 路径下的初始坡度.从图3和4可以看出:体应变在CTC 与P TC 应力路径下均呈纯粹剪缩特性,且随固结压力的增大而递增,但C TC 路径下体应变幅度为相应P TC 路径下幅度的两倍左右.由试样在CTC 与P TC 路径下应力应变关系和抗剪强度的强烈差别证实了本构关系与抗剪强度对应力路径的强烈依赖性.2　试验结果分析根据三轴压缩试验破坏取值标准,取轴向应变为15%所对应的主应力差作为试样的抗剪破坏标准,得出CTC 与P TC 应力路径下试样的破坏点应力值如表1所示.表1　CTC 与PTC 应力路径下试样的破坏点应力值(kPa )应力路径σ3σ1p qCTC(σ3=100kPa )100295.40165.13195.40(σ3=200kPa )200560.59320.20360.59(σ3=300kPa )300820.77473.59520.77(σ3=400kPa )4001058.38619.46658.38P TC(p =100kPa )55189.7399.91134.73(p =200kPa )124351.04199.68227.04(p =300kPa )202495.37299.79293.37(p =400kPa )275649.88399.96374.88 根据表1中破坏点应力值分别绘制C TC 与P TC 应力路径下的破坏应力圆,做抗剪强度包线,其倾角为有效内摩擦角φd ,其在纵轴上的截距为有效凝聚力c d ,得到CTC 路径下φd =27.5°,c d =0kPa ;P TC 路径下φd =20.3°,c d =28.7kPa.临界状态土力学[1]中CSL 线表示为q =M p ,其中M 为试验参数.将其推广到有凝聚力的情况[12],q =M (p +p r ),式中p r 为试验参数.根据破坏点应力值,通过一元线性回归分别拟合C TC 与P TC 应力路径下的CSL 线,得CTC 路径下M =1.09,p r =0kPa ,相关系数R 2=0.9944;P TC 路径下M =0.79,p r =61.0kPa ,R 2=0.9962.由此可见,应力路径对有效抗剪强度参数的影响是显著的,P TC 应力路径下试样的φd 比C TC 路径下低约1/4;试样在C TC 路径下c d 为0kPa ,在P TC 路径下产生了不可忽略的有效凝聚力.P TC 应力路径下试样具有比较低的有效内摩擦角,实质就是试样在该应力路径下的抗剪能力比在CTC 路径下低,原因是剪切过程中围压的降低造成了侧向卸荷引起的土体抗剪能力下降.P TC 应力路径下试样产生凝聚力的原因在于:在试样剪切过程中排水边界条件为双面排水,加荷速率较慢,而应力路径为增加σ1,减小σ3,试样破坏时的围压降为固结压力的一半左右,所以在排水剪切过程中存在超固结效应,从而产生了凝聚力.实质上,临界状态线作为临界状态土力学的破坏准则是p 2q 平面上的剪切破坏线,应力路径对有效抗剪强度参数的影响与对CSL 线的影响从物理背景上看是同一问题,排水剪切三轴压缩・58・第12期周葆春等:应力路径对重塑黏土有效抗剪强度参数的影响条件下M ,p r 与φd ,c d 的换算关系为M =(6sin φd )/(3-sin φd );p r =c d /(tan φd ).C TC 与P TC 应力路径下M 和p r 参数值具有较大差异,证实不同应力路径下重塑黏土的临界状态线不惟一.由以上试验结果及其定性分析可以得出这样的结论:不同应力路径下重塑黏土的有效抗剪强度参数有较大差异,其临界状态线不惟一.在排除了其他相关因素对有效抗剪强度参数的影响之后,这些差异正是应力路径的方向性不同所致.参考文献[1]Schofield M A ,Wroth C P.Critical state soil me 2chanics[M ].London :Mc Graw 2Hill ,1968.[2]卢肇钧.粘性土抗剪强度研究的现状与展望[J ].土木工程学报,1999,32(4):329.[3]潘小青,潘　琳,罗嗣海.应力路径对正常固结饱和粘土φcu 的影响[J ].大坝观测与土工测试,1997,21(4):25230.[4]常银生,王旭东,宰金珉,等.粘性土应力路径试验[J ].南京工业大学学报,2005,27(5):6211.[5]张文慧,王保田,张福海.应力路径对基坑变形的影响[J ].岩土力学,2004,25(6):9642966.[6]宋　磊,温庆博.基坑支护结构上的水土压力试验及计算[J ].清华大学学报:自然科学版,2003,43(11):157221575.[7]黄质宏,朱立军,廖义玲等.不同应力路径下红粘土的力学特性[J ].岩石力学与工程学报,2004,23(15):259922603.[8]刘熙媛,闫澍旺,窦远明,等.基坑开挖卸荷对土体抗剪强度指标的影响[J ].河北工业大学学报,2004,33(4):54257.[9]何世秀,余益贤,吴刚刚.应力路径对抗剪强度指标影响的试验研究[J ].湖北工学院学报,2004,19(1):125.[10]中华人民共和国行业标准编写组.SL23721999土工试验规程[S].北京:中国水利水电出版社,1999.[11]钱家欢,殷宗泽.土工原理与计算[M ].2版.北京:中国水利水电出版社,1996.[12]D ′orazio T B ,Sunami S ,Duncan J M.CDN2D :afinite element computer program for analysis of con 2solidation (UcbPgt P81201)[R ].Berkeley :Univer 2sity of California ,1981.我校学子获2007ACM/ICPC 国际大学生程序设计竞赛金牌在10月28日举行的2007ACM/ICPC 国际大学生程序设计竞赛亚洲区域赛(南京)中,我校学子取得一金一铜的优异成绩.ACM/ICPC (association for comp uting machinery/international collegiate p rogramming contest )是由国际计算机组织ACM 主办的,世界上公认规模最大、水平最高的国际大学生程序设计竞赛.决赛中至少出6道命题,至多出10道命题,比赛时间为5个小时.每道试题用时将从竞赛开始到试题解答被判定为正确为止,每一次错误的运行将被加罚20分钟,未正确解答的试题不计时.试题解答结果提交电脑裁判运行,判决结果会及时通知参赛队伍.电脑根据解题数目和所用时间进行排名.比赛前十名将获得金牌.・68・华　中　科　技　大　学　学　报(自然科学版)　第35卷。

