不同初始狀態(tài)軟黏土在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)下的孔壓及3維變形規(guī)律

王鈺軻，黃文清，萬永帥，余 翔，韓沐森，郭成超

(1.鄭州大學(xué)水利科學(xué)與工程學(xué)院，河南鄭州450001；2.重大基礎(chǔ)設(shè)施檢測修復(fù)技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實驗室，河南鄭州 450001；3.水利與交通基礎(chǔ)設(shè)施安全防護(hù)河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，河南鄭州450001；4.中山大學(xué)土木工程學(xué)院，廣東廣州510275)

實際工程中，當(dāng)海底沉積面受波浪荷載作用，地表面受多向地震荷載作用，以及擋土結(jié)構(gòu)受橫向循環(huán)荷載作用時，剪切過程中的大主應(yīng)力大小和方向均在不斷發(fā)生變化。在此類復(fù)雜應(yīng)力路徑作用下，土層的擾動和承載能力降低可能導(dǎo)致基礎(chǔ)不穩(wěn)定，從而造成巨大的生命危害和財產(chǎn)損失。因此，在巖土工程中，開展由多維度荷載引起的土的各向異性研究尤為重要[1-3]。

Ishihara等[4]在偏應(yīng)力不變的條件下，開展了主應(yīng)力軸連續(xù)旋轉(zhuǎn)時的砂土力學(xué)特性試驗；然而，Shibuya等[5]認(rèn)為Ishihara等[4]在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)試驗過程中沒有區(qū)分中主應(yīng)力系數(shù)的影響?；诖?，Hight[6]、Symes[7]等相繼對試驗儀器進(jìn)行了改進(jìn)，開展了在平均主應(yīng)力、偏應(yīng)力和中主應(yīng)力系數(shù)均保持不變的條件下的主應(yīng)力軸純旋轉(zhuǎn)試驗。Nakata等[8]在主應(yīng)力軸純旋轉(zhuǎn)過程中設(shè)定平均主應(yīng)力與中主應(yīng)力系數(shù)為恒定值，研究了偏應(yīng)力和密實度對砂土的孔壓和應(yīng)變的影響。上述試驗雖然實現(xiàn)了平均主應(yīng)力、偏應(yīng)力和中主應(yīng)力系數(shù)不變條件下主應(yīng)力軸的連續(xù)旋轉(zhuǎn)，但并未考慮中主應(yīng)力系數(shù)對土體的變形、孔壓和強度等特性的影響。因此，Yang等[9]通過試驗研究了在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)條件下中主應(yīng)力系數(shù)對砂土孔壓和變形特性的影響；Tong等[10]開展了主應(yīng)力軸純旋轉(zhuǎn)時砂土在排水條件下的變形特性試驗研究。

一直以來，關(guān)于主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)影響的研究對象多為砂土[11-14]，關(guān)于黏土的研究相對比較有限。Akagi 等[15]開展了主應(yīng)力軸純旋轉(zhuǎn)條件下東京原狀軟黏土和重塑黏土的試驗。周建等[16-17]針對杭州原狀軟黏土開展了一系列固結(jié)不排水條件下的主應(yīng)力軸純旋轉(zhuǎn)試驗，在對試驗的應(yīng)力路徑及各個應(yīng)變分量可靠性分析的基礎(chǔ)上，探討了純主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)對各應(yīng)變分量以及模量的影響。Wang等[18]針對軟黏土進(jìn)行了大周次主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)試驗，對軟黏土的變形及軟化特性進(jìn)行了詳細(xì)的分析。然而，以上研究中偏應(yīng)力在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)過程中均保持不變，為研究偏應(yīng)力在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)過程中對土體物理力學(xué)特性的影響，Wijewickreme等[19]開展了砂土在偏應(yīng)力和主應(yīng)力方向同時變化條件下的試驗研究，結(jié)果表明土體的特性與在主應(yīng)力軸純旋轉(zhuǎn)條件下有明顯的差別。

1 試樣制備及試驗方案

試驗土樣均為來自溫州茶山高教園區(qū)某開挖現(xiàn)場的溫州軟黏土，其物理特性指標(biāo)見表1。

表1 軟黏土特性指標(biāo)Tab.1 Parameters of soft clay characteristic

空心圓柱扭剪控制系統(tǒng)（HCA）中試驗黏土樣品的外徑r0、內(nèi)徑ri和高度H分別為100、60和200 mm。每次試驗之前，將軟黏土樣品從薄壁管中推出，采用專用設(shè)備將試樣制備成空心圓柱形試樣，并將試樣固定在空心圓柱扭剪控制系統(tǒng)（HCA）底座上。Wang等[20]詳細(xì)介紹了本文所用空心圓柱扭剪控制系統(tǒng)。施加在HCA試樣上的應(yīng)力和應(yīng)變狀態(tài)如圖1所示。

