有載凍融作用對深部重塑黏土抗剪強度影響的試驗研究

周 志， 李海鵬，2， 王建偉， 康慶平， 張 洋， 李智涵， 楊 念

（1.中國礦業大學力學與土木工程學院，江蘇徐州221116； 2.中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇徐州221008； 3.中原環保股份有限公司，河南鄭州450000）

0 引言

人工地層凍結技術（AGF）通過人工制冷方法加固巖土體，形成具有承載和封水功能的凍結壁，該方法具有安全可靠，易于控制優點，對復雜地層條件適應性強。該技術被廣泛應用于深厚表土層中的礦井建設中，迄今我國采用凍結法鑿井穿越的表土層厚度已達754 m。隨著表土層厚度增大，凍結壁厚度的急劇增加，凍結壁解凍引起地層沉降，對井壁的穩定性產生不利影響。尤其是新近系黏土層分布廣泛，厚度大，而深部黏土具顯著的結構性，水理性質復雜，高地壓下的凍融作用導致深部黏土工程特性變化，對井筒的穩定產生不利影響。因此認識深部黏土的凍融效應對于凍融病害評價和防治有一定意義。

在寒區工程和人工地層凍結工程中，土體的凍融病害誘發建（構）筑物、地下管線失穩和破壞，因此凍融作用對土體物理力學特性影響引起普遍關注。王大雁等［1］以青藏黏土為研究對象，通過不同圍壓下三軸壓縮試驗，研究經多次凍融作用后試樣應力-應變行為、破壞強度、彈性模量、抗剪強度指標等物理力學性質的變化。張世民［2］對青藏公路沿線常遇到的青藏粉質黏土分別進行了凍融循環試驗，分析了凍融前后試樣的溫度分布特征、水分分布特征、凍融位移變化特征。方麗莉等［3］對凍融前后的土樣進行不固結、不排水三軸剪切試驗，試圖建立凍融作用引起的結構變化與強度參數變化之間的聯系。蘇永奇等［4］在室內凍融循環試驗的基礎上開展動三軸試驗，研究凍融循環次數、動荷載頻率和含水率等因素對青藏粉質黏土動力非線性參數的影響。此外，還有一部分學者以我國西北地區廣泛分布的黃土為研究對象，探討了凍融作用對黃土物理力學性質影響，也取得了一些有價值的成果［5-11］。而在人工凍結工程中，隨著天然巖土變為凍巖土，其物理力學性質也會發生顯著變化。為此，國內有很多學者在該領域也進行了大量的研究。鄭波等［12］結合廣州地鐵水平隧道凍結工程，對其凍結壁設計范圍內具有代表性的土質進行了室內凍土試驗研究，發現在相同的土質條件下，溫度越低，凍土的單軸抗壓強度越高。賀俊等［13］對蘇州地鐵典型土層凍土抗壓強度、彈性模量、泊松比進行室內試驗研究，更進一步得出抗壓強度隨凍結溫度的降低而呈現線性增長的結論。劉華吉［14］則在不同溫度和不同含水率條件下進行試驗，探究海底隧道工程穿越的土層在人工凍結過程中所存在的最優含水率。

綜上所述，盡管當前對于凍融作用下天然凍土、淺部人工凍土的工程特性研究得較為充分。然而深部黏土的物理性質與淺土存在明顯的差異；同時在凍結壁形成和解凍過程，深部黏土凍脹作用發生在高地應力賦存環境中［15-17］。鑒于深土有載凍融條件下力學特性方面研究工作開展較少，本文以深部重塑黏土為研究對象，考慮高地應力下的凍融作用，采用真空凍融制樣裝置獲取高密度深土重塑土試樣，而后進行有載凍融試驗。通過高壓三軸固結不排水剪切試驗，探討不同凍融條件下深部重塑黏土的抗剪強度特征與割線模量，分析各試驗因素對其影響顯著性大小與變化規律。

1 試驗概況

1.1 土樣性質及制備

本試驗所用土樣均按照技術標準取自河南某礦深部地層，共有L9、L20、L26 三個層位，制備不同層位重塑土樣時選用相同層位原狀土制備。各層位土樣基本物理性質如下表1所示。