土在不同应力路径下的力学特性分析

收稿Ｋｔ期：２００７．１１－２０基金项目：广东省水利科技计划项目（Ｎｏ．２００３—１３）；广东省科技计划项目（Ｎｏ．２００６８３７２０１００３）；湖北省环境岩土工程重点实验室开放基金项目
（Ｎｏ．Ｔ１１０５０３）。
第一作者简介：曾玲玲，女，１９８３年生，博十研究生，主要从事软七性质和高速公路地基处理研究。Ｅ－ｍａｉｌ：ｌｉｎｇｌｚ４１３＠１２６．ｃｏｍ通讯作者；陈晓平，女，１９５７年生，博士，教授．博上生导师，主要从事七力学教学与科研上作。Ｅ－ｍａｉｈｃｈｃｎｘｐ＠ｊａｌｌ．ｅｄｕ．ｃａ
ｋＰａ。
一～
表１。表１试样的物理力学性质指标
物理性质指标
Ｇ１Ｔａｂｌｅ１Ｐｈｙｓｉｃａｌａｎｄ
力路径试验，即通过原状土的统计均值确定土样的
含水率和密度，将此均值作为扰动样期望值。原状土样和制备的扰动土样的各项物理力学性质指标见
ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｙｏｆｓａｍｐｌｅｓ
固结快剪指标
Ｏｉｌ
ｐａｔｈｓ．ｂｕｔｌｉｔｔｌｅｉｎｆｌｕｅｎｅｅ
ｓｏｉｌ
ｓｈｅａｒｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ．
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｓｔｒｅｓｓｐａｔｈ；ｓｏｆｔｓｏｉｌ；ｌａｂｏｒａｔｏｒｙｔｅｓｔ；ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ
１引
言
Ｎａｇａｒａｊ（１９８１年）１２ｌ、Ｃｈｅｎｇ（１９９０年）ｐＪ、陆士强（１９８９年）【４】等，基于试验成果提出了一些能够考虑具体复杂应力路径的本构模型。近２０年来，随着数值计算技术在本领域的应用进展，～些学者开展了通过应力路径试验成果进行数值建模的研究，如陈生水（１９９５年）瞄Ｊ、王靖涛（２００２年）等［６１，获得了具有机制背景的数值模型。由于黏性土的状态控制指标较砂土复杂，更因为黏性土的室内试验控制标准比较难掌握，因而黏性土应力路径的试验研究无论是数量还是质量都逊

环境土层中应力路径变化对土工程性质影响的试验研究

一
性计算中，一般按照传统的设计方法，地层介质按把工程性质分类，定义同类工程性质地层的抗剪强度指标一致，一律取未经开挖卸载和变形作用之前并
的统计值，样计算的地表变形结果与实测结果偏这小。这种与实测值的偏离可能是由于采用计算参数
是十分必要的。研究隧道开挖作用对周围地层工程性质的影响，首先弄清隧道开挖后周围土体应力路
径的变化规律。然后模拟应力路径的变化进行三轴
试验
１隧道施工中环境土层的应力路径分类
本文引进开挖作用分区的概念。开挖作用分区即施工时经历大致相同的应力路径变化的周围土体区域。隧道开挖对周围地层参数的影响研究可以分成两步：首先，通过数值模拟，研究隧道周围随着开挖作用而产生的各个开挖作用分区；然后，过室内通及典型现场试验研究不同开挖作用分区对土体参数
相同的区域归并为几个开挖作用分区。为便于应力路径的分类，用了一种新的应力采路径分类方法。这种分类方法的实质是每一步按照４个象限分成４种变化趋势．４种应力路径。如即
图１所示： Fra bibliotek和实际土体参数不同引起的也就是说．隧道开在挖过程中，由于隧道周围的应力路径发生了变化，造成土的基本计算参数发生了施工变异。固此，理合考虑开挖作用对计算参数产生的影响对于优化设计

