饱和-非饱和土（精选12篇）
饱和-非饱和土 篇1
0 引言
非饱和土孔隙中水、气共存,毛细管吸力使得水气分界面呈弯液面,造成面上下的孔隙气压力ua与孔隙水压力uw不相等,成负值的uw在土体中会产生基质吸力,即ua-uw。基质吸力对非饱和土的力学特性起着重要的影响作用,它随着含水率的变化而变化。含水率和基质吸力的关系称为土—水特征曲线(SWCC),表征的是土壤含水率与基质吸力之间的关系[1]。
国内外很多学者针对这一问题进行了大量的研究,如Van Genchten M[2]对之展开数学拟合并建立了简化S形曲线模型,李永乐等[3]结合工程实际针对土水特征关系展开试验及数学模型模拟研究。本文结合洛阳地区非饱和土三轴试验对不同受力状态条件下的土水特性展开试验研究,以期研究得到其内在规律。
1 非饱和土土—水特征试验研究
1.1 试验过程
1)制作试件,土样采自洛阳地区粉质黏土,采用分层压实法制作重塑试件。
2)饱和陶瓷板,即在安装试件前关闭压力室各阀门,并给压力室充满无气水,然后打开排水阀门,施加300 kPa～400 kPa的围压,直到排水阀有连续的水流排出,此时陶瓷板饱和;再打开冲水阀门,让无气水流过陶瓷板下面的螺旋槽,冲洗30 s并保证有连续的水流流出以排出陶瓷板下可能聚集的气泡,关闭冲水阀门。
3)装入试件,开启计算机及试验记录系统,打开排水阀门,施加5 kPa围压(σ3),待试验变形和排水稳定后记录其数值并作为变形和排水的零点;同步缓慢施加围压和气压到预定的吸力值,使二者差保持5 kPa,直到变形和排水量稳定;稳定的标准是:体变连续2 h不超过0.01 cm3,排水连续2 h不超过0.01 cm3,且历时不少于48 h。
4)首先施加第一级围压使σ3-ua等于预定值,直到排水和变形稳定,记录其孔隙气压力ua和孔隙水压力uw,再加下一级围压,试验中每隔8 h～10 h冲洗陶瓷板底部空气一次。
1.2 土—水特性试验研究
图1给出了不同围压下SWCC实测曲线,从图1中可以发现随体积含水率的增大,基质吸力连续减小;体积含水率同基质吸力之间的关系是连续的,曲线呈反“S”形;在高含水率下基质吸力随含水量变化的变化幅度很小,在低含水率下基质吸力随含水率的增大而缓慢减小,在中间段(天然含水率)变化迅速,由此可见在天然含水率下非饱和土的工程性质受含水率的影响很大。
1.3 围压对基质吸力影响研究
各体积含水率试件的围压—基质吸力关系见图2,从图2中可看到相同体积含水率试件的基质吸力随围压的增大而成非线性减小,且幅度随体积含水率减缓;同一围压下基质吸力随体积含水率的变化成反向变化,且幅度随体积含水率的升高而减缓,因此应力状态对非饱和土抗剪强度有重要影响,在对非饱和土的强度和边坡稳定分析中应重视应力状态的研究。
2 结语
通过对试验结果的统计分析得到了以下结论:
1)非饱和土SWCC呈“S”形,含水率同基质吸力之间的关系是连续的;在高、低含水率下基质吸力随含水率变化的幅度很小,在中间段(天然含水率)变化迅速,由此可见在天然含水率下非饱和土的工程性质受含水率的影响很大。
2)非饱和土存在基质吸力,并随体积含水率的变化成非线性反向变化,且变化幅度随体积含水率的升高而减缓;相同体积含水率试件的基质吸力随围压的增大而成非线性减小,且幅度随体积含水率减缓;同一围压下基质吸力随体积含水率的变化成反向变化,且幅度随体积含水率的升高而减缓。
摘要：通过洛阳地区非饱和土三轴试验对非饱和土土—水特性及围压对基质吸力的影响展开了研究,结果表明:基质吸力随体积含水率的增大而连续减小;天然含水率非饱和土工程性质受含水率的影响很大;相同体积含水率试件的基质吸力随围压的增大而非线性减小,含水率同基质吸力之间的关系是连续的。
关键词：非饱和土,三轴试验,基质吸力,土—水特征曲线
参考文献
[1]D G弗雷德隆德,H拉哈尔佐.非饱和土土力学[M].陈仲颐,译.北京:中国建筑工业出版社,1997:78-98.
[2]Van Genchten M.A closed form equation for predicating thehydraulic conductivity of unsaturated soils[J].Soil Science So-ciety of America,1980,24(6):238-242.
[3]李永乐,刘汉东,刘海宁,等.黄河大堤非饱和土土—水特性试验研究[J].岩土力学,2005,26(3):347-350.
饱和-非饱和土 篇2
首先从黄土的`结构特征认识出发探讨了黄土湿陷性的内在因素;其次通过试验数据分析找出对黄土湿陷性影响最大的因素,并进而研究了黄土湿陷发生的作用机制.由此从内因和外因两方面较好地阐述了黄土湿陷性的实质及其发生机制.
作 者：袁中夏 王兰民 王峻 YUAN Zhong-xia WANG Lan-min WANG Jun 作者单位：袁中夏,YUAN Zhong-xia(中国地震局兰州地震研究所,甘肃,兰州,730000;中国地震局工程力学研究所,黑龙江,哈尔滨,150081;中国地震局黄土地震工程开放实验室,甘肃,兰州,730000)
王兰民,王峻,WANG Lan-min,WANG Jun(中国地震局兰州地震研究所,甘肃,兰州,730000;中国地震局黄土地震工程开放实验室,甘肃,兰州,730000)
饱和-非饱和土 篇3
【关键词】U型槽；水泥土搅拌桩；综合处理；饱和黄土深路堑
1、概述
工点位于锦州至赤峰铁路DK250+980-DK251+080段长100m，线路中心最大开挖深度20.26m，设计为封闭式路堑。工点所处地貌为固定沙地及沙丘，地形略有起伏，地下水为第四系细圆砾层中微承压水，水位标高535.49m～540.89m，涌水量大。施工中采用了混凝土U型槽施工工艺，在路基开挖至一级平台处，采用管井降水，自基底以下实施6.0m桩长的水泥土搅拌桩，横向设96排，路基基底封闭宽度为15.2m，地基处理完毕后设3.0m高C35钢筋混凝土U型槽结构进行封闭，U型槽7.5m一节。
水泥土搅拌桩采用深层搅拌法施工，成桩直径0.5m，间距1.2m，正三角形布置。
2、施工方案
2.1 施工顺序
该U型槽工点是利用管井降水，排除开挖地段路堑的水源，土体开挖后，即刻进行水泥土搅拌桩施工，地基加固后立即进行混凝土施工，及时回填两侧开挖的部分。
2.2 施工关键工序及注意事项
2.2.1 设置观测桩
边坡沿线路方向每隔50m设置监测断面，每个断面分别于路堑边坡的侧沟平台、边坡平台、堑顶以及堑顶外10m设置观测桩。
2.2.2 天沟开挖施工
根据现场进行测量放线,施作天沟拦截地表水,防止开挖过程中地表水流入开挖区,影响边坡的稳定。
2.2.3 开挖一级平台以上路堑
挖除U型槽以上路堑土方，在保证施工时边坡稳定。
2.2.4 管井降水
在路堑两侧一级边坡平台施作管井，沿槽两侧间距35m呈直线形式布置。管井开孔45cm，滤管采用内径25cm，外径33cm的无砂混凝土滤水管。每座管井内放置一台25m3/h离心式水泵，专人负责抽水，防止施工场地积水，保证桩基顺利施工。
2.2.5 水泥土搅拌桩施工
⑴施工准备工作。开工前，进行现场试验，选择最优水泥浆液配比，确定材料用量；按设计要求，布置孔位，并复核无误；深层搅拌桩机、灰浆搅拌机、灰浆泵等机具就位并进行调试，保证正常工作。
⑵在槽内整平场地，按设计要求标识孔位，成正三角形。桩位偏差不大于50mm。
⑶搅拌机就位，调平，钻杆垂直偏差不超过1.5%。
⑷试桩。在现场进行工艺性试验，确定主要工艺参数。
