某凍脹敏感性粉質(zhì)黏土凍結(jié)過程物理力學特性試驗

胡 坤,高兆國,王少偉,楊 兆,吳 炎

(1.常州大學 城市建設(shè)學院,江蘇 常州 213164;2.中國礦業(yè)大學 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室,江蘇 徐州 221116;3.江蘇佰拓建設(shè)有限公司,江蘇 常州 213161;4.常州大學 懷德學院,江蘇 靖江 214500)

0 引 言

凍土是含冰的負溫土體,我國凍土面積約2.068×106km2,占國土面積的21.5%,是在俄羅斯、加拿大之后的世界第三大凍土國家[1]。寒區(qū)擋土墻的傾斜、凍土邊坡的滑動以及地基失穩(wěn)等問題,與凍土的剪切力學特性關(guān)系密切。另一方面,凍脹敏感性粉質(zhì)黏土在負溫下易產(chǎn)生凍脹,由此產(chǎn)生的凍脹力易引起上部建(構(gòu))筑物基礎(chǔ)失穩(wěn)、煤氣、電力、通訊及給排水管線破壞,造成經(jīng)濟損失和安全隱患。國內(nèi)外學者對凍土的物理力學特性進行了大量研究[2-7]。

土體凍結(jié)過程中不發(fā)生體積變化的含水率界限值稱為起始凍脹含水率,當土體含水率大于該值時產(chǎn)生凍脹。馬巍等[8]對干密度為1.5～1.6 g/cm3的黏性土進行研究發(fā)現(xiàn),起始凍脹含水率與塑限含水率符合線性關(guān)系。王寧等[9]在不同含鹽量和壓實度條件下對鹽漬土凍脹規(guī)律進行研究,發(fā)現(xiàn)起始凍脹含水率隨壓實度的增大而線性減小,提出了考慮壓實度影響的鹽漬土起始凍脹含水率經(jīng)驗公式。胡坤[10]在開放系統(tǒng)土體凍脹試驗過程中發(fā)現(xiàn)土體凍縮現(xiàn)象,并通過數(shù)值計算進行驗證。張艷鴿[11]對鹽漬土進行凍脹試驗,將土樣的凍脹曲線分為凍縮期、凍脹增長期、結(jié)構(gòu)調(diào)整期和凍脹持續(xù)增長期4個階段。起始凍脹含水率是決定土體凍縮或凍脹的界限含水率,在不同含水率條件下對凍脹敏感性粉質(zhì)黏土進行凍結(jié)試驗,基于凍縮、凍脹實測數(shù)據(jù)的機理分析尚待進一步研究。

田亞護等[12]通過數(shù)值計算研究了多年凍土地區(qū)排水溝渠側(cè)壁所受水平凍脹力特征,得出溝渠結(jié)構(gòu)形式、粗顆粒換填范圍與水平凍脹力的定量關(guān)系。王建州等[13]通過物理模型試驗研究了季凍區(qū)基坑水平凍脹力分布特征及隨著時間的變化規(guī)律,對比發(fā)現(xiàn)基坑大部分位置的凍脹力超過了現(xiàn)行規(guī)范中水平凍脹力的設(shè)計值。陳軍浩等[14]采用位移閉環(huán)控制模式以增加預定載荷,并在該載荷下測定凍脹力,得出凍脹力隨上覆荷載的增大而減小,上覆荷載增大至1.1 MPa時不再產(chǎn)生凍脹力。趙再昆[15]通過試驗得出黃土法向凍脹力隨凍結(jié)溫度降低而增大,從凍土壓融導致未凍水含量增大、凍結(jié)溫度降低引起未凍水再凍結(jié)的角度對試驗結(jié)果進行了定性解釋,但未從凍脹數(shù)學模型的角度對該現(xiàn)象給出確切的理論分析。粉質(zhì)黏土凍脹力受凍結(jié)溫度的影響特征尚需進一步研究,凍結(jié)溫度影響凍脹力的機理亟待澄清。