土力学-第五章-土的抗剪强度测定试验1 应力路径与破坏主应力线张丙印

fh
M2
πDH
D 2
τfv
假定土体为各向同性，fh=fv=f：
Mmax
M1
M2
πD3 6
τf
πD 2 H 2
τf
τf
Mmax πD2 ( D H )
23
M
M1 fh
fv
H
M2
D
十字板剪切试验
2
第五章：土的抗剪强度
§5.1 概述 §5.2 土的抗剪强度理论 §5.3 土的抗剪强度的测定试验 §5.4 应力路径与破坏主应力线 §5.5 土的抗剪强度指标 §5.6 土的动强度与砂土的振动液化
固结过程：
p 0 p0 = 3
剪切过程：
3=0 1 0 u 0
p p u q q u A(σ1 - σ3 )
饱和土固结不排水试验
q q
有效应力
Kf线 uf Kf线
u 总应力
p
O
p0=3 p
当A是常数时，有效应力路径为直线，
一般情况下A不为常数，有效应力路径为曲线
三轴试验的有效应力路径
§5.3 土的抗剪强度的测定试验 –十字板剪切试验
智者乐水仁者乐山
一般适用于测定软黏
土的不排水强度指标
钻孔到指定的土层，
插入十字形的探头
通过施加的扭矩计算
土的抗剪强度
十字板剪切试验
1
§5.3 土的抗剪强度的测定试验 –十字板剪切试验
智者乐水仁者乐山
M1
D/2
2 τfh
0
2πr
rdr
πD3 6
智者乐水仁者乐山
有效应力原理： + u 或 - u
孔隙水压力： u =B3+AB(1-3)

土的抗剪强度试验方法及指标的应用

土的抗剪强度试验方法及指标的应用作者：齐万义来源：《环球市场信息导报》2013年第03期土是自然界漫长的地质年代内所形成的一种非连续、各向异性明显的多孔松散堆积物，是由固体颗粒、水和气体三相体系组成的。

即使是同一土层，其性质仍有一定的差异。

它既不是理想的弹性材料，也不是理想的塑性材料，土的三相组成使其工程性质表现相当复杂性质复杂、不均匀、各向异性的材料，三相之间的相互作用对土的抗剪强度有很大的影响，同时，土中的孔隙水压力等对土的强度影响也是不可忽视的。

根据有效应力原理，土的强度指标中分为有效应力强度指标和总应力强度指标，总应力强度指标又分为固结不排水和不固结不排水强度指标。

在室内或室外试验与测试中，不同的试验方法或条件所测得测得结果是有较大差别的。

这就需要我们尽可能选择选择与工程实际条件相似的试验方法。

土的抗剪强度是土体抵抗剪切破坏的极限能力，是土的重要力学性质之一。

主要对与土的抗剪强度有关的试验方法及其在工程中应用的问题做了介绍和探讨。

土强度的试验方法及应用。

土的抗剪强度是指土体抵抗剪切破坏的能力。

在土力学中，采用摩尔—库仑强度准则，用内摩擦角和内聚力两个指标描述土的抗剪强度规律，即在土的破裂面上，抗剪强度随法向应力增长的规律。

土的抗剪强度指标和土的原始状态、应力路径、应力历史、排水条件等因素有关，考虑不同因素影响时，应采用不同的试验方法。

土的抗剪强度的试验方法，目前室内最常用的是直接剪切试验和三轴压缩试验，后者是较为完善的方法。

土的剪切试验有三种方法：①不固结不排水水剪（UU）；②固结不排水剪（CU）；③排水剪（CD）。

根据有效应力原理，土的抗剪强度是由土的有效应力决定的，孔隙水压力对于土的抗剪强度没有任何作用，在没有超静孔隙水压力或者孔隙水压力可以确定时，都应当用有效应力强度指标。

上述3种试验方法中不固结不排水剪试验结果只能用总应力指标表示，排水剪试验结果就是有效应力指标（d= ′），只有固结不排水剪试验结果可用总应力或有效应力指标来表示。

应力路径、应力历史对土体变形与土体强度的主要影响规律

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不同应力路径下黏性土的力学特性研究

150科技研究城市道桥与防洪2020年10月第10期D01:10.16799/ki.csdqyfh.2020.10.042不同应力路径下黏性土的力学特性研究丁国洪（上海市政工程设计研究总院”•有限公司，上海市200092）摘要：对上海地区⑤$层软黏土进行了常规三轴、减压三轴试验，以研究考虑不同应力路径的力学特性。

分析了初始固结状态对软黏土应力路径的影响，比较了不同应力路径下土体的应力-应变关系特征和孔隙水压力变化规律，计算了土体抗剪强度指标。

研究结果表明，应力路径对土的峰值强度、孔压、有效应力路径等特性影响很大，软粘土的应力-应变关系具明显的非线性，且基本呈应变硬化常规三轴试验孔隙水压力值，减压三轴试验中总体值；初始固结状态对黏土的抗剪强度有的影响，且影响对黏聚力值上，对角值影响较小。

关键词：三轴固结不排水试验；应力路径;!o固结;力学特性中图分类号：TU45文献标志码：A文章编号：1009-7716（2020）10-0150-040引言Lambe[1]1967年提出了应力路径，在土性分析考虑应力路径的影响。

