压实黏土Ⅰ型断裂韧度与抗压强度试验研究

刘辉,靳松洋, 张昊煜

(1.重庆交通大学重庆市高校水工建筑物健康诊断技术重庆市高校工程研究中心, 重庆400074; 2. 重庆交通大学水利水运工程教育部重点实验室, 重庆400074)

红黏土具有高含水率、低压实性及易收缩开裂等特点，经压实后常被用作填料在边坡、地基、土石坝工程中广泛使用[1-3]。压实黏土在工程中多处于受压状态，而自然界中的黏土受构造应力和自重应力的作用，也因常处于受压状态而导致常发生压剪破坏[4-5]。而压实黏土中的裂纹即便是处于压剪应力状态下，裂纹尖端仍处于拉剪应力状态，裂纹出现转折、断裂面出现分离均是由于张应力超过了原子间的结合力，并导致Ⅰ型破坏[6]。文献[7-9]对裂纹在压剪状态下的扩展进行了研究，认为裂纹扩展问题均可归属于Ⅰ型断裂问题，即使裂纹发生Ⅱ型或Ⅲ型破坏其本质也是由于Ⅰ型裂纹起裂后所产生的次生现象。综上，进行压实黏土的Ⅰ型断裂韧度和抗压强度的研究对工程结构设计具有重要意义。

目前，由于三点弯曲试验具有试样制作简便、试验成功性较高等优点，是压实黏土Ⅰ型断裂韧度测试的主要方法。但在标准的三点弯曲试验中，土梁试样常在自重作用下就已发生了断裂破坏，给试验带来不便，为了避免发生这种现象，王俊杰等[10-11]将土梁试样绕其长边方向旋转90°，使施加荷载方向垂直于试样自重方向从而消除试样因自重导致断裂破坏。邱珍锋等[12-13]验证了这种改进后的三点弯曲试验的合理性。鉴于此，本文采用改进后的三点弯曲试验和无侧限抗压强度试验，对不同含水率条件下压实黏土的Ⅰ型断裂韧度和无侧限抗压强度进行试验研究，并对两者的相关性进行简要分析。

1 Ⅰ型断裂韧度KIC测试试验

根据标准三点弯曲的原理，本文所用压实黏土的Ⅰ型断裂韧度KIC可按式(1)进行计算：

(1)

其中，

[1.99-x(1-x)(2.7x2-3.93x+2.15)]

(2)

式中P——临界荷载；x——缝宽比W/a；S——支座间距。

1.1 试验仪器

本文所用仪器为王俊杰[10-11]改进后的Ⅰ型断裂仪(图1)。该仪器主要由可调节间距的支座、带有万向轮的底座(可以随试样在水平方向自由移动，减小试样底部的摩擦)、加载杆、数据采集器等组成。整个试验仪器设有位移与载荷监测系统、万向轮平衡系统和电导监测系统，其中，位移传感器的最大量程为250 mm，可以精确到0.01 mm；荷载传感器的最大推力为1 000 N，可以精确到0.1 N。

图1 Ⅰ型断裂仪

1.2 试验土料及制样

试验所用土料取自重庆侏罗系地层中的红黏土。经过对土料的一些基本参数的测定，得到其最优含水率为16%，最大干密度为1.66 g/cm3。

根据黏土的含水率及干密度等参数进行土料的配制，为保证配制好的土料与水充分接触，将配制好的土料放入保鲜袋中密封静置24 h；将静置好的土料倒入涂有凡士林的定制模具中分层击实，并且在每层表面进行刮毛，最后将土样制成L×W×B= 240 mm × 50 mm × 25 mm的长方体试样(图2)。其中，L、W、B分别为试样的长、宽、高，a为预制裂缝长度(mm)。

图2 土梁试样

1.3 预制裂缝长度确定

1.3.1试验方案

土体的Ⅰ型断裂韧度体现了自身抵抗断裂的能力，只与自身性质相关，不会随着预制裂缝长度的变化而变化。当土体的断裂韧度值随着预制裂缝长度的变化而变化时，即可认为此时测得的断裂韧度值不是土体真实的KIC，不能真实地反映土体抵抗断裂破坏的能力。因此，对预制裂缝长度范围的确定是有必要的。具体试验方案见表1，为了保证试验结果不出现较大的离散现象，每组试样数量均为3个，试验结果取其平均值。

表1 裂缝长度确定试验方案

1.3.2实验结果分析

图3为不同预制裂缝长度条件下试样的位移-荷载曲线。由图可知，当预制裂缝长度为10 mm时，试样发生破坏的其临界位移和临界荷载均最大，荷载在达到临界荷载后迅速降低；随着裂缝长度的增加，试样发生破坏的临界荷载和临界位移逐渐减小，并且在临界荷载后荷载下降速率也是在逐渐减小。将试验所得试样的临界荷载值，根据式(1)、(2)进行计算，即可得到不同裂缝长度条件下的Ⅰ型断裂韧度值，其结果见图4。

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图3 不同裂缝长度下的位移-荷载曲线

由图4 可知，当裂缝长度在10 ～15 mm时，其断裂韧度值急剧下降，而在20 ～ 30 mm时，断裂韧度值基本保持稳定，在30 ～ 40 mm时，断裂韧度随缝长的增加再次降低。由此表明，当裂缝长度在15 ～ 30 mm时，测得试样的Ⅰ断裂韧度值为真实值。因此，本文在三点弯曲试验中均制备预制裂缝长度为15 mm的土梁试样。

