人工冻结对南京砂液化特性的影响

周 洁，李泽垚,，田万君，孙佳玮

（1.同济大学 地下建筑与工程系，上海 200092；2.中国建筑第二工程局有限公司，北京 100074）

在沿海城市地下空间的建设中，人工地层冻结法能起到加固土层、快速隔水止水的效果，常用于地铁联络通道及地下泵房的建设。虽然人工地层冻结法是一种绿色工法，具有适用性强、无污染等优点，但是冻结作用也会改变土体的物理力学性质[1]，可能给隧道及相近建筑带来地基承载力不足、变形加大等问题。

饱和粉细砂在河流沿岸广泛分布[2]，是人工地层冻结法常常应用的土层。目前国内外针对冻融饱和砂动力学特性的研究有：严晗等[3]分析了冻融循环对青藏铁路那曲段粉砂土的动模量和阻尼比的影响；何菲等[4]以青藏铁路抗震为背景，基于低温动三轴试验仪分析了原状冻土动弹性模量、阻尼比及其与振动频率和试验负温的关系；唐益群等[5]立足于人工地层冻结法，采用动三轴系统进行冻融饱和粉砂的动力试验，得到了轴向应变与动孔隙水压力密切相关，提高冻结温度、增大振动频率和围压、减小动荷载幅值都能显著减小粉砂累积塑性变形的结论；JOHNSON 等[6]、孙静 等[7]、LI JC 等[8]也做过冻融土动弹性模量与阻尼比等方面的研究。可以看出，当前国内外针对冻融饱和粉细砂动力学特性的研究大多关注动弹性模量、阻尼比、应力应变关系等方面，对液化特性的研究相对较少。

南京砂是一种饱和片状粉细砂，具有液化的可能[9]，在长江下游地区广泛分布。研究冻融作用对南京砂液化特性的影响，有助于长江下游地区地铁联络通道的人工地层冻结法的施工，有助于确保地铁隧道及其联络通道的施工安全和使用安全。

本文以南京砂为研究对象，采用水积-饱和-冻融装置制样，并使用GDS动三轴系统，分别在地震和地铁列车振动荷载2种类型荷载作用下进行动力试验，研究冻融次数、冻结温度、有效围压对南京砂液化特性的影响。

1 试验材料与制样

1.1 试验材料

选用南京鼓楼区沿江地带上元门地铁站附近的南京砂为研究对象，该砂层属于典型的河漫滩相土层，水环境沉积[2]。该区域地下水位高，砂层饱和，中密。南京砂的颗粒级配和形状如图1所示，其主要成分为石英碎屑，具有片状结构，各向异性，相较于普通圆粒砂更容易液化[10]。基本物理指标见表1。

图1 南京砂的颗粒特性

表1 南京砂基本物理性质指标

1.2 制样

试验所用南京砂结构性较强且相对松散，为保证片状颗粒排列的结构性，使用砂雨法进行重塑制样。先将原状样进行烘干、过筛，然后进行制样。砂雨法制样装置如图2所示，制样装置由可调节落距和落量的撒砂装置、水箱、可移动的小车平台以及装砂的双瓣膜等组成。水箱的水位高于积砂试样高度1 m[11-12]。为避免初始撒砂时粗粒与细粒砂的降落速率不同导致最先沉积的砂出现分选现象[13]，特设计制造了可移动的小车平台，当撒砂经历一段时间（30 s）后，再将小车移动至积砂区进行积砂。试验通过控制落距和落量可初步控制砂样的密实度，再通过压样器精确控制土样的密实度。试样直径39.1 mm，高度80 mm。压样完成后，将砂样放入真空饱和器中饱和12 h。

图2 砂雨法制样装置示意图

对于不需冻融的试样，饱和后可直接将试样移至动三轴仪进行试验。对于需要冻融的试样，首先放在冻融装置（如图3所示）上进行预压，打开装置的排水通道，选用适量的砝码为砂样加载，砝码加载荷重与该试样拟进行三轴试验的轴压相匹配；其次预压2 h 后关闭排水通道，将冻融装置连同砝码一起放入DW-40型低温试验箱中冻结24 h[5]；然后，在冻结结束后，立即取下保护模具，将试样安放在动三轴仪上加载围压并等待融化；最后，待融化时间达到24 h 且土样应变不再增长时，便可施加振动荷载对砂样进行不排水动三轴试验。

