溫度對季凍區粉質黏土強度及變形特性的影響

孫超, 宋韜, 郭浩天, 楊凱

(吉林建筑大學測繪與勘查工程學院, 長春 130118)

隨著中國經濟的不斷發展,中國工程建設不斷發展,東北地區巖土工程建設不斷推進。在此環境之下,工程越冬成為必然。冬季氣溫的降低,土體中的水分在低溫的環境下凍結成冰,水的相態變化會使土體結構發生不同程度的變化,從而對土體的強度和變形產生影響[1-3]。其最根本的影響因素即溫度,不同溫度條件下土體中水分的賦存狀態是不同的,尤其是在負溫時,溫度越低土體中的成冰現象越明顯,對土體的影響程度也越大[4]。由此造成的土體強度和變形問題為工程的設計、施工帶來了許多的困擾和不便。為此研究溫度變化對土體強度以及變形的影響規律極為重要。

有關凍土中外學者進行了大量的室內試驗,對凍土的強度和變形進行了相應的研究。李曉芳等[5]對不同初始含水率,不同細顆粒狀小組含量的土樣設置不同的凍融循環次數,通過凍融循環試驗,分析了以上條件對土體凍融變形的影響。劉亞等[6]通過試驗得出溫度條件不同時,試樣的極限偏應力也會有所不同,負溫條件下,凍土的強度隨著溫度的升高表現出降低的趨勢。徐傳召等[7]采用全球數字系統(global digital system,GDS)低溫振動三軸儀試驗測試不同凍融循環和圍壓條件下試樣土的靜力特征,并計算其抗剪強度指標,得出了黏土、粉質黏土、粉土質砂3種典型季凍土的黏聚力和內摩擦角變化規律。全曉娟等[8]開展不同初始含水率和不同凍融循環次數下的重塑土抗剪強度變化研究,結合壓電陶瓷監測試驗,得出青藏黏土凍融條件下,抗剪強度、黏聚力、內摩擦角的變化趨勢。胡田飛等[9]以青藏高原粉質黏土為研究對象,通過改變土體的壓實度,并設置不同的凍融循環次數,對其進行三軸試驗,對比分析了凍融循環對下不同壓實度粉質黏土抗剪強度以及其參數的影響。雷樂樂等[10]在設置不同的應力水平值的試驗條件下,對凍結黏土進行應力主軸單向旋轉試驗,總結了凍結黏土強度隨應力水平值變化的規律。Idris等[11]為了探究非飽和土抗剪強度與土體基質吸力之間的關系,通過改進的可以控制基質吸力的三軸測試系統對非飽和土進行試驗,最終得出隨著圍壓的增加,基質吸力越大的土體最終的剪應力也越大。Hu等[12]通過控制三軸測試系統的應變速率和凈圍壓對非飽和土進行抗剪強度試驗,分析總結了高低圍壓下,土體抗剪強度峰值隨應變速率的變化規律。Yin等[13]對K0固結重塑黏土進行不排水三軸壓縮實驗,以此探究初始含水量對土體孔隙水壓力響應以及剪切特性的影響,結果表明土體不排水抗剪強度隨初始含水量的增加而減小。

目前有關非飽和土,大部分學者多在正溫條件下對其進行相應的研究,有關負溫條件下的凍土研究大都為飽和凍土相關試驗。而對于季凍區土體而言,不同溫度和不同飽和度均會對其產生較大的影響[14-15],現有研究成果當中在控制基質吸力條件下,通過改變溫度條件對天然狀態土體進行的試驗研究相對缺乏。有關土體變形的研究也多為不同溫度下飽和土的凍脹以及凍深預測[16-18]。但實際工程中包括路基土及基坑等巖土工程所涉及的土體大部分為非飽和土體。而目前已有研究中,對于此方面的研究相對缺乏。鑒于此,以典型季凍區長春地區廣泛分布的粉質黏土為研究對象,通過室內試驗以溫度為變量,分析總結了天然含水率非飽和粉質黏土與飽和粉質黏土抗剪強度指標,以及無軸向壓力條件下軸向位移隨溫度的變化情況。試驗結果可為長春地區工程建設提供理論參考。

