河道淤泥气泡混合土抗剪性能试验研究

2020-05-29

广西大学学报（自然科学版） 2020年1期

(苏州科技大学土木工程学院，江苏苏州215011)

0 引言

江南地区，江河湖泊分布密集，每年都产生大量的河道淤泥[1]。经过长年累月的堆积，河道淤泥不仅会影响河流的水质，还会影响排水和通航。为了解决这些问题，需定期或者不定期疏浚河道，由此导致大量疏浚淤泥产生。现阶段已经形成了几种切实有效处理淤泥的方法。例如，河道淤泥可用作于建筑砌体材料的原材料，也可以将其进行脱水处理后作为填土材料，还可以用于土壤改良或种植。但是由于淤泥本身高含水量、高压缩性、低强度这些特殊性质以及经济效益等问题，更多还是采用直接倾倒堆积的方式。因此，探索一种既能提高利用效率又能降低利用成本的有效利用途径，具有积极的社会与工程意义，同时也有利于提高环境质量和保护环境。

河道淤泥作为一种高含水率及高流动性的软土，根据已有的气泡混凝土技术，可将其作为制备气泡混合轻质土的原料土，是疏浚淤泥一种比较好的利用方式。迄今为止，对于气泡混合轻质土的研究已取得很多成果。在国外，瓦川善山等[2]通过无侧限抗压强度试验，探讨了水泥含量对经气泡混合处理后轻质土抗压强度的影响。国内对轻质混合土的研究起步较晚，大多数主要采用塑料发泡颗粒作为轻质材料，较少采用气泡。何国杰等[3]以工程弃土石为原料土制作成气泡混合轻质土，对其容重和强度进行试验研究，探讨了水泥掺入量、气泡掺入量、养护龄期、含水量等对气泡混合轻质土容重和强度的影响。梁兴盛等[4]基于室内冲击试验，研究了气泡混合轻质土在冲击荷载作用下的抗裂性能，并探讨了不同发泡剂掺量对混合轻质土的影响。顾欢达等[5-6]通过室内试验对河道淤泥气泡混合土强度变形特性等进行了研究。赵云会等[7]通过三轴试验和抗压强度试验，对不同气泡含量的气泡混合轻质土的应力—应变特性及抗剪强度进行了分析，并且考察了冻融循环对气泡混合土抗压强度的影响。然而，考虑路径因素对FMLSS力学性质影响的相关研究还较少。

国内外已有诸多对不同应力路径下土的强度及变形特性的研究成果。LAMBE[8]首先阐述了应力路径的具体方法。LADE等[9]指出在相同的始末应力状态下，应力路径不同，其对应的应力—应变曲线也不同。黄质宏等[10]研究发现不同应力路径对红黏土的力学特性有很大影响。刘国斌等[11]进行基坑开挖模拟，得出软土的应力—应变关系也与应力路径有关。刘祖德等[12]对砂性土和粘性土分别进行不同应力路径试验，探究应力路径对填土变形特性的影响规律。陈凡等[13]通过不同应力路径试验对粉土和改性粉土进行强度变形试验研究。试验结果表明，相同围压下，常规三轴路径下的抗剪强度大于等压压缩路径下的抗剪强度，减压压缩路径最小，而且不同应力路径下的应力—应变曲线均呈非线性变化。杨爱武等[14]以结构性吹填土为研究对象，通过三轴不固结不排水试验，研究了不同应力路径对吹填土强度、变形及孔隙水压力变化规律的影响。陈婷[15]通过不同应力路径三轴试验，研究应力路径对软土应力应变关系的影响。由此可以看出，路径因素对土的力学性质有明显的影响。

例如，在开挖施工过程中，岩土体往往处于比较复杂的应力状态，其应力—应变关系也受各种因素影响而显示不同的特征。在基坑开挖过程中，经常发生基坑坑底隆起，坑壁侧向位移和地表沉降等问题，这些问题与一般土工试验按加载方式所表现出来的特性有很大不同。利用常规加载试验所得到的强度参数进行设计计算必然会产生较大的误差。因此，基于工程应用目的，考虑卸荷因素的影响，研究卸荷条件下FMLSS的强度发挥及相应的强度指标，对提高设计计算的合理性和可靠性具有良好的工程意义。

1 试验方法

1.1 试验原料及配合设计

试验用土源于苏州市内某河道淤泥，试验前先对该淤泥进行提纯，本试验选用直径5 mm筛子对其进行过筛处理，去除淤泥内部大颗粒杂质及其他异物，从而提高土体的均匀性和流动性。通过一系列土工试验(GB/T 50123—1999)测得原料土的基本物理性质指标，详见表1。原料土含水量较高，液性指数IL>1.0，处于流塑状态；塑性指数Ip=15.7，该土属于淤泥质粉质黏土。

