温度对季冻区粉质黏土强度及变形特性的影响

孙超, 宋韬, 郭浩天, 杨凯

(吉林建筑大学测绘与勘查工程学院, 长春 130118)

随着中国经济的不断发展,中国工程建设不断发展,东北地区岩土工程建设不断推进。在此环境之下,工程越冬成为必然。冬季气温的降低,土体中的水分在低温的环境下冻结成冰,水的相态变化会使土体结构发生不同程度的变化,从而对土体的强度和变形产生影响[1-3]。其最根本的影响因素即温度,不同温度条件下土体中水分的赋存状态是不同的,尤其是在负温时,温度越低土体中的成冰现象越明显,对土体的影响程度也越大[4]。由此造成的土体强度和变形问题为工程的设计、施工带来了许多的困扰和不便。为此研究温度变化对土体强度以及变形的影响规律极为重要。

有关冻土中外学者进行了大量的室内试验,对冻土的强度和变形进行了相应的研究。李晓芳等[5]对不同初始含水率,不同细颗粒状小组含量的土样设置不同的冻融循环次数,通过冻融循环试验,分析了以上条件对土体冻融变形的影响。刘亚等[6]通过试验得出温度条件不同时,试样的极限偏应力也会有所不同,负温条件下,冻土的强度随着温度的升高表现出降低的趋势。徐传召等[7]采用全球数字系统(global digital system,GDS)低温振动三轴仪试验测试不同冻融循环和围压条件下试样土的静力特征,并计算其抗剪强度指标,得出了黏土、粉质黏土、粉土质砂3种典型季冻土的黏聚力和内摩擦角变化规律。全晓娟等[8]开展不同初始含水率和不同冻融循环次数下的重塑土抗剪强度变化研究,结合压电陶瓷监测试验,得出青藏黏土冻融条件下,抗剪强度、黏聚力、内摩擦角的变化趋势。胡田飞等[9]以青藏高原粉质黏土为研究对象,通过改变土体的压实度,并设置不同的冻融循环次数,对其进行三轴试验,对比分析了冻融循环对下不同压实度粉质黏土抗剪强度以及其参数的影响。雷乐乐等[10]在设置不同的应力水平值的试验条件下,对冻结黏土进行应力主轴单向旋转试验,总结了冻结黏土强度随应力水平值变化的规律。Idris等[11]为了探究非饱和土抗剪强度与土体基质吸力之间的关系,通过改进的可以控制基质吸力的三轴测试系统对非饱和土进行试验,最终得出随着围压的增加,基质吸力越大的土体最终的剪应力也越大。Hu等[12]通过控制三轴测试系统的应变速率和净围压对非饱和土进行抗剪强度试验,分析总结了高低围压下,土体抗剪强度峰值随应变速率的变化规律。Yin等[13]对K0固结重塑黏土进行不排水三轴压缩实验,以此探究初始含水量对土体孔隙水压力响应以及剪切特性的影响,结果表明土体不排水抗剪强度随初始含水量的增加而减小。

目前有关非饱和土,大部分学者多在正温条件下对其进行相应的研究,有关负温条件下的冻土研究大都为饱和冻土相关试验。而对于季冻区土体而言,不同温度和不同饱和度均会对其产生较大的影响[14-15],现有研究成果当中在控制基质吸力条件下,通过改变温度条件对天然状态土体进行的试验研究相对缺乏。有关土体变形的研究也多为不同温度下饱和土的冻胀以及冻深预测[16-18]。但实际工程中包括路基土及基坑等岩土工程所涉及的土体大部分为非饱和土体。而目前已有研究中,对于此方面的研究相对缺乏。鉴于此,以典型季冻区长春地区广泛分布的粉质黏土为研究对象,通过室内试验以温度为变量,分析总结了天然含水率非饱和粉质黏土与饱和粉质黏土抗剪强度指标,以及无轴向压力条件下轴向位移随温度的变化情况。试验结果可为长春地区工程建设提供理论参考。