黃旭斌等[16]對凍結(jié)狀態(tài)下的土及混凝土/土界面進行剪切試驗,其剪切應(yīng)力曲線為應(yīng)變軟化型。楊天翼[17]對季凍區(qū)非飽和低溫凍土(-5、-10、-15 ℃)進行抗剪強度研究,認為隨著土體溫度的降低,低溫凍土黏聚力增大、內(nèi)摩擦角減小。朱磊等[18]對低溫粗角礫、細角礫、礫砂進行直剪試驗,結(jié)果表明抗剪強度隨溫度降低而增大,但顆粒越粗,孔隙中的未凍含水量越少,負溫對土體的抗剪強度影響越小。魏堯[19]對低溫重塑黃土(-5、-10、-15、-20 ℃)進行無側(cè)限單軸壓縮試驗,低溫凍土普遍表現(xiàn)出應(yīng)變軟化特征。綜上所述,土體抗剪強度的研究主要集中在兩大方面：一方面是常溫下不同土體類別、物性指標對于抗剪強度的影響;另一方面是低溫凍土的抗剪強度研究較多,但對于高溫凍土抗剪強度的研究相對較少。高溫凍土又稱近相變區(qū)凍土,通常用來描述相對較高溫度的凍土,不同的研究學者對高溫凍土的定義略有區(qū)別[20]。Haynes[21]對-0.1 ℃和-1.7 ℃條件下的費爾班克斯凍結(jié)粉土進行抗拉強度試驗研究;Akagawa[22]對0～-2 ℃條件下的高溫凍土抗拉強度進行研究;Shields等[23]對溫度介于-2.5～-3.0 ℃條件下的砂土蠕變特性進行了研究,并將此溫度區(qū)間的凍土定義為高溫凍土。我國青藏鐵路穿越凍土區(qū)的長度達到550 km,其中近一半里程位于溫度變化范圍在0～-3 ℃的高溫凍土區(qū)域[24]。凍脹敏感性土、-3 ℃及以上的高溫凍土的剪切應(yīng)力曲線變化特征有待進一步研究。

綜上,基于凍縮、凍脹實測數(shù)據(jù)的起始凍脹含水率分析仍需加強,凍結(jié)溫度影響凍脹力的特征與機理涵待澄清,高溫凍土的剪切力學特征尚需進一步研究。本文以某凍脹敏感性粉質(zhì)黏土為試驗材料,探討了凍脹力受凍結(jié)溫度的影響特征,測定了起始凍脹含水率并對其作為界限含水率的機理進行分析,研究了-3 ℃高溫凍土的抗剪強度及其剪切應(yīng)力曲線變化特征。

1 試驗材料

試驗材料取自甘肅蘭州,為凍脹敏感性粉質(zhì)黏土,經(jīng)風干、碾碎、過篩后制成干密度為1.2 g/cm3的試樣分別進行起始凍脹含水率試驗、凍脹力試驗以及高溫凍土抗剪強度試驗。試樣物性參數(shù)如表1所示。

表1 土工試驗成果

圖1 恒溫控制箱

2 試驗系統(tǒng)及方案

2.1 起始凍脹含水率試驗

本試驗系統(tǒng)由凍結(jié)試

樣筒、恒溫控制箱、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)共同組成。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括熱敏電阻、位移計、計算機以及dataTaker數(shù)據(jù)采集儀。凍結(jié)試樣筒為圓柱形,內(nèi)徑61.8 mm,高度80 mm,側(cè)限約束,土體凍結(jié)過程中只發(fā)生豎直方向的凍脹變形。恒溫控制箱能提供(-60～+30)℃的溫度變化范圍,溫控精度為±0.5%,如圖1所示。

首先在干密度為1.2 g/cm3,含水率分別為24%、28%、32%、36%、40%條件下進行封閉系統(tǒng)凍脹試驗,得到起始凍脹含水量所在區(qū)間。然后對區(qū)間內(nèi)的含水率精確至1%進行試驗,最終得出土樣的起始凍脹含水率,試驗方案如表2所示。

表2 起始凍脹含水率試驗方案

在凍結(jié)試樣筒內(nèi)涂抹凡士林,按照試驗方案確定的含水率,使用擊樣法制備尺寸為Φ61.8 mm×80 mm的圓柱形土樣。將凍結(jié)試樣筒連同試樣一起放入-20 ℃的恒溫箱內(nèi)進行封閉系統(tǒng)凍脹試驗。土樣頂端加有機玻璃蓋板,上置位移計,dataTaker數(shù)據(jù)采集儀采集凍脹豎向位移,經(jīng)數(shù)據(jù)處理得到不同含水率條件下的土樣凍脹量隨時間變化曲線。