表1 原料土的物理性质指标Tab.1 Physical parameters of raw soil

试验中采用的固化剂为PO42.5普通硅酸盐水泥，发泡剂为动物蛋白类复配型发泡剂，用水为自来水。试验配合比设计见表2(试验中以河道淤泥的干土质量为标准，水泥含量为水泥质量与原料土干土质量的比值，气泡含量为气泡质量与原料土干土质量的比值，含水量为水的质量与原料土干土质量的比值)。然后按照表2配比依次在河道淤泥中加入水、水泥和气泡，分别搅拌均匀，最后将搅拌均匀的河道淤泥气泡混合土(Foamed mixture lightweight soil using river sludge，简称FMLSS)装入直径61.8 mm、高20 mm的模具中，把密封好的模具放在标准养护室养护24 h后取出脱模，然后重新用保鲜膜密封送至标准养护室继续养护至28 d试验龄期满后，取出做试验。

表2 FMLSS的配比情况Tab.2 Mixture conditions of FMLSS

1.2 试验方法

为了考察卸荷因素对FMLSS抗剪性能的影响，采用应变控制式ZJ型直剪仪进行常规加荷及不同卸荷条件下的直剪试验，剪切速率0.6 mm/min。

1.2.1 固结快剪试验

先在试样顶部分别施加四种(300、200、100、50 kPa)不同预压荷载至预压稳定后，然后分别将土样直接进行快速剪切试验。最后确定不同预压荷载下土样的剪应力—剪应变曲线。

1.2.2 固结卸荷快剪试验

先在试样顶部分别施加四种(400、300、200、100 kPa)不同预压荷载至预压稳定以后，然后每种预压荷载按每级100 kPa迅速卸荷(为方便读数，卸荷后垂直压力不宜低于50 kPa)，然后将卸荷至对应分级压力的土样直接进行快速剪切试验，最后确定土样卸荷路径下的剪应力—剪应变曲线。当预压荷载为400 kPa时，将预压荷载400 kPa分别卸载至300、200、100、50 kPa后，再分别进行快速剪切试验。当预压荷载为300 kPa时，将预压荷载300 kPa分别卸载至200、100、50 kPa后，再分别进行快速剪切试验。当预压荷载为200 kPa时，将预压荷载200 kPa分别卸载至100、50 kPa后，再分别进行快速剪切试验。当预压荷载为100 kPa时，将预压荷载100 kPa卸载至50 kPa后，再快速进行剪切试验。整个试验采用先加载后快速卸载剪切方式，对应开挖施工速度较快，土体来不及膨胀情况下的路径条件。

2 试验结果分析

2.1 应力应变关系

土样先在不同预压荷载下(400、300、200 kPa)预压稳定后，分别卸荷至100 kPa法向力，之后再分别进行直剪试验，其结果如图1所示，可见其应力—应变关系基本呈应变硬化形式，对于应变硬化曲线可按式(1)所示的双曲线模型进行拟合。

式中:τ(kPa)为剪应力；εr为剪应变；a、b为拟合参数。

从图1所示结果可以看出，不同的预压荷载对趋于稳定的抗剪强度影响较小，但对其应力—应变关系影响比较明显。当预压荷载从400 kPa或300 kPa卸至100 kPa时，可以发现应力—应变曲线基本一致。而当预压荷载从200 kPa卸至100 kPa时的应力—应变曲线较前者有比较明显的差异，后者显示在相同的剪切荷载作用下出现更大的剪切位移。其原因在于前者在受较大预压荷载作用后，在预压作用阶段土体受固结程度提高，导致剪切阶段的抗剪性能提高。在剪切后期当剪切破裂面上的土结构受到破坏后，土的抗剪强度主要受土体自身的粘结力及摩擦影响，因此在相同的法向应力下，土体剪切后期表现出的抗剪性能则相差不大。

进一步考察在相同的预压荷载作用下，卸荷至不同的法向力时对FMLSS抗剪强度的影响(见图2)。图中显示为在预压荷载400 kPa预压稳定后分别卸荷至300、200、100、50 kPa时的应力—应变关系曲线。

图1 剪应力—剪应变曲线
Fig.1 Shear stress-shear strain curves

图2 剪应力—剪应变曲线
Fig.2 Shear stress-shear strain curves

从图2中可以看出，在剪切初期剪切应力较小时，即τ≦40 kPa，卸载之后保持的荷载水平对应力—应变关系影响不大；然而，当剪切应力继续增加时，即τ>40 kPa，应力—应变关系曲线显示出明显的差异，卸载后保持的法向力荷载水平越高，FMLSS的抗剪能力越强。其机理在于试样预压固结、卸荷后迅速开始剪切试验，土体还未充分回弹，在开始剪切的小应变阶段，FMLSS的密实程度主要受预压荷载的影响，此时卸载后保持的法向力水平对应力—应变关系曲线影响不明显。随着剪切进行及剪切位移增大，剪切面上的抗剪力发挥主要受维持的法向力水平的影响，卸载后保持的法向力荷载水平越高，FMLSS获得的抗剪强度则越高，其相应的抗剪性能也会越强。

