聚氨酯加固南海钙质砂静力特性试验研究

高运昌， 尹 诗， 高 盟*， 陈青生

(1.山东科技大学土木工程与建筑学院，青岛 266590；2.山东科技大学山东省土木工程防灾减灾重点实验室，青岛 266590；3.新加坡国立大学土木与环境工程系，新加坡 119077)

钙质砂是一种海洋生物成因的CaCO3含量超过50%以上的粒状材料，广泛分布于中国南海海域。特殊的物质组成，使其表现出与陆源石英砂相不同的力学性质[1-2]。由于国防和经济建设的需要，众多学者对钙质砂的工程特性进行了有益探索。张家铭等[3]通过三轴试验对钙质砂在常压和高压下的剪切特性进行了研究；王新志等[4]基于钙质砂室内载荷试验，确定不同密实度下钙质砂的承载力及变形特性；朱长岐等[5]利用飞秒切割技术获得钙质砂颗粒的完整断面，定量分析了钙质砂颗粒的内孔隙参数；孙宗勋[6]对南海珊瑚砂进行研究，得出珊瑚砂具有承载力小、基础沉降大的特点。通过力学试验来确定钙质砂物理性质的研究成果颇丰，而对钙质砂地基加固处理的研究相对较少。由于钙质砂表现出易破碎、渗透性强、高压缩等特性[7-8]，且砂质地基松散性大。因此，有必要对钙质砂地基进行加固处理来提高地基的强度和整体性。

传统的地基固化材料主要为水泥，但水泥干缩较大，易开裂，初终凝时间无法调整，影响工程质量，并且水泥的大量使用势必会对南海的岛礁生态环境产生不利影响，因此，需要寻求新的技术和方法来加固钙质砂地基。聚氨酯泡沫胶黏剂(polyurethane foam adhesive，PFA)是一种新型固化材料，其泡沫发生膨胀可填充土体缝隙,增强颗粒之间的黏结力,从而提高承载能力，而且施工应用过程中无毒无污染，耐水性能好，对周边环境基本没有不利影响，符合南海绿色环保、生态的开发理念。刘平等[9]利用聚氨酯改良土石坝堆石料，并采用有限元软件进行了安全稳定性模拟；刘汉龙等[10]对高聚物胶凝堆石料进行静、动三轴试验，并探讨高聚物加固堆石料的机制；高运昌等[11]采用聚氨酯对海砂进行加固，提高了海砂的强度和稳定性。聚氨酯泡沫注浆在土木工程领域中已有工程实例的应用[12-14]。

基于此，通过聚氨酯加固南海钙质砂静力三轴试验，研究聚氨酯对钙质砂强度和变形特性的影响；又基于Duncan-Chang模型进行三轴试验的应力-应变曲线分析，得到钙质砂Duncan-Chang模型的主要参数值，对南海填海造礁工程的地基处理问题有一定的参考价值。

1 试验仪器与试验材料

1.1 试验仪器

利用TSZ-3型静力三轴仪(图1)进行试验，该仪器采用轴向应变进行控制。试样尺寸为直径D=39.1 mm、高度H=80 mm，轴向应变加载速率采用1.0 mm/min。

图1 TSZ-3型应变控制式三轴仪Fig.1 Triaxial test apparatus TSZ-3

1.2 试验材料

试验所用钙质砂取自中国南海某岛礁附近海域，如图2(a)所示。取适量干砂后筛除5 mm以上的大直径颗粒，并测其粒径分布，其中2～5 mm所占比例最大，为61.77%；1～2 mm次之，为33.0%；0.5～1 mm及小于0.5 mm的分别占比为4.65%和0.58%。

固化剂采用单组分聚氨酯泡沫胶黏剂，其剪切强度不小于80 kPa[15]，表干时间约为5 min，1 h后泡沫固化，3～5 h达到稳定，固化后耐温为-30～80 ℃。PFA固化前后对人体无害，并且注浆后不需养护，可以达到快速施工，缩短工期的工程要求[16]。

2 无侧限抗压强度试验

试验选取三个掺量(5%、8%、10%)来分析PFA含量对钙质砂无侧限抗压强度的影响。称取所需质量钙质砂与PFA后将两者均匀搅拌，如图2(b)所示。由图2(b)可以看出，PFA将松散的钙质砂颗粒黏结在一起，整体性明显增强。搅拌均匀后按照《土工试验规程》(SL 237—1999)[17]的规定制作三轴试样。

图2 聚氨酯胶凝钙质砂的前后形态Fig.2 Front and rear morphology of polyurethane gelled calcareous sand

