不同应力路径下上海软黏土三轴不排水剪切孔压的对比.pdf

上海国土资源 Shanghai Land&Resources28 2023Vol.44.3 doi:10.3969/j.issn.2095-1329.2023.03.005不同应力路径下上海软黏土三轴不排水剪切孔压的对比高彦斌，晁 浩（同济大学土木工程学院，上海 200092）摘 要：软黏土不排水剪切过程中的孔隙水压力分析是软土工程的一个重要研究方向。三轴试验是研究软黏土不排水剪切孔压及孔压系数的传统方法，而孔压以及孔压系数的大小与应力路径以及剪应变的大小有关。利用 GDS 应力路径三轴仪，对上海软黏土原状土样与重塑土样进行了三轴 ICUC（等压固结压缩剪切），三轴 ACUC（K0固结压缩剪切）和三轴 ACUE（K0固结拉伸剪切）三种应力路径的不排水剪切试验，对比这三种试验的剪切孔压及孔压系数的大小及变化规律，给出结构性以及各向异性对剪切孔压的影响规律。最后根据试验结果给出了上海软黏土在变形较大情况下的剪切孔压应变双曲线模型的参数，可供设计计算采用。关键词：软黏土；孔隙水压力；不排水剪切；三轴剪切试验 中图分类号：TU41；P642.11 文献标志码：A 文章编号：2095-1329(2023)03-0028-06在软黏土地基的稳定性分析中以及固结变形分析中，不排水加载下的孔隙水压力分析是其中一个重要内容，也是土力学中的一个重要研究方向。孔压从力学机理上可分为两部分，球应力产生的孔压pu和偏应力产生的剪切孔压qu 1，即：pquuu=+(1)对于饱和黏性土，一般认为pup=，其中p为球应力增量。因此，不排水剪切孔压确定的关键点在于剪切孔压qu的确定。孔压公式法是确定孔压的经典方法。该方法通过总应力增量来预估孔压增量pu和qu。最经典的孔压公式有适用于三轴应力状态（三轴压缩）的斯肯普顿公式2：()raruBAB=+(2)和适用于普遍应力状态的亨克尔公式3：octup=+(3)式中：u孔隙水压力增量（kPa）；A 和 B 为斯肯普顿孔压系数；和为亨克尔孔压系数；a为轴向应力增量（kPa）；r为径向应力增量；p和oct分别为球应力增量和八面体剪应力增量。p和oct具体表达式如下：()123/3p=+(4)()()()222122313/3oct=+(5)其中123、为主应力增量。在饱和情况下，孔压系数 B 和均为 1.0，描述qu的孔压系数 A和的研究便成为重点。三轴试验是确定这些系数的重要方法，通常采用各向等压固结三轴不排水剪切试验，简称三轴 ICUC 试验。还有一种方法是根据土的本构模型推导孔压系数的理论表达式，如：王建国（1987）4采用清华弹塑性模型、修正拉德模型和修正剑桥模型，魏汝龙（1991）5采用魏汝龙模型，高彦斌等（2005 年）6采用一个各向异性弹塑性本构模型，吴有平等（2021）7采用统一修正剑桥模型给出了不排水剪切过程中的孔压和孔压系数表达式。原位软土的变形和孔压发展具有明显的非线性以及各向异性。为了考虑这些复杂的因素，学者对孔压公式进行了改进。Wallace（1969）8在斯肯普顿公式孔压系数 A 中考虑了 K0固结土的各向异性；Balasubramaniam（1992）9以斯肯普顿公式为基础提出了孔压与应力比的模型。除了应力孔压公式外，也有学者尝试研究孔压与收稿日期：2023-04-26修回日期：2023-06-30作者简介：高彦斌，1973 年生，男，博士，副教授，博士生导师，主要研究方向为软土力学特性与软土工程。电子邮箱：yanbin_基金项目：国家自然科学基金(41972273)上海国土资源Shanghai Land&Resources 2023Vol.44.3 29剪切变形之间的关系。如Lo（1969）10提出了孔隙水压力应 变 关 系 的 概 念，认 为 其 具 有 唯 一 性；Wilson 和Greenwood（1974）11证明黏土的孔隙水压力和轴向应变之间存在关系；Yasuhara 等（1982）12认为孔隙水压力和轴向应变之间存在双曲线关系。刘时鹏等（2018）13针对静压桩沉桩对孔隙水压力与变形开展了相关研究。相对于应力孔压公式，这种方法可以给出不同剪切变形下的孔压，可以在计算中方便地考虑孔压增长的非线性。但相对于应力孔压公式及其孔压系数而言，这方面的研究成果较少。K0固结土具有显著的各向异性，但目前三轴试验中孔压系数的研究多以各向等压固结土样为主14。