期的研究对黏性土（Lade和Duncan）[2-3],果明土的应力-应变状态与应力路径有关。

国等[4]的研究指，软黏土的应力-应变关系不具有非线性特点，常固结和黏土的应力-应变线以线，而且应力路径的影响。

基，土体应力下，不同的应力路径不同，其力学行不同的。

对下软土特性的研究，玲等[5-6]固结不排水剪试验考虑不同应力路径对软土不同固结下的力学特性进行了研究。

CHARLES[7]对基的应力路径进行分析，国彬冈研究了上海软土的。

上研究果不同角度了应力路径对黏性土力学特性的影响，软黏土具有明显的特，对具有明显区性特的土体，应力路径对软黏土特性的影响有很k 上海，有表性海的黏性土进行研究，应变制式三轴仪和GDS应力路径三轴仪考虑不同固结和应力路径进行三轴固结不排水剪试验，了固结状态和应力路径对软土的应力一应变特性%孔压特性和强度特性的影响，以期试验果的积累，应供基础依据。

纤维沥青碎石应力吸收层抗剪强度影响分析

正交试验分析
２．１正交试验
原材料特性及组成对纤维沥青碎石应力吸收层
的性能具有决定性影响，为研究各因素对纤维沥青碎
石封层的技术性能的影响规律，采用正交设计，展开
山东交通科技
２０１８年第１期行３次，分别测试剪切力大小，并计算平均值，每组试验的测试值与平均值相差不能过大（不大于２０％），否则结果作废，进行补充试验，试验结果见表３。
表３剪切试验结果
图１剪切试验仪工作原理
２纤维沥青碎石封层路用性能影响因素的
摘要：针对纤维沥青碎石应力吸收层在路面中的
结构特点，以直接剪切试验测试不同材料规格及
用量下抗剪强度的变化规律，并分析原因，为纤维
沥青碎石封层在我国的继续推广提供了一定的技
术支持。
关键词：纤维沥青碎石；应力吸收层；层间粘结性
能；剪切试验
中图分类号：Ｕ４１６．０２文献标 Nhomakorabea 码：Ａ
Ａｎａｌｙｓｉｓｏｎｅｆｅｃｔｏｆｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｔｈｅｆｉｂｅｒ——ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｓｐｈａｌｔｃｈｉｐ
ｓｅａｌｓｔｒａｉｎａｂｓｏｒｂｉｎｇｌａｙｅｒ
Ｆｅ，Ｗｅｉ—ｌｉａｎｇ，ＳＵＣｈｕｎ—ｈｕａ
１层间粘结性能评价指标
纤维沥青碎石封层应力吸收层是位于半刚性基层与沥青面层之间的结构，它的一个最基本且重要作用就是保证路面结构的整体性。已有研究成果发现，良好的层间粘结能够降低路面结构内部应力应变水平，延长路面使用寿命。因此在纤维沥青碎石封层配合比设计时，层间结合性能指标是必不可少的。针对纤维沥青碎石应力吸收层层间粘结性能的特点，以层间抗剪强度作为评价纤维沥青碎石应力吸收层层间粘结性能指标。

有效应力原理在抗剪强度问题中的应用

有效应力原理在抗剪强度问题中的应用有效应力原理在抗剪强度问题中的应用2010-04-16 09：385.4.1有效抗剪强度指标土的抗剪强度并不简单取决于剪切面上的总法向应力，而取决于该面上的有效法向应力，土体内的剪应力仅能由土的骨架承担，土的抗剪强度应表示为剪切面上的有效法向应力的函数。

太沙基(Terzaghi)在1925年提出饱和土的有效应力概念，并试验证明了有效应力σ′等于总应力σ与孔隙水压力u的差值。

因此，对于库仑定律，其有效应力强度的表达式为τf=(σ-u)tanυ′+c′=σ′tanυ′+c′(5-15)式中c′--土的有效粘聚力(KPa)；υ′--土的有效内摩擦角(°)；σ′--作用在剪切面上的有效法向应力(KPa)；u--孔隙水压力(KPa)。