图3 冻融装置示意图

2 试验方案

沿海地区地铁及其联络通道的平均埋深为10～15 m，采用人工地层冻结法时冻结帷幕的平均温度为-15℃[5]。绝大多数工况仅需要对地层进行1次冻结，极少数工况可能因为工程内部原因需要对地层进行2次冻结，以对首次冻结时产生的问题加以弥补。下文仅考虑冻融1次、冻融2次的情况，不考虑更多次的冻融循环。

2.1 地震荷载作用下的试验方案

地震具有爆发突然、持续时间短、振幅高的特点，试验采用单向激振正弦波加载。以隧道埋深12.5 m 即围压250 kPa、反压125 kPa、冻结温度-15℃、动荷载振动频率1 Hz、冻融1次的工况为基准，进行冻融次数、冻结温度、有效围压对南京砂液化特性的影响试验。液化破坏标准为双幅应变达5%[12]。试验方案见表2。

表2 地震荷载试验方案

模拟地震荷载的加荷类型为恒定的正弦式荷载。以A4 试样为例，其动荷载时程曲线如图4所示。

图4 A4试样动荷载时程曲线

2.2 地铁列车振动荷载作用下的试验方案

地铁列车振动荷载的振幅相对较低，但作用时间长。地铁列车本身具有自重，可将地铁列车振动荷载模拟成动荷载基准值与动荷载幅值的叠加。现场资料显示[14]，地铁列车行进时对隧道周围土体振动的频率为0.2～2.0 Hz，地铁列车振动荷载基准值约为30 kPa，动荷载幅值为10～20 kPa。试验采用单向激振等压固结。以隧道埋深12.5 m 即围压250 kPa、反压125 kPa、冻结温度-15℃、振动频率1 Hz、动荷载基准值30 kPa、动荷载幅值为15 kPa、冻融1次的工况为基准，进行冻融次数、冻结温度、振动频率、有效围压对南京砂液化特性的影响试验。液化破坏标准为双幅应变达5%[9]，试验方案见表3。

试验开始后，动荷载基准值在2 s内加载完成。D4试样的动荷载时程曲线如图5所示。

3 地震荷载工况下的试验结果

3.1 冻融循环对南京砂应变、动孔压发展规律的影响

在地震荷载工况下共进行了9个试验（试验编号A1-A9），以分析冻融循环对南京砂应变、动孔压发展规律的影响。图6—图8为围压250 kPa、冻结温度-15℃、动荷载幅值75 kPa的地震荷载条件下的试验结果。图6为未冻融（A1）、冻融1次（A4）和冻融2次（A7）南京砂的轴向应变时程曲线。由图6可知：未冻融、冻融1次、冻融2次南京砂的液化循环振动次数分别为35，24 和22；经过冻融的南京砂更容易液化，冻融次数越多，液化越容易，且首次冻融对南京砂的影响程度最大；在相同振动次数下，未冻融砂的动应变（轴向应变）值最小，冻融1次南京砂的动应变值明显大于未冻融砂且略小于冻融2次的南京砂，说明冻融循环可以降低南京砂的刚度；相同振动次数下，累计塑性量随冻融次数的增多而增大，经历过冻融的南京砂更容易产生塑性变形。

表3 地铁列车振动荷载试验方案

图5 D4试样动荷载时程曲线

图7为未冻融（A1）、冻融1次（A4）和冻融2次（A7）南京砂的动孔压比时程曲线。南京砂动孔压比增长曲线大致分为3个阶段：①初始时期，1次振动下的平均动孔压比增长迅速，随着振动次数的增多，增长速率逐渐降低，同时1次振动下动孔压比幅值也快速增长；②动孔压比平稳增长阶段，这个阶段1次振动下平均动孔压比和动孔压比幅值都平稳增长，增长速率基本恒定；③当动孔压比大约达到0.92时，土体进入临近液化阶段，该阶段最大动孔压比将会在0.95 左右保持不变，最小动孔压比急剧上升，直至完全液化，且随着振动次数的增多，1次振动下动孔压比保持在最大动孔压比的时间也增长。在整个试验过程中，在相同振动次数下的南京砂，不论是平均动孔压比还是动孔压比幅值，未冻融时都最小，且冻融1次时明显大于未冻融时且略低于冻融2次时。由此可见，冻融作用可以增大动孔压对动荷载响应的敏感度。