表1 深部黏土基本物性參數表Table 1 Basic physical property parameters of deep clay

試驗重塑土試樣制備過程包括：制土、裝土、抽真空、壓樣幾個部分。然而，由于深部土獨特的沉積歷史、環境及受力狀態，傳統的制樣方法無法壓制出試驗所需的高密度深部黏土。鑒于此，本研究利用專門研制的真空凍融制樣裝置（圖1），通過真空預壓制備方法制樣：即將碾壓后的深土、水混合物放入真空腔，后利用真空泵開始抽吸制樣，抽吸完成后調節液壓千斤頂對試樣施加軸壓，軸壓大小根據試樣所處層位深度確定，并最終使土樣達到目標高度（h=125 mm）。

圖1 真空凍融制樣裝置Fig. 1 Vacuum freezing-thawing sample preparation device

土樣制備完成后，利用承壓筒外壁均勻纏繞的循環銅管與恒溫冷浴箱連接實現對承壓筒內土樣的凍結和融化，試驗時不同試驗溫度的恒溫液體在銅管內循環流動，溫度在該過程中得以傳遞。同時，為防止溫度流失，確保凍融效果，用保溫棉、保溫管等將凍結管、承壓筒緊緊包裹。凍結完成后，調節恒溫箱使其在有載情況下升溫融化。凍結與融化時溫度由熱電偶測量并通過DataTaker 顯示在監控系統上，兩階段時長均需保持在12 h 以上。凍融試驗結束后，取出土樣，再次測量土樣直徑D、高度h和質量m，用保鮮膜套住土樣并貼標簽記錄，等待下一步試驗。

1.2 試驗方案

試驗所采用的三軸剪切試驗系統主要由加載系統（圍壓、軸壓）、高壓壓力室、計算機數據采集與控制系統三部分構成，如圖2 所示。該試驗系統可對試樣進行三軸固結試驗、三軸剪切試驗（固結排水CD、固結不排水CU）、剪切蠕變試驗（固結排水CD、固結不排水CU）等，其設計最大圍壓為30 MPa、最大軸壓30 MPa，可實現對凍融作用下深部黏土的強度特性的進一步研究。凍融試驗所采用的試樣根據壓力室的規格定為φ61.8 mm×125 mm。

圖2 三軸剪切試驗裝置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of triaxial shear test device

本文通過三軸剪切試驗，獲得不同孔隙比e、圍壓σ、凍融作用下深部重塑黏土的三軸抗剪強度qf。鑒于深部黏土的高致密性和低滲透性，本試驗采用固結不排水剪（CU），試驗時首先配置干密度為1.69 g·cm-3、1.84 g·cm-3、1.98 g·cm-3三種標準深土重塑土試樣。對于未凍融土，設計三組不同圍壓、不同干密度條件下三軸固結不排水剪切試驗；而對于凍融土，則采用正交試驗方法，分別選取圍壓、干密度、融化溫度和凍結溫度四個影響因素，每個因素選取3 個水平，即采用四因素三水平的正交試驗法進行試驗設計，具體試驗方案如下表2所示。

表2 三軸剪切試驗表Table 2 Triaxial shear test table

三軸固結不排水剪切試驗具體步驟可以分為裝樣、安裝壓力艙、排氣與加載。為確保黏土試樣的密封性，采用乳膠膜密封，后在壓力室基座上依次放入透水石、濾紙、乳膠膜包裝好的黏土試樣和上方的濾紙、透水石以及加壓帽，并確保以上試驗物品同軸居中對齊。壓力艙安裝過程中需注意避免磕碰試樣，安裝完成后打開上端出水孔，通過加載泵向艙內注水，待出水孔有水溢出后，關閉加載泵和出水孔，排空艙內氣體。同時根據《土工試驗方法標準》GB/T 50123—1999［18］規定，固結不排水剪切試驗剪切應變率應保持在（0.05%～0.1%）min-1之間，三軸固結不排水剪切試驗采用等壓固結的試驗方法，固結完成時間≥24 h。

