吹填土热力固结和强度特性试验研究

雷华阳 ，冯双喜，郝 琪，张雅杰，Fathia Abdourazk ABDI

(1. 天津大学建筑工程学院，天津300354；2. 天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津300354)

随着“一带一路”倡仪、“海洋强国”等国家战略的实施，海洋资源开发与利用已成为当今世界可持续发展的重大问题，陆地资源紧缺是沿海资源开发的关键．为解决陆地资源和发展空间不足等问题，各沿海城市掀起了围海造陆的热潮．目前，真空预压方法已经成为围海造陆常用的一种方法[1-4]．其中，热真空预压加固吹填土地基新方法受到许多学者的关注．泰国首先采用了热真空预压方法，在塑料排水板增设U 型管，并将温度加热至90 ℃，研究表明处理后软基的沉降量是传统排水固结法的2～3 倍[5].Marques 等[6]证明了热真空预压技术可以显著提高土体的固结效果，提高土体的强度，缩短工期. 林伟岸等[7]设计一种超软土加固的加热型排水板及热真空预压装置，并证明了热真空预压的有效性．虽然热真空预压对新近吹填土地基加固具有一定效果，但并没有得到广泛的推广和应用，其原因之一是固结过程中温度对吹填土固结特性和强度的变化规律尚不清楚.

为了揭示黏性土热力固结变形特性，很多学者通过温控三轴或者升温固结仪对其固结特性开展了试验研究．Paaswell[8]首先提出了“热固结”的概念，认为黏土在加热过程中体积随时间变化不大．Delage等[9]以超固结黏土为试验对象，认为固结系数随着温度的升高变化不明显．白冰等[10]研究水-力-温(THM)条件下硬黏土排水量以及孔隙水压力变化规律，提出吸附孔隙水压力对硬质黏土的THM 性质起主导作用．陆嘉楠等[11]针对粉质黏土总结出同一围压作用下，温度越高，孔隙比越低，应变呈现线性增长变化趋势．

此外国内外学者通过开展温控三轴试验研究了温度对黏性土强度特性的影响，Ma 等[12]针对Boom Clay 开展系统研究，并认为升高温度会降低土体的强度，温度对摩擦角的影响尚不清楚．Monfared 等[13]认为在80 ℃时，Boom Clay 的剪切带不明显，并影响其渗透性．高均昭等[14]研究了粉质黏土在高温多雨条件下强度特性，提出原状土的剪切强度受温度影响较大，随着温度的升高，黏聚力和内摩擦角总体下降5%～10%．

综上，虽然国内外学者在土体热力学特性方面取得了一定的研究成果，但仍存在不确定性．很少有专家针对吹填土热力固结和强度特性开展试验研究.目前的研究成果尚未能揭示吹填土固结和强度演化规律，无法合理评价热真空预压加固效果的合理性.

基于此，本文利用自主研发的温控三轴仪，系统开展了吹填土热力固结和强度试验．研究了吹填土在不同温度下的排水体积、渗透系数、孔隙水压力与固结度演化规律．重点分析了固结后吹填土在排水和不排水条件下有效应力路径和应力应变关系，提出了基于不同温度的邓肯-张模型参数．

1 试验方案

1.1 基本特性

吹填土取自天津滨海新区临港工业园区，土样的基本物理力学指标如表1 所示．考虑天然土样处于流塑状态，无法直接获得三轴试样，采用真空压样法制备土样，真空压力为100 kPa，预压时间为3 d．预压后土样的天然密度、含水量、孔隙比均有所下降，平均十字板剪切强度略有提高．

表1 试验土样基本物理力学指标Tab.1 Basic physical and mechanical indexes of the test soil sample

1.2 试验仪器

温控三轴设备主要包括：温控装置、围压反压控制装置、加载装置．其中温控装置主要包括温度压力室、恒温循环器以及温度传感器，如图1 所示．温度控制要求：范围-20～80 ℃，控制精度优于±2 ℃，分辨率优于±2 ℃．

图1 温控三轴设备Fig.1 Temperature controlled triaxial apparatus

1.3 试验步骤与试验方案

试验包括以下步骤：制样、饱和、固结和剪切.①制样：将预压后的试样切削成39.1 mm×80 mm 圆柱样；②饱和：将制备好的试样放入真空饱和仪中开始饱和，饱和时间为24 h；③固结：将饱和试样置于温度压力室中，将恒温循环器设定至目标温度，进行等向固结，固结压力设置为100 kPa，固结时间为24 h；④剪切：固结完成后试样在排水条件和不排水条件下，分别以每分钟0.01%和0.1%速率进行剪切试验[15]．

Abuel-Naga 等[16]提出热真空预压要比传统真空预压固结时间缩短2/3．Derjaguin 等[17]认为70 ℃黏性土的吸附水易变成自由水．邱长林等[18]证明了真空预压加固吹填土地基为等向固结过程．目前的研究尚不能系统说明温度对吹填土固结特性的影响，基于此选取了10～70 ℃不同温度，开展了等向固结试验．

评价热真空预压加固吹填土地基的处理效果往往需要明确不排水和排水强度[6]．因此，开展了不同温度条件下不排水和排水的压缩试验，对比分析吹填土排水和不排水强度特性，具体试验方案如表2 所示.