图4 不同裂缝长度下断裂韧度值

1.4 不同含水率条件下的KIC

1.4.1试验方案

影响压实黏土的Ⅰ型断裂韧度的因素有很多，如含水率、干密度、掺砾量等。其中，为了得到压实黏土不同的断裂韧度值，控制含水率是最为简便的。因此，本文对不同含水率条件下的土梁试样进行了Ⅰ型断裂韧度的测试。具体试验方案见表2。

表2 试验方案

1.4.2试验结果

图5为不同含水率条件下试样的位移-荷载曲线。由图可知，当含水率逐渐增加时，试样破坏的临界荷载呈现先增加再减小的趋势。当含水率为14%、16%时，荷载迅速上升，在达到临界荷载后，荷载又迅速下降；当含水率为18%、20%时，荷载上升速率较缓慢，达到临界荷载后，其下降速度也较缓慢。将图5中的临界荷载值代入式(1)，得到压实黏土在不同含水率条件下的Ⅰ型断裂韧度(图6)。

图5 不同含水率下的位移-荷载曲线

图6 不同含水率条件下的断裂韧度

由图6可知，随着含水率的增加，试样的Ⅰ型断裂韧度成倒v型，在最优含水率时，其断裂韧度值取得最大值。由此表明，在施工过程中，使压实黏土保持在最优含水率时，能够最大化发挥黏土自身抵抗断裂的能力。

2 无侧限抗压强度试验

无侧向抗压强度计算公式为：

(3)

2.1 试验过程及试验方案

试验所用土料及试样制作过程同1.2节一致，采用定制的模具将试样制成尺寸为100 mm × 100 mm ×100 mm的正方体。对制作好的试样进行无侧限抗压强度试验，加载速率为0.8 mm/min。拟定试验方案见表3。

表3 试验方案

2.2 实验结果

图7为不同含水率条件下试样的应力-应变曲线。由图可知，曲线均经历了弹性变形阶段、非线性强化阶段、峰值后阶段。当含水率为14%和16%时，曲线在强化阶段后会出现明显的峰值，并在峰值后出现软化现象，整个曲线趋势与脆性材料破坏时的应力-应变曲线类似；当含水率为18%和20%时，曲线在强化阶段后并未出现明显的峰值，在峰值后软化现象同样不明显。将试验所得结果按照式(3)进行计算，得到压实黏土在不同含水率条件下所对应的无侧限抗压强度(图8)。

图7 不同含水率条件下的应力-应变曲线

图8 含水率与无侧限抗压强度关系曲线

由图8可知，随着含水率的增加，压实黏土的无侧限抗压强度呈现先增加后降低的趋势。其原因是在含水率较低时，土体中强结合水膜较薄，土颗粒间的胶结作用较强，而土体中团粒和包膜结构同样对土颗粒间的胶结作用有影响，只有当含水率达到一定值时(本文是在最优含水率处)，包膜结构才会大量增加，使得土颗粒间的胶结作用增强，此时，压实黏土抵抗变形能力最强；当含水率超过一定值后，土体中强结合水膜变厚，团粒和包膜结构减少，使得土颗粒间的胶结作用减弱，压实黏土抵抗变形能力减弱。这个原因同样可解释压实黏土在最优含水率时，Ⅰ型断裂韧度最大。因此，使黏土保持最优含水率在施工过程中具有实际意义。

3 断裂韧度与抗压强度的相关性

表4为压实黏土在不同含水率条件下的Ⅰ型断裂韧度KIC和无侧限抗压强度σc。由表可知，压实黏土的无侧限抗压强度随断裂韧度的增大而增加，两者具有较好的线性关系。这与文献[4-5,15]对岩石类材料的Ⅰ型断裂韧度和抗压强度的统计结果一致。根据表4数据，将断裂韧度和无侧限抗压强度进行线性拟合，其关系可表示为：

σc=10.432KIC+65.395

(4)

R2=0.9888

(5)

表4 压实黏土的无侧限抗压强度与断裂韧度

4 结论

为研究不同含水率条件下压实黏土的Ⅰ型断裂韧度和抗压强度，采用无侧限抗压强度试验和改进后的三点弯曲试验，并根据试验所得的KIC和σc，进行相关性分析，现得出以下结论。

a) 在三点弯曲试验中，土梁试样的预制裂缝需控制在15 ～ 30 mm时，才能真实地反映压实黏土自身抵抗断裂的能力。

b) 压实黏土的Ⅰ型断裂韧度和无侧限抗压强度均随含水率的增加呈现先增大后降低的趋势，且在最优含水率时，KIC和σc最大。因此，在工程中，尽可能使黏土在最优含水率下施工，以保证压实黏土能够最大化发挥自身抗压和抗断裂的能力。

c) 压实黏土同岩石类材料一样，其Ⅰ型断裂韧度与无侧限抗压强度之间具有较好的线性相关性(R2=0.9888)，而无侧限抗压强度试验相比于三点弯曲试验简便许多，因此，可以通过测试压实黏土的无侧限抗压强度，然后根据经验公式估算其Ⅰ型断裂韧度。