圖1 空心圓柱試樣的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)Fig.1 Stressand strain statesin hollow cylinder specimen

試驗均采用分級反壓飽和，飽和的過程中有效反壓值為10 kPa，飽和過程一般需要約24 h，B值檢測達(dá)到0.98，認(rèn)為飽和完成，之后進(jìn)行固結(jié)試驗。固結(jié)完成標(biāo)準(zhǔn)參考《土工試驗規(guī)程》，當(dāng)每小時排水量穩(wěn)定小于60 mm3，認(rèn)為排水固結(jié)完成。試驗過程參考Akagi[21]和Wang[22]等的試驗方案，選取主應(yīng)力軸的旋轉(zhuǎn)速率為0.4°/min，對應(yīng)的剪應(yīng)力增加速率為0.2 kPa/min。根據(jù)常規(guī)壓縮試驗，測得所用試樣前期固結(jié)應(yīng)力約為66.7 kPa。為保證試樣的統(tǒng)一，在所有主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)試驗過程中，均保持平均有效主應(yīng)力p′=（σ1′+σ2′+σ3′）/3= 100 kPa；為分析中主應(yīng)力系數(shù)b在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)條件下對原狀軟黏土變形特性的影響，在固結(jié)傾角ζ為0°時，分別進(jìn)行中主應(yīng)力系數(shù)b =0、0.5、1.0的3組試驗；為探究固結(jié)傾角ζ對軟黏土變形特性的影響，在b=0.5時，分別進(jìn)行固結(jié)傾角ζ=30°、45°、60°、90°的4組試驗。試驗方案見表2。

試驗方案通過分別控制儀器的軸力W、扭轉(zhuǎn)力T、內(nèi)圍壓pi、外圍壓po實現(xiàn)。首先，在每組試驗進(jìn)行前，需計算好各組試驗所需控制的內(nèi)、外圍壓值及相應(yīng)的軸力和扭轉(zhuǎn)力；然后，在空心圓柱扭剪控制系統(tǒng)操作界面輸入相應(yīng)的值后，進(jìn)行主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)試驗。中主應(yīng)力系數(shù)b、主應(yīng)力方位角2α、偏應(yīng)力q和平均主應(yīng)力p的計算公式如下：

表2 主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)試驗方案Tab.2 Test schemes under combined principal stress rotation

試驗在偏應(yīng)力坐標(biāo)平面內(nèi)的應(yīng)力路徑如圖2所示，試驗過程中的應(yīng)力路徑均類似螺旋形。

圖2 主應(yīng)力耦合旋轉(zhuǎn)條件下應(yīng)力路徑Fig.2 Stresspath under combined principal stress rotation

由圖2可知，0°～90°固結(jié)傾角條件下試樣的應(yīng)力路徑形式不同，每個試驗的主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)周期均為360°，即主應(yīng)力軸方位角2α從0°增加到360°。圖2（a）～（e）中的初始固結(jié)傾角ζ分別為0°、30°、45°、60°、90°，即主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的起始角度2α分別為0°、60°、90°、120°、180°，主應(yīng)力軸繼續(xù)連續(xù)旋轉(zhuǎn)360°終止。在此過程中，剪應(yīng)力值不斷增大。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 不同b值對原狀軟黏土變形發(fā)展規(guī)律的影響

圖3所示的是固結(jié)傾角ζ為0°的條件下，中主應(yīng)力系數(shù)b分別等于0、0.5和1.0時，試樣的軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