2 試驗結果與分析

2.1 應力-應變關系

圖3為不同條件下深部重塑黏土試樣在高壓三軸固結不排水剪切試驗所得的偏應力q（σ1-σ3）與應變ε關系曲線，可以看出重塑土在未凍融時，其偏應力-應變曲線多為軟化型，且不同土樣的偏應力-應變曲線形態相似，大致分為三個階段：線彈性變形階段、損傷演化階段、峰后軟化階段。當應變在為0%～3%的范圍內，偏應力差值隨著應變的增加而呈快速增長，偏應力-應變曲線呈線性關系，該階段即為土體的彈性變形階段。隨后，當應變ε達到5%左右時出現峰值，其后隨著應變的增加偏應力差值的變化趨于平緩，并最終保持略微下降的趨勢。對比分析未凍融狀態及凍融狀態下深部黏土重塑土的偏應力-應變曲線，我們發現，在相同圍壓以及相同含水率的條件下，凍融作用使得土樣的偏應力峰值強度略有下降，并且偏應力-應變曲線也由軟化型變為硬化型，曲線分為兩個階段：線彈性變形階段、硬化階段。取軸向應變為10%所對應的偏應力為極限強度，在偏應力小于極限強度時，其變形發展相對較小，在偏應力大于極限度后，變形發展較快。

圖3 不同條件下深部黏土偏應力-應變曲線Fig.3 Deviant stress-strain curves of deep clay under different conditions

對于土體在凍融前后偏應力-應變所表現出的非線性關系，以及在破壞階段出現的應變軟化、應變硬化兩種情況，在研究中一般采用非線性數學模型來描述此過程中偏應力-應變關系。其中，描述應變硬化現象最具代表性的非線彈性本構模型為鄧肯-張雙曲線模型，該模型認為硬化型曲線偏應力與軸向應變之間符合公式（1）的變化規律，因而滿足線性變化關系。圖4中給出了凍融狀態下9 組試驗應變硬化的變化規律，可見，深部重塑黏土經凍融作用后，整體呈現出較好的線性關系。通過對試驗數據進行擬合，得出各組試驗對應的參數a、b數值，擬合結果見表3 所示，并且數據擬合的相關系數R2平均數達0.9816，擬合效果較好。

圖4 鄧肯-張模型ε1 (σ 1 - σ3 )與ε1變化規律曲線Fig. 4 Variation curves of ε1 (σ 1 - σ3 )and ε1 in Duncan-Zhang model

表3 鄧肯-張模型參數表Table 3 Parameters of Duncan-Zhang model

雖然鄧肯-張模型參數簡單且物理意明確，但卻無法描述土的應變軟化現象。為了描述凍土的應變軟化現象，賴遠明等［19］提出一種修正的鄧肯-張模型。在該模型下，應變軟化型曲線偏應力與軸向應變之間符合公式（2）的變化規律與ε1也不再是線性變化關系。圖5給出了深部重塑黏土未凍融狀態下與ε1之間的關系，從數據擬合過程中我們可以發現，修正后的鄧肯-張模型參數m、l隨著重塑土干密度與圍壓的增大而增大，而參數n的變化則恰恰相反。具體的擬合結果如表4 所示，各組數據的擬合相關系數均在0.98 以上，擬合效果好。

圖5 修正的鄧肯-張模型ε1 (σ 1 - σ3 )與ε1變化規律曲線Fig. 5 Variation curves of ε1 (σ 1 - σ3 )and ε1 in modified Duncan-Zhang model

表4 修正的鄧肯-張模型系數Table 4 Modified Duncan-Zhang model coefficients

2.2 抗剪強度

深部重塑黏土的抗剪強度根據試驗測得偏應力指標來表征，對于應變軟化型偏應力-應變曲線取峰值強度所對應的偏應力作為極限強度。而對于應變硬化型曲線，取軸向應變為10%所對應的偏應力作為極限強度(σ1-σ3)f，由此得出不同條件下的極限強度如圖6所示。

圖6 不同條件下深部黏土極限強度柱狀圖Fig. 6 Histogram of ultimate strength of deep clay under different conditions