2.2 抗剪强度及强度指标

选取一组典型工况(气泡含量2 %、水泥含量25 %，原料土含水量110 %)的FMLSS试样，在4种不同预压荷载(400、300、200、100 kPa)下预压稳定后，分别卸荷至50、100、200、300 kPa(预压荷载300 kPa分别卸至50、100、200 kPa，预压荷载200 kPa分别卸至50、100 kPa，预压荷载100 kPa卸至50 kPa)的法向力后分别立即进行直剪试验，测得的抗剪强度结果见表3。分析表列试验结果可以发现，在相同的预压荷载作用下，预压稳定后卸荷至不同法向力时，卸荷后保持的法向荷载水平越高，FMLSS的抗剪强度越高。即在相同的预压荷载作用下，随着卸荷比(卸荷应力与最大预压荷载的比值)的增大，土体抗剪强度越来越小，同时可以发现，随着卸荷比的增加，剪切强度的差异变得越来越小，并且最终趋于稳定。当不同预压荷载卸载至相同垂直压力时，可以发现预压荷载对峰值强度没有太大的影响。其原因是：随着剪切进行及剪切位移增大，剪切面上的抗剪力发挥主要受维持的法向力水平的影响，卸载后保持的法向力水平越高，即卸荷比越小，FMLSS的抗剪强度越大。在剪切后期当剪切破裂面上的土结构受到破坏后，土的抗剪强度主要受土体自身的粘结力及摩擦影响，在相同的法向应力下，FMLSS表现出的抗剪强度则相差不大。

表3 不同预压荷载下的抗剪强度Tab.3 Shear strength under different preloading

考察FMLSS剪切变形的一个重要参数是剪切模量，剪切模量G定义为：材料在剪应力作用下，在弹性变形极限范围内，剪应力与应变的比值。选取气泡含量2 %、水泥含量25 %、原料土含水量110 %配比的FMLSS试样，在不同预压荷载(400、300、200、100 kPa)预压稳定后，分别卸荷至50、100、200、300 kPa(预压荷载300 kPa分别卸至50、100、200 kPa，预压荷载200 kPa分别卸至50、100 kPa，预压荷载100 kPa卸至50 kPa)，然后分别立即进行直剪试验，根据试验所得的剪应力—剪应变关系确定的剪切模量见表4。由表列数据可知，不同预压荷载预压稳定后卸荷至相同法向力时，预压荷载越大，FMLSS的剪切模量越大。其原因在于预压荷载越大，FMLSS内部孔隙受到压缩，土体密度提高，土体的抗剪力也相应增大，在剪力相同条件下，剪切变形越小，剪切模量越大。同时还可知，在相同预压荷载预压稳定后卸荷至不同法向力实施剪切时，FMLSS的剪切模量随着卸载后维持的法向荷载增大而增大，即土体在相同预压下，随着卸荷比的增大呈现减小的趋势，但与抗剪强度相比变化量较小。其机理在于初始剪切阶段，FMLSS主要受预压荷载水平的影响，在相同预压荷载作用后，土体受剪后初期变形较接近，由此得到初始剪切模量虽有所区别，但差异并不显著。

表4 不同预压荷载下的剪切模量Tab.4 Shear modulus under different preloading

对气泡含量2 %、水泥含量25 %、原料土含水量110 %配比条件下FMLSS剪切试验结果进行分析，可以得到如表5所示的常规加荷条件及预压卸荷条件下(预压荷载400 kPa卸至50、100、200、300 kPa，预压荷载300 kPa卸至50、100、200 kPa)的FMLSS抗剪强度指标。

根据表5所示试验结果，可以看出常规加荷条件及预压卸荷条件下，FMLSS抗剪强度指标粘聚力c值有显著差异。比较固结快剪试验和固结卸荷快剪试验结果，可以发现加荷条件下的粘聚力明显大于预压卸荷条件下的粘聚力，但不同的加卸荷方式对FMLSS内摩擦角影响比较小。其机理在于FMLSS承受剪切荷载时，在剪切面上首先发挥抗剪能力的是FMLSS的胶结力，在FMLSS承受较大的预压荷载时，部分胶结能力受到一定损伤，导致粘聚力降低。卸荷过程中，受预压荷载作用部分受损的胶结力尚未恢复，其结果使得预压卸荷情况下FMLSS的粘聚力小于常规加荷条件下的粘聚力。在实际工程中，如果开挖卸荷仍采用加荷条件下的强度指标进行稳定性分析，那么工程安全储备能力将会降低。