饱和土的渗透固结过程，实际上是孔隙水压力消散和有效应力增长的转移过程，因此，土的抗剪强度随着它的固结压密而不断增长。

通常称(5-1)为总应力状态下的抗剪强度公式，土的c和υ称为土的总应力强度指标。

(5-15)为有效应力状态下的抗剪强度公式，c′和υ′称为有效应力状态下的强度指标。

5.4.2孔隙压力系数A和B由前述可知，用有效应力法对饱和土进行强度计算和稳定分析时，需估计外荷载作用下土体中产生的孔隙水压力。

因三轴剪力仪能提供孔隙水压力量测装置，故可以用来研究土在三向应力条件下孔隙水压力与应力状态的关系。

斯开普顿(Skempton)1954年根据三轴压缩试验的结果，首先提出孔隙水压力系数的概念，并用以表示土中孔隙压力(饱和土的孔隙压力即为孔隙水压力)的大小。

1.等向压缩应力作用下孔压系数B设图5-13中试样在各向均等的初始应力σ0作用下已固结完毕，初始孔隙水压力u0=0，以模拟试样的原始应力状态。

若试样此时受到各向均等的周围压力Δσ3作用，孔隙压力的增量为Δu1，则试样体积要有变化。

土中固体颗粒和水本身认为不可压缩，土样体积的变化主要是孔隙空间的压缩所致。

不同应力路径下滑带土抗剪强度参数选取探讨

山西建筑SHANXI ARCHITECTURE第47卷第4期・6・4 0 4 1年2月Vol, 27 No, 2Feb. 2021文章编号：1009 6825（ 2021）04600663不同应力路径下滑带土抗剪强度参数选取探讨★袁湘秦1段钊2赵法锁3王维超0（0陕西工程勘察研究院有限公司，陕西西安7100692.西安科技大学，陕西西安710068； 3.长安大学，陕西西安710068）摘要：以泾河南岸塬某滑坡滑带土为研究对象，分别进行了不同初始围压条件下饱和Q .黄土常规三轴固结不排水剪切试验（CTC 试验）和饱和Q .黄土减围压三轴固结不排水剪切试验（RTC 试验），探讨不同应力路径下滑带土抗剪强度参数的差异。

试验结果表明：两种试验条件下，饱和Q .黄土破坏模式均为鼓胀破坏;饱和Q .黄土的抗剪强度在CTC 试验条件下远远高于在RTC试验条件下，CTC 试验下试样的有效粘聚力『比RTC 试验下试样的有效粘聚力/高了 90%，而有效内摩擦角0高了 33%。

研究结果可为滑坡治理设计，滑带土抗剪强度参数的选取提供一定的参考。

关键词:饱和Q .黄土, CTC 试验，RTC 试验，抗剪强度，围压中图分类号:P694文献标识码:A0引言近年来，黄土滑坡灾害发生的频率呈现增加的趋势，已经严重影响了当地经济发展和人民生命财产安全。

通过对黄土滑坡诱发因素的调查表明，黄土滑坡的诱发因素分为自然因素和人为因素，其中降雨和人类工程活动是诱发黄土滑坡的最积极因素，特别是某些不合理的人类工程活动，例如坡顶堆载和坡脚开挖卸载，诱发了大量的黄土滑坡[16]o由于黄土滑坡具有较大的社会危害性，国家投入了大量的人力、物力和财力对其进行防治，许多设计人员在进行滑坡治理设计时，依据规范[45],通常选取滑坡最不利的状态（暴雨条件或连阴雨条件）作为计算条件，认为滑带土处于饱和状态，滑带土参数往往选取饱和状态下的容重和抗剪强度。

快速确定不同应力路径下钙质砂抗剪强度的方法

快速确定不同应力路径下钙质砂抗剪强度
的方法
确定不同应力路径下钙质砂抗剪强度的方法可以采用直剪试验，在试验中控制应力作用的方向和大小，来模拟不同应力路径下的情况。

具体步骤如下：
1. 样品准备
选取一定数量的钙质砂样品，根据需要制备不同尺寸的试样，
在样品制备过程中要注意保证试样质量和形状的一致性，以保证实
验的可重复性和准确性。

2. 直剪试验
将试样放置在试验设备中央，边缘为斜面，调整好初始高度。

然后在标准直剪设备下施加预定的垂直荷载并保持不变，通过调整
试验设备的位置来施加不同的剪切方向和大小，同时记录实验数据，比如强度、变形等等。

3. 数据处理
将试验得到的数据归纳整理后，绘制抗剪强度与剪切方向的变
化曲线，通过拟合曲线或者进行分析，得到不同应力路径下的钙质
砂抗剪强度大小和变化趋势。

4. 结论
根据数据处理的结果可以得到不同应力路径下的钙质砂抗剪强度，通过比较和分析，可以得到其强度大小和变化趋势的规律，从
而得到结论。

总的来说，通过直剪试验的方法可以比较快速、有效地确定不同应力路径下的钙质砂抗剪强度，可以为地工工程和岩土工程的设计和施工提供有力的参考。

同时还需要注意在试验过程中严格控制试验条件，保证实验数据的可靠性。

基坑开挖卸载过程中考虑应力路径的抗剪强度指标的确定 (1)

表 2 侧向分级卸荷方案
土样编号 X1 X2 X3
取土深度（ m）
4. 5 ～ 4. 7 6. 5 ～ 6. 7 8. 5 ～ 8. 7
固结应力状态（ kPa）
σ1 = 90 ，σ3 = 60 σ1 = 120 ，σ3 = 90 σ1 = 160 ，σ3 = 120
侧向分级卸荷应力路径（ kPa）
2. 2 模拟试样 K0 固结应力状态基坑开挖之前，现场土体一般已经在自重应力
作用下完成了排水固结。故一般认为，天然状态的土体是在 K0 条件下进行固结，土体内任意点的应力状态为：σ1 = γh，σ2 = σ3 = k0 σ1 = k0 γh。而土样从原位取出后其初始应力均为零，不符合土体实际的应力状态。同时，试验取土及运输过程难免会对土样造成一定程度的扰动，会改变孔隙水压力，影响试样剪前有效固结压力，从而影响试样不排水强度。因此，进行卸荷试验前，应首先恢复土体原有的应力状态，进行固结过程的模拟，受实验条件的限制，本实验不模拟 K0 固结过程，只模拟 K0 固结的应力状态。即在围压 σ3 下固结，然后再轴向加荷至 K0 应力状态，等待固结变形稳定后进行卸荷过程模拟。
基坑开挖卸载过程中考虑应力路径的抗剪强度指标的确定崔宏环张立群河北建筑工程学院土木系河北张家口075024针对基坑支护设计所采用的抗剪强度指标忽略了开挖卸载这一应力路径造成的影响本文通过三轴实验以及数值计算探讨分析不同应力路径条件下土体的抗剪强度指标的变化