图6 地震荷载工况下南京砂的应变时程曲线

图7 地震荷载工况下南京砂的动孔压比时程曲线

图8为未冻融（A1）、冻融1次（A4）和冻融2次（A7）南京砂的滞回曲线。由图8可知：不论南京砂冻融与否，振动次数越多，滞回曲线的不对称性越显著。Figueroa 等[15]提出用滞回圈面积表征土体的能量耗散，将加载过程中所有能量耗散相加，即可得到土体液化所需的总能量。计算得到的未冻融、冻融1次、冻融2次南京砂的总能量耗散分别为1 271，977 和894 kJ·m-3，这说明经历冻融的南京砂需要消耗较少的能量便能发生液化，具有较差的结构性，更易被破坏。

图8 地震荷载工况下南京砂的滞回曲线

3.2 冻融次数对南京砂液化特性的影响

通常在饱和砂土液化试验中，使用循环应力比CSR表征砂土的液化特性。当试样处于等压固结时，循环应力比CSR为土体最大往返剪应力面上的循环剪应力幅值τd与有效围压p′的比值[20]，即

式中：σd为动荷载幅值，kPa。

不同循环应力比的地震荷载下，冻融次数与南京砂液化循环次数的关系如图9所示。由图9可知：冻融次数不多于2次时，相同冻融次数下，循环应力比越大、液化循环次数越小，即南京砂越容易液化；相同循环应力比的地震荷载下，南京砂的液化循环次数随着冻融次数的增多而降低。这说明冻融循环可以削弱南京砂的抗液化能力，且冻融前后南京砂抗液化能力差距较大。

图9 不同冻融次数下的液化循环次数（地震荷载）

3.3 冻结温度对南京砂液化特性的影响

不同循环应力比的地震荷载下，冻结温度与南京砂液化循环次数的关系如图10所示。由图10可知：冻结温度在-25～-5℃范围内，相同循环应力比的地震荷载下南京砂的液化循环次数随着冻结温度的降低而减少。这说明冻结温度越低，冻融循环后的南京砂越容易液化。

图10 不同冻结温度下的液化循环次数（地震荷载）

3.4 有效围压对南京砂液化特性的影响

不同循环应力比的地震荷载下，有效围压与南京砂液化循环次数如图11所示。由图11可知：有效围压在100～150 kPa范围内，相同循环应力比的地震荷载下有效围压越小的冻融南京砂所需的液化循环次数越少，这说明有效围压越小，冻融循环后的南京砂越容易液化。

图11 不同有效围压下的液化循环次数（地震荷载）

3.5 地震荷载工况下南京砂的液化判别

黄永林[2]对南京砂液化特性的研究表明，Seed简化判别法能有效地对南京砂的地震液化特性进行判别。

Seed简化判别法通过对比场地不同深度的地震剪应力τE与砂土地震荷载下的液化强度τs的大小判断土体是否液化。深度为ds的地震剪应力τE可以根据下式进行计算。

其中，

式中：amax为地表运动最大加速度，m·s-2；γ为上覆土层的天然重度，kN·m-3；g为重力加速度，m·s-2；K为深度折减系数[10]。

砂层的抗液化剪应力τs可以由下式计算[2]。

式中：Cr为动三轴的应力差别系数，文献[11]建议南京砂取0.65；CRR为动三轴抗液化强度。

CRR可根据地区地震风险，采用一定荷载循环次数发生液化时的CSR表征[2，11]。以南京市为例，其地震设防烈度7级，设计基本地震加速度0.1g，CRR取值为南京砂循环加载12次发生液化时的CSR。

动三轴试验结果表明，在南京市地区地铁联络通道的埋深范围内（10～15 m），2次以内的冻融循环都不能使南京砂在12个振动循环下达到液化。12.5 m埋深下南京砂的液化判别结果见表4。

表4 地震荷载下的液化判别结果

由表4可知，冻融循环能降低南京砂的抗液化能力。在南京地区，人工冻融南京砂在7级地震、0.1g地震加速度下依然不会产生液化，这说明南京地区地震荷载对南京砂冻结施工的潜在危险性较小。