1 試驗土樣與方案

1.1 試樣基本性質

試驗用土取自長春軌道交通七號線公平路至東環城路站,通過LS-909型激光粒度儀采用干法對土樣進行顆粒分析,如圖1所示,所得土樣顆粒級配曲線如圖2所示。依據《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)[19]利用試驗土樣多余部分,通過室內試驗測定所取回土的密度、天然含水率、液塑限含水率等基本物理力學性質,所得其基本物理性質如表1所示。由顆分曲線可知土中粉粒(d=0.005～0.075 mm)含量超過50%,黏粒(d<0.005 mm)含量占30%～40%,粉粒百分含量相對較高,當土壤中存在毛細孔隙時,毛細現象明顯[20],由塑性指數可得試驗所用土體為粉質黏土,由液性指數可得試驗所用土體的狀態為可塑狀態。

表1 土樣基本物理性質Table 1 Basic physical properties of soil samples

圖1 LS-909型激光粒度儀Fig.1 LS-909 laser particle size analyzer

圖2 土樣顆粒級配曲線Fig.2 Grain distribution curve of soil sample

天然狀態下的粉質黏土大都處于非飽和狀態,由于土體內部同時存在著氣相和液相,使其受基質吸力作用,進而導致的飽和粉質黏土與天然狀態下的非飽和粉質黏土在力學性質上會有極大的不同[21]。為獲取天然狀態下試驗土樣的基質吸力值,采用GEO-Experts壓力板儀對其持水能力進行試驗研究,壓力板儀如圖3所示。該壓力板儀主要由垂直氣動加載裝置、氣壓調節平臺、水體積檢測系統、氣壓板儀組件等部分構成。為了與實際工程土體的狀態相符,試驗當中先將土樣進行飽和,然后通過GEO-Experts壓力板儀對土樣逐級施加基質吸力,同時記錄相應基質吸力下排除水的體積。以此模擬實際工程當非飽和土的形成過程。將吸力的測試范圍設定在0～400 kPa,試驗過程中將吸力由5 kPa增加至400 kPa,分18級進行加載,根據得出的試驗數據繪制土-水特征曲線,最終得出體積含水率與基質吸力的關系如圖4所示,可知該試樣天然狀態下具有的基質吸力約為70 kPa。

圖3 GEO-Experts壓力板儀Fig.3 Geo-Experts Pressure plate instrument

圖4 體積含水率與基質吸力關系Fig.4 Relationship between volume water content and matric suction

1.2 試驗方案及設備

為明確溫度變化對天然狀態及飽和狀態下粉質黏土強度以及變形的影響,選擇溫度和圍壓為試驗變量,將非飽和土的基質吸力控制在70 kPa,分別設置凈圍壓為100、200、300 kPa,根據長春全年溫度變化,將溫度分別控制在25、0、-2、-6、-10、-20 ℃,根據實際工況本試驗采用固結不排水的試驗方法,利用圖5所示GDS非飽和土三軸測試系統對試樣進行三軸試驗,GDS非飽和土三軸測試系統可通過控制孔隙氣壓及反壓來改變土的基質吸力,同時給土樣施加軸向及徑向壓力。當土體處于非飽和狀態時,使用非飽和土三軸儀可以更好地模擬出土在天然狀態下的力學特性。依據規范及研究經驗,土樣的凍結時間設置為12 h,試驗采用應變控制加載方法,設定剪切速率為0.1%/min,試驗終止的條件為應變達到15%。為使飽和土與非飽和土形成對比,本試驗中飽和土樣通過圖6所示的GDS 溫控式靜/動三軸測試系統進行剪切試驗,溫控動態三軸試驗系統可以模擬土體的外部溫度環境,對土樣進行凍融循環試驗,應力-應變循環加載,動三軸試驗可以監測試樣孔隙水壓力的變化。試驗同樣采用固結不排水的試驗條件,并且設置與非飽和土相同的溫度以及圍壓條件,即分別設置凈圍壓為100、200、300 kPa,將溫度分別控制在25、0、-2、-6、-10、-20 ℃,采用應變控制加載方法,設定剪切速率為0.1%/min,試驗終止的條件為應變達到15%。

圖5 GDS 非飽和土三軸測試系統Fig.5 GDS triaxial test system for unsaturated soil

圖6 GDS 溫控式靜/動三軸測試系統Fig.6 GDS temperature controlled static/dynamic triaxial test system

