高聚物固化钙质砂的动力特性试验研究

王海萍，高 盟，高运昌，陈青生

(1.山东科技大学 土木工程与建筑学院，山东 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，山东 青岛 266590； 3.华东交通大学 江西省岩土工程基础设施安全与控制重点实验室， 江西 南昌 330013)

随着海洋资源的进一步开发，南海岛礁工程的建设日益重要。作为海洋中大量存在的岩土介质，钙质砂是岛礁建设的首选建筑材料。然而，钙质砂颗粒形态不规则，孔隙率较高，易破碎，工程力学特性差，不能直接用于建筑地基。因此，将钙质砂用于工程建设前须对其进行加固处理。

国内外学者针对钙质砂工程力学性质的改良开展了一系列研究。王丽等[1]分别利用水泥、石膏、碳酸钙粉对钙质砂进行加固，并通过三轴试验探究在不同胶结物及不同含量下加固后土样的应力-应变特征及强度特性。邱伟健等[2]运用振动冲密法加固钙质砂地基，检测发现地基的承载性能得到提高，其抗液化能力显著增强。Wei等[3]运用纤维加固钙质砂并通过三轴压缩和拉伸试验测试了钙质砂加固后的力学性能，发现经纤维加固后钙质砂的抗剪强度明显提高。Xiao等[4]运用微生物诱导碳酸钙沉淀技术 (microbially induced calcite precipitation, MICP)对钙质砂地基进行加固，通过一系列循环三轴试验比较了不同胶结液含量、有效围压和循环应力比对液化的缓解作用，并分析影响液化缓解的因素。刘汉龙等[5]采用MICP加固法对钙质砂地基进行加固，并开展动三轴试验，探究钙质砂在不同胶结水平下的液化特征。Liu等[6]使用生物诱导方解石沉淀技术对钙质砂进行了改良，并通过强度试验及三轴试验等研究了生物质水泥钙质砂的强度及变形特性。以上加固措施提高钙质砂地基承载力有限，且会提高刚度和脆性，污染海洋环境。高聚物注浆加固技术是岩土工程中提高地基承载力和抗渗性的有效方式，施工简单、成本低、无污染，已经形成了较成熟的理论和施工方法。徐建国等[7]通过高聚物注浆建立高聚物防渗墙，相比传统混凝土注浆加固技术，更为轻质、环保，且抗渗性能及耐久性能更佳。刘平等[8]运用聚氨酯胶凝料对土石坝进行改良，并开展静力三轴试验分析堆石料经过加固后的强度及应力-应变特征。但运用高聚物对钙质砂加固改良的研究几乎空白，文献[9]仅研究了高聚物固化钙质砂的静力力学性能，其动力力学性能尚未涉及。

钙质砂处在复杂多变的海洋环境中，难免受到风、浪、流、地震等动荷载的客观影响，因此研究固化钙质砂的动力性能十分必要。Kaggwa等[10]针对澳大利亚西北部钙质砂施加三轴试验，分析了其在平均应力水平、固结应力比及循环应力比影响下的孔隙水压及动应变变化特征。孙吉主等[11]针对钙质砂开展动态三轴试验，探究循环荷载作用下钙质砂的液化机理，分析了内部孔隙及非均质性对其液化性能的影响。虞海珍等[12]通过循环剪切试验模拟海浪，研究了钙质砂在海浪作用下的孔隙水压增长特征。徐学勇等[13]针对饱和钙质砂在室内开展小型爆炸试验，探究了钙质砂在爆炸载荷下的动力液化特征。Kargar等[14]通过循环三轴试验探究了碳酸盐岩砂的动力特性，分析了在不同循环应力比及不同固结类型下碳酸盐岩砂强度特性的变化。王晓丽等[15]运用循环剪切试验探究了南海原状钙质砂的动力响应，分析了钙质砂在应力水平及相对密实度变化下的强度特征。高运昌等[16]针对南海钙质砂开展动三轴试验，对动孔压、应变特征及滞回曲线进行分析，并描述其液化过程。上述研究均未涉及固化钙质砂的动力性能分析。

因此，本研究针对高聚物固化钙质砂进行动三轴试验，考虑动应力及有效围压，分析两种试样的孔隙水压增长规律、动应变发展特性以及滞回曲线的演化趋势，对比分析高聚物固化前后钙质砂的动力力学性能。

1 实验设计

1.1 仪器及试样规格

试验所用仪器为DDS-70微机控制电液伺服土动三轴仪，采用直径39.1 mm、高80 mm的圆柱试样。

1.2 材料及试样制备

1.2.1 原状钙质砂的制备

钙质砂采集于我国南海某海域，疏松无胶结。首先对原状钙质砂进行处理，通过颗粒筛分试验测其粒径分布，将钙质砂中直径大于5 mm的大粒径颗粒筛分去除。而后将处理后的钙质砂淘洗去除杂质，再经过煮沸及烘干后，按试验所需试样大小通过分层振捣压实和干砂水沉养护后制样。