魏汝龙5曾结合国外试验资料对各向异性的影响进行了讨论，但对比不同固结状态和不同应力路径下的孔压系数的工作仍然较少。此外，软土通常具有非稳定的絮凝结构15-17，结构性和非线性对孔压的影响的研究仍然并不完善。本文利用 GDS 应力路径三轴仪，对上海软黏土原状土样与重塑土样开展了三轴 ICUC（等压固结压缩剪切）、ACUC（K0固结压缩剪切）和 ACUE（K0固结拉伸剪切）三种不排水剪切试验，研究结构性以及各向异性对软黏土剪切孔压以及孔压系数的影响规律，建立剪切孔压应变的双曲线模型，并给出其系数参考值，以便于工程应用。1 试验方案及孔压系数计算1.1 试验方案土样采用原状与重塑的上海淤泥质软黏土。原状土样取自上海某地铁车站基坑，取土深度为 10 m，对应的竖向有效竖向应力0v约为 90 kPa，为了尽量减少对土样的扰动，采用 PVC 管人工采取。其物理性质见表 1。重塑土样由原状土样制成：（1）原状土样风干、碾碎；（2）加蒸馏水合成泥浆，令其含水率为 1.75 倍液限；（3）倒入双面排水的直径为 10 cm、高为 20 cm 的不锈钢固结仪中；（4）逐级施加 5、10、25、75 kPa 的固结压力，每级荷载持续时间为 8 h，最后一级荷载持续 7d。三轴试验采用 GDS 应力路径三轴仪，试验分为三大组：各向等压固结不排水压缩剪切试验（简称 ICUC 试验）；K0固结不排水压缩剪切试验（简称ACUC试验）；K0固结不排水拉伸剪切试验（简称 ACUE 试验）。具体试验方案见表 2。土样编号中首字母 N 和 R 分别表示原状土样和重塑土样。在这 3 种试验（ICUC、ACUC、ACUE）中，原状土重塑土各进行了两个固结应力水平的试验，共计 12 个试验。两个固结应力水平为：一个固结轴压vc为原位初始竖向有效应力0v（90 kPa）的 11.5倍，另外一个固结轴压vc约为0v的 34.5 倍。每个试样具体的固结压力（围压rc和轴压vc）如表 2 所示。三轴剪切试验过程如下：（1）先进行反压饱和（反压值为 150 kPa）。（2）在双面排水状态下进行固结，等压固结保持/1rv=，K0固结保持/0.5rv=的比例，缓慢施加围压r和轴压v到预定值rc和vc，加载时间约为 40 h，随后在恒定荷载下再固结 8 h。（3）固结结束后进行不排水剪切至土样破坏，ICUC 和 ACUC 试验中土样在恒定的轴向位移速率下剪切破坏，速率约为 0.8 mm/h；ACUE 试验中在恒定的竖向固结应力加载速率下剪切破坏，剪切阶段总时间约为 8 h。1.2 孔压系数计算由于斯肯普顿公式仅适用于三轴压缩剪切试验，因此仅计算三轴 ICUC、ACUC 试验（0r=）的孔压系数 A，计算方法如下：arauuA=(6)这样根据a以及孔压增量 u 即可计算孔压系数 A。三轴 ICUC、ACUC、ACUE 试验的亨克尔孔压系数的 计 算 方 法 如 下。三 轴 ICUC、ACUC 试 验 中，0r=，1/3ap=，2/3octa=，根据式（3）得到孔压系数c计算公式为：32aCau=(7)表 1 原状淤泥质黏土的物理性质Table 1 Physical properties of undisturbed soil含水量()%w液限()%Lw塑限Pw(%)塑性指数 PI颗粒比重sG级配()%黏粒粉粒砂粒474719242.7530700表 2 试验类型及固结压力Table 2 Test types and consolidation pressures试验类型试样编号固结围压/rckPa固结轴压/vckPa孔隙比eICUCN11501501.100N23003000.940R12002000.729R23903900.675ACUCNC1551091.260NC22504500.920RC1551060.855RC21272480.765ACUENE1601121.254NE22404400.929RE150950.868RE21302500.765上海国土资源 Shanghai Land&Resources30 2023Vol.44.3 三轴ACUE试验中0a=,2/3rp=,2/3octr=，得到孔压系数E计算公式为：322rEru=(8)在三轴压缩状态下（三轴 ICUC、ACUC），可以根据式（6）、（7）推导得到亨克尔孔压参数与斯开普顿孔压系数 A的关系为：3132B A=(9)当 A=1/3 时，=0，代表没有剪切孔压；当 A 1/3、1/3、0 时，产生正孔压，代表剪缩。