青櫻跪在前頭，立時膝行上前，跟著扶住暈過去的富察氏。高晞月也跟著上來，惶急道：“主子娘娘跪了一夜，怕是累著了?？烊ネ▓蠡噬虾吞??！?/p>

由圖3可知：主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)過程中，試樣的軸向應(yīng)力再次與其初始軸向應(yīng)力相同時，軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)一個不閉合的滯回圈；而后，隨著主應(yīng)力軸繼續(xù)旋轉(zhuǎn)至加載結(jié)束，試樣的應(yīng)力、應(yīng)變繼續(xù)發(fā)展。不同b值條件下軸向應(yīng)變值均先負(fù)向增加后又逐漸減小，即試樣的軸向變形先是以受拉為主，隨著主應(yīng)力軸繼續(xù)旋轉(zhuǎn)至360°或試樣發(fā)生破壞，b=0和b=0.5時，試樣的軸向變形以受壓為主，且最終b=0時試樣的軸向壓應(yīng)變值大于b=0.5時試樣的軸向壓應(yīng)變值；b=1.0時，試樣的軸向變形在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)過程中主要表現(xiàn)為受拉狀態(tài)。

圖3 ζ=0°時不同b值條件下軸向應(yīng)力-應(yīng)變變化滯回曲線Fig.3 Axial stress-strain hysteretic loops under different b valuesfor ζ=0°

圖4為固結(jié)傾角ζ為0°條件下，中主應(yīng)力系數(shù)b分別為0、0.5和1.0時，試樣的環(huán)向應(yīng)力-應(yīng)變滯回曲線。由圖4可知：隨著主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)的加載，試樣的環(huán)向應(yīng)力值再次與其初始環(huán)向應(yīng)力值相同時，環(huán)向應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)為一個不閉合的滯回圈；隨著主應(yīng)力軸繼續(xù)旋轉(zhuǎn)至一個周期末（2α=360°），試樣的應(yīng)力、應(yīng)變繼續(xù)發(fā)展。相同條件下，試樣的環(huán)向變形和軸向變形呈相反的變化趨勢。試樣的環(huán)向變形在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)初期受b值的影響較小，隨著主應(yīng)力軸的旋轉(zhuǎn)，試樣的環(huán)向應(yīng)變值先沿正向增大后逐漸減小，即試樣的環(huán)向變形先是以受壓為主；當(dāng)試樣的環(huán)向應(yīng)變值達(dá)到峰值以后，試樣的應(yīng)變值逐漸減小并變?yōu)樨?fù)值，即試樣從受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)。b＝1.0時的環(huán)向應(yīng)變值下降幅度最大，即在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），b＝1.0時的環(huán)向應(yīng)變值遠(yuǎn)大于b=0和b=0.5時的環(huán)向應(yīng)變值。

圖4 ζ=0°時不同b值條件下環(huán)向應(yīng)力-應(yīng)變變化滯回曲線Fig.4 Circumferential stress-strain hysteretic loops under different b valuesfor ζ=0°

圖5為固結(jié)傾角ζ為0°條件下，中主應(yīng)力系數(shù)b分別為0、0.5和1.0時，試樣的剪切應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖5可知：隨著主應(yīng)力軸連續(xù)旋轉(zhuǎn)，當(dāng)試樣的切向應(yīng)力再次與其初始切向應(yīng)力相同時，切向應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)為一個不閉合的滯回圈；隨著主應(yīng)力軸繼續(xù)旋轉(zhuǎn)至周期末（2α=360°），試樣的應(yīng)力、應(yīng)變繼續(xù)發(fā)展。試樣剪切變形規(guī)律與軸向變形不同，隨著主應(yīng)力軸的耦合旋轉(zhuǎn)，不同b值條件下剪切應(yīng)變值先正向增加又逐漸減小，即剪切應(yīng)變先是以受壓為主；隨著主應(yīng)力軸繼續(xù)旋轉(zhuǎn)至360°或試樣發(fā)生破壞，試樣的剪切變形在不同b值時均以受拉為主。由b=1.0條件下主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)至接近360°時試樣剪切變形的發(fā)展曲線可以看出，試樣的剪切變形發(fā)生了突變，即此時試樣已經(jīng)發(fā)生破壞。

圖5 ζ=0°時不同b值條件下扭剪應(yīng)力-應(yīng)變變化滯回曲線Fig.5 Circumferential stress-strain hysteretic loops under different b valuesfor ζ=0°