1.2.2 高聚物固化钙质砂的制备

聚氨酯是一种高分子化合物，经由浆体材料体积膨胀形成发泡体，通过填补孔隙、胶黏颗粒来提高材料的强度和整体性。试验采用单组分聚氨酯泡沫胶黏剂 (polyurethane foam adhesive,PFA)，其剪切强度不小于80 kPa，拉伸黏结强度不小于60 kPa[17]。按高聚物掺量比5%，将钙质砂和PFA采用分层捣实的方法进行制样[9,18]，试样如图2所示。

图2 高聚物固化钙质砂试样Fig. 2 Sample of calcareous sand solidified by polymer

1.3 试验方案

本研究对高聚物固化钙质砂进行动三轴试验研究[19-20]，考虑动应力比、有效围压及相对密实度，分析两种试样的孔隙水压增长规律、动应变发展特性以及滞回曲线的演化趋势，对比分析高聚物固化前后钙质砂的动力力学性能。试验方案如表1所示。

表1 固化钙质砂及原状钙质砂动三轴试验方案Tab. 1 Dynamic triaxial test scheme for solidified calcareous sand and natural calcareous sand

试样采用等向固结，破坏准则选取应变破坏准则[21]，即试样的轴向应变到达5%时试验停止。加载波形为正弦波，振动频率为1 Hz。

2 试验结果和对比分析

2.1 动孔压增长规律

图3和图4分别为高聚物固化钙质砂在不同围压和不同动应力作用下的孔压曲线。可以看出：①在相同动应力下，至液化破坏的振动次数随围压的升高而增加，即围压的升高使试样更难产生液化；相同围压作用下，液化破坏所需的振动次数随动应力比的升高而减少，即动应力比的升高使试样更易产生液化；②从孔压曲线的整体增长趋势来看，不同有效围压及不同动应力下的孔压曲线表现出不同的增长趋势。孔压增长梯度越大，显示为凹凸变化的整体趋势；孔压梯度越小，表现上凸型的增长趋势。在试验后期，曲线开始出现凹槽，试样开始出现液化。

图3 rd=0.9时不同围压下的孔压曲线Fig. 3 Pore pressure curves under different confining pressures with rd=0.9

图4 100 kPa围压时不同动应力的孔压曲线Fig. 4 Pore pressure curves of different dynamic stresses under 100 kPa confining pressure

图5为在动应力比rd=1.0时原状钙质砂在不同围压下的孔压曲线，由图可知：①在相同动应力作用下，围压的升高使试样更难发生液化；②从原状钙质砂的动孔压增长趋势来看，不同围压下的趋势是相似的，在动应力作用的初始阶段(振动次数N<20次)动孔压急剧上升。在液化过程前期，由于高孔隙率使钙质砂表现出较强的压缩性，使钙质砂颗粒间的孔隙缩小，进而使孔隙水压力迅速上升；③试样的动孔压随着动应力的持续作用逐步积累，当累积的动孔压值逼近有效围压值时，凹槽在波峰位置显现，试样出现失稳现象；后期凹槽渐趋稳定，表明试样已经彻底液化破坏。

图5 不同围压下原状钙质砂孔压曲线Fig. 5 Pore pressure curve of natural calcareous sand under different confining pressures

2.2 动应变发展特征

动应变的发展与振动次数和动应力比密切相关。图6和图7分别为高聚物固化钙质砂在不同有效围压、不同动应力作用下的动应变(εd)增长曲线。由图可知：①在试验开始的前几个周期，应变的增长较为快速。为了尽量减少高聚物固化钙质砂制样过程中的颗粒破碎，在达到试验标准的前提下，采用的鼓捣方式可能导致了在试验过程前期，动应力的突然施加使其产生一定的压缩量。因此，若采用固化钙质砂进行地基加固应预先对固化钙质砂进行一定的荷载预压；②试验中期，动应变呈现稳定增长的趋势，而后在最后的液化破坏阶段增速又变大，此过程表明固化钙质砂试样在荷载作用下不会发生突然的变形破坏，而是有一定的累积过程，给监测动力作用下固化钙质砂的地基变形留出了宝贵的反应时间。

图6 rd=0.9时不同围压下的应变曲线Fig. 6 Strain curves under different confining pressures with rd=0.9

图8(a)和图8(b)分别为原状钙质砂在不同动应力比和不同有效围压作用下的累积塑性应变εdc增长曲线。根据图8(a)可得：①塑性应变在动应力的持续作用下逐步累积，当累积的塑性变形接近某临界值时，试样产生液化现象，动应变急剧变大，最终试样失稳破坏；②液化破坏所需的振动次数随着动应力比的降低而增加，动应力比越小，试样液化破坏时的应变水平越低，失稳位置越明显。这是由于钙质砂容易碎裂，动应力比越小，累积到同一动应变时振次数愈多，从而使钙质砂具有更充裕的时间将颗粒重排列，使钙质砂颗粒更紧实。从图8(b)可知：在相同动应力下，围压的升高使试样更难产生液化，且有效围压越大，试样液化失稳处的应变水平越高。这是因为有效围压越高，试样所受的侧向约束越强，从而使其产生同一动应变时有效围压高的试样颗粒破碎更严重，释放更多的孔隙来消散孔隙水压力。因而需要更大的累积塑性应变才能使动孔压累积到液化位置，进而使试样失稳破坏。