從圖中我們可以看出，深部重塑黏土經凍融作用后其極限強度產生明顯的下降，在同圍壓、同干密度的情況下，極限強度平均降低了36.9%，最高達48.8%（圍壓8 MPa，干密度1.98 g·cm-3），土體的抗剪強度產生了較為明顯的劣化。此外，由于三軸剪切試驗采用的是正交試驗設計，為了得到各影響因素對其偏應力的影響顯著性，對試驗結果進行了正交試驗直觀分析，結果如表5 所示。由表5 我們可知，對于偏應力q的變化，影響顯著性依次是：干密度（極差1.423）、融化溫度（極差1.030）、凍結溫度（極差0.947）、圍壓（極差0.883）；經凍融作用后深部重塑黏土的極限強度隨融化溫度的升高而降低，而對于圍壓、干密度和凍結溫度而言，尚未表現出明顯的相關性；同時，結合圖6發現凍融作用后深部重塑黏土抗剪強度隨干密度的增加其劣化現象愈發明顯，均值較之同一干密度條件下未凍融土分別下降了10.6%（干密度1.69 g·cm-3）、18.6%（干密度1.84 g·cm-3）、41.0%（干密度1.98 g·cm-3）。

表5 極限強度正交試驗直觀分析表Table 5 Direct analysis table of orthogonal test of ultimate strength

2.3 割線模量

目前，對于凍融土彈性模量還尚未有統一的標準，不同行業對土的彈性模量的計算方法也有其各自規定。《中華人民共和國煤炭行業標準》（MT/T 593.5—2011）［20］取應力-應變曲線上破壞應力50%處所對應的割線模量作為凍土的彈性模量，由此獲得的不同條件下深部重塑黏土割線模量柱狀圖，如圖7所示。

圖7 不同條件下深部黏土割線模量柱狀圖Fig. 7 Histogram of secant modulus of deep clay under different conditions

深部重塑黏土在經歷凍融作用后，其應力應變曲線上0.5 倍強度處的割線模量E0.5總體呈下降趨勢，在同圍壓、同干密度的情況下，E0.5最大減少了72.0%（圍壓4 MPa，干密度1.69 g·cm-3）。結合表6 可知，干密度是影響凍融作用后深部重塑黏土割線模量E0.5的主要因素，凍結溫度、融化溫度、圍壓相比于干密度對割線模量的影響較弱。凍融作用下，各因素對深部重塑黏土割線模量的影響變化從大到小依次是：干密度（極差249.636）、凍結溫度（極差147.300）、融化溫度（極差145.430）、圍壓（極差120.600），同時各因素也呈現出不同的變化規律，割線模量E0.5隨圍壓的增大、融化溫度的升高而逐漸減小，但對于干密度與凍結溫度而言，卻未能表現出明顯的相關性。對于同一干密度條件下，凍融作用使割線模量的均值大小分別下降了47.3%（干 密 度1.69 g·cm-3）、16.3%（干 密 度1.84 g·cm-3）、1.6%（干密度1.98 g·cm-3），變化規律與抗剪強度變化規律呈相反趨勢。

表6 割線模量正交試驗直觀分析表Table 6 Direct analysis table of secant modulus orthogonal test

3 結論

本文通過固結不排水三軸剪切試驗探討了凍融作用對深部重塑黏土強度特性的影響作用，通過分析主要得到以下結論：

（1）深部重塑黏土在未凍融時，其偏應力-應變曲線多為軟化型，曲線大致分為三個階段：線彈性變形階段、損傷演化階段、峰后軟化階段，凍融狀態下的偏應力-應變曲線多為硬化型，曲線主要分為兩個階段：線彈性變形階段、硬化階段，凍融作用下深土重塑土的偏應力-應變曲線由軟化型轉變成硬化型。

（2）分別采用鄧肯-張模型以及修正后的鄧肯-張模型對應變硬化和應變軟化兩種偏應力-應變曲線進行擬合，其中對于應變硬化型曲線，滿足線性變化關系，而應變軟化型曲線呈現二次多項式變化規律，兩者的數據擬合效果較好。

（3）深部重塑黏土經凍融作用后，抗剪強度最大降低了48.8%，割線模量E0.5最大減少了72.0%。由此可見深部高密度黏土經有載凍融后，其力學性能出現明顯劣化。

（4）各試驗因素對抗剪強度的影響顯著性依次是：干密度、融化溫度、凍結溫度、圍壓；對于割線模量E0.5的影響顯著性依次是：干密度、凍結溫度、融化溫度、圍壓。可見初始干密度對深部凍融黏土的強度和割線模量有重要影響，而圍壓影響較小。