2 试验结果与分析2.1 ICUC 试验 图 1 给出了三轴 ICUC 试验原状土（红色线条）及重塑土（蓝色线条）在qp空间中的有效应力路径，其中3/2octarq=、()2/3arpu=+。可以看出，三轴 ICUC 试验中重塑土破坏时存在较为明显的剪胀现象（有效应力路径向右偏转），原状土样和重塑土样破坏线的斜率IfM=1.37。图 2a 和图 2b 分别给出了三轴 ICUC 试验得到的剪切孔压比轴向应变关系曲线以及剪切孔压比偏应力比关系曲线。注意这里的孔压为剪切孔压qu而不是总的孔压 u，已经根据pup=扣除了球应力产生的孔压。这样可以直接研究剪切孔压qu的变化规律。根据关系曲线可以看出：（1）剪切孔压增长呈现明显的非线性，采用孔压比可以大致反映固结应力的影响；（2）/qvcu在轴向应变a达到1.5%3.0%时迅速增加到 0.40.6，其后增长缓慢；（3）重塑土比原状土较早趋于稳定，破坏阶段的孔压变化较小。根据/qvcvcuq曲线可以看出：原状土在接近破坏时，剪切孔压随偏应力q 增大仍然迅速增大，表明结构的调整；而重塑土在接近破坏时，剪切孔压不随偏应力q增大而增大，甚至会出现回落。图 2c 和 2d 分别给出了三轴 ICUC 试验孔压系数 A及随应变a和偏应力比/vcq的变化曲线。可以看出：（1）原状土孔压系数 A 及随应变增大而逐渐增大，然后增大幅度逐步减小并趋于稳定，接近破坏时 A值为1.01.2，值为 1.31.9。（2）重塑土孔压系数 A 及先随应变a增大而增大，在a为 1%左右时达到最大值，A 为0.91.0、为 1.31.6，之后随应变增大略减小。（3）土样破坏前孔压系数 A及与应力比/vcq存在线性关系，两种土样的斜率约为 1.23；（4）破坏时原状土孔压系数A及随偏应力q 增大而增大，重塑土则相反。2.2 ACUC 与 ACUE 试验 图 3 给出了三轴 ACUC 和 ACUE 试验在qp空间中的原状土（红色线条）及重塑土（蓝色线条）的有效应力路径。ACUC 试验强度线的斜率CfM为 1.25，ACUE 试验强度线的斜率EfM为 0.831。可以看出，ACUC 试验中的0501001502002503003504000100200300400q/kPap/kPaN1 N2 R2R1 MIf=1.37图 1 三轴 ICUC 试验有效应力路径Fig.1 Effective stress path in triaxial ICUC test-0.100.10.20.30.40.50.60246810uq/vca/%N2 R2 R1 N1-0.100.10.20.30.40.50.600.20.40.60.81uq/vcq/vcN2 R2 R1 N1 （a）/qvcau（b）/qvcvcuq-0.7-0.30.10.50.91.31.72.100.20.40.60.811.21.40246810(ICUC)A（ICUC）a/%N2 R2 R1 N1-0.7-0.30.10.50.91.31.72.100.20.40.60.811.21.400.20.40.60.81(ICUC)A(ICUC)q/vcN1 N2 R1 R2（c）&aA（d）&/vcAq图 2 三轴 ICUC 试验中的剪切孔压与孔压系数 A 和 Fig.2 Shear pore pressure variations and pore pressure coefficients A and in ICUC test上海国土资源Shanghai Land&Resources 2023Vol.44.3 31两个原状土样（NC1 和 NC2）的有效应力路径差别较大。原状土样 NC2 表现出明显的结构效应，轴向应变为 2.5%时达到峰值强度，偏应力 q 不再增长，但是剪切孔压一直增大，导致有效应力路径不断向左移动。但在 ACUE 试验中，在剪切的初始阶段以及土样破坏阶段，原状土样和重塑土样均表现出剪胀的特性，导致有效应力路径向右偏转。图 4a 具体给出了三轴 ACUC 试验得到的/qvcau关系曲线。可以看出：（1）qu随应变的变化呈现明显的非线性；（2）/qvcu在a为 1.0%2.5%时迅速增加到0.100.30，后原状土缓慢增长，重塑土趋于稳定。