⑸施工时，先将深层搅拌机用钢丝绳吊挂在起重机上，用输浆胶管将储料罐砂浆泵与深层搅拌机接通，开通电动机，搅拌机叶片相同而转，借设备自重，以0.38～0.75m/min的速度沉至要求的加固深度；再以0.3～0.5m/min的均匀速度提起搅拌机，与此同时开动砂浆泵，将砂浆从深层搅拌机中心管不断压入土中，由搅拌叶片将水泥浆与深层处的软土搅拌，边搅拌边喷浆直到提至地面，即完成一次搅拌过程，用同法再一次重复搅拌下沉和重复搅拌喷浆提升至设计停浆面，即完成一根柱状加固体，关闭搅拌机、清洗，桩机移至下一根桩。
2.2.6 注意事项
⑴施工时设计停浆面一般应高出基础底面标高0.5m，在基坑開挖时，应将高出的部分挖去。
⑵施工时因故停喷浆，宜将搅拌机下沉至停浆点以下0.5m。待恢复供浆时，再喷浆提升。
⑶壁状加固时，桩与桩的搭接时间不应大于24h，如间歇时间过长，应采取局部补桩、注浆等措施。
⑷搅拌桩施工完毕应养护14d以上才可开挖。基坑基底标高以上300mm，应采用人工开挖。
⑸施工前应确定灰浆输浆量、灰浆经输浆管到达搅拌机喷浆口的时间和起吊设备提升速度等施工参数，并根据设计要求通过工艺性成桩试验确定施工工艺。
⑹所使用的水泥都应过筛，制备好的浆液不得离析，泵送必须连续。
⑺当水泥浆液达出浆口后应喷浆搅拌30s，在水泥浆与桩端土充分搅拌后，再开始提升搅拌头。
2.3 U形槽施工
2.3.1 基坑开挖
待搅拌桩施工完毕应养护15d时开挖预留厚土层，最大开挖长度不超过20m。当观测桩位移达到3cm时，放慢开挖速度，观测桩位移达到5cm时应停止施工，并及时采取相应措施。
2.3.2 基底处理
于底板以下施作0.1mC20素混凝土找平层，找平层下铺设0.4m厚碎石；同时在每节底板中间垂直线路方向设0.3m厚、0.5m宽的凸榫，与底板一体浇筑，以增强机构抗滑性。
2.3.3 模板制安
采用大块组合钢模板，板厚5mm，长2.0m，宽1.0m，横竖成缝进行拼装，相邻模板间采用螺栓连接。拼缝间加垫橡胶条或双面胶，大块模板周边设角钢，内肋采用扁钢进行加固，两侧模板采用桁架进行支撑，共计6道，相邻间采用钢管扣件连接，为防止伸缩缝处二次浇筑出现错台，施工时，不拆边墙衔接处的模板，继续安装下一节模板，端头模板采用聚苯板，外贴定型钢模板，并进行支撑。
2.3.4 混凝土施工
按照规范要求对水泥、钢材和砂石料等进行试验检验，施工中混凝土采用搅拌站集中拌和，罐车运输，插入式振捣器捣实的浇筑方法。施工前，在端模进行无缝钢管预埋。首先，按穿销设计位置在端模上预留孔位，穿销穿入预留孔，穿销与模板预留孔间要密贴，并用双面胶粘贴，防止漏浆。预埋长度按设计要求，预埋端与边墙钢筋焊接牢固，以确保穿销位置的准确性，无缝钢管空隙涂黄油后用沥青麻筋伸入钢管内，伸缩缝处用沥青麻筋裹紧钢管，钢管端2cm处封死。
2.3.5 防水处理
边墙及底板伸缩缝宽度为2cm，伸缩缝采用外贴式塑料止水带、中埋式橡胶止水带、聚苯板等；边墙背后通铺EVA防水板（1.5mm厚）。防水是U形槽结构的难点，是本工程成败的关键，所以采用以下措施进行控制：
⑴安装止水带：按结构物周长，分别截取整条止水带，尽量避免接头，使两条止水带各自形成一U型封闭体系。预埋在底板时用木板夹紧，在边墙时采用定型钢模板固定。中埋式橡胶止水带中间空心圆环应与变形缝的中心重合，水平加固采用专用钢筋套，1.0m1个，转弯处采用直角圆弧状专用配件。浇筑混凝土时，对止水带处的振捣应特别注意，止水带不得移动和破坏，止水带下的混凝土应予以捣实。
⑵伸缩缝：拆模后清除槽体内杂物，在伸缩缝内填塞聚苯板，确保填缝紧密、平直。嵌缝内铺设隔离纸后，采用聚硫密封胶随用随时混合、密封，施工时注意确保界面清洁、混胶均匀。
⑶防水板：采用无钉铺设，铺设完毕后，再回填细砂作为保护层。接缝采用搭接热压焊，搭接长度不得小于15cm。
2.3.6 路面混凝土
采用定型钢模现场浇筑，平板振捣器捣实。电缆槽、侧沟盖板集中预制，人工安装。
2.3.7 渗漏水处理措施
该地段中的圆砾土地层最容易引起地下水渗漏，基坑开挖完毕如发现地面部位有地下水漏水时，采用采用Φ130mm钻机向下钻孔，并根据不同出水情况分别注入水泥浆或水泥水玻璃双液浆。钻孔先选定在搅拌桩咬合部，孔位呈梅花形布置，钻孔后注浆。渗水时，先进行凿平、清理、冲刷后，再采用防水砂浆（加早强速凝剂）抹平、喷防水涂料进行堵漏。未处理之前不可进入下一道工序。
3、质量检验及控制
3.1 水泥土搅拌桩质量检验及控制
3.1.1 水泥土搅拌桩的质量控制应贯穿在施工的全过程，施工过程中必须随时检查施工记录和计量记录，并对照规定的施工工艺对每根桩进行质量评定。检查重点是：水泥用量、桩长、搅拌头转数和提升速度、复搅次数、深度、停浆处理方法等。
3.1.2 水泥土搅拌桩的施工质量检验采用以下方法：成桩7d后，采用浅部开挖桩头［深度宜超过停浆（灰）面下0.5m］，目测检查搅拌的均匀性，量测成桩直径。检查数量为总桩数的5%；成桩3d后，可用轻型触探（N10）检查每米桩身的均匀性。检查数量为总桩数的1%，且不少于3根。
3.1.3 竖向承载水泥土搅拌桩地基竣工验收时，承载力检验应采用复合地基载荷试验和单桩载荷试验。
3.1.4 载荷试验必须在桩身强度满足试验载荷条件时，并宜在成桩28d后进行。检查数量为总桩数的0.5%-1%，且每项单体工程不应少于3点。
3.1.5 对相邻桩搭接要求严格的工程，应在成桩15d后，选取数根桩进行开挖，检查搭接情况。
3.1.6 基槽开挖后，应检查桩位、桩数与桩顶质量，如不符合设计要求，应采取有效补强措施。
3.2 混凝土质量检验及控制
认真审核水泥出厂合格证、水泥试验报告、钢筋出厂合格证、钢筋试验报告、粗细骨料试验报告、水分析实验报告及外加剂试验报告等质量文件，合格方可进场使用，施工前对混凝土配合比选定单、模板拼接、拉筋设置以及止水带、防水材料应仔细检查、校核，确保无误后，开始进行施工。
4、安全措施
所有施工人员上岗前必须进行岗前培训和安全教育，获得《安全操作合格证》后，持证上岗。
施工时，经玉马公路排土和运输混凝土，车辆横过交通口时，两侧设防护员佩戴标志防护；设专人经常检查坡面坡顶的稳定，对坡面、坡顶附近进行观测，如发现有裂缝和塌方的迹象时，立即处理。
施工机械、电气设备、仪表仪器等在确认完好后方准使用。并由专人负责使用。
深层搅拌机的入土切削和提升搅拌，当负荷太大及电机工作电流超过预定值时，应减慢升降速度或补给清水，一旦发生卡钻或停钻现象，应切断电源，将搅拌机强制提升之后，才能启动电机。
5、结束语
经现场检测混凝土U型槽结构无渗水、上浮及下沉等现象，达到了设计要求，对于铁路通过地下水路堑地段能起到较好的效果。
实践证明混凝土U型槽结构采用水泥土搅拌桩复合地基处理U型槽基底饱和黏质黄土，对于减少工后沉降，提高地基承载力，是快捷有效的。
饱和-非饱和土 篇4
1 试验方法
1.1 土样参数
试验所用的土样为广西南宁快速环道路堑边坡膨胀土, 其成因为冲洪积膨胀土, 土体呈灰白色, 属中等膨胀土, 土样物理化学参数见表1。
1.2 试验方法
膨胀土样初始含水量分别为16%, 19%, 22%, 试样的初始干密度为1.89 g/cm3, 对6个土样分两组直接做压缩试验, 加载序列为:50 kPa, 100 kPa, 200 kPa, 300 kPa, 400 kPa, 600 kPa, 800 kPa, 1 000 kPa, 单级保载时间为1 d。
2 试验结果分析
2.1 同含水率不同荷载下应变与时间变化关系