1 试验土样与方案

1.1 试样基本性质

试验用土取自长春轨道交通七号线公平路至东环城路站,通过LS-909型激光粒度仪采用干法对土样进行颗粒分析,如图1所示,所得土样颗粒级配曲线如图2所示。依据《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)[19]利用试验土样多余部分,通过室内试验测定所取回土的密度、天然含水率、液塑限含水率等基本物理力学性质,所得其基本物理性质如表1所示。由颗分曲线可知土中粉粒(d=0.005～0.075 mm)含量超过50%,黏粒(d<0.005 mm)含量占30%～40%,粉粒百分含量相对较高,当土壤中存在毛细孔隙时,毛细现象明显[20],由塑性指数可得试验所用土体为粉质黏土,由液性指数可得试验所用土体的状态为可塑状态。

表1 土样基本物理性质Table 1 Basic physical properties of soil samples

图1 LS-909型激光粒度仪Fig.1 LS-909 laser particle size analyzer

图2 土样颗粒级配曲线Fig.2 Grain distribution curve of soil sample

天然状态下的粉质黏土大都处于非饱和状态,由于土体内部同时存在着气相和液相,使其受基质吸力作用,进而导致的饱和粉质黏土与天然状态下的非饱和粉质黏土在力学性质上会有极大的不同[21]。为获取天然状态下试验土样的基质吸力值,采用GEO-Experts压力板仪对其持水能力进行试验研究,压力板仪如图3所示。该压力板仪主要由垂直气动加载装置、气压调节平台、水体积检测系统、气压板仪组件等部分构成。为了与实际工程土体的状态相符,试验当中先将土样进行饱和,然后通过GEO-Experts压力板仪对土样逐级施加基质吸力,同时记录相应基质吸力下排除水的体积。以此模拟实际工程当非饱和土的形成过程。将吸力的测试范围设定在0～400 kPa,试验过程中将吸力由5 kPa增加至400 kPa,分18级进行加载,根据得出的试验数据绘制土-水特征曲线,最终得出体积含水率与基质吸力的关系如图4所示,可知该试样天然状态下具有的基质吸力约为70 kPa。

图3 GEO-Experts压力板仪Fig.3 Geo-Experts Pressure plate instrument

图4 体积含水率与基质吸力关系Fig.4 Relationship between volume water content and matric suction

1.2 试验方案及设备

为明确温度变化对天然状态及饱和状态下粉质黏土强度以及变形的影响,选择温度和围压为试验变量,将非饱和土的基质吸力控制在70 kPa,分别设置净围压为100、200、300 kPa,根据长春全年温度变化,将温度分别控制在25、0、-2、-6、-10、-20 ℃,根据实际工况本试验采用固结不排水的试验方法,利用图5所示GDS非饱和土三轴测试系统对试样进行三轴试验,GDS非饱和土三轴测试系统可通过控制孔隙气压及反压来改变土的基质吸力,同时给土样施加轴向及径向压力。当土体处于非饱和状态时,使用非饱和土三轴仪可以更好地模拟出土在天然状态下的力学特性。依据规范及研究经验,土样的冻结时间设置为12 h,试验采用应变控制加载方法,设定剪切速率为0.1%/min,试验终止的条件为应变达到15%。为使饱和土与非饱和土形成对比,本试验中饱和土样通过图6所示的GDS 温控式静/动三轴测试系统进行剪切试验,温控动态三轴试验系统可以模拟土体的外部温度环境,对土样进行冻融循环试验,应力-应变循环加载,动三轴试验可以监测试样孔隙水压力的变化。试验同样采用固结不排水的试验条件,并且设置与非饱和土相同的温度以及围压条件,即分别设置净围压为100、200、300 kPa,将温度分别控制在25、0、-2、-6、-10、-20 ℃,采用应变控制加载方法,设定剪切速率为0.1%/min,试验终止的条件为应变达到15%。

图5 GDS 非饱和土三轴测试系统Fig.5 GDS triaxial test system for unsaturated soil

图6 GDS 温控式静/动三轴测试系统Fig.6 GDS temperature controlled static/dynamic triaxial test system

2 试验结果分析

2.1 土体应力-应变分析

应力-应变曲线能够比较好地反映土体变形特征以及强度性能等问题[9]。图7、图8分别为不同围压、温度条件下,天然状态下非饱和粉质黏土的应力-应变曲线以及饱和粉质黏土的应力-应变曲线。由图7和图8可知,天然含水率下的非饱和粉质黏土与饱和粉质黏土同样具有应变硬化的特性。在初始剪切阶段,偏应力增长迅速,在应变达到某一特定值之后,偏应力增长速率开始呈现出缓慢增长的趋势。

