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應力路徑對非飽和砂土變形性狀與強度特性的影響

1淺層氣人工高效利用技術研究扁平生物氣是指沉積中的有機物質(zhì)通過厭氧微生物作用形成的富甲烷氣體。作為中國扁平天然氣資源的重要部分,它與成熟階段形成的熱解氣具有顯著的不同,尤其是碳固定成分。主要化學成分以甲烷為主,碳自治輕,13c1的值通常為-80%60%。主要分布區(qū)域為江蘇、浙江、常州、柴達木盆地、松遼盆地、渤海盆地和中國南方云南、貴州和廣東南部的中小型盆地。其中,杭州灣地區(qū)在第四紀的幾次海侵、海退中,交替沉積了數(shù)套富含有機質(zhì)的淤泥層和砂層,淤泥層產(chǎn)生生物氣經(jīng)過運移、富集,儲集在附近有封閉條件的砂層鏡體或砂層頂部,形成許多超淺層氣藏,這些氣藏埋深淺(一般小于60m),壓力較低,屬常壓氣藏,分散且儲量小,具有含氣面積較大、氣層薄的特點。近年來,隨著工程建設規(guī)模與范圍的延伸,因淺層氣釋放引起工程災害時有報道,如在上海地下空間開發(fā)利用過程中,曾因沼氣釋放引起隧道、基坑與沉井施工的惡性事故發(fā)生,造成重大的經(jīng)濟損失。唐益群等為此開展了含淺層沼氣非飽和土的變形規(guī)律與工程危害機制試驗研究,并提出采取諸如在施工前預先放氣的防治災害措施?,F(xiàn)已竣工通車的杭州灣大橋亦曾在工程地質(zhì)勘探過程中,多次出現(xiàn)強烈井噴而使勘探作業(yè)受阻,筆者曾分析探討了淺層氣井噴對地層的損傷影響機制與樁基工程危害模式以及相應的有效災害防治技術,以非飽和土力學與非飽和砂土模型樁試驗為依據(jù),提出通過殘余含水率對應的吸力來估算氣藏壓力簡便方法,發(fā)現(xiàn)含淺層氣砂土的表觀凝聚力與吸力呈良好的乘冪函數(shù)關系,建立非飽和土抗剪強度新公式,指出其樁基承載力隨淺層氣的緩慢釋放而增大。此外,還探討了含淺層氣砂土孔壓靜力觸探響應與識別方法。然而,在含淺層氣地區(qū)的巖土工程建設多以成孔與開挖卸荷為特征,對這些應力路徑的力學效應有待深入探討。針對含淺層氣砂土的非飽和應力路徑試驗研究在國內(nèi)外尚未見到報道。一些學者曾對含氣海相沉積土的氣體賦存狀態(tài)及其對變形強度特性影響進行了較為系統(tǒng)的試驗和理論研究,分析了含氣濱海土的聲學特性與含氣軟土的固結特性,并開始正視含氣松散砂的性狀與循環(huán)荷載響應,但并未考慮應力路徑的影響與巖土工程實踐的密切結合。水利設施淺層氣逸出造成地基失穩(wěn)、建筑物沉陷以及誘發(fā)管涌、流土的工程災害,淺層氣開發(fā)利用中地面沉降與地層塌陷等問題,其歷經(jīng)的應力路徑均不同,開展應力路徑影響下含儲氣砂土的工程性狀試驗研究無疑十分必要。本文以杭州灣淺層儲氣砂土為研究對象,用GDS非飽和三軸應力路經(jīng)系統(tǒng)開展不同應力路徑的三軸試驗,探討非飽和砂土在各種應力條件下的力學性狀,分析其抗剪強度的應力路徑相關性。2土壤試驗和試驗方案2.1儲氣細砂持水特性試樣來自杭州灣大橋勘探現(xiàn)場埋深50m儲氣層的擾動細砂,為反映砂樣整體性質(zhì),試驗前將砂樣混合拌勻,顆分試驗結果見表1。不難看出,該細砂含有少量黏粒,不均勻系數(shù)Cu=10,曲率系數(shù)Cc=1.6,級配良好,符合杭州灣地區(qū)生氣層與儲氣層地層結構特征,具有較好代表性。按照勘察報告統(tǒng)計干密度為1.63g/cm3的制備試樣,用GDS非飽和試驗系統(tǒng)量測不同圍壓下砂土的持水特性,試驗結果如圖1和表2所示。