不同PFA掺量与钙质砂无侧限抗压强度之间的关系及强度提高值如图3、表1所示。由图3、表1可以看出，拌合钙质砂的无侧限抗压强度相比原状钙质砂有明显提升，并且提升PFA掺量可获得更好的固化效果(质量比在10%以内时)。这说明PFA的掺入将钙质砂颗粒黏结在一起，使砂粒间的黏聚力增加，有效改善了钙质砂的性能，可以显著提升钙质砂的无侧限抗压强度。钙质砂自身黏聚力很小，黏粒含量基本为零，在未进行任何固化时是无法进行直立的。而试验所得钙质砂无侧限抗压强度值达到表1中所示的23.6 kPa，主要是因为橡皮膜增加了侧向束缚作用以及钙质砂本身的嵌固效应和水密效应。

图3 钙质砂抗压强度与PFA掺量的关系Fig.3 The relationship between calcareous sand compressive strength and PFA content

表1 不同掺量PFA无侧限抗压强度Table 1 Unconfined compressive strength of PFA with different content

3 不固结不排水抗剪强度试验

3.1 钙质砂抗剪强度试验

为研究PFA对钙质砂静力特性的影响，采用三轴仪分别对原状钙质砂和PFA拌合钙质砂进行不固结不排水抗剪强度试验，每组试验做3个平行试样。

对原状钙质砂在围压σ3=100 kPa下进行了三轴剪切试验，当(σ1-σ3)-ε1曲线出现峰值时，取峰值偏应力(σ1-σ3)为抗剪强度。为保证取值的合理，把相同试验条件下同组试样的峰值平均值作为其破坏应力强度σmax，即：

σmax=(σmax,1+σmax,2+σmax,3)/3=603.7 kPa

(1)

式(1)中：σmax,1、σmax,2、σmax,3分别为三个试样的峰值应力，如表2所示。

表2 σ3=100 kPa时原状钙质砂峰值Table 2 The peak stress value of the original calcareous sand at σ3=100 kPa

图4为不同围压下原状钙质砂的应力-应变曲线。由图4可知，钙质砂在不排水剪切试验时，随着围压的增加，峰值强度所对应的轴向应变增大。这是由于钙质砂颗粒相较于石英砂更易发生破碎，在侧向束缚增加的情况下，相同应变条件下钙质砂压缩性增大，使颗粒之间排列更加紧密，所能承担的偏差应力增加；钙质砂的抗剪强度随着轴向应变ε1的增加逐渐地趋于稳定，峰值位置不太明显，在达到峰值强度之后，应力-应变曲线会出现较小的应变软化现象。

图4 不同围压下原状钙质砂应力-应变曲线Fig.4 Stress-strain curves of the original calcareous sand under different confining pressures

3.2 PFA对钙质砂峰值强度的影响

表3 σ3=100 kPa时PFA拌合钙质砂峰值表Table 3 The peak stress table of PFA mixed calcareous sand at σ3=100 kPa

相同试验条件下得到的应力峰值出现一些差异，最大差值达到161.7 kPa，初步分析是与试样在压缩过程中的破坏位置有关，典型的试验破坏如图5 所示，峰值偏低的左边两试样破坏位置在试样的偏上部，而峰值相对较高的试样破坏位置出现在试样中部。

图5 σ3=100 kPa时PFA拌合试样破坏图Fig.5 Failure diagram of PFA mixed samples at σ3=100 kPa

图6为不同PFA掺量的拌合钙质砂在不同围压下的应力-应变曲线。由图6可知：①不同围压条件下的应力-应变曲线发展趋势相同。但相较于原状钙质砂而言，峰值出现位置更加明显，且出现时的轴向应变ε1基本相同，不随围压增大而发生明显变化。说明在工程应用中拌合钙质砂的变形及沉降更容易被控制和监察；②掺加PFA的钙质砂试样，在到达峰值强度之后，所能承受的偏应力有小部分降低，但都保持在了较高的承载强度水平，表明PFA的掺入使得钙质砂的承载能力有较大提升，且较为稳定；③试样的破坏位置对偏应力峰值之后的曲线趋势有明显影响。从图6(b)、图6(c)可以看出，在峰值出现后试样所能承受的偏应力有明显降低，此类试样破坏位置均出现在试样的偏上部，而在试样中部破坏的，峰值之后的趋势就比较稳定。

图6 不同围压下PFA拌合试样的应力-应变曲线Fig.6 Stress-strain curves of PFA mixed samples under different confining pressures

表4给出了不同掺量的钙质砂在不同围压条件下的峰值以及相应的轴向应变。从表4中可以看出：①在应力强度方面，与原状钙质砂相比，PFA拌合试样峰值有明显提升，其中在100 kPa围压下的峰值强度提升最为明显。质量比为10%时，强度提升率为55%，围压升高后对钙质砂峰值强度提升率变得较为稳定，在30%左右；②在轴向应变方面，相较于未固化的钙质砂，掺加PFA的钙质砂试样在应变较小时就可承受较大的轴向压力，并出现峰值。总地来说，钙质砂在添加PFA之后的静力特性发生显著改变，颗粒骨架结构的承载强度得以提升，出现“小应变，大应力”的特点，即掺加PFA之后，在提高钙质砂承载力的同时，使钙质砂地基承受相同附加应力所造成的沉降量变小。