图8 原状钙质砂考虑不同因素的εdc-N关系曲线Fig. 8 εdc -N curve of natural calcareous sand considering different factors

2.3 滞回曲线的演变过程

图9和图10分别为100 kPa围压时不同动应力下固化钙质砂的滞回曲线和rd=1.0时不同围压下原状钙质砂的滞回曲线。在图9和图10中，A、A′为最大正应力点，B、B′为最大负应力点。

图1 原状钙质砂示意图Fig. 1 Schematic diagram of natural calcareous sand

由图9可知：①随着振动次数的增加，曲线产生明显的偏移，滞回曲线逐步向右倾斜；②在试验前期，滞回曲线显示为一系列近似为平行的曲线，没有出现明显的软化现象；当应变的增加达到一定程度(εdc=2%)时，滞回环下部才发生明显变化，如图9(a)、(b)所示；当动应力较大时，滞回环的后期变形更为明显，如图9(c)；③滞回环的形状变化特性是前期稳定，中期剧烈，后期又逐渐趋于稳定。

图9 100 kPa围压时不同动应力下固化钙质砂的滞回曲线Fig. 9 Hysteresis curve of solidified calcareous sand under different dynamic stress at 100 kPa confining pressure

从图10可以看出，原状钙质砂的滞回曲线与高聚物固化钙质砂有较大的不同：①随着振动次数的增大，滞回曲线逐步偏移；②最大正应力及最大负应力均随着振动次数的升高而逐步减小，且减小幅度与有效围压成反比；③试验加载前期，滞回曲线形状基本不变，面积有微小的增大，这是由于试验初期主要发生钙质砂颗粒之间的相互错动，使钙质砂颗粒变得更加紧密，从而使钙质砂的抵抗变形能力有所增强；④中期，滞回曲线形状发生剧烈变化，面积逐渐增大，这是由于随着振动次数的增加，应变和孔压逐步积累，当累积到某一临界值时，其抵抗变形的能力开始减弱，钙质砂的易破碎性有所显现；⑤加载后期，滞回曲线的形状趋于稳定，面积稍有缩小，这是因为颗粒结构破坏产生大量塑性变形，降低了其抵抗变形的能力，且应变幅值迅速升高，最终使试样液化破坏。滞回环形状的变化特性与高聚物固化钙质砂相似。

图10 rd=1.0时不同围压下原状钙质砂的滞回曲线Fig. 10 Hysteresis curve of undisturbed calcareous sand under different confining pressures when rd=1.0

将动应力归一化之后，分别将AB线和A′B′线连接，得到原状钙质砂的AB和A′B′线及高聚物固化钙质砂的AB和A′B′线如图11所示。

从图11中可以看出，从AB线到A′B′线，直线的斜率减小，说明原状钙质砂及固化钙质砂的抗剪强度均有所降低。这是因为钙质砂在循环动应力作用下产生残余孔隙水压力，将颗粒骨架中的有效应力逐步向水中转移。由图11(a)可知：随着有效围压的升高，A′B′线与横坐标轴间存在的倾斜角度逐渐降低，这是由于液化后钙质砂的颗粒骨架中仍有残余强度存在，且这个残余强度随着有效围压的升高而降低。从图11(b)可以看出，随着动应力的增加，A′B′连线的斜率逐渐缩小，但是与横轴的倾角相较于原状钙质砂增大，表明固化钙质砂在破坏后的颗粒骨架强度比原状钙质砂高。

图11 AB和A′B′线Fig. 11 Lines AB and A′B′

3 结论

1) 经高聚物固化的钙质砂抗液化能力明显加强。相较于原状钙质砂而言，固化钙质砂液化破坏循环次数明显增加，且有效围压越高，达到液化破坏时的振动次数越多。

2) 钙质砂试样的动应变发展具有累积性，但固化前后呈现出不同的增长趋势。原状钙质砂在试验初始阶段应变增长较为缓慢，在后期急剧增大；固化钙质砂在试验前期应变增长较为快速，中期稳定增长，后期急剧增大。

3) 掺加高聚物前后，钙质砂滞回环形状的演变规律基本相同：前期变化较稳定，中期形状剧烈变化，后期形状又逐渐趋于稳定。

4) 高聚物浆体材料经体积膨胀而形成发泡体，通过填补孔隙、胶黏颗粒改善了钙质砂的变形特性，增加了其动力作用下的延性，提高了颗粒骨架强度及整体性。因此，可利用高聚物对钙质砂进行固化处理，作为回填材料应用于南海岛礁建设。