T为温度,单位:℃;ε为轴向应变,单位:%;σ1为轴应力,单位:kPa;σ3为径向应力,单位:kPa图7 非饱和土体应力-应变曲线Fig.7 Stress-strain curve of unsaturated soil

对于天然含水率下的非饱和粉质黏土,由图7、图8可以看出,在25 ℃以及正温条件下,围压不同时相同温度下的应力-应变曲线存在一定的差异;在-2 ℃以及更低的负温条件下,围压不同时相同温度下的应力-应变曲线并没有太大的差异,反而呈现出一种近似的状态。若基质吸力为固定值时,相同围压条件下,当温度降低时,偏应力会随温度的降低出现下降的趋势。说明温度会对土体的抗剪强度造成比较大的影响。非饱和土在25 ℃表现出应变硬化状态的原因是非饱和土中由于内部存在一定的孔隙,其内部就会存在一定的基质吸力,土体内部有存在一定的吸附强度,从而导致在剪切过程当中,土体会出现应变硬化的现象。随着温度的降低,土体内部水分达到冰点开始冻结成冰,土体内部水的状态由水的胶结状态转变称为冰联结状态。相较于胶结状态的水,联结冰的强度要远远高度其强度。由图4可知,本试验用土天然含水率状态下的非饱和土的基质吸力为70 kPa,此时土中水的含量比较高,吸附作用较小,因此负温条件下,土体中水分成冰之后其强度足以弥补吸附强度,土体在剪切过程中呈现出应变硬化性。

对于完全饱和的粉质黏土,其应力-应变曲线所表现出的状态与天然含水率下的非饱和粉质黏土相同。在25 ℃的正温条件下,相同温度不同围压条件下,应力-应变曲线存在一定的差异,而在0 ℃以及更低的负温条件下,不同围压应力-应变曲线表现出较为接近的状态,且随着温度的不断降低,其应力-应变曲线近似相同。且其在整体上都表现出应变硬化性。在25 ℃以及正温状态下,伴随着围压的提高其固结程度也有所提升,其抵抗剪切破坏的能力也有所增强,土体在剪切过程中呈现出硬化性。在负温条件下,随着温度的下降土中水达到冰点冻结成冰,与非饱和土类似的是饱和粉质黏土内部的水分由正温时的胶结状态转变为冰联结状态,因此其抗剪切能力进一步加强,其在剪切过程中同样表现出应变硬化性。

2.2 土体抗剪强度分析

根据GDS 非饱和土三轴测试系统所得试验数据得到的应力-应变曲线绘制的莫尔应力圆,由此通过软件拟合得出莫尔应力圆的公切线如图9所示。最终得到各温度下的土体的总黏聚力和有效内摩擦角的数值如图10、图11所示。

图9 抗剪强度包线变化曲线Fig.9 Wrapping curve of shear strength

图10 总黏聚力变化曲线Fig.10 Total cohesion change curve

图11 有效内摩擦角变化曲线Fig.11 Internal friction angle change curve

从图10可以看出,随着温度的降低,土体的总黏聚力呈现出不断增长的趋势,在正温25 ℃时,土体的总黏聚力值为33.64 kPa,在0 ℃时,土体的总黏聚力值为323.6 kPa,增长了约10倍。当温度降低至-20 ℃时,总黏聚力值达到了3 025.72 kPa,相比0 ℃也近似增加了10倍。从图10可以看出,负温情况下由0 ℃降至-20 ℃温度变化过程中黏聚力的增长速度远远大于正温25 ℃降至0 ℃温度变化过程中的黏聚力增长速度。这说明负温会在极大程度上影响土体的总黏聚力。而在负温时土体总黏聚力增长过程又表现出不同的增长速度,温度由0 ℃降至-6 ℃过程中总黏聚力的增长速度要大于温度由-6 ℃降至-20 ℃这个过程中总黏聚力的增长速度。分析其原因可能是在温度由0 ℃降至-6 ℃的过程中由于土中自由水的含量较高,所以水分凝结成冰的速度比较大,从而导致土体总黏聚力呈现一种快速增长的趋势,温度由-6 ℃降至-20 ℃的过程中,由于土中自由水含量的相对减少,土中水分凝结成冰的速度受到了一定程度的影响,从而土体的总黏聚力的增长速度也受到了一定程度的影响。相较于总黏聚力,有效内摩擦角的变化并不是特别明显,如图11所示,随着温度的降低,有效内摩擦角呈现出降低的趋势,25 ℃时有效内摩擦角为18.6°,-20 ℃时有效内摩擦角为11.7°,变化幅度并不大。可知负温对内摩擦角并不会产生太大程度的影响。