表2 试验方案Tab.2 Test scheme

2 热力固结特性分析

2.1 排水体积与渗透系数变化规律

图2 为不同温度下吹填土排水量的变化曲线，从图2 中可以看出不同温度条件下排水量与时间变化曲线规律相同，呈现非线性增长趋势．排水量随着时间的增加而增加，温度越高排水量越大．在前200 min 内，当温度为10 ℃和20 ℃时，排水增量小幅上升，分别为2.35 mL 和2.64 mL．当温度30 ℃和40 ℃时，排水增量可达5.06 mL 和6.34 mL，比室温20 ℃增加2.42 mL 和3.70 mL．当温度为50～70 ℃时，排水增量大幅上升，排水增量分别较室温20 ℃增长了5.76 mL、6.96 mL 和7.36 mL．随着时间增加，温度10～50 ℃时排水量增加幅度不大，排水量分别为 5.29 mL、7.07 mL、8.50 mL、11.02 mL、11.31 mL；当温度60～70 ℃时，排水量仍呈现小幅增加趋势，最终排水量为15.69 mL 和19.46 mL．

图2 不同温度下吹填土排水量随时间的变化曲线Fig.2 Relations between the drainage volume and time under different temperatures

图3 为排水量与温度的关系曲线，其关系可以拟合为

式中：V为排水体积，L；t为温度，℃．

从图3 中可以看出吹填土的最终排水量随着温度升高而增大．当温度升高时，孔隙水和土颗粒的矿物都会膨胀，并且孔隙水的黏滞性降低，渗透系数增加，部分弱结合水转化为自由水，使其排出更多的孔隙水[19]．

利用太沙基一维渗流理论和达西定律[20]，获取渗透系数，即

式中：wγ为水的重度，N/m3；q为排水量，L；u为孔隙水压力，Pa；τ为固结时间，s；z为地基深度，m．

图3 排水量与温度关系Fig.3 Relation between drainage volume and temperature

考虑三轴试样代表一点的应力状态，将∂u / z∂ 可以简化为u(τ)．当温度从10～70 ℃变化时，渗透系数分别为：0.55×10-7cm/s、0.70×10-7cm/s、0.79×10-7cm/s、0.95×10-7cm/s、0.82×10-7cm/s、1.14×10-7cm/s、1.37×10-7cm/s．

温度对渗透性的研究较为广泛，一般认为渗透系数可以表示为

式中：k为渗透系数，m/s；K为固有渗透率，m2；ρ为流体密度，kg/m3；μ为流体黏滞系数，Pa·s；η为动力黏滞系数，m2/s；g为重力加速度，g＝9.8 m/s2．

图4 为渗透系数与温度的变化曲线，其关系可拟合(拟合程度可达0.878)为

从图4 中可以看出渗透系数随温度的升高而增加，研究结果与何俊等[21]的研究结果一致．由式(3)可知，温度升高，孔隙水的黏滞性将会减小．这是导致渗透系数随着温度线性增加的原因之一．

图4 渗透系数与温度关系Fig.4 Relation of hydraulic conductivity and temperature

2.2 孔隙水压力变化规律

孔隙水压力是衡量固结效果的重要指标，但关于不同类型土，升温会导致孔隙水压力升高还是下降仍处于争论的阶段，很多专家认为黏性土升温会导致附加应力增加，孔隙水压力先升高后下降[22-23]；但也很多专家认为温度升高导致砂性土和黏性土渗透系数增大，孔隙水压力呈现消散的趋势[24]．通过试验研究发现，吹填土在固结过程中孔隙水压力随着温度的升高呈现下降趋势．

图5 为孔隙水压力随时间变化曲线，从图5 中可以看出不同温度条件下孔隙水压力随时间变化曲线规律相同，呈非线性衰减趋势．孔隙水压力随时间增加逐渐减小，温度越高，孔隙水压力衰减越快．孔隙水压力随时间变化曲线呈现明显三阶段特征：快速衰减阶段、缓慢衰减阶段和稳定阶段．