当应力较小 (50 kPa) 时, 应变速率随时间呈衰减趋势, 应力较大 (100 kPa, 400 kPa, 600 kPa) 时, 则呈非衰减趋势。这表明:在试验过程中, 非饱和应力膨胀土中气相按Fick定律迅速扩散, 且扩散系数随土样含水量的增加而增加;负孔隙水压力不断增大, 收缩膜像一张薄的橡皮膜将土颗粒拉在一起。加载初期, 土体压缩量主要由孔隙水压力消散控制;随荷载增加, 孔隙水压力消散减弱, 土骨架蠕变逐渐发展, 且由土骨架控制的变形量相对较由孔隙水压控制的变形量小。
应用数值分析软件, 分别对图1中含水量为16%时不同荷载情况下的应变—时间关系曲线进行对数拟合, 结果见表2。
分别对Ai—σ, Bi—σ进行拟合, 发现应力σ与Ai, Bi均存在良好的对数关系, 且相关系数R2值分别为0.973 2, 0.954 3, 并分别得出Ai—σ, Bi—σ经验公式如下:
其中, σ为土样含水量;Ai, Bi均为相关系数。
将式 (1) , 式 (2) 中Ai和Bi值分别代入表2中ε—t拟合方程, 得出含水率为16%时, 非饱和膨胀土σ—ε—t本构方程如下式:
2.2 同荷载不同含水率下应变与时间变化关系
由试验得出相同荷载不同含水量条件下, 非饱和膨胀土应变速率随时间变化关系曲线如图1, 图2所示。
应用数值分析软件对图1中较小应力 (50 kPa) 时的衰减曲线进行对数拟合, 结果见表3。
分别对Ci—w, Di—w进行拟合, 发现含水量w与Ci, Di均存在良好的线性关系, 且相关系数值R2分别为0.998 1, 0.999 4, 并分别得出Ci—w, Di—w经验公式如下:
其中, w为土样含水量;Ci, Di均为相关系数。
将式 (4) , 式 (5) 中Ci和Di值分别代入表3中应变—时间拟合方程, 得出竖向荷载为50 kPa时, 非饱和膨胀土ε—w—t的本构方程如下式:
试验结果表明:当荷载较小 (50 kPa) 时, 含水量高的土样变形较含水量相对较低的土样发展慢。故含水量较低的土样应变速率随时间增长出现衰减的趋势较早;当荷载较大 (400 kPa) 时, 应变速率在加载6 h后, 呈很明显非衰减趋势 (见图2) , 且非衰减幅度受含水量影响也较大。
3 非饱和膨胀土蠕变变形机理分析
对于软黏土来说, 当土中超静孔水压力消散接近于0时, 土体的沉降还远未停止, 这种在恒定有效应力作用下产生的变形, 主要是由于土骨架蠕变所产生的, 即恒定应力作用下变形随时间增长的现象。在对非饱和膨胀土加荷将产生超孔隙气压力和超孔隙水压力, 超孔隙压力会随时间增长而消散, 最终回到加荷以前的数值。
膨胀土是一种特殊的软黏土, 在某级荷载作用下, 含水量逐渐减少, 土体压缩, 吸力增加, 从而导致颗粒间有效应力增加。非饱和膨胀土所显示的特性表明, 其既不是弹性体, 也不是塑性体, 而是变形与应力及时间都有关的粘弹塑性体。
4 结语
1) 分级加载情况下, 当应力较小时, 非饱和膨胀土的应变速率随时间呈衰减趋势, 且该趋势随含水量增大愈明显;2) 土样在加载6 h后, 应变速率随时间呈很明显的非衰减趋势, 且非衰减幅度受含水量影响也较大。当含水量由16%增加3%和6%时 (即增幅分别为18.75%和37.5%) , ε—t拟合方程系数C的增幅分别为45.93%, 99.37%, 系数D的增幅分别为708.26%, 80.53%;3) 当非饱和膨胀土样的含水量为16%时, 应变与时间对数成线性关系, 此时应力与对应拟合方程系数成对数关系;4) 当土样所受竖向荷载为50 kPa时, 应变与时间对数成线性关系, 此时含水量与对应拟合方程系数亦成线性关系。
参考文献
[1]Valanis K C, Read H E.A new endochronic plasticity model forsoils[A].In:Pande G N, Zienkiewicz O C, ed.Soil MechanicsTransient and Cyclic Loads[C].[s.n.], 1982.
[2]袁新建.岩体损伤问题[J].岩土力学, 1993, 14 (1) :7-8.
[3]沈珠江.土体变形特性的损伤力学模拟[A].第五届全国岩土力学数值分析与解析方法讨论会论文集[C].1994:10.
[4]李献民, 王永和, 肖宏彬, 等.击实膨胀土胀缩速度特性的对比研究[J].铁道学报, 2003, 25 (2) :115-120.
[5]缪林昌, 刘松玉.南阳膨胀土的水分特征和强度特性研究[J].水利学报, 2002, 21 (1) :87-92.
饱和溶液 不饱和溶液 篇5
③同一种物质的饱和溶液一定比不饱和溶液中的溶质多。
④一定温度下，溶质的质量不改变，则无法使不饱和溶液变成饱和溶液。
⑤一定温度下的氯化钠饱和溶液，一定不能继续溶解硝酸钾。
⑥两种不同溶质的饱和溶液混合，依然是饱和溶液。
探究活动
1．在常温下，向装有20mL水的烧杯中加入5g氯化钠，搅拌，等氯化钠溶解后，再加5g，搅拌，观察现象。然后再加入5mL水，搅拌，观察现象。
操作
加入5g氯
化钠，搅拌
再加5g氯
化钠，搅拌
再加5mL
水，搅拌
现象
结论
2．用硝酸钾代替氯化钠进行上述实验，每次加入5g。加了几次后才使烧杯中硝酸钾固体有剩余而不再继续溶解？然后加热烧杯，观察剩余固体有什么变化。再加入5g硝酸钾，搅拌，观察现象。待溶液冷却后，又有什么现象发生？
操作
现象
结论
加入5g硝酸钾，搅拌
再加5g硝酸钾，搅拌
……
加热
再加5g硝酸钾，搅拌
冷却
您是否“心理饱和” 篇6
心理饱和的能量很大，许多自杀事件均由它而起。所以，有人又把心理饱和戏称为“自杀者的帮凶”。比如有位打工仔小李去医院看病，医生诊断为“疝气”。小李识字不多。误把“疝”字认作“癌”字，以为自己得了绝症。因他性格内向，既不敢向医生求教，也不向父母讲明，自个儿闷在心里。他越想越怕，越想越绝望，最终达到心理饱和的程度，草草留下一纸遗书，自杀身亡。由此可以看出，心理饱和是一种“不安定因素”，对人有害无益，不过，它并非不治之症。比如，当每天做同一工作出现厌烦情绪时，你不妨自我轻松一番：活动活动身子，极目远眺片刻，或散散步，或与别人说说话，分散一下紧张的情绪，这样，可以减少心理饱和给你带来的精神压力。
至于疑心自己患有绝症而自杀的心理饱和现象不是很多，不过，因对自己疾病是否能治愈而产生的心理饱和现象却是屡见不鲜。身为病人，首先要有坚强的信念，相信自己能够战胜病魔。若解不开心中千千结，可以向书本讨教，请医生指导，对亲友倾诉，以求正确答案，将忧虑排解掉，别让心理饱和成为自己的包袱。
对于心理饱和，我们应有清醒认识，在我们的生活中，它无处不在，并时时干扰我们的正常生活。我们应当有充分的心理准备和预防措施，一但遇上它，要沉着，莫惊慌，要善于知己知彼，采取各种有效的方法，将它“大化小，小化了”，让它远离我们的正常生活。
饱和-非饱和土 篇7
随着我国经济建设的发展和城市化进程的推进，交通土建、地下建筑、地下隧道、高层建筑、矿山井道等岩土工程的建设需求和规模日益增长。本文所研究的南宁膨胀土是一种具有显著胀缩特性的软土。国内外学者对于软土卸载问题以及非饱和膨胀土的变形特性等进行了一些研究：李广信等研究了土的卸载体缩现象及其变形机理[1];付艳斌等研究了卸载作用下淤泥黏土的流变规律[2];范志强等对非饱和膨胀土的剪切蠕变特性进行了研究[3]。
对于非饱和膨胀土，在荷载作用下，其变形不仅与应力有关，也与时间有关，呈现出显著的非线性流变特性。而对于非饱和膨胀土卸载回弹特性的研究并不多见。近年来，本课题组成员通过一系列室内试验，对膨胀土流变变形特性的研究取得了一定的成果[4,5,6]，本文在此基础上，通过室内卸载回弹试验，探讨了非饱和膨胀土的回弹变形特性，并利用经验方程的方法，由试验数据得出拟合程度较高的经验模型，为膨胀土的卸载回弹变形特性的计算和分析提供了理论依据。