卸荷软土的应力路径及对强度影响的研究

卸荷软土的应力路径及对强度影响的研究摘要软土基坑卸荷开挖，周围土体应力应变发生变化，导致土体结构损伤及工程性质变异，最重要是强度降低，这一影响对坑底土体尤其明显，土体扰动以后的强度才是抵抗基坑变形所能发挥出的真实强度值，而通过常规室内试验提供的基坑设计强度参数并不能很好地与这个值相吻合，这样给基坑设计与稳定性评估带来较大的误差，本文分析了这一现象的机理与规律。

关键词卸荷；扰动；应力路径；土的强度；稳定性评估影响基坑变形与稳定性最重要的因素仍然是基坑周围土体的强弱程度。

由于基坑卸荷开挖时周围土体应力应变状态发生改变，土体工程性质的变异，尤其对坑底的土体影响较大。

土体强度变化后其抵抗变形的能力将发生改变。

有的文献[1]并没有考虑土体卸荷的强度变化对基坑变形与稳定的影响，不十分合理，因此，研究软土卸荷强度对准确进行基坑设计与加固及稳定性评估有很重要的现实意义。

1开挖应力分区及坑底土体强度变化规律基坑开挖过程就是周围土体应力应变状态改变的过程。

刘维宁认为[4]这个过程基坑周围不同区域土体的应力变化特征均可以化归为各自不同的路径形式，将其中路径形式相同的区域各自识别出来，就可把开挖卸荷时基坑周围地层分为4个不同的区域，如图1。

