冻融循环对软土力学性质的影响分析

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(东北林业大学 土木工程学院，哈尔滨　150040)

1　研究背景

软土具有天然含水量大、压缩性高、孔隙比大、强度低的特点[1]。研究人员对我国南方沿海地区的软土工程进行了系统性研究，取得了相当丰厚的研究成果。胡汉兵等[2]以某高速公路软土路堤为研究对象，结合高速公路软土地基沉降监测及沉降预测分析，对软土地基处理做了相关研究；肖广平[3]以天津滨海淤泥质黏土为研究对象，从宏观和微观2个角度对软土的固结蠕变变形性质进行相关研究与分析；汤恒[4]采用理论分析和实际观测对软土地基的处理进行了系统研究；康春光[5]对软土地区路基沉降和侧向变形影响进行了预测分析，为当地的工业民用建筑、道路桥梁修筑、铁道工程施工等提供了充足的理论依据，大大降低了软土施工造成的危害与不利影响。

东北地区是我国湿地类型最多、面积最大、分布最广的地区之一。我国北方地区属于温带大陆性季风气候，夏季高温多雨、冬季寒冷干燥，年温差较大。尤其哈尔滨地区全年平均气温3.5 ℃，最低气温在1月份，最高气温分布在7—8月份，历史最高气温41 ℃，最低气温-41.4 ℃。全年冻结期190 d左右，哈尔滨地区季节性冻土发育，每年10月末开始冻结，最大冻结深度1.98 m。虽然学者对我国北方季冻区软土工程性质也进行了相关研究，但湿地软土物理力学性质研究成果还很少，多数仍停留在工程实践阶段。

目前国内外学者针对冻融循环对各类土体物理力学性质的影响做了大量分析。冻融作用可以分为冻胀与融沉以及冻融循环对土体性质影响等几个方面[6]。现有的冻胀理论相关的计算模型或机理解释有Sill等[7]、Gold[8]和Everett[9]提出并发展起来的毛细理论；由Harlan[10]和Guymon等[11]提出关于热耦合作用导致水分迁移的水动力模型;Miller[12]提出的次冻胀模型等。有关冻土的融沉作用，Morgenstern等[13]提出了一维条件下的融化固结理论；Foriero等[14]基于一维大变形融化理论，建立了一维大变形融化固结理论。关于冻融作用对土体物理力学性质的影响分析，马宏岩等[15]提出在单向冻结条件下，饱和粉质黏土冻胀变形受冷端温度、压实度、温度梯度和补水条件等的影响；丁智等[16]通过室内不排水动三轴试验模拟冻结法施工后冻融软土在地铁循环荷载作用下的动力特性，分析了孔压发展及微观结构；王伟等[17]对不同冻融循环作用后的原状滨海软土进行三轴试验，分析了软土力学性质随冻融循环次数增加的变化。

本文拟通过对东北季冻区湿地软土进行研究，分析冻融循环作用下软土的冻胀与融沉规律，并通过室内三轴试验分析软土随冻融循环次数的增加其力学性质及力学参数的试验规律，深入掌握湿地淤积结构性软土的物理力学性质，为季冻区湿地软土的工程设计和施工提供依据。

2　土样性质及试件制备

2.1　土样性质

试验所用软土土样取自哈尔滨市松花江避暑城战备路工程项目。该项目路段全长约1 299.297 m，起止里程ZBK0+060—ZBK2+239.275，场地类型为潮湿-过湿类。结合该道路工程某一路段，取土深度11 m，首先进行原状土试样指标的测试，测得其物理基本指标见表1。

表1　土样物理特性指标

2.2　试件制备

对土样进行描述后将块状扰动土样风干至可碾散。根据试验所需土样数量，将用木碾碾散后的土样过2 mm筛，并充分拌匀。取代表性土样测定其含水率，按《公路土工试验规程》(JTG E40—2007)配制所要求含水率土样。本文采取三轴试验标准试件，土样尺寸均采用试样高度为80 mm、直径为39.1 mm的圆柱形，配制土样含水率为30%。试样制备采用压样法，分3层将湿土倒入压模内，拂平土样表面，控制试件质量准确至0.1 g，以静压力将土样压至一定高度，用推土器将土样推出。

3　试验方案

为研究冻融循环作用下软土冻胀融沉特性以及冻融循环作用对软土力学性质的影响，从2个方面进行研究：一方面，对软土试件经历不同冻融循环次数后进行体积量测，研究软土随冻融循环次数的冻胀融沉规律；另一方面，通过三轴试验分析不同冻融循环次数下软土抗剪强度τ、黏聚力c、内摩擦角φ的变化规律。

3.1　冻融试验

为实现模拟大气环境下土层自上而下的冻融过程，将制备好的三轴标准试件按序排列摆放在自制保温箱内，保温箱呈立方体状，四周加封10 cm厚泡沫保温板，不加顶盖。然后将保温箱放入DX40-200低温试验箱，仪器恒温范围-40 ℃～25 ℃，其温度控制精度为±1 ℃。冻融循环温度设置为：-20 ℃条件下冻结12 h，20 ℃条件下融化12 h；冻融循环次数设置为0，1，3，6，10，15次。因冻融循环过程涉及到水分迁移，为防止水分蒸发流失，除为试件套设橡皮胶套外另设一层保鲜膜。为保证试验数据的准确性，每组试验设置3个平行试件取平均值。