2 试验方法
2.1 土样参数
试验所用的土样为广西南宁重塑膨胀土，其成因为冲洪积作用，土体呈灰白色，其物理参数见表1。
2.2 土样制备。
(1) 将土样锤碎后，过2mm筛，拌匀; (2) 测定土样的原始含水率，根据配置试样的含水率，计算土样所需的加水量; (3) 给土样添加所需水量，拌匀后将土样密封并静置于保湿缸内24h以上，以确保土样内水分均匀; (4) 再次测定土样的含水率(T=105～110℃，t≥8h); (5) 将配好的土样放入保湿缸内静置三天; (6) 按设计干密度、压实度(90%)、设计含水率(15.4%、19.7%、22.6%)，制备环刀土样，最后将制备好的试样置于保湿缸内待用。
2.3 试验方案。
试样分三组(每组六个试样)，其含水率分别为15.4%、19.7%、22.6%，对三组试样分别加载竖向应力12.5kPa、25kPa、50kPa、100kPa、200kPa、400kPa(加荷比为1)，持续作用直至其稳定(即试样连续24h内变形量小于0.01mm)，随后卸载，记录连续7天内的回弹变形，直至其稳定。该试验在WG型单杠杆轻便固结仪上进行，人工采集试验数据。
3 试验结果
3.1 卸载回弹试验曲线分析。
通过分别卸载的回弹试验得到含水率为15.4%、19.7%、22.6%，卸载竖向应力分别为12.5kPa、25kPa、50kPa、100kPa、200kPa、400kPa的膨胀土应变-时间关系曲线，选取含水率15.4%和22.6%的土样作出变形曲线如图1～图2所示。从图1～图2的卸载回弹曲线可以看出：在卸载瞬间，试样立即发生回弹变形，同等含水率，卸载的竖向应力越大，试样的瞬时回弹变形越大;不同含水率的试样，作用相同的竖向应力时，含水率越高试样的瞬时变形量越大。当应力水平较低时，试样的回弹变形在初始阶段的瞬时变形后，很快趋于稳定。当应力水平较高时，试样的回弹变形随时间的延续，变形量增加而变形速率衰减，最终回弹变形趋于稳定。
3.2 非饱和膨胀土卸载回弹变形的经验方程。
通过对非饱和膨胀土卸载回弹曲线的研究，发现该变形曲线可以用对数函数进行拟合，选取卸荷100kPa的回弹变形曲线进行拟合。拟合方程如下：
利用数值分析软件，对试验数据进行拟合，计算得到相关参数如表2所示。
根据拟合结果的修正决定系数(Adj.R2)，可以看出上述拟合方程能够很好的反映出非饱和膨胀土卸载回弹变形的应变-时间关系。
4 结论
本文通过对非饱和膨胀土的卸载回弹试验研究，探索了非饱和膨胀土的卸载回弹变形特性，得到如下结论：试样在卸载瞬间所产生的变形量，随含水率增大而增大。应力水平较低时，试样的回弹变形很快趋于稳定，应力水平较高时，随时间的延续，回弹变形量增长而变形速率衰减，最终变形趋于稳定。对试验所得的应变-时间关系曲线选用对数函数进行拟合，得到了反映非饱和膨胀土在某特定荷载卸载后的回弹变形特性的经验方程，为实际工程中的变形计算分析提供了依据。
摘要：针对非饱和南宁膨胀土进行了一系列室内一维压缩卸载回弹试验, 得到相应的应力-应变曲线, 探讨了该膨胀土的回弹变形特性。对不同含水率下的应变-时间关系曲线均可拟合成对数函数形式, 可以得到拟合程度较高的经验方程, 该方程为膨胀土的变形计算提供了依据。
关键词：非饱和,膨胀土,卸载回弹,曲线拟合
参考文献
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[4]肖宏彬, 范志强, 张春顺等.非饱和膨胀土非线性流变特性试验研究[J].公路工程2, 009, 34 (2) :1-5.
[5]肖宏彬, 张春顺, 何杰等.南宁膨胀土变形时程性研究[J].铁道科学与工程学报, 2005, 2 (6) 4:7-51.
饱和-非饱和土 篇8
见文献[2-3], 推出了非饱和土有效应力原理的大气张力通用公式
大气张力通用公式中的符号如下:
σ为作用在土中任意面上的总应力 (自重应力与附加应力) , 在Z方向是计算点上面的土体中土固体颗粒、水、空气的重力以及地面荷载q和地面大气压强Pa的作用所产生的应力。
σ′为有效应力, 作用在同一平面的土骨架上 (包括结合水膜) 。
X为饱和度系数。
Bu为非饱和土的自由水通道率。
Uwa为计算点处绝对压强下的自由水压力, 作用在同一平面的自由水上, 按重力水、毛细水、角部毛细水的区别有不同的计算式。
Ua为计算点处 (绝对) 孔隙气压力, 作用在同一平面的孔隙气上。
-σF为表面张力垂直分量贡献应力。
1 非饱和土大气张力有效自重应力通用公式
由式 (1) 加下标z表示竖直方向得σz=σ′z+BuzUawz+ (1-Xz) Ua-σFz, 整理得
注意, 地基承载力和稳定破坏归根结底是土体斜截面的剪切破坏, 而剪切强度包括凝聚力和摩擦强度。上式左边的第一项σz′, 滑动摩擦和咬合摩擦的所有点都包括在其定义中, 其他所有点提供凝聚力;第二项-σFz, 直接提供凝聚力贡献, 所以这两项之和为有效应力。
令Z方向非饱和土有效自重应力为σ′zF=σz′-σFz, 得
再将σz= (Pa+Σrjhj) 代入上式, 加下标i并整理得
公式 (1) 为非饱和土大气张力有效自重应力通用公式。式中, [Pa-BuziUawzi- (1-Xzi) Uai]为水气不抵大气压强自重应力。
注:水气不抵大气压强自重应力, 是土体中自由水、孔隙气的浮力 (绝对压力) 不能全部抵消地面大气压力所产生的自重应力。
σ′zFi为Z方向计算点处的非饱和土有效自重应力 (包括表面张力收缩膜作用) 。
Pa为地面大气压强
rjhj为计算点以上各土层的天然重度与厚度的乘积。
Xzi为Z方向计算点处的饱和度参数。
下列参数参考文献[3]计算:
Buzi为Z方向计算点处的非饱和土自由水通道率。
Uwzi为Z方向计算点处的绝对自由水压力。
Uai为计算点处绝对孔隙气压力。
2 非饱和土大气张力有效自重应力通用公式的特例
1) 饱和土, 无孔隙气
2) 无自由水
3) 干土, 无自由水, 并且X=0
3 非饱和土的算例
如图1, 是某场地非饱和土层分布图, 设地面大气压强Pa=101kPa, 孔隙气与大气连通, 设实测的相对自由水压力ua如图1所示。用非饱和土大气张力有效自重应力通用公式计算其饱和土的有效自重应力, 并与经典水土合算法进行比较。
3.1 用非饱和土大气张力有效自重应力通用公式计算
解:1) 根据勘察报告提供的饱和度Sr、孔隙比e、液限指数Il、塑限指数Ip进行计算:
先计算X, 参考文献[5]的97页, 用孔隙比e=0.908的球土粒方型阵列模型, 当饱和度Sr=65%时, 求得X=0.41, 即X/Sr=0.41/0.65=0.63。考虑到Sr一定时, e越小, X越大, 所以近似地按反比考虑:
取X= (0.908/e) (0.63Sr) , 且X<
计算
计算BS:k=0.143 IP-1.43 10
结果见表1:Bμ=X-BS
2) 根据勘察报告提供的土层天然重度rj和厚度hj计算∑rjhj如表2所示。
3) 根据前面所得的结果, 文献[3]及前面的公式计算如表3所示。
其中, Uawzi=101+ua
4) 绘出大气张力有效自重应力如图2所示。
3.2 绘出经典水土合算法和经典水土分算法结果并与大气张力有效自重应力比较
绘出经典合算法有效自重应力如图3, 其计算结果就是表2的∑rjhj。
大气张力有效自重应力与经典水土合算法比较:
大气张力有效自重应力的结果比经典水土合算法的大。其原因在于, 首先在非饱和土中, 由于表面张力的存在, 相对自由水压力ua常是负值 (负孔隙水压力) , 因此, 贡献的不是浮力, 而是“吸力”。注意绝对自由水压力Uawzi不是负值, 但由于相对自由水压力ua是负值, 所以其值小于地面大气压强。总的来说, 由于结合水膜和表面张力收缩膜的存在, 地面大气压强作用力, 大于非饱和粘性土中的孔隙气和水的绝对浮力, 这多出的部分, 就是大气张力有效自重应力与经典水土合算法的差值[Pa-BuziUawzi- (1-Xzi) Uai], 也称为水气不抵大气压强自重应力。
另外, 地表的素填粘土层的大气张力有效自重应力=53kPa, 不为零, 就是前面所述的多出部分。
4 结论
a.推出了非饱和土大气张力有效自重应力通用公式。
b.大气张力有效自重应力通用公式用于非饱和土, 在粘性土处通常大于经典水土合算法。
c.由于结合水膜和表面张力收缩膜的存在, 地面大气压强作用力大于非饱和粘性土中的孔隙气和水的绝对浮力, 这多出的部分, 就是大气张力有效自重应力与经典水土合算法的差值[Pa-BuziUawzi- (1-Xzi) Uai], 也称为水气不抵大气压强自重应力。
d.地表的非饱和粘性土层的大气张力有效自重应力通常不为零, 就是前面所述的多出部分。
e.饱和度系数X的计算有待完善, 见文献[6], 与土的类型、饱和度、孔隙比等有关。
参考文献
[1]GB 50007—2011, 建筑地基基础设计规范[S].
[2]蒙理明.非饱和土有效应力原理的大气张力通用公式[J].建材世界, 2013, 34 (3) .
[3]蒙理明.非饱和土大气张力通用公式的相关变量初探[J].建材世界, 2013, 34 (3) .
[4]王飞, 仇文革, 高新强.黏土不透水层确定及水压力分布规律试验研究[J].岩土力学, 2006, 27 (增刊) .
[5]蒙理明.土体有效应力原理的通用公式与基坑支护及地基计算的实际水压力算法[M].2版.北京:中国建材工业出版社, 2010.
饱和-非饱和土 篇9
土遗址通常处于非饱和状态, 孔隙水压力相对于孔隙气压力是负值, 气-液界面的存在使孔隙水和孔隙气两种流体承受不同的压力。孔隙气或与大气直接相通作用于水、气分界面的收缩膜, 或为水所封闭, 以气泡形式存在, 影响土体中水分的渗流。目前, 非饱土研究主要是针对土体的渗流、体变和强度[3]特性等方面。本文从非饱和土中不稳定渗流与含水率的关系出发, 试图了解溶液迁移速率变化引起的易溶盐溶解与重结晶问题, 探讨土遗址盐类风化的内在原因。
1 试样制备和试验方法
1.1 试样制备
试样为取自交河故城的原状生土试样和重塑压实试样 (表1) 。
1.2 测量原理
试验采用的德国Ku-p F非饱和导水率测定系统。将试样饱和后装入专用环刀, 试样底部密封, 上表面暴露于空气中, 便于水分蒸发。水分运移情况通过数据采集器自动记录。装有试样的环刀架挂置在星型吊臂上, 以设定的时间为间隔, 周期性的自动运行。当运行一个周期的样品经过系统自带的天平上方时, 系统进行一次称重, 以确定水分的变化量。每个环刀的侧面有两个圆孔, 通过专用打孔器在试样中开孔, 水平各插入一个专用张力计, 两张力计间距3cm, 用于测量试样对应含水率的水势变化情况。
非饱和导水率和土水特征曲线是通过测量的数据, 依据达西定律计算得到的。计算中, 假定流速和试样在环刀中的压力梯度不变。这一梯度由张力计测量的水势和地心引力势能表达。非饱和导水率反映了土样含水率的变化速率。土水特征曲线是根据2个张力计之间的水分含量分布情况测定的。
2 结果与分析
2.1 土遗址土水特征曲线
图1给出了本研究得到的土水特征曲线, 其中包含了典型粘土、粉土和砂的土水特征曲线。图1说明, 当土中的吸力小于50cm水柱时, 土的基质吸力变化对应含水率的强烈变化, 即随着土基质吸力的增加, 含水率显著减小、饱和度急剧降低。而后曲线逐渐趋于平缓, 这说明土的基质吸力的进一步增加导致水占有的孔隙体积进一步减小, 即气水界面越来越靠近土颗粒, 土颗粒表面的水化膜厚度也逐渐变薄, 土中水的存在方式已有所改变。
土的基质吸力与微观结构更是密不可分。砂土吸力的大小主要由于较小的孔隙比和比表面积, 孔隙尺寸较大, 所以砂土的持水能力很低;细粒粘性土除孔隙特征外, 结合水与吸附水膜的形成受到土的颗粒成分、排列方式等因素的影响, 其持水能力各不相同。
从图1中可以看出, 交河生土原状样 (JHSY) 的土水特征曲线与粘土的接近, 这说明交河生土原状样持水能力更接近粘土。交河重塑样 (JHSC) 的土水特征曲线介于粉土和砂土之间, 土中保持的水分较少, 这主要是因为重塑样干密度较小, 毛细孔隙比原状土少, 毛细作用形成的吸附水膜较少。
2.2 土遗址本体的非饱和导水率
图2和图3分别是交河原状样和重塑样的非饱和导水率测定曲线。从图2可以看出, 交河原状土样的非饱和导水率的变化, 主要集中在基质吸力较小区间以内, 随着基质吸力的增大, 非饱和导水率逐渐变小。当土体大孔隙中的自由水逐渐失去后, 土中水分的渗流路径更加曲折, 促使水分渗流的驱动力减小。
基质吸力不断增大是由于含水率的降低造成的。从图3可以看出, 当土的渗透系数降低到6×10-8cm/s时, 出现了一个明显的拐点。随着基质吸力的继续增大, 渗透系数的降低趋势逐渐减小。这说明土中的水分的存在形式已经发生了变化, 自由水已经完全失去, 土颗粒表面仅存在弱结合水。这也就暗示, 当交河生土的体积含水率 (w) 小于渗透系数为6×10-8cm/s所对应的体积含水率时, 水分及溶解在孔隙溶液中的盐分向土表面的相对运移速率将明显减慢, 盐分有可能发生结晶。交河故城地处吐鲁番地区, 当地土体的平均含水率仅为2%~3%之间。这意味着交河故城生土发生盐害, 只能是因为某一次的降雨, 土体短时间内含水率突然增大, 在随后蒸发过程中盐分发生重结晶。
对交河生土原状样 (图2) 和重塑样 (图3) 的非饱导水率与基质吸力的相关性进行回归分析, 数据显示非饱和导水率与基质吸力, 呈式 (1) 的关系:
式中:K (θ) —非饱和导水率;
h—基质吸力;
A1、A2、t1、t2—回归参数。
该式反映出非饱和导水率随基质吸力的增加呈指数衰减, 其相关系数为0.986。
3 土遗址非饱和盐分迁移特征
西北地区干旱少雨, 水分的运移及盐分的结晶与溶解都处于非饱和状态, 只有精确测量土体在非饱和状态下的导水率, 才能正确预测盐分的运移。
交河故城很多墙体基础部位, 水分蒸发导致盐分聚集于土体表面 (图4) , 土体原有结构遭到了破坏, 即所谓的盐害。在蒸发作用下, 水分携带的可溶盐分从土体内部向表面运移, 在此过程中, 随着土体含水率的下降, 盐分不断结晶, 并沿裂隙分布。当遇到降雨入渗时, 结晶盐分溶解进土体。入渗停止后, 在蒸发作用下, 盐分重新结晶。在结晶膨胀力的作用下裂隙逐渐加深加宽, 这个“溶解←→结晶”循环过程使土体表面进一步劣化。
根据图1的土水特征曲线和图2、图3的非饱和导水率的测定值, 在已知土体的溶液浓度和含水率的情况, 可以推演土遗址中盐分迁移、富集分布情况。
4 结论
通过非饱和渗透试验, 对土遗址的盐害机理进行了分析, 得出以下2点结论:
1) 土遗址的土水特征曲线反映了文物本体对水分的持有能力, 交河生土的持水能力接近粘性土, 持水能力高, 容易发生盐害。
2) 交河生土的体积含水率小于渗透系数为6×10-8cm/s所对应的体积含水率时, 水分向土体表面的运移明显减慢, 溶解在孔隙溶液中的盐分将结晶析出。
古代壁画保护国家文物局重点科研基地开放课题 (编号200806) 。
参考文献
[1]解耀华主编.交河古城保护与研究[M].新疆:新疆人民出版社, 1999.