为了与天然含水率下的粉质黏土形成对比,将土体饱和后利用GDS温控式静/动三轴测试系统,设置相同围压相同负温条件对饱和之后的粉质黏土进行剪切试验,根据试验得到的应力-应变曲线绘制莫尔应力圆,由此通过软件拟合得出莫尔应力圆的公切线如图12所示。最终得到各温度下的土体的总黏聚力和有效内摩擦角的数值如图13、图14所示。通过图13不难发现,饱和粉质黏土总黏聚力与天然含水率下的非饱和粉质黏土的总黏聚力其随温度变化所呈现的变化趋势是近似相同的。即25 ℃降至0 ℃过程中总黏聚力的增长速度要远远小于0 ℃降至-20 ℃过程中总黏聚力的增长速度。且负温降温过程中,0 ℃降至-10 ℃过程总黏聚力的增长速度要大于-10 ℃降至-20 ℃过程中总黏聚力的增长速度。这说明不论是饱和状态下的粉质黏土还是非饱和状态下的粉质黏土,温度降低过程中尤其是负温降低过程中温度会对土体的总黏聚力造成很大程度的影响。但是对于内摩擦角来讲,在温度变化过程中,饱和土的有效内摩擦角表现出了与非饱和土不同的变化趋势。如图14所示,温度由25 ℃降至-6 ℃的过程,有效内摩擦角表现出不断下降的趋势,温度由-6 ℃降至-20 ℃的过程,有效内摩擦角却有所增长。分析其原因可能是在温度由25 ℃降至-6 ℃的过程中,在正温时,由于土体内部水黏滞性的提高,减小了土体内部颗粒表面的滑动摩擦,从而导致有效内摩擦角的降低,在负温时由于内部的成冰作用,且在-6 ℃之前土体内部水分并未完全冻结成冰,仍存在一部分的自由水,而冰晶又存在一定的润滑性,这使得土体内部颗粒嵌固作用降低,从而导致内摩擦角减小,当温度小于-6 ℃时,随着温度的不断降低,土体内部成冰作用的不断加强,伴随自由水的减少,且由于围压的存在,土体内部颗粒之间的嵌固作用有所增强,因此有效内摩擦角有所提升。

图12 抗剪强度包线变化曲线Fig.12 Wrapping curve of shear strength

图13 黏聚力变化曲线Fig.13 Total cohesion change curve

图14 有效内摩擦角变化曲线Fig.14 Internal friction angle change curve

对比图10与图13,相同试验条件下的非饱和粉质黏土与饱和状态下的粉质黏土相比而言,饱和粉质黏土的同条件的下的总黏聚力要小于天然含水率的非饱和粉质黏土,这是因为相比于饱和粉质黏土,非饱和土内部存在基质吸力,基质吸力存在增加了非饱和土的总黏聚力。

2.3 土体变形特性

对于冻土而言随着温度的降低,土体内部的水分冻结成冰,相应的土体的体积就会发成不同程度的膨胀[22-23],为了研究冻土的变形规律,本试验以温度和围压为变量,通过GDS非饱和土三轴测试系统对天然状态下非饱和土以及GDS温控式静/动三轴测试系统对饱和粉质黏土,进行实验,在无轴向压力的条件下观察其一次冻结之后的轴向变形位移。试验中以12 h为一次冻结,通过计算机记录轴向位移的大小,以12 h后轴向位移的大小作为最终位移量。将最终试验结果进行绘制如图15、图16所示。