2 試驗結果分析

2.1 土體應力-應變分析

應力-應變曲線能夠比較好地反映土體變形特征以及強度性能等問題[9]。圖7、圖8分別為不同圍壓、溫度條件下,天然狀態下非飽和粉質黏土的應力-應變曲線以及飽和粉質黏土的應力-應變曲線。由圖7和圖8可知,天然含水率下的非飽和粉質黏土與飽和粉質黏土同樣具有應變硬化的特性。在初始剪切階段,偏應力增長迅速,在應變達到某一特定值之后,偏應力增長速率開始呈現出緩慢增長的趨勢。

T為溫度,單位:℃;ε為軸向應變,單位:%;σ1為軸應力,單位:kPa;σ3為徑向應力,單位:kPa圖7 非飽和土體應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain curve of unsaturated soil

對于天然含水率下的非飽和粉質黏土,由圖7、圖8可以看出,在25 ℃以及正溫條件下,圍壓不同時相同溫度下的應力-應變曲線存在一定的差異;在-2 ℃以及更低的負溫條件下,圍壓不同時相同溫度下的應力-應變曲線并沒有太大的差異,反而呈現出一種近似的狀態。若基質吸力為固定值時,相同圍壓條件下,當溫度降低時,偏應力會隨溫度的降低出現下降的趨勢。說明溫度會對土體的抗剪強度造成比較大的影響。非飽和土在25 ℃表現出應變硬化狀態的原因是非飽和土中由于內部存在一定的孔隙,其內部就會存在一定的基質吸力,土體內部有存在一定的吸附強度,從而導致在剪切過程當中,土體會出現應變硬化的現象。隨著溫度的降低,土體內部水分達到冰點開始凍結成冰,土體內部水的狀態由水的膠結狀態轉變稱為冰聯結狀態。相較于膠結狀態的水,聯結冰的強度要遠遠高度其強度。由圖4可知,本試驗用土天然含水率狀態下的非飽和土的基質吸力為70 kPa,此時土中水的含量比較高,吸附作用較小,因此負溫條件下,土體中水分成冰之后其強度足以彌補吸附強度,土體在剪切過程中呈現出應變硬化性。

對于完全飽和的粉質黏土,其應力-應變曲線所表現出的狀態與天然含水率下的非飽和粉質黏土相同。在25 ℃的正溫條件下,相同溫度不同圍壓條件下,應力-應變曲線存在一定的差異,而在0 ℃以及更低的負溫條件下,不同圍壓應力-應變曲線表現出較為接近的狀態,且隨著溫度的不斷降低,其應力-應變曲線近似相同。且其在整體上都表現出應變硬化性。在25 ℃以及正溫狀態下,伴隨著圍壓的提高其固結程度也有所提升,其抵抗剪切破壞的能力也有所增強,土體在剪切過程中呈現出硬化性。在負溫條件下,隨著溫度的下降土中水達到冰點凍結成冰,與非飽和土類似的是飽和粉質黏土內部的水分由正溫時的膠結狀態轉變為冰聯結狀態,因此其抗剪切能力進一步加強,其在剪切過程中同樣表現出應變硬化性。

2.2 土體抗剪強度分析

根據GDS 非飽和土三軸測試系統所得試驗數據得到的應力-應變曲線繪制的莫爾應力圓,由此通過軟件擬合得出莫爾應力圓的公切線如圖9所示。最終得到各溫度下的土體的總黏聚力和有效內摩擦角的數值如圖10、圖11所示。

圖9 抗剪強度包線變化曲線Fig.9 Wrapping curve of shear strength

圖10 總黏聚力變化曲線Fig.10 Total cohesion change curve

圖11 有效內摩擦角變化曲線Fig.11 Internal friction angle change curve

從圖10可以看出,隨著溫度的降低,土體的總黏聚力呈現出不斷增長的趨勢,在正溫25 ℃時,土體的總黏聚力值為33.64 kPa,在0 ℃時,土體的總黏聚力值為323.6 kPa,增長了約10倍。當溫度降低至-20 ℃時,總黏聚力值達到了3 025.72 kPa,相比0 ℃也近似增加了10倍。從圖10可以看出,負溫情況下由0 ℃降至-20 ℃溫度變化過程中黏聚力的增長速度遠遠大于正溫25 ℃降至0 ℃溫度變化過程中的黏聚力增長速度。這說明負溫會在極大程度上影響土體的總黏聚力。而在負溫時土體總黏聚力增長過程又表現出不同的增長速度,溫度由0 ℃降至-6 ℃過程中總黏聚力的增長速度要大于溫度由-6 ℃降至-20 ℃這個過程中總黏聚力的增長速度。分析其原因可能是在溫度由0 ℃降至-6 ℃的過程中由于土中自由水的含量較高,所以水分凝結成冰的速度比較大,從而導致土體總黏聚力呈現一種快速增長的趨勢,溫度由-6 ℃降至-20 ℃的過程中,由于土中自由水含量的相對減少,土中水分凝結成冰的速度受到了一定程度的影響,從而土體的總黏聚力的增長速度也受到了一定程度的影響。相較于總黏聚力,有效內摩擦角的變化并不是特別明顯,如圖11所示,隨著溫度的降低,有效內摩擦角呈現出降低的趨勢,25 ℃時有效內摩擦角為18.6°,-20 ℃時有效內摩擦角為11.7°,變化幅度并不大。可知負溫對內摩擦角并不會產生太大程度的影響。