图 4b 给出了/qvcvcuq曲线，可以看出：原状土在接近破坏时，剪切孔压在偏应力 q 不变的情况下仍然持续增大，而重塑土的剪切孔压随偏应力q 增大不再增大甚至会出现回落。图 4c 和 4d 分别给出了三轴 ACUC 试验得到的孔压系数 A及随a和/vcq的变化曲线。可以看出：（1）原 状 土 孔 压 系 数 A 及随 应 变 增 大 而 持 续 增 大，10%a=时 A 值在 1.53.0，值在 2.35.6，固结压力越大，破坏时孔压系数越大；（2）重塑土孔压系数 A及同固结压力关系不大，破坏时（2%a）A值在 1.01.3，值在 1.72.3；（3）原状土的偏应力 q 经过了一个先增大后减小的过程，但孔压系数 A及一直在增大；（4）重塑土孔压系数 A 及先随偏应力 q 增大而增大，后随偏应力q 增大而减小。图 5a 和 5b 具 体 给 出 了 三 轴 ACUE 试 验 得 到 的/qvcau关系曲线以及/qvcvcuq关系曲线。可以看出：（1）qu随应变的变化呈现明显的非线性，原状土和重塑土呈现相近的规律。（2）/qvcu在a达到-4.5%-5.5%时迅速增加到0.150.30，后呈现缓慢增长。图 5c 和 5d 分别给出了三轴 ACUE 试验得到的孔压系数随应变a和/vcq的变化曲线。可以看出：（1）原状土与重塑土的随应变a增大而增大，大约在a=-2.0%时趋于稳定，值在 0.40.6 之间；（2）孔压系数随偏应力 q 增大而增大，二者接近线性关系，这个规律与 ICUC 试验结果较为一致。-0.0500.050.10.150.20.250.30.350246810uq/vca/%NC2 RC2 RC1 NC1-0.0500.050.10.150.20.250.30.350.40.50.60.70.8uq/vcq/vcNC1 NC2 RC1 RC2 （a）/qvcau（b）/qvcvcuq-0.70.31.32.33.34.35.300.511.522.530246810(ACUC)A(ACUC)a/%NC1 NC2 RC1 RC2-0.70.31.32.33.34.35.300.511.522.530.40.50.60.70.8(ACUC)A(ACUC)q/vcNC1 NC2 RC1 RC2 （c）&aA（d）&/vcAq 图 4 三轴 ACUC 试验中的剪切孔压与孔压系数 A 和 Fig.4 Shear pore pressure variations and pore pressure coefficients A and in ACUC test-300-200-10001002003004000100200300400q/kPap/kPaK0压缩线M=0.694 MCf=1.25MEf=0.831图 3 三轴 ACUC 及 ACUE 试验有效应力路径Fig.3 Effective stress paths of triaxial ACUC and ACUE tests-0.0500.050.10.150.20.250.3-10-8-6-4-20uq/vca/%RE1 RE2 NE1 NE2-0.0500.050.10.150.20.250.3-0.6-0.4-0.200.20.40.6uq/vcq/vcRE1 RE2 NE1 NE2 （a）/qvcau（b）/qvcvcuq-1.2-0.8-0.400.40.81.2-10-8-6-4-20(ACUE)a/%RE1 RE2 NE1 NE2-1.2-0.8-0.400.40.8-0.6-0.300.30.6(ACUE)q/vc（c）a（d）/vcq 图 5 三轴 ACUE 试验中的剪切孔压与孔压系数 Fig.5 Shear pore pressure variations and pore pressure coefficient in ACUE test上海国土资源 Shanghai Land&Resources32 2023Vol.44.3 2.3 对比分析为了便于对比，表 3 汇总给出了三种试验土样破坏时（10%af=）的剪切孔压比/qfvcu、孔压系数fA 和f的数值，还给出了两种土样在不同固结应力下的孔压比和孔压系数的平均值。根据试验结果，对两种压缩剪切试验三轴 ACUC试验与 ICUC 试验的结果对比如下：（1）两种试验的剪切孔压比随应变或偏应力的变化有所差别。