2.2 凍脹力試驗

凍脹力試驗系統(tǒng)包括凍結(jié)試樣筒、邊界溫度控制系統(tǒng)、補水系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。補水系統(tǒng)采用直徑為50 mm,長度為600 mm,最大補水量為1 000 mL的馬寥特瓶進行無壓補水。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)利用熱敏電阻對土體不同位置進行溫度采集,誤差為±0.1%;利用荷重傳感器進行凍脹力的測量,量程為0～100 kN。凍結(jié)試樣筒是內(nèi)徑為100 mm、高度為120 mm的圓柱形金屬筒體。土樣的冷、暖兩端采用高低溫恒溫液浴循環(huán)槽控制邊界溫度,輸出范圍為(-50 ～+90) ℃,溫度波動為±0.05 ℃。為了將冷浴輸出的冷量均勻分布到土樣的邊界截面上,采用導熱性能優(yōu)異的黃銅做成中空冷、暖板來傳遞冷量。冷浴內(nèi)的酒精通過管路分別在冷板和暖板中循環(huán),達到傳遞能量控制溫度的目的。圖2為冷板和暖板實物圖,冷板為土體提供恒定負溫,暖板為土體提供恒定正溫,暖板表面打孔并與馬廖特瓶連接后兼具補水通道作用。

圖2 導熱銅板

利用凍脹力試驗系統(tǒng)對含水率為35%,干密度為1.2 g/cm3的粉質(zhì)黏土進行暖端為+5 ℃、冷端分別為-1、-5、-10 ℃條件下的開放系統(tǒng)凍脹力試驗,試驗方案如表3所示。

表3 凍脹力試驗方案

試樣經(jīng)碾碎、風干、過篩,按設(shè)計含水率配制,分層擊實至設(shè)計干密度。將試樣與補水系統(tǒng)、邊界溫度控制系統(tǒng)連接,進行試樣預冷,使試樣達到+5 ℃的初始溫度且分布均勻。調(diào)節(jié)恒溫液浴至設(shè)計冷端溫度,將荷重傳感器置于冷板、數(shù)控壓力機之間,調(diào)整壓力機壓頭高度,使其能夠完全約束土樣的豎向位移,打開供水系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),獲得試樣溫度場、凍脹力的相關(guān)數(shù)據(jù),經(jīng)數(shù)據(jù)處理得到凍脹力、溫度場隨時間變化曲線。

2.3 高溫凍土抗剪強度試驗

高溫凍土直接剪切試驗系統(tǒng)主要由多功能凍土試驗廳、制冷與溫控系統(tǒng)、直剪系統(tǒng)、測試系統(tǒng)組成。直剪系統(tǒng)采用南京土壤儀器廠生產(chǎn)的應(yīng)變控制式EDJ-1型直剪儀。多功能凍土試驗廳是具有一定結(jié)構(gòu)剛度的保溫試驗室,采用1 mm厚鋼板組合拼裝,內(nèi)壁噴涂150 mm厚的聚胺酯保溫層,外用絕熱材料構(gòu)成。凍土廳內(nèi)部有效凈空間為2 m×2.5 m×2.5 m,能同時容納4臺直剪儀,可有效消除環(huán)境溫度波動對高溫凍土直剪試驗結(jié)果的影響。制冷與溫控系統(tǒng)可實現(xiàn)最低溫度-18 ℃,控制精度0.5 ℃,顯示精度0.1 ℃的要求,制冷與溫控設(shè)備如圖3所示。

圖3 制冷與溫控設(shè)備

在含水率為35%,干密度為1.2 g/cm3的條件下,分別對+20 ℃常溫試樣和-3 ℃高溫凍土試樣進行不固結(jié)不排水快剪試驗,垂直壓力分別為100、200、400 kPa,試驗方案如表4所示。

表4 直接剪切試驗方案

采用內(nèi)徑為61.8 mm、高度為20 mm規(guī)格的環(huán)刀進行制樣,然后將帶有試樣的環(huán)刀放入高低溫恒溫箱中進行預冷。預冷過程中應(yīng)在恒溫箱中同步放置一個對比試樣,對比試樣內(nèi)部放置熱敏電阻,當對比試樣的內(nèi)部中心溫度達到試驗方案設(shè)計要求后,方可取出試樣進行試驗。試驗在多功能凍土試驗廳內(nèi)進行,按照試驗方案設(shè)置環(huán)境溫度。經(jīng)數(shù)據(jù)采集、處理,獲得剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線、抗剪強度與垂直壓力關(guān)系曲線。