從圖1和表2中可看出,儲氣細砂的持水特征曲線形態(tài)在不同應力水平下相似,不同圍壓狀態(tài)下砂土內(nèi)孔隙結構變化呈近似線性協(xié)調(diào)變化,但隨著應力水平的增大,持水特征曲線下移,其進氣值略有增大,而殘余含水率及對應吸力值則有所減小,其機制是應力水平增大,固結導致孔隙比減小,砂土持水能力減弱??梢?土-水特征曲線對于砂土依然隨應力水平不同而發(fā)生變化,并非呈單一曲線。2.2非飽和土力學試驗在實際工程中,如果淺層氣逸出或抽放是在未擾動土層條件下進行或鉆孔液柱壓力大于淺層氣壓力而抑制井噴發(fā)生,或者開挖卸荷引起儲氣砂層濕化等,均可用非飽和土力學試驗方法認識含氣砂土的工程性狀。為論證淺層氣對砂土抗剪強度的影響,在前期研究工作基礎上,開展不同吸力與凈應力條件下非飽和應力路徑三軸試驗,以期論證儲氣砂土變形與抗剪強度的應力路徑響應性狀。在制定試驗方案時,為便于與工程常見的飽和土應力路徑相統(tǒng)一,特設置了4種典型應力路徑如表3所示。2.3基質(zhì)吸力剪切試驗采用直徑為50mm、高為100mm的試樣,為加快試驗進程,試樣初始基質(zhì)吸力以量測的土-水特征曲線為參照,初步確定特定基質(zhì)吸力對應的含水率,以此含水率制備試樣,然后在剪切試驗之前在GDS非飽和三軸應力路經(jīng)系統(tǒng)中控制吸力固結,各種應力路徑分別在不同的凈圍壓與基質(zhì)吸力等壓固結后按預定應力路徑進行剪切。值得說明的是,實現(xiàn)被動伸長應力路徑需在剪切過程中軸向壓力減小到比圍壓更小,在常規(guī)三軸試驗系統(tǒng)中難以實施,而在GDS三軸試驗系統(tǒng)中,因有試樣帽拉伸裝置,使得試驗順利進行。3試驗結果及分析3.1土體應變能力分析圖2為主動壓縮、被動壓縮、主動伸長與被動伸長等4種應力路徑的非飽和砂土典型應力-應變關系曲線??梢钥闯?在被動壓縮與被動伸長應力路徑下,非飽和砂土的應力-應變曲線均呈現(xiàn)明顯應變軟化特征,即在σ3或σ1減小卸荷下,其應力-應變曲線均存在明顯的峰值強度,且隨初始凈圍壓或吸力的增大,其應力-應變曲線向上移動,強度峰值也逐漸增大,符合非飽和土強度特征的一般性狀。另一方面,從圖2也可以看出主動壓縮應力路徑的非飽和砂土的應力-應變關系,只有吸力與凈圍壓達到較高水平時才出現(xiàn)較明顯的應變軟化特征,反之僅表現(xiàn)微弱的應變軟化現(xiàn)象,即在σ1增大加荷工況下,其應力-應變曲線總體上表現(xiàn)出輕度應變軟化性狀。與此形成鮮明對照的是,非飽和砂土在主動伸長應力路徑下,無論凈圍壓與吸力達到何種應力水平,其應力-應變曲線均呈應變硬化特征,尤其在初始凈圍壓應力水平較高時,呈現(xiàn)出類似彈塑性硬化體特征,即在σ3增大加荷工況下,其應力-應變曲線表現(xiàn)出明顯的應變硬化特征。上述非飽和砂土的應力-應變曲線特征,充分展現(xiàn)出其變形性狀的應力路徑依賴性及顯著影響。為分析應力路徑影響效應的內(nèi)在機制,在剪切試驗過程中,用GDS系統(tǒng)自動記錄壓力室的水體積變化(精度為1mm3)反映土樣體變,量測的典型體應變-軸向應變關系曲線見圖3。可見,在主動壓縮、主動伸長與被動伸長路徑條件下,非飽和砂土均表現(xiàn)出剪縮,且隨初始凈圍壓增大而增大,但體縮幅度有所不同,被動伸長體縮最大,主動伸長次之,主動壓縮最小。其中,主動伸長與被動伸長在剪切過程中,體縮隨軸向應變增大而增大,且主動壓縮的體縮在軸向應變達到6%~8%后趨于穩(wěn)定,但被動壓縮的體變隨軸向應變變化關系則不同,表現(xiàn)出在剪切過程中先收縮后膨脹性狀,即先剪縮、后剪脹特征,但在初始凈圍壓較小時均呈現(xiàn)剪縮性。