[2]李最雄, 王旭东, 孙满利.交河古城保护加固技术研究[M].科学出版社.2008.
[3]黄润秋, 吴礼舟.非饱和土抗剪强度的研究[J].成都理工大学学报 (自然科学版) .2007, 34 (3) :221-224.
饱和土液化判别公式的讨论 篇10
近几年来,我国发生了多起大地震,在震害分析中,都有大量的饱和土液化现象发生,同时伴有不同程度的喷水冒砂,导致地面下沉、大规模滑坡以及结构地基基础破坏,给国家和人民群众带来重大的损失。我国是个地震频发的国家,地震引起的液化灾害已经是城市建设面临的重大问题之一,因此,饱和砂土液化已成为当今岩土和地震工作者的主要研究课题之一[1]。
对于饱和土液化判别,自从Seed提出了基于标准贯入试验的液化评价方法[2]以来,国内外专家学者就对不同的液化判别公式提出过很多疑问及修改意见。Cetin KO,Seed RB等[3]通过标准渗透试验和定值评估法对液化判别方法及液化发生可能性进行了探讨;Zhou YG,Shamoto Y等[4]通过离心试验讨论了土的抗液化性能;佘跃心[5]在进行液化评价简化法与规范液化判别方法对比基础上,利用液化概率的对数回归方程,讨论了规范液化判别方法的可靠性;叶洪东,孙健等[6]根据地震液化理论和前人对地震液化调查研究的成果,对规范中地震液化公式存在的问题进行了分析和讨论;符圣聪等[7]沿用原抗震规范中液化标准贯入锤击数基准值概念,建立了简化的液化判别概率方法,并引入了土层埋深水位以及震级大小对基准值的修正系数。然而,几乎所有的相关研究都是针对GB 50011-2001建筑抗震设计规范[8](以下简称旧规范)的探讨,而对GB 50011-2010建筑抗震设计规范[9](以下简称新规范)中饱和土液化判别公式和液化指数公式的讨论以及新旧规范不同公式的比较则很少涉及。笔者将重点围绕这几个方面进行讨论。
1 关于饱和土液化初判公式
新旧规范在饱和土液化的初判公式上没有进行修改,但饱和土液化初判中仍然存在几个尚未考虑到的问题。
首先是当地下水位(或承压水水头)位于地面以上时,水位深度应如何取值,这种情况在规范中并未明确。
笔者认为,若考虑土层以上的水重力,则可将地面以上的水近似等效为覆盖层荷载作用,那么按偏于安全考虑,可取水位深度为0。但是,若考虑承压水的孔隙水压问题,当孔隙水压较大时,则由饱和土的液化机理[10]可知,水位深度应从承压水水头处算起。
其次是当场地上部有建筑物时,对饱和土液化的初判是否有影响,是否影响上覆盖非液化土层厚度的取值,这种情况在规范中也未明确。
由地震震后现场分析可知,上部建筑物由于其重力作用,可能会减小场地的液化程度,因此一般可不考虑上部建筑物对场地液化判别的影响。但是,当场地上部有建筑物时,土中总应力增大,孔隙水压力也可能增大,可能会影响场地液化的判别。
2 关于饱和土液化判别公式
在饱和土液化判别公式上,新旧规范存在较大的差别,有必要进行深入的分析和探讨。
2.1 新旧规范液化判别公式的几个不同点
1)液化判别公式不同。
新规范液化判别标准贯入锤击数临界值计算式改为[9]:
其中,Ncr为液化判别标准贯入锤击数临界值;β为调整系数(又称震级修正系数);N0为液化判别标准贯入锤击数基准值;ds为饱和土标准贯入点深度;dw为地下水位埋深;ρc为粘粒含量百分率,当小于3或为砂土时,应采用3。
2)液化判别深度范围不同。
旧规范认为,应判别地面下15 m范围内土的液化;当采用桩基或埋深大于5 m的深基础时,应判别地面下15 m～20 m范围内土的液化。新规范则强调一般应判别地面下20 m范围内土的液化;而对可不进行天然地基及基础的抗震承载力验算的各类建筑,可只判别地面下15 m范围内土的液化。
3)标准贯入锤击数基准值N0的取值不同。
旧规范中N0是根据设计地震分组和抗震设防烈度取值,其中设计地震第二组与第三组的取值相同;新规范中则是根据设计基本地震加速度取值。新规范的取值更明确。
4)新规范新增了震级修正系数β。
新规范规定:设计地震第一组β取0.80,第二组取0.95,第三组取1.05。震级修正系数定义为给定震级M和地面加速度a的液化临界锤击数和震级M=7.5时相应液化临界锤击数的比值[7]。它体现了震级对地震液化判别的影响。由统计分析可知β值与地面加速度和概率水平关系不大,主要与震级有关:
β=0.25M-0.89 (2)
5)
新规范的判别公式采用了关于标准贯入深度ds的对数函数的形式,使其液化判别标准贯入锤击数临界值随贯入深度呈非线性的光滑的变化。旧规范则在15 m深度处有转折,其上下呈线性的变化。
2.2 关于Ncr和ds关系曲线的讨论
取地下水位为3 m,抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度a=0.20g,设计地震分别为第一组、第二组及第三组。
旧规范中第一组N0=10,第二组及第三组N0=12;新规范中N0=12,β值由地震分组的不同分别取值,然后分别求出相应的Ncr值。所得结果如图1所示。
其中,曲线①为旧规范第一组;曲线②为旧规范第二、三组;曲线③为新规范第一组;曲线④为新规范第二组;曲线⑤为新规范第三组。
从图1中可以看出:
1)对于设计地震第一组,新旧规范不同判别公式所得结果一般相差不到一个击数,最大差别在标准贯入深度15 m处;
2)对于设计地震第二组,新规范在很多情况下都比旧规范得出的临界值要小,特别是贯入深度15 m处,新规范的结果比旧规范小了将近2个锤击数,相对而言,旧规范可能偏于安全;
3)对于设计地震第三组,新规范与旧规范所得结果偏差很大,在贯入深度20 m处,新规范的结果比旧规范大了将近5个锤击数,显然,新规范是相对偏安全的,但这样大的偏差是否必要,还有待在以后的工程实践中进一步检验。
2.3 地下水位深度dw对液化判别的影响
以标准贯入深度15 m为例,取抗震设防烈度为7度,设计基本地震加速度a=0.10g,设计地震分组为第三组。
在旧规范中,N0=8;在新规范中,N0=7,β=1.05。按旧规范公式可得液化判别标准贯入锤击数临界值:
Ncr=19.20-0.80dw (3)
而对于新规范,由式(1)可得:
Ncr=17.28-0.74dw (4)
把新规范所得结果式(4)与旧规范所得结果式(3)作差,记为ΔNcr,则:
ΔNcr=-1.92+0.06dw (5)
可见,新旧规范所得计算差值是一个关于地下水位深度的线性函数。当地下水位深度在32 m时,新旧规范所得的液化判别标准贯入锤击数临界值相等。但是,实际工程中所遇到的地下水位一般都较浅,此时,ΔNcr<0。
由此可得结论:
1)考虑地下水位深度影响时,旧规范所得液化判别标准贯入锤击数临界值较大,判别结果相对偏保守;
2)考虑地下水位深度影响时,新旧规范判别结果最大差值为1.92个锤击数,这对判别结果可能会有较大影响。当然,这是假设标准贯入深度为15 m时的特殊情况。
3 关于液化指数计算公式
新旧规范中,划分液化地基等级的液化指数计算公式在形式上是一样的,即:
其中,Ni,Ncri分别为i点标准贯入锤击数的实测值和临界值;Wi为i土层单位土层厚度的层位影响权函数值;di为i点所代表的土层厚度。