為了與天然含水率下的粉質黏土形成對比,將土體飽和后利用GDS溫控式靜/動三軸測試系統,設置相同圍壓相同負溫條件對飽和之后的粉質黏土進行剪切試驗,根據試驗得到的應力-應變曲線繪制莫爾應力圓,由此通過軟件擬合得出莫爾應力圓的公切線如圖12所示。最終得到各溫度下的土體的總黏聚力和有效內摩擦角的數值如圖13、圖14所示。通過圖13不難發現,飽和粉質黏土總黏聚力與天然含水率下的非飽和粉質黏土的總黏聚力其隨溫度變化所呈現的變化趨勢是近似相同的。即25 ℃降至0 ℃過程中總黏聚力的增長速度要遠遠小于0 ℃降至-20 ℃過程中總黏聚力的增長速度。且負溫降溫過程中,0 ℃降至-10 ℃過程總黏聚力的增長速度要大于-10 ℃降至-20 ℃過程中總黏聚力的增長速度。這說明不論是飽和狀態下的粉質黏土還是非飽和狀態下的粉質黏土,溫度降低過程中尤其是負溫降低過程中溫度會對土體的總黏聚力造成很大程度的影響。但是對于內摩擦角來講,在溫度變化過程中,飽和土的有效內摩擦角表現出了與非飽和土不同的變化趨勢。如圖14所示,溫度由25 ℃降至-6 ℃的過程,有效內摩擦角表現出不斷下降的趨勢,溫度由-6 ℃降至-20 ℃的過程,有效內摩擦角卻有所增長。分析其原因可能是在溫度由25 ℃降至-6 ℃的過程中,在正溫時,由于土體內部水黏滯性的提高,減小了土體內部顆粒表面的滑動摩擦,從而導致有效內摩擦角的降低,在負溫時由于內部的成冰作用,且在-6 ℃之前土體內部水分并未完全凍結成冰,仍存在一部分的自由水,而冰晶又存在一定的潤滑性,這使得土體內部顆粒嵌固作用降低,從而導致內摩擦角減小,當溫度小于-6 ℃時,隨著溫度的不斷降低,土體內部成冰作用的不斷加強,伴隨自由水的減少,且由于圍壓的存在,土體內部顆粒之間的嵌固作用有所增強,因此有效內摩擦角有所提升。

圖12 抗剪強度包線變化曲線Fig.12 Wrapping curve of shear strength

圖13 黏聚力變化曲線Fig.13 Total cohesion change curve

圖14 有效內摩擦角變化曲線Fig.14 Internal friction angle change curve

對比圖10與圖13,相同試驗條件下的非飽和粉質黏土與飽和狀態下的粉質黏土相比而言,飽和粉質黏土的同條件的下的總黏聚力要小于天然含水率的非飽和粉質黏土,這是因為相比于飽和粉質黏土,非飽和土內部存在基質吸力,基質吸力存在增加了非飽和土的總黏聚力。

2.3 土體變形特性

對于凍土而言隨著溫度的降低,土體內部的水分凍結成冰,相應的土體的體積就會發成不同程度的膨脹[22-23],為了研究凍土的變形規律,本試驗以溫度和圍壓為變量,通過GDS非飽和土三軸測試系統對天然狀態下非飽和土以及GDS溫控式靜/動三軸測試系統對飽和粉質黏土,進行實驗,在無軸向壓力的條件下觀察其一次凍結之后的軸向變形位移。試驗中以12 h為一次凍結,通過計算機記錄軸向位移的大小,以12 h后軸向位移的大小作為最終位移量。將最終試驗結果進行繪制如圖15、圖16所示。