ACUC 试验中原状土在破坏阶段表现出剪切孔压持续增长的现象，表明结构破损的影响。ACUC 试验破坏剪切孔压比/qfvcu为 0.140.28，比 ICUC 试验的0.430.53 要小得多，原因是 ACUC 试验中的偏应力增量要比 ICUC 试验小得多。因此，采用 ICUC 试验结果会高估现场土样破坏时的剪切孔压比。（2）两种试验得到的孔压系数 A及随应变或偏应力的变化同样有显著的不同。ICUC 试验中，两种土样的孔压系数fA值在 0.951.2，f值在 1.321.83；ACUC 试验中的fA和f要大一些，重塑土样的fA值约为 ICUC试验的 1.2 倍，原状土样的fA值约为 ICUC 试验的 2 倍，与文献 5 中给出的结论基本一致。表明 ICUC 试验会显著低估原位土体压缩剪切破坏的孔压系数。三轴 ACUC 试验与 ACUE 试验中土样均为 K0固结而剪切应力路径不同，这两种试验的结果对比如下：（1）两种试验剪切孔压和孔压系数随应变或偏应力的变 化 趋 势 有 所 差 别。ACUE 试 验/qvcu在 应 变 达到-4.5%-5.5%时 趋 于 一 定 值，比 ACUC 试 验 的1.0%2.5%要大的多；破坏时原状土在 ACUC 试验中表现出剪缩与孔压持续增长 而在 ACUE 试验中表现出剪胀与孔压趋于稳定。（2）ACUC 试验中土样破坏时的孔压系数f要远大于 ACUE 试验。在 ACUC 和 AUCE 试验中，重塑土孔压系数f平均值分别为 1.83 和 0.52，ACUC 约为 ACUE的 3.5 倍；原状土孔压系数f平均值分别 4.0 和 0.53，ACUC 约为 ACUE 的 7.5 倍。工程应用中可以采用表 3 中给出的三种试验得到的破坏孔压比和孔压系数的平均值，但需要注意对于压缩剪切应力路径（ACUC），高应力水平下要采用较大的数值。3 孔压应变双曲线模型及其参数3.1 双曲线模型假定在某一剪切应力路径下，剪切变形引起的剪切孔压比/qvcu与广义剪应变q之间存在唯一关系，且可以采用双曲线表示，即 qqvcvcquupab=+(10)其中，a 和b为双曲线模型的参数。在不排水剪切过程中土样的体积应变为零，即20ar+=，因此广义剪应变q表示为：()223qara=(11)根据双曲线模型的特征，1/a 值代表着不排水剪切初期（q趋近 0）的剪切孔压增长率，a 值越小前期剪切孔压增长越快；1/b 值决定着q为无穷大时双曲线的趋近线，也就是破坏阶段的剪切孔压比。根据式（3），可以得到参数b与孔压系数f之间的关系：1qfvcfoctub=(12)亨克尔孔压参数f越大，b值越小，破坏时剪切孔压越大。为了根据试验结果得到参数a 和b，对式（10）进行变换：/qqvcupab=+(13)这样，根据试验结果绘制/qqvcup曲线，根据其截距以和斜率就可以分别确定参数 a 和b，其中饱和土的1.0=。3.2 三种剪切试验的双曲线模型参数图 6 给出了三轴 ICUC、ACUC 和 ACUE 试验试验的/qqvcup关系曲线。可以看出，在应变较大时（q1%2%）三种试验得到关系曲线基本为直线，表明符合双曲线模型。取拟合直线的斜率以及截距即可得到参数a 和b见，见图 6b 中给出得 RC2 土样的示例。三种试验的各土样的参数a 和b以及其平均值汇总于表 4。这样，表 3 土样破坏时（）剪切孔压比及孔压系数Table 3 Failure pore pressure ratio and pore pressure coefficients(）试验类型土样编号剪切孔压比/qfvcu均值/qfvcu孔压系数fA均值fA孔压系数f均值fICUCN10.450.490.961.081.321.57N20.531.201.83R10.450.440.950.951.321.32R20.430.951.32ACUCNC10.220.251.522.222.534.00NC20.282.915.46RC10.160.151.131.201.681.83RC20.141.271.99ACUENE10.180.22/0.430.53NE20.25/0.62RE10.220.21/0.560.52RE20.20/0.48上海国土资源Shanghai Land&Resources 2023Vol.44.3 33只要能够确定出广义剪应变q，就可以采用这些参数的平均值进行不同应力路径下的非线性孔压分析。