表4 不同围压下的峰值强度及对应的轴向应变ε1Table 4 The peak strength under different confining pressures and the corresponding axial strain ε1

图7为不同PFA掺量的拌合钙质砂试样的峰值强度和围压σ3之间的关系曲线，围压σ3=0时表示单轴抗压强度值。由图7可知：①PFA拌合钙质砂的峰值强度随着固化剂掺量的增加而增大，含量越多，孔隙充填率就越高，颗粒重排列的阻力越大，加固效果越好(10%以内时)；②随着围压的增加，峰值强度随之增大，原状钙质砂从0增加到100 kPa时增长最为明显，之后随着围压增加有增速减缓的趋势；在添加PFA之后，钙质砂峰值强度随围压的升高以较为稳定的增速增大。由此表明PFA作为胶凝材料对钙质砂进行了改良，与空气接触后形成的膨胀泡沫被填入颗粒孔隙或将砂颗粒包裹，增强了钙质砂的整体性，从而达到提高强度的目的。

图7 不同围压下峰值强度与PFA掺量的关系曲线Fig.7 Curve of relationship between peak strength and PFA content under different confining pressures

分析可知，在掺加PFA之后，固化钙质砂强度明显大于原状钙质砂。因此，PFA对钙质砂抗剪性能的提升是非常有利的。对于钙质砂而言，其抗剪强度主要依靠砂粒之间的摩擦和咬合。在添加聚氨酯泡沫胶黏剂之后，泡沫填充到砂粒间的孔隙或将颗粒包裹起来，原本松散的砂土颗粒被黏结在一起，使加载时的剪应力由聚氨酯和砂粒共同承担，因此聚氨酯胶凝钙质砂的抗剪强度得以明显提升。

4 Duncan-Chang模型

将不同周围压力σ3下不固结不排水试验得到的应力-应变曲线采用Duncan-Chang双曲线模型[18]进行拟合，即：

(2)

式(2)中：(σ1-σ3)为主应力差；ε1为相应于(σ1-σ3)的轴向应变，由试验测定；a、b为取决于土性质的试验参数。将式(2)改写成：

(3)

由式(3)可以看出，ε1和ε1/(σ1-σ3)关系近似呈直线，则所得直线方程在坐标轴上的截距为a，直线的斜率为b。

由于常规三轴试验的dσ2=dσ3=0，所以试样切线模量Et为

(4)

PFA拌合试样初始弹性模量记为Ei，则在试验的起始点，即ε1=0时，Et=Ei，则有：

(5)

式(5)表明截距a也代表试验中起始变形模量Ei的倒数。

图8、图9分别为原状钙质砂和10%PFA拌合钙质砂在不同围压下 [ε1/(σ1-σ3)]-ε1的关系曲线和相应的趋势线。从图8、图9可以看出，Duncan-Chang模型可以对钙质砂三轴试验的应力-应变曲线结果进行较好拟合，能够反映拌合钙质砂变形及受力的规律。通过趋势线可确定出a、b，然后确定初始弹性模量Ei和破坏比Rf，如表5所示。破坏比由式(6)给出：

图8 原状钙质砂[ε1/(σ1-σ3)]-ε1曲线Fig.8 [ε1/(σ1-σ3)]-ε1 curve of the original calcareous sand

图9 PFA拌合钙质砂[ε1/(σ1-σ3)]-ε1曲线Fig.9 [ε1/(σ1-σ3)]-ε1 curve of the mixed calcareous sand

表5 各围压下的Duncan-Chang模型参数值Table 5 Parameter values of Duncan-Chang model under various confining pressures

(6)

式(6)中：(σ1-σ3)f为钙质砂的破坏强度；(σ1-σ3)ult为极限偏差应力，(σ1-σ3)ult=1/b。

初始弹性模量Ei随围压σ3而变化，将试验得到的原状钙质砂和10%PFA拌合试样的初始弹性模量Ei和围压σ3在坐标轴上绘制，如图10所示。图10表明Ei-σ3具有良好的线性关系，这与Duncan-Chang模型的结论是一致的。

图10 初始弹性模量Ei随围压σ3变化曲线Fig.10 Curves of initial elastic modulus Ei changing with confining pressure σ3

5 结论

(1)掺入PFA之后，钙质砂的单轴抗压强度显著提升，整体性明显增强，抗压性能得以有效改善。

(2)PFA的掺入使钙质砂三轴抗剪强度明显增加，受力破坏时对应的变形量相较于原状钙质砂更为稳定，使其变形破坏更容易被监察和控制。

(3)PFA的膨胀泡沫可充填砂粒孔隙或将颗粒包裹，固化之后将松散的砂粒黏结在一起，使聚氨酯和砂颗粒共同承受剪切应力，从而达到提高承载力的目的；同时，减少了相同应力条件下钙质砂地基的沉降量。

(4)Duncan-Chang模型可以较好地拟合三轴试验(σ1-σ3)-ε1曲线，反映聚氨酯固化钙质砂的变形及应力规律。