4 地铁列车振动荷载工况下的试验结果

4.1 冻融循环对南京砂应变、动孔压发展规律的影响

图12 地铁列车振动荷载工况下南京砂的应变时程曲线

地铁列车振动荷载工况下共进行了9个试验（试验编号D1—D9），以分析冻融循环对南京砂应变、动孔压发展规律的影响。图12—图14为有效围压125 kPa、冻结温度-15℃、动荷载基准值30 kPa、动荷载幅值15 kPa、频率1 Hz的地铁列车振动荷载条件下的试验结果。图12为未冻融（D1）、冻融1次（D4）和冻融2次（D7）南京砂的应变时程曲线。由图12可知：未冻融、冻融1次、冻融2次的南京砂液化所需的循环振动次数分别为841，594 和528；受动荷载基准值的影响，南京砂在振动初期便产生了约0.2%的应变；与地震荷载下的试验现象类似，地铁列车振动荷载下也是经历过冻融的南京砂更容易液化，且冻融次数越多，液化越容易；首次冻融对南京砂的影响程度最深；冻融南京砂的刚度更低、更容易产生塑性变形。

图13 地铁列车振动荷载工况下南京砂的动孔压比时程曲线

图13为未冻融（D1）、冻融1次（D4）和冻融2次（D7）南京砂的动孔压比时程曲线。由图13可知：南京砂液化前的动孔压发展规律与地震荷载大致相似，但土体达到液化条件后最小孔压比依然会缓慢上升，并没有产生急速上升的现象，说明地铁列车振动荷载致使南京砂液化后，南京砂短时间内还具有一定的强度。

图14为未冻融（D1）、冻融1次（D4）和冻融2次（D7）南京砂的动荷载与轴向应变的滞回曲线。由图14可知：地铁列车振动荷载下，未冻融、冻融1次、冻融2次南京砂液化所需的总能量分别为1 189，929 和857 kJ·m-3。这说明经历冻融次数越多，南京砂液化所需的能量越少，结构性越差，越易被破坏。

图14 地铁列车振动荷载工况下南京砂的滞回曲线

4.2 冻融次数对南京砂液化特性的影响

在不同循环应力比的地铁列车振动荷载工况下，南京砂的液化循环次数与冻融次数的关系如图15所示。由图15可知：冻融次数不多于2次时，循环应力比相同的地铁列车振动荷载工况下南京砂的液化循环次数随着冻融次数的增多而减少，且首次冻融时南京砂的液化循环次数降低得最为明显。说明冻融循环可以削弱南京砂的抗液化能力，且首次冻融循环的影响最大。

图15 不同冻融次数下的液化循环次数（地铁列车振动荷载）

4.3 冻结温度对南京砂液化特性的影响

在不同循环应力比的地铁列车振动荷载作用下，南京砂的液化循环次数与冻结温度的关系如图16所示。由图16可知：冻结温度在-25～-5℃范围内，相同循环应力比的地铁列车振动荷载工况下南京砂的液化循环次数随冻融温度的降低而减少。说明冻结温度越低，冻融后的南京砂越容易液化。

图16 不同冻融温度下的液化循环次数（地铁列车振动荷载）

4.4 振动频率对南京砂液化特性的影响

在不同循环应力比的地铁列车振动荷载工况下，振动频率与南京砂液化循环次数的关系如图17所示。由图17可知，振动频率在0.2～2.0 Hz的范围内，相同循环应力比的地铁列车振动荷载下，南京砂的液化循环次数随振动频率的增高而减少。说明高频振动更易使冻融后的南京砂发生液化。

图17 不同振动频率下的液化循环次数（地铁列车振动荷载）

4.5 有效围压对南京砂液化特性的影响

不同循环应力比的地铁振动荷载下，有效围压与南京砂液化循环次数关系如图18所示。

图18 不同有效围压下的液化循环次数（地铁列车振动荷载）

由图18可知：有效围压在100～150 kPa范围内，相同循环应力比的地铁列车振动荷载下有效围压越小的冻融南京砂所需的液化循环次数越少。说明有效围压越小，冻融后的南京砂越容易液化。

4.6 地铁振动荷载工况下南京砂液化的评价建议

与地震荷载持续几十秒所不同，地铁列车振动荷载会间歇式的持续十几个小时，每天地铁列车振动荷载的振动次数便能达到上万次。倘若砂层透水性不足或排水通道不畅，地铁列车振动荷载便有可能使南京砂发生液化。对于南京砂来说，采用人工地层冻结法可加剧其液化的可能，且冻融次数越多、冻结温度越低，南京砂越容易液化。