可以看出，三轴 ACUC 试验的 a、b 值比三轴 ICUC试验要大一些，说明剪切孔压的初始增幅以及破坏时剪切孔压都比较小。三轴 ACUC 试验和三轴 ACUE 试验的a、b值较为接近，表明工程应用中可以近似采用一套相同的参数来预估剪切孔压。三类试验中重塑土比原状土具有较小的 a 值较大的b值，代表重塑土有着更小的破坏孔压以及更快的初始增长速度，反映出土样结构性的影响。4 结论对上海软黏土原状土样与重塑土样进行了三轴ICUC、ACUC 和 ACUE 不排水剪切试验，研究了土样的结构性、各向异性和应力路径对剪切孔压以及孔压系数的影响，得到的结论如下：（1）受土样破坏时偏应力增量的影响，破坏时的剪切孔压比/qfvcu的关系为，ACUE试验和ACUC试验较小，ICUC 试验较大。然而破坏孔压系数f的规律则相反，ACUC 试验最大（1.75.6）、ICUC 试验其次（1.31.9）、ACUE 试验最小（0.40.6）。对于原状土，三轴 ACUC的孔压系数fA值约为三轴 ICUC 的 2 倍，三轴 ACUC 的孔压系数f 约为三轴 ACUE 的 7.5 倍。（2）土的结构性对剪切孔压的影响主要表现在三轴ACUC 试验中，原状土样的结构破损（软化效应）导致破坏阶段的剪切孔压持续增长，孔压系数持续增大，高固结压力下这种效应更为显著。三轴 ICUC 和 ACUE 试验中的这种结构效应较弱，工程应用中可近似忽略。（3）三轴 ICUC 试验和 ACUE 试验中，剪切孔压比/qfvcu与应力比/vcq存在线性关系。在应变较大的情况下（q1%2%）,三轴 ACUC、ICUC 试验和三轴ACUE 试验的剪切孔压比与应变的关系可以采用双曲线模型模拟，可采用本文给出的参数值来模拟上海淤泥质黏土在不同应力路径下的孔压增长的非线性。参考文献(References)1 HARI K M.Effect of plane strain on pore pressure parametersD.University of British Columbia,1963.2 SKEMPTON A W.The pore-pressure coefficients A and BJ.Gotechnique,1954,4(4):143-147.3 HENKEL D J.The relationships between the strength,pore-water pressure,and volume-change characteristics of saturated claysJ.Gotechnique,1959,9(3):119-135.4 王建国,濮家骝,李广信.不同本构模型预测饱和土孔压生成的研究 J.岩土工程学报,1989(5):51-63.WANG J G,PU J L,LI G X.Study on prediction of pore pressure in saturated soil by different constitutive modelsJ.Journal of Geotechnical Engineering,1989(5):51-63.5 魏汝龙.软黏土的强度和变形M.北京:人民交通出版社,1987.WEI R L.Strength and deformation of soft clayM.Beijing:Peoples Communications Press,1987.6 高彦斌,徐超,汤竞.一个考虑土的各向异性的孔压公式及其应用 J.岩土力学,2005(9):1349-1355.GAO Y B,XU C,TANG J.A pore pressure formula considering soil 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bICUCN10.03991.5250.03031.607N20.02071.688R10.01152.0660.01092.153R20.01022.239ACUCNC10.06613.9510.07783.274NC20.08952.597RC10.04365.7790.06345.991RC20.08326.202ACUENE10.15254.0600.08813.888NE20.02363.715RE10.02353.8870.03184.070RE20.04014.252（下转第 