并认为应力路径的分区特征主要是地层加载和卸载的方式不同所决定的，不随基坑尺寸、地层条件的变化以及计算采用的本构模型不同发生变化。

从图1可以看出，土体卸荷使得各区域原状土体的初始应力状态和应变状态均发生改变，土体出现部分应力松弛或集中现象，经历压缩、挤长、剪切、压缩剪切等不同的应力路径。

土体沿着各条路径线发展到一定程度，就有可能接近或达到结构破坏，强度部分丧失。

如图2表示出了基坑壁与基坑底两点A、B开挖前后的土中应力的变化情况。

开挖前，A、B两点的初始应力分别为A( )和B( ),天然强度分别为，开挖时，坑壁的与坑底的均减小。

则A、B两点会沿着各自的应力路径发生变化，逐渐接近于破坏强度。

饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨

饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨邓洪亮　浮海梅α摘　要　主要根据饱和土的有效应力原理及应力历史,探讨饱和粘性土的抗剪强度及应力路径,讨论了不同边界条件下饱和粘性土的抗剪强度及相互关系,给出了不同的应力路径,指出了不同边界条件具不同的应力状态,应力状态不同具有不同的应力路径,土体变形和强度与应力有关,与应力历史有关.关键词　抗剪强度,应力路径,应力,应变,饱和粘性土分类号　TU 432.3一般认为当土体中孔隙体积的80◊以上为水充填时,土体中虽有少量气体存大,但大都是封闭气体,可视为饱和土,当土体为粘性土时,即为饱和粘性土,饱和粘性土和其它土体一样在外荷载作用下将产生剪应力和剪切应变,土具有抵抗这种剪切应力的能力,并随剪应力的增加而增加,当这种剪阻力达到某一极限值时,土体就要发生剪切破坏,这个极限值就是饱和粘性土的抗剪强度,粘性土的强度性状是很复杂的,它不仅随剪切条件不同而异,而且还受许多因素(如各向异性、应力历史、蠕变等)的影响,不同的边界条件可得出不同的抗剪强度.由于土体的变形和强度不仅与受力大小有关,更重要的还与土的应力历史有关,在加荷过程中的土体内某点其应力状态的变化在坐标中以应力点的移动轨迹为应力路径可以模拟土体实际应力历史,全面地研究应力变化过程对土的力学性质的影响,用于探讨土的应力——应变和强度.1　饱和土的有效应力原理K 太沙基(T erzagh i )观察到土的变形及强度性质与有效应力密切相关,且应力只有通过粒间接触点传递,才能引起土体变形和强度,而孔隙水压力对颗粒的压缩变形可以忽略,因此,提出有效应力原理,饱和粘性土土体内任意点的总应力Ρ包括通过土粒接触点传递的粒间应力(也称有效应力Ρ′)和通过土体中孔隙传递的孔隙压力,孔隙压力又包括孔隙中的水压应力和气压应力,水压应力由孔隙水传递又称孔隙水压力(u ),即饱和粘性土体中任意点总应力Ρ=有效应力Ρ′+孔隙水压力u +气压应力u ′,而饱和粘性土封闭气体比例甚少,通常假定u ′=0,即Ρ=Ρ′+u .2　饱和粘性土的应力历史第12卷第4期1997年12月洛阳大学学报JOU RNAL O F LUO YAN G UN I V ER S IT Y V o l 112N o.4D ec .1997α作者单位:洛阳大学土木工程系,471000,河南省洛阳市收稿日期:1997—01—30饱和粘性土在压力作用下,孔隙水(主要指自由水)将随时间推移而逐渐被排出,同时孔隙体积随之减少,这个过程即饱和粘性土的渗透固结,天然土层在历史上所经受过的最大固结压力称先期固结压力(P c )、按它与现有自重应力P 1的比O CR (O CR =P c P 1)可将土分为正常固结土、超固结土和欠固结土,固结强度不同的土,具有不同的抗剪强度.3　饱和粘性土的抗剪强度为了探讨饱和粘性土应力——应变和强度之间的关系,以三轴试验不固结不排水抗剪强度,固结不排水抗剪强度,固结排水抗剪强度来进行应力变化过程分析.311　不固结不排水抗剪强度一组饱和粘性土试件,已在某一周围压力下固结至稳定,试件中的初始孔隙水压力u 1为0,Ρ3和轴向压力Ρ1至剪切破坏,结果如图1所示,图中三个实线半圆A 、B 、C 分别表示三个试件在不同的Ρ3作用下破环时的总应图1图2力圆,虚线表示有效应力圆,虽然三个试件Ρ3不同,但破坏时的大小主应力差相等,在Σ2Ρ图上表示现为三个总应力圆直径相等,破坏包线是一条直线且Υu =0,Σf =C U =12(Ρ1-Ρ3),且三个试件拥有一个有效应力圆,有效应力圆直径12(Ρ1′-Ρ3′)=12(Ρ1—Ρ3).这说明在不排水条件下,试样在试验过程中含水量不变,体积不变,饱和粘性土的孔隙压力系数B =1,改变周围压力增量只能引起孔隙水压力变化,并不改变试样中的有效应力,各试样在剪切时有效应力相等,因此抗剪强度Σf 不变,如果在较高的剪切固结压力下进行不固结不排水试验,就会有较大的不排水抗剪强度(C u ),即C u 与先期固结压力有关,P c =0,C u =0;P c =∞,C u =∞(如图2所示).54邓洪亮等:饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨图3图4312　固结不排水抗剪强度饱和粘性土的抗剪强度在一定程度上与所受应力历史有关,对正常固结试样P 1=P c ,若施加围压Ρ3≥P 1=Ρc ,试样在Ρ3作用下充分排水固结,即∃u 3=0;在不排水条件下施加偏应力剪切时,则试样中的孔隙水压力随偏应力的增加而不断变化,u f =∃u =∃Ρ3+A (∃Ρ1-∃Ρ3)>0,大小主应力差Ρ1-Ρ3增加,土的轴向应变增加,孔隙水压力增加(如图3示).因此剪切时土体体积呈减少趋势,即产生剪缩,绘出Σ2Ρ关系曲线可知有效应力圆与总应力圆直径相等,但位置不同,两者之间的距离为u f ,有效应力圆在总应力圆的左边,总应力圆包线和有效应力包线都通过原点(如图4示),说明未受任何固结的土(如泥浆状土)不具有抗剪强度,有效应力强度Σf ′=总应力强度Σf ,有效内摩擦角Υ′大于总内摩擦角Υcu ,Υ′≈2Υcu ,Υcu =10-20°.对超固结试样即P 1<P c ,若施加围压Ρ3<Ρc =P 1,试样在Ρ3作用下排水固结则∃u 3<0,在不排水条件下施加偏应力剪切时,孔隙水压力u f ′=∃u =∃Ρ3+A (∃Ρ1-∃Ρ3)<0,剪切时试样体积有增加的趋势(如图3示);当Ρ3=∃Ρ3≥P c 时又转为正常固结土情况u f >0,绘出Σ2Ρ关系曲线(如图5示),超固结试样的不排水总应力圆破坏包线是一条略平缓的曲线,近似用直线a b 代替,与正常固结总应力圆破坏包线b c 相交,b c 的延长线仍通过坐标原点,实用上将a b c 折线取为一条直线a ′b ′c ′,有效应力圆与总应力圆直径相等,有效应力圆位于总应圆右边,两者间的距离为 u f ′ ,其总应力圆强度包线a ′b ′c ′在纵轴上截距即为粘聚力C cu ,内摩擦角为Υcu ,有效应力圆包线在纵轴上截距即为有效粘聚力c ′有效内摩擦角为Υ′,有效应力强度Σf ′=c ′+Ρ′tg Υ′,c ′<C cu ,Υ′>Υcu .64洛阳大学学报图5313　固结排水抗剪强度图6 固结排水试验的过程中孔隙水压力u =0,总应力最后全部转化为有效应力,所以总图7应力圆就是有效应力圆,总应力圆包线就是有效应力圆包线,图6为固结排水试验的应力——应变关系和体积变化,在剪切过程中,正常固结粘土发生剪缩,而超固结粘性土则是先压缩继而呈现剪胀的特性,图7试验结果表明,正常固结土的破坏包线通过原点,粘聚力C d =0,内摩擦角ΥΑ=20-40°,超固结土的破坏包线略弯曲,实用上近似取一条直线代替,C Α′≈5-25KPa ,Υd ′≤Υd .4　饱和粘性土的应力路径对饱和粘性土三轴试验应力路径常取应力圆的顶点(f 74邓洪亮等:饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨程顺序把这些点连接起来,并以箭头指明应力状态的发展方向,其横坐标为p =12(Ρ1+图8Ρ3),纵坐标为q =12(Ρ1-Ρ3).现就饱和粘性土不同边界条件下三轴压缩试验结果分析如下.图8表示饱和粘性土不固结不排水试验的应力路径,说明随着大小主应力差的增加,总应力路径B CD 为一水平直线,有效应力路径为A 点,抗剪强度包线为一直线,Σf大小相等,总应力圆距有效应力圆的距离等于静水压力u f i ,Ρ1-Ρ3的改变并不改变Ρ1′和图9Ρ3′,不影响C ′和Υ′,固结度不变.图9表示正常固结饱和粘性土固结不排水试验的应力路径,A B 线,A B ′之间的距离表示剪切过程中孔隙水压力u ,从A 点开始至B ′点剪切破坏,u f ′,表示剪切破坏时的孔隙水压力,总应力圆包线K f 线和有效应力圆包线K f ′线为一通过坐标原点的斜线,其斜率代表内摩擦角,说明土体中总应力Ρ=Ρ′+u ,土体内部随应力增加而逐渐固结,Ρ越大,固结度越高.图10 图10表示超固结饱和粘性土固结不排水试验应力路径CD 和CD ′之间的距离表示剪切过程中孔隙水压力u ,u f ′为负值,表示剪切破坏时孔隙水压力为负值,CD 线未端趋于水平(或发生转折)该点即为试件破坏点.说明土体在一定压力下,体积产生剪胀尔后转为正常固结(剪缩),即固结度先减小后增加.图11表示饱和粘性土固结排水试验应力路径,总应力路径和有效应力路径一致,说明剪切过程中u =0,Ρ=Ρ′,Ρ越大,固结度越高.84洛阳大学学报图115　结论(1)土的抗剪强度随试验的边界条件不同而不同,因此可根据不同的工程问题,施工速度等选择不同的试验方法.(2)不同的试验方法土体内部的应力状态不同,应力路径不同.(3)应力路径可较好的模拟土的应力历史,反映土体内应力变化与土的应力历史关系.参考文献1　华南理工学院等四院合编.地基与基础.北京:中国建筑工业出版社,19802　丁金粟等编.土力学及基础工程.北京:地震出版社,19923　周汉荣主编.土力学地基与基础.武汉:武汉工业大学出版社,19934　陈仲颐、叶书麟主编1基础工程学.北京:中国建筑工业出版社,19905　工程地质手册编委.工程地质手册.北京:中国建筑工业出版社,1992On Shear i ng Strength and Stress Pa th of Sa tura tion ClayD eng Hongliang Fu H ai m ei(D ep artm en t of C ivil Engineering )AB STRA CT A cco rding to the effective stress p rinci p le and stress h isto ry ,the shearing strength and stress p ath of satu rati on clay are studied .U nder differen t bound 2ary conditi on ,the shearing strength and its relati on of satu rati on clay are given .D ifferen t stress p ath po ssesses differen t stress state is po in ted ou t .KEY W O RD S shearing strength ,srtess p ath ,stress ,strain ,satu rati on clay 94邓洪亮等:饱和粘性土的抗剪强度及应力路径探讨。