表5 不同试验方法下FMLSS的抗剪强度指标Tab.5 Shear strength indexes of FMLSS under different test methods

2.3 气泡含量的影响

气泡混合土属于多相性复合材料，其强度及变形性质受多种因素影响。工程应用中作为一种轻质土材料，主要通过调整混合土中的气泡含量改变混合土密度以满足工程中不同的密度要求。因此，有必要进一步考察气泡含量对FMLSS抗剪特性的影响。图3为仅改变气泡含量条件下，不同预压荷载(400、300 kPa)预压稳定后卸荷至法向力50 kPa情况下得到的FMLSS的应力—应变关系曲线。

(a) 预压荷载300 kPa卸至50 kPa

(b) 预压荷载400 kPa卸至50 kPa

图3 不同气泡含量下的剪应力—剪应变曲线
Fig.3 Shear stress-shear strain curves of samples with different bubble incorporation

根据图3(a)所示结果可以看出，在预压荷载较小的情况下，不同气泡含量对FMLSS应力—应变关系影响是比较明显的，气泡含量越大，剪切强度越低，由一定剪切荷载产生的剪切位移越大。其原因在于在预压荷载较小的情况下，虽然FMLSS经预压后部分结构受破坏但程度相对较低，此时，决定FMLSS抗剪性能发挥主要是由气泡形成的孔隙数量多少决定，气泡含量越大，FMLSS中孔隙数越多，导致其抗剪能力越低，变形越大。而在预压荷载较大的情况下(图3(b))，在剪力比较小的初始剪切阶段，不同气泡含量条件下的FMLSS应力—应变关系曲线比较接近，只在剪力较大的剪切后期，气泡含量较大的FMLSS显示较低的抗剪强度及一定剪力条件下较大的变形。这是由于在较大的预压荷载作用下，FMLSS经预压后土结构受损程度较高，即使在气泡含量较大，土中孔隙分布较多的情况下，经预压荷载作用后土中孔隙体积减小幅度较大，导致即使在不同的气泡含量条件下初始孔隙体积不同，但经预压固结后土体内部孔隙体积比较接近，结果导致即使气泡含量不同，但经预压固结卸荷后的FMLSS剪切应力—应变关系比较接近。但当剪切应变继续增大，由于气泡含量大的FMLSS内部初始孔隙体积较大，经预压固结后土骨架损伤程度更高，在剪切位移较大的后期主要依靠土骨架承担抗剪力的情况下显示较小的抗剪强度。

图4 不同气泡含量时的强度包线 Fig.4 Strength envelopes ofdifferent bubble incorporation

将不同气泡含量的FMLSS在经400 kPa预压荷载预压稳定后卸荷至不同法向荷载进行固结快剪试验，得到的强度包线如图4所示，并将由此获得的抗剪强度指标汇总于表6。

由表6所列数据可得，在相同试验条件下，FMLSS的抗剪强度指标(包括粘聚力和内摩擦角)均随着气泡含量的增加而减小。其原因是由于FMLSS中加入气泡后在土体内部形成多孔性结构的孔隙分布影响，加入气泡使土体内部原来由土颗粒连接的部分被孔结构取代，土颗粒之间的接触面积相应减少，骨架结构性减弱。因此随着FMLSS中气泡含量的增加，FMLSS的粘聚力与内摩擦角都有减小，但与内摩擦角相比，气泡含量对粘聚力的影响更加明显。

表6 不同气泡含量下的抗剪强度指标Tab.6 Shear strength indexes of different bubble incorporation

图5显示为在经不同预压荷载预压稳定后卸荷至50 kPa或100 kPa后根据剪切应力—应变关系确定的FMLSS剪切模量与预压荷载之间的相关关系。分析图示结果可以看出，气泡含量对FMLSS的剪切模量影响比较明显，在相同试验条件下，随着气泡含量的增加，FMLSS的剪切模量减小。其原因在于随着气泡含量的增大，土体内部存在的孔隙对土骨架的削弱效应更加明显，当在剪切荷载作用下沿剪切面发生剪切时，一方面由于土骨架较弱，FMLSS剪切面上的抗剪能力较小；另一方面土体内部较多孔隙的存在使得土粒发生相对位移的空间更大。其结果使得在一定的剪切荷载作用下，气泡含量大的FMLSS更容易发生剪切位移，剪切模量较小。同时，也可以发现FMLSS剪切模量随预压荷载的增大呈增大趋势。也就是说，在预压荷载更大的情况下，FMLSS受固结作用更加明显，内部孔隙体积缩小，土体密度提高，剪切过程中颗粒间摩擦形成的抗剪力更易发挥，使得在一定的剪切荷载作用下，预压荷载越大，剪切过程中发生的剪切位移越小，剪切模量越大。