快速衰减阶段：在前200 min 内孔隙水压力呈现快速下降趋势．温度为10～70 ℃时孔隙水压力减小量分别为 20.6 kPa、28.8 kPa、40.1 kPa、47.6 kPa、55.7 kPa、64.4 kPa 和70.3 kPa．缓慢衰减阶段：时间为200～1 000 min，孔隙水压力呈现缓慢衰减趋势，在不同温度下，孔隙水压力增量分别为47.7 kPa、41.1 kPa、37.0 kPa、33.1 kPa、35.6 kPa、28.7 kPa 和26.8 kPa．稳定阶段：时间为1 000～1 440 min，孔隙水压力基本保持稳定．当时间为1 440 min 时，孔隙水压力分别为33.6 kPa、29.9 kPa、26.0 kPa、17.6 kPa、7.2 kPa、5.0 kPa 和1.8 kPa．显然，与常温20 ℃时的孔隙水压相比，10 ℃孔隙水压力增加了12.48%，30 ～70 ℃的孔隙水压力分别减小了 12.96% 、41.08%、75.90%、83.26%和93.84%．通过上述分析，温度升高将加速吹填土孔隙水压力消散．

图5 孔隙水压力随时间变化曲线Fig.5 Relations between pore water pressure and time

2.3 固结度变化规律

固结度是评价固结程度重要的指标，本文确定土体的固结度U的公式为

式中：u0为初始孔隙水压力，Pa；um为m时刻的孔隙水压力，Pa．

图6 为不同温度下固结度与时间的关系，从图6中可以看出在不同温度条件下固结度与时间的关系曲线规律相同，呈现增长趋势．随着时间的增加，吹填土的固结度呈现增长趋势．在前200 min 固结度快速增长，当温度10～70 ℃时，固结度分别为20.1%、28.6%、40.3%、43.9%、62.7%、63.5%和64.2%. 当时间为1 440 min、温度10～70 ℃，固结度分别为66.4%、70.1%、74.1%、82.4%、93.4%、95.2%和98.2%. 通过分析发现，当固结时间达到1 440 min，土样并没有完全固结，升温有助于加快固结．

图6 不同温度下固结度与时间的关系Fig.6 Relations between the consolidation degree and time under different temperatures

此外，随着时间的增加，不同温度差异条件下固结度差值呈现出先增大后减小的趋势，当时间为200 min 时，与10 ℃相比，70 ℃试样固结度增量为49.86% ．当时间为 500 min，试样固结度增量为33.05% ．当时间为 1 400 min，试样固结度增量为31.75%．

本文建立了温度能量密度表达式用于揭示固结度变化规律，即

式中：ET为温度能量密度为温度引起的应力为温度引起孔隙水压力变化，Pa；在等压固结条件下为温度引起的应变，为比例系数；e0为初始孔隙比；qu为不同温度下最终流量，L．

当温度升高时，ET增大，温度排水量增量变大，为了满足能量平衡要求，孔隙水压力增量也将增大，导致固结程度增加．需要说明的是，当满足能量平衡要求时，如果排水量仍继续增大，孔隙水压力增量将会减小．通过图2 和图5 可以发现当时间为1 000～1 440 min，温度为10～70 ℃，排水量增量比值和孔隙水压力基本保持不变；这说明能量基本达到平衡，随着时间的增加，固结程度将不再继续增加．

3 热力强度特性

吹填土的热力强度是评价热力固结效果的重要性指标，为了揭示吹填土热力强度在排水和不排水条件下的差异，本文主要从有效应力路径、应力应变关系和邓肯-张模型参数3 个方面开展系统研究．

3.1 有效应力路径

有效应力路径反映了物体在加载过程中应力状态的演化规律．以轴向应变为15%作为土体强度临界状态标准，绘制排水与不排水条件下吹填土应力路径曲线，如图7 所示．从图7 中可以看出在排水条件下，随着偏应力的增大，有效球应力同样呈现增长趋势．不同温度条件下，偏应力-有效球应力关系曲线增长趋势基本相同，但偏应力和有效球应力增量不同，温度越高偏应力和有效球应力增量越大．当温度为10 ℃时，最大偏应力为83.19 kPa，有效球应力为156.25 kPa，当温度为 70 ℃时，最大偏应力为157.58 kPa，有效球应力为205.07 kPa．这表明不同温度下土体的临界状态线(CSL)不一致，即土体在不同温度下强度不一致．不同温度下临界方程中q=Mp′的M 值如表3 所示．