基坑工程强度指标与应力路径

试验
b2
a
bu
K0
A
a2
b0
z
au
a0
B
a a1
b1 b p
1.体积不变，其有效应力路径为a0a1a2，b0b1b2,
2.完全排水固结应力路径为a0aa，b0bb ，成为超固结土； 3.常规三轴的压缩试验应力路径：aau, bbu。
0.75-1.5 0.5-1.0
0-0.5 -0.5-0
(A=2/3)
u
1 3
(K0
Ka
)
z
1 3
[1
sin
tan
2
(45
2
)]
z
墙后土的应力路径
q
取样后的不排水(RTC) 三轴试验总应力路径
总应力路径
Mcu M
有效应力路径
K0线
屈服面
p p
墙后土体的减载应力路径
h=30
考虑墙后负孔压的水土压力分布图
45.0/7.5 54.2/8.0 28.5/3.7
饱和黏土基坑支护墙后地面超载引起的主动土压力
q
饱和黏土地基中的基坑
地面超载q=30kPa引起的超静孔隙水压力
加载瞬时
sat=19kN/m3 =30,
完全固结一段时间以后
上海连花河畔景苑
欠固结土的强度指标
• 一些饱和软黏土属于欠固结土；
• 应当cu(UU)，或者对(CU)指标进行折减；
qu/灵敏度St
坑外12-12＇～ 16-16＇剖面线扰动区无侧限抗压强度qu/灵敏度
St
坑内土无侧限抗压强度qu/灵敏度
St
④-2
47.9/6.6
37.5/4.8