但是,公式中有几个参数的取值是不同的,这会导致计算结果存在较大差异。
对于Ni的取值,旧规范规定:当实测值大于临界值时应取临界值的数值。而新规范除了上述规定以外,还规定:当只需判别15 m范围以内的液化时,15 m以下的实测值可按临界值采用。
对于Wi的取值,旧规范规定:若判别深度为15 m,当该层中点深度不大于5 m时应采用10,等于15 m时应采用零值,5 m～15 m时应按线性内插法取值。而新规范中,液化判别深度一般为20 m,当该层中点深度不大于5 m时应采用10,等于20 m时应采用零值,5 m～20 m时应按线性内插法取值。可见,新旧规范在15 m处Wi的取值并不相同,新规范的取值可能大很多,液化指数计算结果也会偏大,新规范相对偏于安全。
当判别深度都为5 m～20 m时,新旧规范的Wi取值是基本一致的。
4 结语
通过对饱和土液化公式的讨论可知:
1)在液化初判中,地下水位(或承压水水头)位于地面以上及场地上部有建筑物的这两种情况应有所考虑;
2)新旧规范液化判别的公式形式、判别深度以及参数取值等方面都有较大不同,新旧规范判别结果的差值可达2个～5个锤击数,特别是对于地震设计第三组,新旧规范所得判别结果相差较大,新规范相对偏于安全;
3)当判别深度为5 m～15 m时,新规范所得液化指数的判别结果相对较大;判别深度为5 m～20 m时,新旧规范所得判别结果一样。
参考文献
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[8]GB50011-2001,建筑抗震设计规范[S].
[9]GB50011-2010,建筑抗震设计规范[S].
涉足饱和市场 篇11
1、越是熟悉某个行业，越要留意其中的细节，你的专业知识和累积的行业资源是优势，善加利用能帮助你发掘创业机会。
2、市场调查最好涵盖业务范围的上下游，这能帮助你更精准地定位目标客户，拓展业务范围，增加公司的赢利点。
3、你认为的差异化服务，客户不一定完全认同，再小的市场也要用牢固的核心竞争力去吸引它们。
90后潘光辉在2012年7月正式开始创业—易站式家居文化服务平台，简言之就是通过公司签约的全职或兼职设计师团队为全国700多个服务点的客户提供整体化、全方位家装解决方案与设计服务。
对于个人创业者来说，各大品牌商分割市场份额、接近饱和又竞争激烈的家居行业似乎没有什么机会进入，有着5年橱柜设计师职业经验的潘光辉也明白这点。但是基于对行业上下游的充分了解和分析调查，他看到了差异化机会。“就像房地产行业有独立的设计、建造、销售环节一样，在家居行业产销分离的模式下，设计还处于‘两边有沾、两边都不重’的尴尬境地。我们的定位就是使家居设计成为真正的环节，将这项服务独立化而不碰具体产品。”从设计师的工作中，他看到了另一种可能并发掘需求空间。
在橱柜行业卖服务？
橱柜行业的代工生产方式比较多，潘光辉一开始的目标定位就是要避开产品竞争，走差异化路线。
潘光辉把自己要走的“差异化”比喻为水果模式，“比如一条街上最早卖苹果的人收益很好，很多人也会跟着卖苹果。差异化可能是选择去卖梨或香蕉，但还有一种差异化是跳开水果本身，卖果汁或者提供加工果汁的服务。”
他就属于瞄准后者的人，潘光辉打算在这个卖柜子的行业里面卖服务。
橱柜进入中国只有20年左右的时间，橱柜设计的概念更新鲜，从业人员不是由早期的安装工自学成才，就是从室内设计师转型而来，主要作用不外乎是基本的量尺画图和高级品牌的产品设计。当家居行业产销分离的模式出现后，设计环节也跟着一分为二：橱柜店销售时需要设计师量尺画图，工厂生产时需要设计人员分拆订单或是研发产品。工厂和销售门店各自雇佣了不同的设计师团队，设计师在这段链条的两端都起不到主要作用，但雇佣他们的人力资源成本对于双方来说却都是一笔固定开销。
对比房地产、手机等行业的细分情况，潘光辉萌生了把设计环节独立化的想法。他带领一个设计师团队，由这个团队完成从橱柜设计到最后安装这个过程中，所有需要设计师来完成的部分。对于橱柜厂家和门店来说，它们只要跟潘光辉合作，就可以省去“养”几个设计师的固定成本，每一单的总成本价也可以相应降低。而对于顾客来说，同样的价格，他们不仅可以购买到品牌橱柜，同时还能获得潘光辉的团队提供的量身定制的“增值服务”。
工厂买账吗？
有了这个想法后，潘光辉从2012年4月起花了3个月时间来调研和筹备。首先他注意到行业环境对这个模式可行性的影响。当时他预期6月会有利率下调的可能性，释放的资金一部分流到家居装修上，橱柜行业会有一波回暖；但同时房地产调控政策并未松动，橱柜行业的寒冬还未结束。
“这就意味着橱柜店的盈利不佳，不足以支撑它雇佣全职的设计师。因此对独立的设计师团队会有更多的需求。”另一方面，因为橱柜行业20年的“代工”生产方式下，产品同质化已经较为严重，原先品牌店把设计师抓在手里的保密性目的已无太大必要。这个环节有能够独立出来的可能性。
同时潘光辉在江浙沪各地做了些市场研究，与橱柜店老板、工厂负责人交流。结果验证了他的观察，很多负责人的确被设计环节的问题困扰，没有太好的解决办法。
一番调查分析后，潘光辉把目标客户定为两类：一是橱柜店，可以为它们提供灵活的量尺服务，有业务再外包给设计师；二是普通消费者，为有装修需求的人上门测量并设计、制作效果图等，再把橱柜拆解为门板、柜体、合页铰链、把手、螺丝钉等部件列出清单，再让对方自己去橱柜店或者工厂下单。
作为潘光辉现在的合作方之一，墨尔森木业的总经理助理沈曦湖很认可这种合作模式。在他看来，原来工厂的常规设计师只能做量尺画图，能够完成更高要求产品设计的高级橱柜设计师很难找，对于中小厂商来说养这样一位设计师的成本很高。而现在潘光辉的这支由设计师组成的团队能帮助墨尔森木业做出更好的设计，提高销售业绩。其次潘光辉的公司在全国有很多服务点，客户需要上门量尺寸时，由潘光辉的团队来解决厂家不用花钱自派设计师。对于厂家来说，节约了成本的同时也提高了业务量。
如何确保团队不被超越？
既然是卖服务，潘光辉认为口碑很重要。他要求把设计的差错率控制在3%之内，但是放宽设计收费标准。“业内都是按尺寸收费，但我们的尺寸跨度较大，0到5米内、5到10米内费用是一样的，也就不会出现给客户多量出一部分尺寸的状况。”如果最后因尺寸问题安装不了，设计师需要承担责任。
还有个迫切的问题是竞争，如果市场上出现同样独立的设计团队，潘光辉希望自己的团队能有不可超越的优势。目前，他的最大优势在于设计师的人员储备。因为前期的QQ群里已经囊括了全国各地的优秀设计师，在长期的交流中也大概了解了他们各自的经验、擅长领域，这使得潘光辉能签约许多全职或兼职的设计师，服务点能马上铺开。对随后加入的设计师，就需严格的考核机制。“查看之前的工作经验与时长是一方面，还要通过考题，观察他对细节的把握是否周全。”最后还要对设计师进行统一的培训，确保他们达标后上岗。