圖6為固結(jié)傾角等于0°條件下，中主應(yīng)力系數(shù)b分別為0、0.5和1.0時試樣的徑向應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖6可知，試樣的徑向變形規(guī)律受b值影響較為明顯，b=0時，試樣的徑向變形始終表現(xiàn)為受拉，隨著主應(yīng)力軸的旋轉(zhuǎn)，試樣的徑向拉應(yīng)變值逐漸增大；b=0.5時，試樣的徑向變形在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)過程中基本不變，徑向應(yīng)變值基本為0；b= 1.0時，試樣的徑向變形始終表現(xiàn)為受壓，隨著主應(yīng)力軸的旋轉(zhuǎn)壓應(yīng)變值逐漸增大。這與Wang等[20]對軟黏土在定向剪切試驗中得到的規(guī)律一致，即試樣在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)條件下徑向變形主要由b值控制，且軟黏土在b=0.5時試樣的徑向變形值基本為0。

圖6 ζ=0°時不同b值條件下下徑向應(yīng)力及應(yīng)變變化規(guī)律Fig.6 Radial stress-strain relationship under different b valuesfor ζ=0°

2.2 不同應(yīng)力歷史對原狀軟黏土的變形發(fā)展規(guī)律影響

圖7為中主應(yīng)力系數(shù)b等于0.5條件下，固結(jié)傾角ζ為0°、30°、45°、60°、90°時試樣的軸向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。由圖7可知，不同固結(jié)傾角條件下主應(yīng)力軸的起始角度不同，一個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)（0°～360°）軸向應(yīng)變的變化趨勢也不同，由此可以看出固結(jié)傾角和起始角度對試樣的軸向應(yīng)變 εz有明顯的影響。在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），隨著固結(jié)傾角ζ由0°增加到90°，軸向應(yīng)變由正值變?yōu)樨?fù)值，即軸向變形由受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)。例如：在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），固結(jié)傾角ζ=0°時，試樣的軸向應(yīng)變值 εz為1.58%；固結(jié)傾角ζ=45°時，試樣的軸向應(yīng)變值 εz為0.63%；固結(jié)傾角ζ=60°時，試樣的軸向應(yīng)變值 εz為-0.39%，即此時試樣為受拉狀態(tài)；固結(jié)傾角ζ=90°時，試樣的軸向應(yīng)變值 εz為-2.06%，試樣亦為受拉狀態(tài)?？梢缘贸觯嚇拥墓探Y(jié)傾角和主應(yīng)力軸的起始角度對試樣軸向變形的累積規(guī)律影響顯著。

圖8為中主應(yīng)力系數(shù)b等于0.5的條件下，固結(jié)傾角ζ分別為0°、30°、45°、60°、90°時試樣的環(huán)向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。由圖8可知，環(huán)向變形隨著主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)下的變化規(guī)律與軸向變形相反。在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），當(dāng)固結(jié)傾角ζ為0°～45°時，環(huán)向應(yīng)變εθ為負(fù)值，即原狀軟黏土試樣的環(huán)向變形表現(xiàn)為受拉狀態(tài)；當(dāng)固結(jié)傾角ζ=60°、90°時，環(huán)向應(yīng)變εθ的值為正值，即環(huán)向變形表現(xiàn)為受壓狀態(tài)。在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），當(dāng)固結(jié)傾角ζ=0°、30°、45°、60°、90°時，試樣的環(huán)向應(yīng)變εθ分別為-1.82%、-1.42%、-0.72%、0.14%、1.59%。

圖7 b=0.5時不同 ζ值條件下軸向應(yīng)力-應(yīng)變變化滯回曲線Fig.7 Axial stress-strain hysteretic loops under differentζ anglesfor b=0.5

圖8 b=0.5時不同 ζ值條件下環(huán)向應(yīng)力-應(yīng)變變化滯回曲線Fig.8 Circumferential stress-strain hysteretic loops under differentζ angles for b=0.5

圖9為中主應(yīng)力系數(shù)b等于0.5的條件下，固結(jié)傾角ζ分別為0°、30°、45°、60°、90°時試樣的切向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。由圖9可知，固結(jié)傾角對試樣的剪切應(yīng)變 γθz的影響比較明顯，但是每個系列試驗中剪切變形的變化規(guī)律與軸向變形規(guī)律相反。在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），當(dāng)固結(jié)傾角ζ=0°時，原狀軟黏土試樣的剪切變形表現(xiàn)為受拉狀態(tài)；當(dāng)固結(jié)傾角ζ ≥30°時，剪切變形表現(xiàn)為受壓狀態(tài)。例如：在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），固結(jié)傾角ζ=0°時，試樣的剪切應(yīng)變 γθz為-1.61%；固結(jié)傾角ζ=30°、45°、60°、90°時，試樣的剪切應(yīng)變 γθz的值分別為2.36%、2.79%、3.35%、3.46%，即在固結(jié)傾角ζ ≥30°時，試樣的應(yīng)變狀態(tài)變化不大，說明固結(jié)傾角和主應(yīng)力軸起始角度對試樣的剪切變形規(guī)律影響較小。