在不排水条件下，随着偏应力的增大，有效球应力呈现减小趋势．温度越高，有效球应力减小就越明显．当温度为10 ℃时，最大偏应力为85.07 kPa，有效球应力为97.78 kPa，当温度为70 ℃时，最大偏应力为137.85 kPa，有效球应力为94.42 kPa．同样，在不排水条件下土体的CSL 线不一致，土体在不同温度下强度不一致．通过对比分析发现，不排水抗剪切强度明显小于排水抗剪切强度．此外，不排水条件下的M 值大于排水条件下的M 值．升温不排水条件下吹填土p′值基本维持不变，升温排水条件下吹填土q-p值线性增加．

表3 排水与不排水条件下M 值Tab.3 M values under drainage and undrainage conditions

图7 排水与不排水条件下吹填土应力路径Fig.7 Stress path of the drainage fill under drainage and undrainage conditions

3.2 应力应变关系

图8 为在排水和不排水条件下吹填土的应力应变关系曲线，从图8 中可以看出在不同温度条件下应力应变关系曲线规律相同．在排水条件下，随着剪应力增加，轴向应变增大．当温度低于30 ℃时，应变软化特性不明显，当温度为40～70 ℃，应力应变关系呈现明显的应变软化特性，存在峰值应力．为了方便研究土体强度变化规律，以15%的应变作为强度控制标准，将应力应变关系分成两个阶段：硬化阶段和软化阶段．当应变为15%、温度10～70 ℃时，剪应力分别为：83.19 kPa、94.33 kPa、92.31 kPa、122.25 kPa、132.05 kPa、138.87 kPa 和157.58 kPa．

图8 排水与不排水条件下应力应变关系Fig.8 Relations between stress and strain under drainage and undrainage conditions

图9 不排水条件下参数a、b 确定Fig.9 Determination of parameters a and b under undrainage condition

在不排水条件下，随着温度升高，应力应变关系均为应变硬化型．以轴向应变为15%作为强度控制标准时，温度为 10 ～70 ℃时，偏应力分别为：85.07 kPa 、93.42 kPa 、93.43 kPa 、101.77 kPa 、115.86 kPa、128.17 kPa 和137.85 kPa．同理，温度越高，土体的抗剪强度越大，这与排水条件下土体的强度基本一致．

饱和试样在相同围压固结以后，进行不排水剪切时，剪切温度越高，土颗粒与孔隙水热胀，必然产生超静孔隙水压力以维持体应变不变，相对排水而言，土体的有效应力减小，使得抗剪强度下降．

基于应力应变关系双曲线特征，本文采用邓肯-张模型对不同排水条件和温度条件的应力应变关系进行描述．排水条件下应力应变关系呈现软化现象，硬化阶段可以利用采用邓肯-张模型描述，在应变软化阶段采用线性方程描述．具体邓肯-张模型为

在软化阶段采用直线方程进行拟合，拟合方程为

式中n、j 为试验参数．通过线性拟合，获得不同温度下的拟合公式，如表4 所示，拟合程度均大于0.800．

图10 排水条件下参数a、b 确定Fig.10 Determination of parameters a and b under drainage condition

表4 软化阶段拟合公式Tab.4 Fitting formula for the softening stage

4 结 论

本文采用自主研发的温控三轴仪，开展了吹填土热力固结与强度特性试验研究，并获得如下结论．

(1) 升温可以明显改善吹填土的固结效果，提高其抗剪强度．升温过程中，土体固结变形存在明显的阶段特征：快速增加阶段、缓慢增加阶段和稳定阶段．升温条件下，吹填土的抗剪强度明显增提高．

(2) 排水量随着温度升高呈指数关系增加，当温度70 ℃时，最终排水量19.46 mL．渗透系数随着温度升高呈线性增长．温度为10～70 ℃，渗透系数变化范围为0.55×10-7～1.37×10-7cm/s．孔隙水压力随着温度的升高呈下降趋势，当时间 100 ～1 400 min，孔隙水压力整体衰减范围为 7 ～40 kPa．固结度随着温度升高而增大，与10 ℃相比，70 ℃试样在时间200～1 440 min 的固结度增量范围为31.75%～49.86%．

(3) 不排水条件下CSL 线斜率M 值大于排水条件下的M 值．升温不排水条件下吹填土p′值基本维持不变，升温排水条件下吹填土q-p 值线性增加．排水抗剪强度范围为83.19～157.58 kPa，不排水抗剪强度范围为85.07～137.85 kPa．

(4) 确定了考虑不同温度的邓肯-张模型参数a和b．升温不排水条件下，可采用邓肯-张模型来描述应力应变关系；在升温排水条件下，可采用邓肯-张模型和线性模型综合反映应力应变关系．