图15 非饱和土(70 kPa基质吸力)轴向变形Fig.15 Axial deformation of 70 kPa matric suction unsaturated soil

图16 饱和土轴向变形Fig.16 Axial deformation of saturated soil

图15为天然含水率(70 kPa基质吸力)条件下的非饱和土在不同围压、不同温度条件其轴向变形量。由试验数据可知,随围压增大,相同温度下的土体轴向位移量会相对有所减少,这是因为随着围压的增大,土体内部固结程度增大,土体颗粒之间的孔隙相对减少,土颗粒变得更加紧密,这在一定程度上抑制了冻结过程中自由水的竖向迁移,从而使水分更多地发生原位冻胀,因此抑制了土体冻结过程中的竖向变形。围压恒定时,随着温度的降低土体变形呈现递增的趋势,且不同围压条件下,其增长趋势近乎相同。

图16为饱和土体在不同围压不同温度下的轴向变形,其在不同围压相同温度以及在相同围压不同温度条件下呈现出于非饱和土近似相同的变形现象,但与非饱和土不同的是在200、300 kPa的条件下,饱和土体的轴线变形增长表现出先期快速增长后期有所减缓的的趋势。其原因可能在于降温初期阶段靠近冻结缘的土体中的水分先发生快速冻结,随着温度的降低以及土体内部水分凝结成冰,土体内部温度传递减慢,相较于起始土体冻结成冰的速度,内部水分成冰作用有所减缓,进而变形增长速率有所下降。

通过对比非饱和土与饱和土在相同条件下轴向变形可以看出,相同围压、相同温度的试验条件下,非饱和土相较于饱和土体轴向变形量略小。这是由于相比于非饱和土,饱和土体含水率要高于天然含水率的非饱和土体,从而在温度降低的过程中饱和土体内会有更多的水分冻结成冰,因此相同条件下,随着温度的降低饱和土体完全冻结之后土体内部含冰量要高于非饱和土体,水冰相变导致的体积膨胀对土体的轴向变形造成了明显差别的影响。

3 结论

以典型季冻区广泛分布的粉质黏土为研究对象,通过GDS非饱和土三轴测试系统对天然状态下非饱和土以及GDS温控式静/动三轴测试系统对饱和粉质黏土,在不同温度条件下的强度及变形特性进行研究,得出如下结论。

(1)正温状态下由于围压作用的存在,土体固结稳定后土体承受的剪应力随围压增大而增大。负温条件下,水冰相变造成土体内部冰胶结强度足以弥补相变过程中损失的强度,使得剪切过程中,土体应力-应变曲线表现出应变硬化的特性。

(2)对于天然状态非饱和土,随着温度的降低,水冰相变产生的冰胶结黏聚力及基质吸力产生的表观黏聚力均增加,使得温度从25 ℃降至-20 ℃的过程中,土体整体黏聚力表现出增加的趋势。负温产生的冰胶结作用对土的黏聚力影响较大,使得负温降温过程总黏聚力增幅大于正温降温过程黏聚力增幅。整个降温过程中,土体有效内摩擦角呈降低趋势,但整体变化幅度较小。

(3)对于饱和状态土体,降温过程中由于孔隙水黏滞性的提高及水冰相变冰胶结黏聚力的增加,土体总黏聚力表现出随温度降低不断增加的变化趋势。由于非饱和土中基质吸力产生的表观黏聚力的存在,使得相同试验条件下,饱和土的总黏聚力小于非饱和土的总黏聚力。正温降温阶段由于土体内部存在一定的水分迁移,对土体颗粒有一定的润滑作用,使土体有效内摩擦角不断降低,负温降温阶段,水冰相变到一定程度造成土体体积膨胀,同时在围压作用下土颗粒间的嵌固作用增强,使得饱和土的有效内摩擦角出现了增长的现象。

(4)含水率的不同造成饱和土体的轴向变形要大于非饱和土。围压可以在一定程度上抑制土体内部冰晶体的增长,降低土体冻胀。相同负温,随围压增大土体轴向位移量呈减少趋势。围压恒定时,随着温度的降低土体变形呈现递增的趋势,且不同围压条件下,其增长趋势近乎相同。