3.2　冻胀融沉测定

为探究冻融循环作用下试件的冻胀融沉规律，对经历冻胀与融沉后的试件进行体积观测。在经历每次冻融后，小心将试件取出去除外围保鲜膜，分别对3个平行试件进行直径与高度的测量。测量工具采用无锡游标卡尺，量程0～150 mm，精度0.02 cm。考虑在冻融循环过程中试件变形的不均匀性，对每个试件沿高度方向进行5次横断面直径测量取平均值，高度变化则任意选定试件2个竖向正交方向进行4次测量取平均值。

3.3　三轴试验

为研究软土力学性质及力学参数随冻融循环作用的变化情况，将经历冻融循环的试件进行体积测定后立即准备三轴试验。武尚等[18]通过三轴试验对灰岩屈服强度、峰值强度、残余强度与围压的关系进行了探讨；张玉等[19]研究了碎屑砂岩在三轴压缩下的强度和变形特性；乐崇浩[20]基于减压三轴压缩试验对裂隙性黄土的力学特性、变形破坏机理、本构模型进行了系统的研究。针对软土施工性质，本次试验采用《公路土工试验规程》(JTG E40—2007)中的不固结不排水三轴压缩试验。试验仪器采用南京宁曦土壤仪器有限公司生产的TSZ全自动三轴仪(图1)，围压设定为50，100，200 kPa 3种状态，剪切速率设定为0.6%/min，试验结果以出现剪切峰值为标准。

图1　TSZ全自动三轴仪

4　试验结果与分析

4.1　冻胀融沉规律

按照上述试验方案对经历不同冻融循环次数的试件进行体积测定，D0，D1，D3，D6，D10，D15依次表示各冻融循环工况。将D0组试件置于室温条件下，不参与冻融循环，其余条件均与试验组相同，将试验数据进行处理分析后绘制如图2所示。

图2　各次冻融循环作用条件下冻胀融沉规律

对比D0情况，由图2可得，D0组在相同时间间隔内体积增大仅0.98%。分析认为，试件在制备过程中通过万能液压仪提供静压力，制件完成后在静置条件下，应力释放，导致土体体积在一定范围内出现回弹趋势；而D1组在经历第1次冻结后体积膨胀率为4.62%，经过12 h的融化，体积收缩率为3.40%；D3组试件在经历第3次冻结后，体积膨胀率为2.23%，体积收缩率1.78%；D6，D10，D15组试件在经历各次冻融循环后体积变化率几乎为0，可忽略不计。由此分析可得，在经历6次冻融循环后，试件体积变化逐渐趋于稳定，冻胀融沉现象已出现小范围波动定值。

土体在冻结过程中出现冻胀现象主要是因为冰晶体的存在。随着温度的逐渐降低，土体中所含水分处于亚稳定状态，当达到冻结温度时自由水开始冻结，自由水冻结完成后结合水进一步冻结。随着冻结过程的发生，孔隙水冻结成冰，冰晶体体积增大破坏土颗粒之间的联结作用,导致土体内部孔隙增大，土骨架重新排列。而冰晶融化之后，土体不可能恢复原状，所以导致融化后体积收缩率略小于膨胀率。

从微观角度进行分析，胡学涛等[21]在固化污泥不同冻融循环次数扫描电子显微镜图(Scanning Electron Microscope，SEM)分析中对孔隙大小进行如下分类：微孔(<0.1 μm)、介孔(0.1～1.0 μm)、小孔(1～10 μm)、中孔(10～100 μm)、大孔(>100 μm)。研究表明，在第1—第5次冻融循环结束后，大孔、中孔、微孔体积百分比变化不大，而介孔体积百分比明显减小，小孔体积百分比显著增大。5次冻融循环以后，小孔、介孔百分比均趋于稳定，而中孔和大孔体积明显增大，但孔隙体积总量相差却很小，孔隙总体积基本相同。此研究结果与本文试验结果殊途同归，从宏观、微观2个方面均表明在冻结初期，土体在冻融循环作用下发生体积变化，第1次冻结对土体的冻胀影响最为强烈，当经历6次冻融循环后，土体体积虽仍有小范围波动，但已逐渐趋于定值，冻胀融沉现象稳定。

4.2　三轴试验结果分析

冻融循环作用对软土力学性质的影响分析至关重要。本文通过对经历各次冻融循环作用后的试件进行三轴试验，测定其抗剪强度、黏聚力、内摩擦角随冻融循环作用的变化，并做如下分析。