圖4 試驗結(jié)束后的土樣

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 起始凍脹含水率

圖4所示為起始凍脹含水率試驗結(jié)束后的土樣,圖中土樣的含水率ω分別為24%、32%、40%。不同含水率土樣凍結(jié)后的形態(tài)一致,圓柱形土樣完好,伴隨冰晶分布。試驗在無水分補給的封閉條件下進行,僅發(fā)生原位凍結(jié),含水率影響了土樣凍結(jié)后的含冰量,冰晶分布范圍隨含水率的增加而增大。

土樣凍結(jié)豎向位移隨時間變化曲線如圖5所示,圖中曲線分為3種類型：含水率為24%、28%的土樣為“凍縮”型曲線,豎向位移分別為-1.42、-1.13 mm;含水率為36%、40%的土樣為“凍縮-凍脹”型曲線,最大豎向位移分別為1.85、2.10 mm;含水率為32%的土樣處于起始凍脹臨界狀態(tài)的“凍縮-回彈”型曲線,最大豎向位移為0.15 mm。試驗結(jié)果表明,該土樣的起始凍脹含水率為32%,初始含水率不同導致土樣凍結(jié)豎向位移隨時間變化呈現(xiàn)不同的曲線線型,分析原因是土骨架遇冷收縮和孔隙水相變膨脹共同作用的結(jié)果,隨著凍結(jié)過程的進行,土骨架遇冷收縮、孔隙體積減小,孔隙水相變成冰、體積增大,圖6為土體凍結(jié)過程中孔隙體積變化示意圖。

圖5 土樣凍結(jié)豎向位移隨時間變化曲線

圖6 土體孔隙體積變化示意圖

如圖6(a)所示,當土體含水率較小時,凍縮后的土體孔隙體積仍然大于孔隙水相變成冰后的體積,孔隙體積減小,土體凍縮。由圖6(b)可見,當土體含水率較大時,孔隙水相變成冰后的體積大于初始土體孔隙體積,孔隙體積先減小后增大,宏觀表現(xiàn)為土體先凍縮后凍脹。由圖6(c)推斷,當土體含水率等于起始凍脹含水率時,孔隙水相變成冰后的體積等于初始土體孔隙體積,孔隙體積先減小后恢復,宏觀表現(xiàn)為土體先凍縮后回彈。

3.2 凍脹力

圖7 凍脹力隨時間變化曲線

不同凍結(jié)溫度作用下,粉質(zhì)黏土凍脹力隨時間變化曲線趨勢一致,分為快速增長和穩(wěn)定增長2個階段,如圖7所示。在0～450 min試驗時間內(nèi),凍結(jié)溫度分別為-1、-5、-10 ℃條件下的凍脹力分別增長了6.40、38.44、60.35 kPa,凍脹力的增長速率分別為0.014 2、0.085 4、0.134 1 kPa/min。凍脹力隨著時間變化曲線在450 min后進入穩(wěn)定增長階段,至試驗結(jié)束,凍脹力分別增長了2.79、16.75、27.65 kPa,凍脹力的增長速率分別為0.001 2、0.007 1、0.011 7 kPa/min。

圖8為土體溫度場隨時間變化曲線,在0～450 min的試驗時間內(nèi),土體凍結(jié)鋒面向暖端推進,該階段土體凍脹力由分凝凍脹和原位凍脹共同誘發(fā)。試驗進行至450 min后,土體溫度場趨于穩(wěn)定,凍結(jié)鋒面不再遷移,凍脹力僅由分凝凍脹引起。故土體凍脹力隨時間變化曲線以450 min為界分為快速增長和穩(wěn)定增長2個階段。

圖8 土體溫度場隨時間變化曲線

土體凍脹試驗結(jié)束時,凍結(jié)溫度分別為-1、-5、-10 ℃條件下的凍脹力分別為9.19、55.19、88.00 kPa,凍脹力隨凍結(jié)溫度的降低而增大。圖9為土體凍結(jié)冷生構(gòu)造示意圖,由土體凍脹分凝勢理論[25],分凝冰底端吸水速率與主動區(qū)內(nèi)的溫度梯度成正比,如式(1)所示,即

(1)

圖9 土體凍結(jié)冷生構(gòu)造示意圖

冷端凍結(jié)溫度越低,凍結(jié)鋒面推進的位置越靠近土體暖端,則主動區(qū)的高度越小,主動區(qū)溫度梯度越大,由式(1)可知,分凝冰底端吸水速率越大。