事實上,土體在不同工況下表現(xiàn)出來的變形性狀與其壓硬性及剪脹性密切相關。沈珠江院士從土體應變軟化機制出發(fā),把應變軟化區(qū)分為減壓軟化、剪脹軟化與損傷軟化3類。被動壓縮與被動伸長應力路徑本質(zhì)上分別為剪切過程中σ3與σ1減小這種卸荷工況,被動壓縮還因剪脹引起砂土咬合力喪失,可以認為,其應變軟化是減壓與剪脹綜合作用的結果,被動伸長雖剪縮劇烈,但減壓效應發(fā)揮主導作用,這在圖2(d)中不同凈圍壓下的應力-應變曲線明顯差異性得到充分體現(xiàn),其應變軟化內(nèi)在機制由減壓所誘導。主動壓縮這種σ1增大的加荷工況,總體僅呈輕度應變軟化性狀。一方面,取決于雖剪切過程中表現(xiàn)為剪縮,但達到一定軸向應變后體縮并不增大且穩(wěn)定體變也不大;另一方面,則是剪切達到較大變形后形成剪切帶,砂顆粒沿剪切帶逐漸定向引起強度降低,可以認為是一種損傷軟化形式。至于主動伸長應力路徑,其剪縮性隨應變增大而增大,是一種典型σ3增大加荷模式,在該種應力路徑下的明顯應變硬化特征主要是由土的壓硬性所決定,圖2(c)中初始凈圍壓應力水平較高下的變形曲線呈現(xiàn)出類似彈塑性硬化體特征就是最好的例證。3.2非飽和土強度特性眾所周知,非飽和土的吸附強度與吸力并非呈現(xiàn)線性變化關系,國內(nèi)外不斷在尋求修訂完善其抗剪強度公式,但能有效適應各類土類與吸力范圍的通用表述方法還不成熟,且迄今鮮見文獻論證現(xiàn)有非飽和土強度公式是否能描述不同應力路徑下的強度特性。筆者曾在文獻中認為,非飽和土的吸附強度與吸力關系無需一定追求線性化的表達式,含淺層氣砂土的吸附強度τus隨基質(zhì)吸力的變化規(guī)律用乘冪函數(shù)τus=a(ua-uw)b表述;陳偉在筆者的指導下,針對荊門原狀弱膨脹土,較為系統(tǒng)地開展了相應的非飽和強度試驗研究,結果表明,采用這種簡單的冪函數(shù)經(jīng)驗曲線擬合模式也適合于膨脹土的吸附強度隨吸力變化的規(guī)律,其中參數(shù)a=2.5825,b=0.5944,與文獻中的結果對比(對于粉砂,a=0.7585,b=0.8808;對于細砂,a=1.0098,b=0.7494),膨脹土a值較大,b較小。根據(jù)各種應力路徑非飽和砂土三軸試驗結果(見圖2),按其曲線類型,應變軟化型曲線取剪切強度峰值為破壞時的主應力差,應變硬化型曲線以軸向應變達到15%的偏應力為破壞標準,按照雙變量理論與常規(guī)求取非飽和土強度參數(shù)方法獲得不同應力路徑下的強度指標(見表4),其中cT=c′+τus,cT為總凝聚力,τus為吸附強度亦即表觀凝聚力??梢?吸力摩擦角?b隨吸力增大而降低(見圖4),?b與吸力相關。從表4可看出,卸荷與加荷應力路徑的凝聚力與內(nèi)摩擦角存在差異,前者(被動壓縮與被動伸長)的凝聚力高于后者(主動壓縮與主動伸長),而摩擦角則相反,這些都說明非飽和砂土的強度特性具有顯著的應力路徑依賴性。按照表4中應力路徑影響下砂土不同基質(zhì)吸力時的表觀凝聚力數(shù)據(jù),仍采用提出的乘冪函數(shù)τus=a(ua-uw)b分析其相互關系,結果如圖5和表5所示,從回歸分析的效果看,不同應力路徑砂土的表觀凝聚力τus與吸力s關系均可用乘冪函數(shù)很好描述,具有普適性??梢?不同應力路徑非飽和砂土的抗剪強度可用如下通用公式表述:4非飽和砂體應變與壓硬度關系(1)應力路徑對非飽和砂土的應力-應變曲線類型有顯著影響,在卸荷應力路徑下呈現(xiàn)明顯應變軟化性狀,主動壓

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