潘光辉把易站式定位为“家居文化服务平台”，使得设计不仅是量尺画图那么简单，还包含了整体化的解决方案、更舒适实用的产品设计目标这些附加值，以此来吸引顾客。同时，潘光辉还有意识地利用行业上下游资源做整合，比如，当他有机会接触到性价比更高的五金部件厂商、加工工厂，他就会推荐给客户，仍然不涉及产品，但能帮助客户降低产品成本，吸引对方选择合作。对于潜在的合作对象，潘光辉一般选择先拿设计效果说话，在对方先付甚至没付定金的情况下，拿出设计方案赢得对方的肯定和认可。这也是初创企业打开市场的“笨办法”。
只做橱柜设计？
要做好一个细分环节，仍需要全方位地考虑如何把这个环节做到极致，才能带来更多赢利点。
在橱柜设计起步后，潘光辉在调研过程中也注意到上下游厂商的其他需求，比如厦门的好兆头橱柜品牌有懂设计、量尺的专业人员，但是对方不懂画图。潘光辉就把自己的服务产品横向拓展，进一步细分，“做成菜单式需求，并不要求全套，如只提供画图服务或者3D效果服务，这些都可以自主选择。相应的，设计师的报酬也是按项目计费。”
饱和-非饱和土 篇12
非饱和土的土水特征曲线描述的是基质吸力与含水率(如饱和度或体积含水率)之间的关系,在分析非饱和土强度问题、降雨入渗引起的边坡稳定等问题时起到重要作用[1,2,3,4]。
在实验室内测定土水特征曲线的方法主要有轴平移技术方法[5]、盐溶液法[6]、TDR量测法[7]、电位计法[8]、滤纸法[9]、离心机法[10]、张力计法[11]等。上述传统的测试方法在测定试样的土水特征曲线时,要求在每级吸力下试样达到平衡状态之后再施加下一级吸力,存在测试时间较长(砂土、粉土耗时约1~2周时间,黏性土耗时约1~2 月时间)、试验成本较高等问题。
近年来,许多研究者对快速测定非饱和土的土水特征曲线的方法进行了大量研究[12,13,14,15]。本文在此研究基础上开展了快速测定非饱和土土水特征曲线的测试研究。其思路为:首先开展一步流动试验得出试样的溢出水量随时间的变化曲线,结合水分运移分析模型Hydrus-1D对对该曲线进行拟合,反算出难以实测的非饱和土的土性参数,进而推算出平衡状态下非饱和土的土水特征曲线。
1 模型的基本方程
1.1 Hydrus?1D模型的水分运动基本方程
若仅考虑土体中的一维渗流问题,可选用Richards'方程来模拟土体剖面上的水分变化规律。
式中:θ为体积含水量;K为渗透函数;h为压力水头;t为时间。
2.2 土水特征曲线
式(1)中,θ(h)为非饱和土的土水特征曲线,与压力水头h呈非线性的关系。
Hydrus-1D选用van Genuchten[16]模型来描述非饱和土的土水特征曲线,其表达式如下:
式中:θs为饱和含水量;θr为残余含水量;α,m,n为经验参数值。
1.3 初/边值条件
对试样施加一步吸力值P之前,先施加一小吸力值P0,使试样由饱和状态变为非饱和状态,作为试验的初值条件。表示如下:
这里,l为试样底端与盛水杯内水面的高差,试样的底端一般高于盛水杯内的水面。
上部边界条件可表示为:
下部边界条件可表示为:
式(6)中,h(t)指试样下部边界的水头值。
2 模型的数值解法
2.1 空间和时间的离散
把土体剖面分成个连续单元体,单元体的端部为节点,节点总数为N。对式(1)进行离散,最后得到的有限差分形式为:
式中:i-1、i、i+1表示在有限差分网格中的位置;k、k+1分别表示前面的和当前的迭代步;j、j+1分别表示前面的和当前的时间步。
求解式(7)时,采用Celia et al(1990年)提出的把θj+1,k+1在hj+1,k处泰勒展开的处理方法。其表达式如下:
上述方法能使迭代误差减至最小,进而得到比较理想的结果。式(8)中右侧的第二项在当前的迭代步是已知的,式(8)中右侧的第一项随着迭代的进行最后收敛为零。
2.2 参数寻优估计
优化参数值可以通过最小化目标函数来获得,参数寻优过程中Hydrus-1D水分运移分析模型中的最小化目标函数为:
从式(10)可以看出,Hydrus-1D中的目标函数包括了试样的含水率和水分特征函数等,比以往反演目标函数包括了更多的信息,提高了参数反演的精度。
3 试验设备和试验方法
3.1 试验设备
联合测试系统[17]主要由压力控制系统、压力室、恒定流速维持系统、称量系统、数据采集系统等主要部分构成。
1-高压氮气瓶;2-减压阀;3-压力调节泵;4-压力室;5-密封圈;6-高进气值陶土板;7-储水容器;8-盛水杯;9-电子天平;10-数据采集系统
3.2 试验方法
试验所用土样取自黄河三角洲的粉土,预制干密度为1.72g/cm3。
(1)制备试样。取重塑土样过2 mm筛,根据试验设计的干密度、初始含水率配制土样,将配好的土样静置24h后用压样法压入环筒内,然后将压好的试样和试验中选用的陶土板进行抽真空饱和。
(2)组装试样。取出饱和试样放在陶土板上,在试样上部放密封圈和上盖,四周用螺栓使上盖和底座压紧把试样密封起来,通过快接接头把排水管线与装样容器连接。
(3)对试样施加一小吸力值(要略大于试样的进气值),由于试验土样为粉土,施加的吸力值为8kPa。在该吸力下达到平衡之后,再对试样施加一较大吸力值,直到溢出水量稳定。
4 试验结果分析
4.1 溢出水量随时间的变化曲线
对饱和粉土试样施加一较小吸力值8kPa,使试样从饱和状态进入非饱和状态,待溢出水量稳定之后,将吸力值增加到290kPa,进行脱湿段流动试验。待溢出水量稳定之后把吸力降为零,进行吸湿段流动试验。试验过程中施加的吸力值和试样溢出水量随时间的变化曲线如图2所示。
4.2 土水特征曲线
通过溢出水量随时间的变化曲线可以换算出体积含水量随时间的变化关系,然后运用Hydrus-1D水分运移模型对体积含水率随时间的变化曲线进行拟合,进而反算出一些难以实测的水力学参数,如表1所示。拟合的结果如图3所示,从图3中可以看出拟合曲线和实测数据曲线几乎重合,说明Hydrus-1D水分运移模型能够很好地拟合实测数据。
根据表1中的拟合参数,运用VG模型,可以推出试样平衡状态下的土水特征曲线,如图4中实线所示。另外,为了进行对比分析,在一步流动试验之前用联合测试系统测得试样在平衡状态下的土水特征曲线,如图4中数据点所示。
由图4可以看出,模型反算得到的土水特征曲线基本通过实测的土水特征曲线点。因此,一步流动方法可以用于对非饱和土水特征曲线的估测。
上述一步流动时间所需要的时间和实测平衡态所需时间的对比见图5,从图5中可以看出,一步流动试验所需的时间约3d,而平衡态测试所需的时间要17d,节省了约14d的时间。因此,该方法能够快速测定非饱和土的土水特征曲线。
4.3 吸力值的选取
由于试验过程中只施加一步吸力值,若施加的吸力值大小不同,试验的结果也会有所偏差。为了对比分析,现把该粉土试样的吸力值改为160kPa,得到的土水特征曲线与290kPa的对比结果如图6所示。
通过对比可以看出,在160kPa下通过反算得到的试样平衡态土水特征曲线与实测土水特征曲线有一定偏差,而在290kPa下反算得到的土水特征曲线和实测值比较接近,这种差异主要是由不同加载步下溢出水的流速不同引起的。
因此,对粉土而言,在进一步流动试验时,施加的吸力值宜在290~300kPa范围为宜。
5 结论
(1)通过与平衡态实测结果的对比分析,Hydrus-1D一维水分运移模型得出土水特征曲线与实测值接近。
(2)通过与传统的测试方法比较,该方法能够节省大量时间。