73 页）上海国土资源Shanghai Land&Resources 2023Vol.44.3 73Characteristics of the geothermal resources of limestone in the coal floor of Group A,Liuzhuang mining area,Huainan CoalfieldZHANG Shuai,LI Jing,ZHANG Kesong,GAO Zhiqiang(The First Institute of Hydrogeology and Engineering Geological Prespecting of Anhui Geological Surveying Bureau,Anhui Bengbu 233000,China)Abstract:A geothermal conceptual model was established by investigating the geothermal resources of the Group A coal floor limestone in the Liuzhuang mining area,Huainan Coalfield.The main thermal reservoir in the study area is the A coal floor limestone thermal reservoir,which has the typical layered thermal storage characteristics of thermal conductivity.Through drilling verification,the top and bottom temperatures of the thermal reservoir were obtained by temperature logging.The estimated geothermal resource reserve of 171.171016 J is equivalent to the standard coal 58.48106 t.The pumping test results of the thermal reservoir indicated weak water abundance,small water inflow,and roughly low water outlet temperature for heat loss.Therefore,a single well has no mining or utilization value.However,this does not mean that the limestone thermal storage of the Group A coal floor in the entire Liuzhuang mining area has no mining or utilization value.Future studies should identify the water-bearing characteristics of the thermal storage layer,providing a basis for eliminating the impact of water and thermal hazards in mining areas and achieving thermal coal co-mining.Key words:geothermal resources;thermal reservoir;coal seam floor limestone;together mined of coal and heat10 LO K Y.The pore pressure-strain relationship of normally consolidated undisturbed clays:part 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