如图3所示，通过测定不同围压、不同冻融循环次数条件下的软土抗剪强度。剪切峰值(σ1-σ3)的变化随冻融循环次数的增加呈现出先减小后增大的趋势，且在第6次冻融循环完成后出现最小值。在经历第1次冻融循环后，软土剪切峰值降低为原状土的90%，随着冻融循环次数的增加，当冻融循环到第6次时，剪切峰值降低为原状土的80%。在第6—第15次冻融循环过程中，软土剪切峰值逐渐增大，经历10次冻融以后，逐渐趋于平缓，15次冻融循环结束后，恢复到冻融循环作用之前95%以上。

图3　不同围压下剪切峰值与冻融循环次数的关系

图4　抗剪强度随围压变化规律

软土抗剪强度大小与围压变化有显著关系，随着围压增大，软土抗剪强度值明显增大。任取D0组试件σ-τ图(图4)可得，软土抗剪强度随围压变化可由摩尔-库伦定律τf=c+σtanφ表示。且各次冻融循环结束后的抗剪强度变化均满足如图3所示规律，各莫尔应力圆相关系数R≥0.90，因文章篇幅有限不作赘述。

图5(a)为黏聚力与冻融循环次数关系。由图5(a)可得，黏聚力随冻融循环次数的增加也呈现先减小后增大的规律，且在6次循环完成后出现最小值，第6—第15次冻融循环过程中，软土黏聚力不断增大。黏聚力c与抗剪强度τ随冻融循环次数的变化规律如出一辙(如图3)，可见黏聚力c的变化对软土抗剪强度的影响有显著作用。

图5(b)为内摩擦角与冻融循环次数关系。由图5(b)可得，内摩擦角随冻融循环作用在一定范围内虽有所波动，但其角度变化控制在1°范围之内。由摩尔-库伦定律，内摩擦角tanφ变化量级只有0.01，对抗剪强度的影响可忽略不计。因此，可认为冻融循环作用对软土内摩擦角φ无影响，软土抗剪强度随冻融循环次数的变化规律与内摩擦角无显著关系。

图5　黏聚力和内摩擦角随冻融循环次数的变化规律

常丹等[22]通过冻融循环对青藏粉砂土力学性质研究得到，在冻融7～9次以后，试样的抗剪强度降到最低，后又随着冻融循环次数的增加而逐渐升高。且通过考虑交互作用时静强度影响因素的显著性检验，得出冻融循环次数对抗剪强度参数的影响较大，冻结温度对土体力学性质的影响较小且无明显规律。

根据对土体冻融循环作用后的微观结构及孔压变化的分析[23]，在软土冻结前，经观察土体单元多为块状，以面-面形式接触，土颗粒之间接触紧密。在低温冻结作用下，因为冰晶体的凝结导致土体不均匀挤密，破坏原有稳定结构。孔隙水融化后留下较大孔隙，土体结构呈现絮状和蜂窝状，土颗粒多以点-面、点-点形式接触。同时，颗粒间孔隙也明显增多。冻胀作用导致土体之间的联结作用被破坏，使土体颗粒间黏聚力下降。随着冰晶体的融化，因为孔隙水来不及排除，导致土体孔压急剧上升，土体有效应力减小，土体抗剪强度减弱。第1次冻融循环作用对土体结构破坏最为明显，导致土体骨架重新排列，土体抗剪强度、黏聚力减小。随着冻融循环次数的增加，冻融循环作用对土体结构造成二次、多次破坏，当达到第6次冻融循环后，土体新的骨架排列形成，土体颗粒间的联结力达到二次平衡，且冻融循环作用作为影响土体结构性的一个扰动因素，与扰动、浸水和加荷破坏土的结构性具有相同的性质，因此可用冻融结构势[24]来解释第6—第15次冻融循环作用过程中土体抗剪强度逐渐增大的现象。因土体的摩阻力由土颗粒之间的摩擦作用引起，而冻融循环作用只破坏土体颗粒之间的联结作用，对土粒本身的颗粒大小、形状等无影响，所以内摩擦角φ不随冻融循环次数的增加而变化。

5　结　论

本文通过对冻融循环作用后的软土试件进行体积量测及三轴试验，根据宏观试验数据以及对软土在冻融循环作用过程中的冻胀融沉规律、力学性质及参数变化的微观分析，得出如下研究成果：

(1)土体经过冻融循环作用后，由于孔隙水的冻结与融化，土体孔隙含量、孔隙大小将发生变化导致土体出现冻胀融沉现象。第1次冻融循环对软土冻胀融沉影响最为强烈，随着冻融循环次数的增加，软土体积冻胀率呈增大趋势，当达到6次循环时基本趋于稳定，第6—15次冻融循环过程中，试件体积变化虽有小范围波动，但可忽略不计。

(2)随着冻融循环次数的增加，软土抗剪强度τ呈现先减小后增大的趋势，且在第6次冻融循环后出现最小值，随后抗剪强度又随冻融循环次数的增多不断增大，15次冻融循环后软土抗剪强度值几乎与冻融循环作用前保持一致。

(3)通过微观分析，对引起软土抗剪强度变化的力学指标进行研究，发现黏聚力c对软土抗剪强度随冻融循环作用的变化有显著影响。而内摩擦角φ随冻融循环次数的增加变化值控制在1°之内，与软土抗剪强度的变化无关。