圖10為中主應(yīng)力系數(shù)b為0.5的條件下，固結(jié)傾角ζ分別等于0°、30°、45°、60°、90°時試樣的徑向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。與其他分量相比，在主應(yīng)力方位角2α由0°增加到360°過程中，試樣的徑向變形曲線的變化規(guī)律均不相同，但是徑向應(yīng)變εr的值差別不大，在一個旋轉(zhuǎn)周期結(jié)束時，試樣的徑向應(yīng)變值不大。例如：主應(yīng)力軸方位角2α=180°時，固結(jié)傾角ζ=0°、30°、45°、60°、90°對應(yīng)的徑向應(yīng)變值分別為0.001%、0.100%、0.090%、0.060%、-0.060%；主應(yīng)力方位角2α=360°時，固結(jié)傾角ζ=0°、30°、45°、60°、90°對應(yīng)的徑向應(yīng)變εr值分別為0.14%、-0.04%、0.25%、0.39%、0.72%。注意到，此時，中主應(yīng)力系數(shù)相同（b=0.5），可得出試樣的徑向應(yīng)變主要受中主應(yīng)力系數(shù)b值影響，驗證了軟黏土的徑向變形受中主應(yīng)力決定的結(jié)論[20]，且在b=0.5時，試樣的徑向應(yīng)變接近0。

圖9 b=0.5時不同 ζ值下切向應(yīng)力-應(yīng)變變化滯回曲線Fig.9 Torsional stress-strain hysteretic loops under different ζangles for b=0.5

圖10 b=0.5時不同ζ 值條件下徑向應(yīng)變隨大主應(yīng)力方位角變化關(guān)系曲線Fig.10 Relationship between r adial strain and major principal stress direction under different ζangles for b=0.5

2.3 不同b值及應(yīng)力歷史原狀軟黏土大主應(yīng)力方向的變形發(fā)展規(guī)律影響

圖11為中主應(yīng)力系數(shù)b不同時，軟黏土的大主應(yīng)變ε1隨大主應(yīng)力軸方位角2α由0°增加到360°的發(fā)展規(guī)律。隨著大主應(yīng)力軸方位角2α的增大，b=0、0.5、1.0時試樣的大主應(yīng)變均呈逐漸增大的趨勢，且一直為正值，即大主應(yīng)力方向一直處于受壓狀態(tài)。b=0所對應(yīng)的大主應(yīng)變值增長速度最初與b=0.5或b=1.0時相差不大，即試樣的大主應(yīng)變ε1在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)初期階段受b值影響較小；當(dāng)2α超過240°時，b=0時ε1的增速明顯變大；當(dāng)2α達(dá)到360°時，b=0所對應(yīng)的大主應(yīng)變ε1遠(yuǎn)大于b=0.5及b=1.0時所對應(yīng)的ε1，b=0.5時的大主應(yīng)變值最小。b=0.5時，2α從0°增加到360°的過程中，其所對應(yīng)的ε1基本處于最小狀態(tài)。由此可以得出，大主應(yīng)變ε1受中主應(yīng)力系數(shù)b值的影響較為明顯。

圖11 不同b值條件下大主應(yīng)變隨主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)的變化規(guī)律（ ζ=0°）Fig.11 Relationship between major principal strain and major principal stress direction under different b values( ζ=0°)

圖12為不同固結(jié)傾角條件下，試樣大主應(yīng)力方向的應(yīng)變分量ε1隨主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的變化規(guī)律。隨著主應(yīng)力軸方位角2α的增大，ζ=0°、30°、45°、60°、90°時對應(yīng)的大主應(yīng)變均呈逐漸增大的趨勢且一直為正值，即其一直處于受壓狀態(tài)。當(dāng)ζ=45°時，ε1在主應(yīng)力軸方位角2α從0°增加到360°的過程中的累積速率較大，且ε1值遠(yuǎn)大于其他固結(jié)傾角條件下的大主應(yīng)變值；當(dāng)ζ為其他值時，在2α從0°增加到360°的過程中，大主應(yīng)變值及其所對應(yīng)的變形規(guī)律差別不大。可以得出，固結(jié)傾角ζ值對試樣的大主應(yīng)力方向的應(yīng)變值ε1有一定影響，在固結(jié)傾角ζ=45°時影響最大。