分凝冰底端發(fā)生冰、水相變過程,在該處滿足質(zhì)量守恒定律,可得

ρiVi=ρwVw。

(2)

式中：ρw、ρi分別為水、冰的密度(g/cm3);Vi為冰分凝速率(cm/s)。

由式(2)可知,分凝冰底端吸水速率越大,則分凝冰分凝速率(即凍脹速率)越大,由此產(chǎn)生的凍脹力越大。

3.3 高溫凍土抗剪強度

由圖10可見,-3 ℃條件下的凍結(jié)粉質(zhì)黏土剪應(yīng)力變化曲線并沒有表現(xiàn)出低溫凍土常見的脆性破壞,而是呈現(xiàn)應(yīng)變硬化特征。凍土的強度由土顆粒與冰的結(jié)合強度所決定,低溫下的凍土在強度方面具有類似軟巖的性質(zhì),多呈脆性破壞。而對于高溫凍土,其未凍水含量較高,冰晶自身強度及其膠結(jié)作用較弱,高溫凍土多呈塑性破壞。

圖10 剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線

對于硬化型的高溫凍結(jié)粉質(zhì)黏土,剪應(yīng)力與剪應(yīng)變關(guān)系采用Clough和Duncan提出的雙曲線模型進行擬合,即

(3)

式中：ε為剪應(yīng)變;τ為剪應(yīng)力(kPa);a、b為擬合參數(shù)。高溫凍結(jié)粉質(zhì)黏土雙曲線模型擬合參數(shù)如表5所示。

表5 擬合參數(shù)

圖11 抗剪強度與垂直壓力關(guān)系曲線

土體抗剪強度與垂直壓力關(guān)系曲線如圖11所示,高溫凍土抗剪強度均大于常溫下土體的抗剪強度。在垂直壓力分別為100、200、400 kPa作用下,凍土抗剪強度分別增大了26.9、32.4、41.7 kPa。

朱鋒盼[26]在-2 ℃條件下對純冰進行直接剪切試驗,得出結(jié)論：純冰在剪位移為2.5 mm時發(fā)生脆性破壞,黏聚力為688 kPa,內(nèi)摩擦角為55.6°。本研究中的土體凍結(jié)溫度為-3 ℃,隨著溫度的降低,土體中的部分孔隙水凍結(jié)成冰,由于冰晶自身強度及其對土顆粒的膠結(jié)作用,凍土的黏聚力由7.34 kPa增加到29.56 kPa,內(nèi)摩擦角由6.40°增加到9.18°。

4 結(jié) 論

(1)在起始凍脹含水率試驗中發(fā)現(xiàn)了土體凍縮現(xiàn)象,當土體含水率較小時,凍縮后的土體孔隙體積大于孔隙水相變成冰后的體積,宏觀表現(xiàn)為土體產(chǎn)生凍縮。

(2)在不同含水率條件下,土樣凍結(jié)豎向位移隨時間變化曲線分為“凍縮”“凍縮-回彈”“凍縮-凍脹”3種類型,分析原因是土骨架遇冷收縮和孔隙水相變膨脹共同作用的結(jié)果。

(3)不同凍結(jié)溫度作用下,土體凍脹力隨時間變化曲線趨勢一致,分為快速增長和穩(wěn)定增長2個階段,與溫度場的發(fā)展階段一致。分析原因是凍結(jié)鋒面推進階段,土體凍脹力由分凝凍脹和原位凍脹共同誘發(fā);凍結(jié)鋒面穩(wěn)定階段,凍脹力僅由分凝凍脹引起。

(4)土體最大凍脹力隨凍結(jié)溫度的降低而增大,凍結(jié)溫度越低,則土體主動區(qū)高度越小,溫度梯度越大。由分凝勢理論可知,分凝冰底端吸水速率越大,分凝冰分凝速率越大,由此產(chǎn)生的凍脹力越大。

(5) 與常溫土樣相比,凍土中含有一定數(shù)量的孔隙冰,黏聚力和內(nèi)摩擦角增大。但本文研究所采用的-3 ℃條件下的某凍結(jié)粉質(zhì)黏土的剪應(yīng)力變化曲線并沒有表現(xiàn)出低溫凍土常見的脆性破壞,而是呈現(xiàn)應(yīng)變硬化特征。分析原因是未凍水含量較高,冰晶自身強度及其膠結(jié)作用較弱所致。