综合地铁列车振动荷载下冻融对南京砂液化影响，提出如下工程建议：①冻结作用将加剧南京砂液化的可能，因此对于具有潜在液化的区域，每完成1次冻结施工，都应该对南京砂进行液化判别与处理；②倘若砂层透水能力不足，或地铁周围满布地下连续墙等隔水结构，应对南京砂进行更深度的防液化处理，且地铁建设周围区域要尽量保证排水通道的畅通。

5 南京砂冻融特性及液化机理

5.1 南京砂的冻融特性

南京砂具有一定的冻胀融沉特性。冻结完成后，使用游标卡尺对试样进行测量，可以得到南京砂的冻胀率；试样在动三轴仪上融化完成后，可根据动三轴试验的应变监测结果求得南京砂的融沉率[16]。不同冻结温度、有效围压、冻融次数下的试样冻融特性见表5，有效围压为围压与反压之差。

由表5可知：南京砂的冻胀率在3.3%左右，融沉率在3.7%左右。经历过1次冻融循环后试样体积减小约0.5%，土体被压缩，孔隙比降低；第2次冻融循环后试样同样会产生冻胀融沉，孔隙比进一步降低。

相比于粉土、黏土的冻胀融沉量（5%～7%）来说[17]，南京粉细砂的冻胀融沉相对较小。这是粉细砂毛细水含量相对较少，无法产生强烈的分凝冻胀作用所致。较大的围压、较高的冻结温度都会使冻胀融沉减小。但总体来说，人工地层冻结法施工区域内围压、冻结温度、冻结次数发生变化时，南京粉细砂冻胀率、融沉率的变化幅度不大。有效围压、冻结温度、冻结次数对南京粉细砂的冻胀融沉特性影响轻微。

表5 南京砂冻融特性

5.2 冻融作用影响液化特性的机理

冻融作用会对土体的颗粒特性、孔隙特性产生影响，从而影响其液化响应。由于试样在动三轴上融化并经历振动后，发生了液化破坏，无法及时对其颗粒特征和孔隙特征进行测量。因此，另外设置新试样在冻结装置上进行冻融，并测定冻融后试样的颗粒特征见表6。由表6可知：冻融次数较多的南京砂的粒径相对更小。

表6 南京砂冻胀融沉试验后级配表

冻融南京粉细砂经风干后使用压汞试验仪对其孔隙特征进行测定，结果如图19所示。由图19可知：南京砂的孔径主要分布在10～100 μm范围内；冻融可以使粉细砂的大孔隙孔径增大数量增多，小孔隙孔径减小。

图19 冻融砂土孔隙特征

土体冻结过程中，大孔隙中的自由水首先发生相变，体积膨胀从而产生冻胀力[1，17]。冻胀力使得大孔隙扩张，砂土颗粒以及含未冻水的小孔隙受到挤压，颗粒变得破碎、小孔隙缩小[18]，同时破坏土体自身的结构与构造。融化后，砂土在冻结时对孔隙的影响并不能完全消除；同时被冻结作用破坏的土体结构、构造也不能完全恢复，从而产生冻融南京砂粒径减小、大孔隙孔径增大、小孔隙孔径减小的现象。粒径减小、大孔隙孔径增大致使冻融砂更易液化；小孔隙孔径减小会抑制液化。然而由于粒径减小、大孔隙增大对冻融南京粉细砂液化的影响更为明显，冻融南京砂整体体现出更易液化的特性。

6 结 论

（1）在地震荷载和地铁列车振动荷载作用下，冻融循环均会明显降低南京砂的刚度和抗液化能力，首次冻融时降低得最为明显；冻融南京砂更容易产生塑性变形，且冻融循环将增大南京砂动孔压对动荷载响应的敏感度。

（2）冻融次数、冻结温度和有效围压均会影响冻融砂的液化特性。冻融次数越多、冻结温度越低、有效围压越小，冻融粉细砂的结构性越差，越易发生液化。

（3）人工地层冻结法会降低南京砂的液化强度，但南京地区地震荷载对南京砂冻结施工的潜在危险性较小。

（4）地铁列车振动是南京砂的潜在液化源。人工地层冻结法加剧了地铁列车振动荷载作用下南京砂液化的可能，且高频振动更易使南京砂发生液化。冻结施工时，每次冻结施工完成后，都应对南京砂进行液化判别与处理，并尽量保证排水通道的畅通。

（5）冻融循环会使南京砂粒径减小、大孔隙孔径增大、小孔隙孔径减小，且冻融次数越多该作用越明显。