圖12 不同ζ 值條件下大主應(yīng)變隨主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)的變化規(guī)律（b=0.5）Fig.12 Relationship between major principal strain and major principal stress direction under different ζ angles(b=0.5)

2.4 主應(yīng)力耦合旋轉(zhuǎn)條件下原狀軟黏土孔壓累積規(guī)律

當(dāng)固結(jié)傾角ζ=0°時，不同b值條件下，試樣的孔壓隨主應(yīng)力耦合旋轉(zhuǎn)的累積規(guī)律如圖13所示。

圖13 主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)條件下不同b值時軟黏土的孔隙水壓力累積規(guī)律（ ζ=0°）Fig.13 Generation of pore water pressure of soft clay under combined principal stress rotation for different b values( ζ=0°)

由圖13可知，隨著剪應(yīng)力的增加和主應(yīng)力軸的旋轉(zhuǎn)，原狀軟黏土的孔壓不斷累積，在加載末期，試樣C101和C103達(dá)到破壞，而試樣的孔壓并未發(fā)生明顯的突變，可以判斷并不是孔壓的累積直接導(dǎo)致試樣破壞。主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)過程中，試樣的孔壓不斷累積，由于試驗儀器測得試樣底部的孔壓存在一定的滯后性，且試樣達(dá)到破壞，在一個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)并未出現(xiàn)明顯的峰值。在相同固結(jié)傾角、不同b值條件下，試樣孔壓的響應(yīng)規(guī)律相似。b=1.0時的孔壓高于b=0時，b=0時的孔壓高于b=0.5時，且孔壓的累積與應(yīng)變發(fā)展規(guī)律不盡相同，這與嚴(yán)佳佳[3]和Wang等[22]對原狀軟黏土的研究中孔壓累積與應(yīng)變開展并不一一對應(yīng)的結(jié)論基本一致。

為對比不同固結(jié)傾角軟黏土在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)條件下孔壓的累積規(guī)律，圖14給出了b=0.5，固結(jié)傾角ζ= 0°、30°、45°、60°、90°時試樣隨主應(yīng)力方位角增加的孔壓累積曲線。在主應(yīng)力方位角增大的過程中，孔壓的增長比較顯著，不同初始固結(jié)傾角條件下，試樣的孔壓累積曲線有明顯的差別，且孔壓出現(xiàn)峰值對應(yīng)的大主應(yīng)力方位角也不同。在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)過程中，ζ=30°、45°、60°時，試樣的孔壓與ζ=0°、90°時試樣的孔壓累積規(guī)律相差較大，說明初始固結(jié)傾角對試樣的孔壓累積有明顯的影響。

圖14 主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)下不同固結(jié)傾角時軟黏土的孔隙水壓力累積規(guī)律Fig.14 Generation of pore water pressure of soft clay under combined principal stress rotation for different ζangles

2.5 不同b值及不同固結(jié)傾角對原狀軟黏土應(yīng)變路徑的影響

圖15所示為在偏應(yīng)變坐標(biāo)下，固結(jié)傾角ζ=0°，b分別為0、0.5、1.0時，試樣的應(yīng)變增量路徑，結(jié)合圖2（a）可得：試樣的應(yīng)變增量路徑與對應(yīng)的應(yīng)力路徑發(fā)展趨勢差別比較大，并不是規(guī)則的螺旋形，即應(yīng)變路徑與應(yīng)力路徑表現(xiàn)出不一致性，也從側(cè)面說明土體存在明顯的非共軸現(xiàn)象。在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)初始階段，應(yīng)變路徑曲線的形狀和趨勢與圖2（a）中的應(yīng)力路徑曲線相似，即剪切應(yīng)變 γθz與 τθz的變化趨勢相似，γθz值先增大后減小。后期階段，當(dāng)b=0.5時，剪切應(yīng)變γθz與圖2（a）中的 τθz的變化趨勢依然相似；當(dāng)b=0時，剪切應(yīng)變 γθz與圖2（a）中的 τθz相比，變化趨勢差異較大，由于塑性應(yīng)變的累積，試樣的剪切應(yīng)變 γθz隨著 τθz的減小，應(yīng)變路徑不再呈現(xiàn)螺旋狀；當(dāng)b=1.0時，剪切應(yīng)變 γθz隨著 τθz的減小持續(xù)增大，應(yīng)變路徑也不再呈現(xiàn)螺旋狀。