圖15 非飽和土(70 kPa基質吸力)軸向變形Fig.15 Axial deformation of 70 kPa matric suction unsaturated soil

圖16 飽和土軸向變形Fig.16 Axial deformation of saturated soil

圖15為天然含水率(70 kPa基質吸力)條件下的非飽和土在不同圍壓、不同溫度條件其軸向變形量。由試驗數據可知,隨圍壓增大,相同溫度下的土體軸向位移量會相對有所減少,這是因為隨著圍壓的增大,土體內部固結程度增大,土體顆粒之間的孔隙相對減少,土顆粒變得更加緊密,這在一定程度上抑制了凍結過程中自由水的豎向遷移,從而使水分更多地發生原位凍脹,因此抑制了土體凍結過程中的豎向變形。圍壓恒定時,隨著溫度的降低土體變形呈現遞增的趨勢,且不同圍壓條件下,其增長趨勢近乎相同。

圖16為飽和土體在不同圍壓不同溫度下的軸向變形,其在不同圍壓相同溫度以及在相同圍壓不同溫度條件下呈現出于非飽和土近似相同的變形現象,但與非飽和土不同的是在200、300 kPa的條件下,飽和土體的軸線變形增長表現出先期快速增長后期有所減緩的的趨勢。其原因可能在于降溫初期階段靠近凍結緣的土體中的水分先發生快速凍結,隨著溫度的降低以及土體內部水分凝結成冰,土體內部溫度傳遞減慢,相較于起始土體凍結成冰的速度,內部水分成冰作用有所減緩,進而變形增長速率有所下降。

通過對比非飽和土與飽和土在相同條件下軸向變形可以看出,相同圍壓、相同溫度的試驗條件下,非飽和土相較于飽和土體軸向變形量略小。這是由于相比于非飽和土,飽和土體含水率要高于天然含水率的非飽和土體,從而在溫度降低的過程中飽和土體內會有更多的水分凍結成冰,因此相同條件下,隨著溫度的降低飽和土體完全凍結之后土體內部含冰量要高于非飽和土體,水冰相變導致的體積膨脹對土體的軸向變形造成了明顯差別的影響。

3 結論

以典型季凍區廣泛分布的粉質黏土為研究對象,通過GDS非飽和土三軸測試系統對天然狀態下非飽和土以及GDS溫控式靜/動三軸測試系統對飽和粉質黏土,在不同溫度條件下的強度及變形特性進行研究,得出如下結論。

(1)正溫狀態下由于圍壓作用的存在,土體固結穩定后土體承受的剪應力隨圍壓增大而增大。負溫條件下,水冰相變造成土體內部冰膠結強度足以彌補相變過程中損失的強度,使得剪切過程中,土體應力-應變曲線表現出應變硬化的特性。

(2)對于天然狀態非飽和土,隨著溫度的降低,水冰相變產生的冰膠結黏聚力及基質吸力產生的表觀黏聚力均增加,使得溫度從25 ℃降至-20 ℃的過程中,土體整體黏聚力表現出增加的趨勢。負溫產生的冰膠結作用對土的黏聚力影響較大,使得負溫降溫過程總黏聚力增幅大于正溫降溫過程黏聚力增幅。整個降溫過程中,土體有效內摩擦角呈降低趨勢,但整體變化幅度較小。

(3)對于飽和狀態土體,降溫過程中由于孔隙水黏滯性的提高及水冰相變冰膠結黏聚力的增加,土體總黏聚力表現出隨溫度降低不斷增加的變化趨勢。由于非飽和土中基質吸力產生的表觀黏聚力的存在,使得相同試驗條件下,飽和土的總黏聚力小于非飽和土的總黏聚力。正溫降溫階段由于土體內部存在一定的水分遷移,對土體顆粒有一定的潤滑作用,使土體有效內摩擦角不斷降低,負溫降溫階段,水冰相變到一定程度造成土體體積膨脹,同時在圍壓作用下土顆粒間的嵌固作用增強,使得飽和土的有效內摩擦角出現了增長的現象。

(4)含水率的不同造成飽和土體的軸向變形要大于非飽和土。圍壓可以在一定程度上抑制土體內部冰晶體的增長,降低土體凍脹。相同負溫,隨圍壓增大土體軸向位移量呈減少趨勢。圍壓恒定時,隨著溫度的降低土體變形呈現遞增的趨勢,且不同圍壓條件下,其增長趨勢近乎相同。