圖15 主應(yīng)力耦合旋轉(zhuǎn)條件下不同b值時的應(yīng)變路徑Fig.15 Strain path under combined principal stress rotation under different b-values

圖16為主應(yīng)力耦合旋轉(zhuǎn)條件下，不同ζ值時的應(yīng)變路徑。結(jié)合圖2和16可知，當(dāng)中主應(yīng)力系數(shù)b=0.5，固結(jié)傾角ζ=0°、30°、45°、60°、90°時，試樣的應(yīng)變增量路徑與應(yīng)力路徑差別較大，說明土體存在明顯的非共軸現(xiàn)象，且受初始固結(jié)傾角的影響，在初始階段得到的應(yīng)變增量的切線傾角在不同的固結(jié)傾角ζ條件下不同，但 γθz值與其對應(yīng)的剪切應(yīng)力 τθz值（圖2）變化趨勢相似；后期階段隨著主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)過程中2α值的持續(xù)增大，盡管 τθz逐漸減小，應(yīng)變增量路徑曲線的開口持續(xù)增大。在一個旋轉(zhuǎn)周期末（2α=360°），固結(jié)傾角ζ=0°、30°、45°、60°、90°時對應(yīng)的 γzθ值依次為-1.61%、2.36%、2.79%、3.35%、3.46%，即在固結(jié)傾角ζ ≥30°時，固結(jié)傾角對試樣的剪切應(yīng)變 γθz的累積應(yīng)變影響較小。

圖16 主應(yīng)力耦合旋轉(zhuǎn)條件下不同ζ 值條件下的應(yīng)變路徑Fig.16 Strain path under combined principal stress rotation under different ζangles

3 結(jié) 論

基于空心圓柱扭剪控制系統(tǒng)，對飽和軟黏土進(jìn)行了不同初始固結(jié)狀態(tài)下的主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)試驗，探討了不同固結(jié)傾角及中主應(yīng)力系數(shù)在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)條件下對原狀軟黏土的變形和孔壓的影響，根據(jù)試驗結(jié)果，得到的主要結(jié)論如下：

1）隨著主應(yīng)力軸的旋轉(zhuǎn)，原狀軟黏土試樣各應(yīng)變分量均有一定程度的累積，軸向應(yīng)變、剪切應(yīng)變曲線的變化規(guī)律與相應(yīng)的應(yīng)力變化規(guī)律相似，中主應(yīng)力系數(shù)b對試樣各方向應(yīng)變開展有明顯的影響。

2）不同固結(jié)傾角下，主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)下試樣的軸向、環(huán)向和剪切變形趨勢均有明顯的不同；不同初始固結(jié)角度下，試樣在主應(yīng)力軸耦合旋轉(zhuǎn)過程中的徑向應(yīng)變值差別不大，在b=0.5時試樣的徑向應(yīng)變值接近0。

3）隨著剪應(yīng)力的增加和主應(yīng)力軸的耦合旋轉(zhuǎn)，原狀軟黏土的孔壓不斷累積。在初始固結(jié)角度為0°時，b=1.0時試樣的孔壓最大，b=0.5時試樣的孔壓最小，在加載末期試樣達(dá)到破壞時的孔壓并未發(fā)生明顯的突變，說明試樣的破壞并不是由于孔壓的累積而直接導(dǎo)致的。

4）不同初始固結(jié)傾角條件下，試樣的孔壓累積曲線有明顯的差別，同時波動性均較??；當(dāng)b=0.5，固結(jié)傾角ζ=0°、30°、45°、60°、90°時，在主應(yīng)力方位角增大的過程中，試樣孔壓的增長比較明顯，且試樣孔壓的峰值對應(yīng)的大主應(yīng)力方位角也不同。在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)過程中，ζ=30°、45°、60°時試樣的孔壓與ζ=0°、90°時試樣的孔壓相差較大，初始固結(jié)傾角對試樣的孔壓累積有明顯的影響。

5）在主應(yīng)力耦合旋轉(zhuǎn)條件下，試樣的應(yīng)變增量路徑與應(yīng)力路徑差別較大，軟黏土中存在明顯的非共軸現(xiàn)象，中主應(yīng)力系數(shù)b與固結(jié)傾角ζ對試樣的非共軸特性均有一定影響。