引江济淮白山船闸水泥土强度试验

2023-07-03王志勇杜广印章定文

长江科学院院报 2023年6期

王志勇,杜广印,章定文,宋涛,杨泳

(1.东南大学交通学院,南京 211189; 2.东南大学江苏省城市地下工程与环境安全重点实验室,南京 211189;3.安徽省水利水电勘测设计研究总院有限公司,合肥 230088; 4.江苏盛泰建设工程有限公司,江苏连云港 224000)

1 研究背景

引江济淮工程是沟通长江、淮河两大水系的一项重大战略性跨流域调水工程,白山船闸地处巢湖与白石天河交汇处,是其重要组成部分。船闸上下游引航道边坡广泛分布有性质软弱的淤泥质土,若处理不当,极易产生不均匀沉降,影响建筑物正常使用,甚至威胁航运安全。水泥土搅拌桩[1]是处理软土地基的常用方法之一,但传统单向搅拌桩存在搅拌不均匀、成桩效果差、处理深度有限等问题。双向搅拌桩技术[2]是近年来兴起并迅速发展的一项新型水泥土搅拌桩技术,它施工效率快、搅拌均匀性好、成桩质量高,在各类地基处理工程中得到了成功应用。在此基础上,笔者所在课题组针对施工设备、云端系统等进行升级改进,形成了能自动判别桩长、自动操作及远程实时监控的智能化双向搅拌桩施工技术。

工程实践中水泥土的性质对桩体影响显著,众多学者对水泥土的无侧限抗压强度影响因素[3-7]、强度预测定量关系[8-13]以及抗剪强度特性[14-17]等进行了相关研究。但上述研究大部分仅限于室内试验,而现场实际状况与室内条件存在较大差异,室内研究成果对现场是否适用尚不清楚。有关规范[18]提供的桩体抗剪强度建议取值源于以往工程经验,随着双向水泥土搅拌桩技术的大力推广应用,该取值的合理性有待进一步研究。本文依托引江济淮白山船闸软基处理工程,通过室内试验获取白山船闸水泥土抗压抗剪强度变化规律,并与现场取芯测试结果对比研究建立室内与现场水泥土强度关系,为相关工程研究提供重要依据。

2 工程概况与试验方案

2.1 工程概况

白山船闸场区地貌类型属于沿湖平原圩区,地形较为平坦,地面高程一般5 m左右,地下深度12 m范围内普遍分布有第四系全新统冲湖积层的淤泥质粉质黏土,该层土体压缩性大,强度低,对堤防、岸坡的抗滑稳定和沉降变形影响较大。土体的物理力学指标见表1。设计采用智能化双向水泥土搅拌桩进行加固处理,桩径0.5 m,桩间距1.2 m,水泥用量为63 kg/m。

表1 试验用土物理力学性质Table 1 Physical and mechanical properties of tested soil

2.2 试验方案

现场试验是对施工后的水泥土搅拌桩按照不同龄期进行取芯测试,以获得各龄期桩体无侧限抗压强度统计值。

室内试验土样取自白山船闸现场的②层淤泥质粉质黏土,水泥为常见的P.O 42.5普通硅酸盐水泥,试验用水为校内实验室自来水。将试验土样风干后进行粉碎,再过孔径2 mm标准筛,测得风干含水率,作为试验用土。水泥用量按水泥湿掺入比aw(水泥与湿土质量比)15%、18%、21%进行控制(18%为现场实际掺量),试验用水量按含水率(水与干土质量比)47.5%进行控制。无侧限抗压强度试验试模尺寸采用边长70.7 mm立方体和直径39.1 mm×高80.0 mm圆柱体进行对比,三轴剪切试验试模尺寸为直径39.1 mm×高80.0 mm。将搅拌均匀的水泥土分5次装入试模,每次装入后采用振动台进行振实,振动时间为2 min,并对界面处刮毛处理,最后将表面刮平,盖上塑料薄膜,静置24 h。每组设置3个平行试样,同组试样密度与平均值之差不应超过3%。成型脱模后的试样放入标准养护室内进行养护,湿度95%,温度(20±2)℃,养护龄期分别为7、28、90 d。图1为养护后的水泥土试样。图2为室内试验仪器。

图2 室内试验仪器Fig.2 Instruments for laboratory tests

无侧限抗压试验采用CBR-2型承载比试验仪,加载速率为1.00 mm/min;三轴UU试验采用TSZ-2型全自动三轴仪,剪切速率为0.16 mm/min,试验围压设置为200、400、600 kPa。试验前试样通过反压饱和,使Δu/Δσ3>0.95(Δu为围压增量所引起的孔压增量,Δσ3为小主应力的增量)。试验仪器见图2,试样制备与试验操作参照《土工试验方法标准》[19](GB/T 50123—2019)、《水泥土配合比设计规程》[20](JGJ/T 233—2011)相关规定进行。

3 试验结果与分析

3.1 无侧限抗压强度

无侧限抗压试验结果见表2。由表中数据可知,相同条件下圆柱体试样与立方体试样的强度存在一定差异,其范围为10.2%～14.6%;在龄期为90 d时,圆柱体试样强度比立方体高约13%。研究认为,这是由于立方体试样各个角点附近的水泥土难以压实,均匀性较差,且受压过程中易产生应力集中现象;此外,立方体试样的尺寸相对圆柱体试样较大,内部出现孔隙等缺陷的可能性更大,这些都会导致立方体试样的强度低于圆柱体试样。鉴于实际工程中水泥土搅拌桩采用的基本为柱状桩型,本文仅对圆柱体试样的试验结果进行分析讨论。

表2 无侧限抗压强度试验结果Table 2 Results of unconfined compressive strength tests

图3(a)为不同水泥掺量的圆柱体试样无侧限抗压强度与龄期的关系图像及拟合曲线。不同龄期的圆柱体试样强度与水泥掺量的关系图像见图3(b)。由图3(a)可知,在90 d龄期范围内,随着养护龄期增长,水泥土强度也逐渐增大,且无侧限抗压强度qu与龄期T的自然对数呈近似线性关系。通过对数函数拟合,可用下式描述不同水泥掺量下水泥土qu与T之间关系。

图3 圆柱体试样无侧限抗压强度与龄期、水泥掺量的关系Fig.3 Relations of unconfined compressive strength versus age and cement ratio of cylindrical specimens

qu=a+blnT。

(1)

式中a、b为拟合参数。

表3为各拟合参数和决定系数,决定系数R2均达到0.99以上,说明qu与T的对数之间具有良好线性关系。

表3 无侧限抗压强度qu与龄期T拟合参数Table 3 Fitting parameters of qu versus T

由图3(b)可知,在本次研究的水泥掺量范围内,水泥土无侧限抗压强度与水泥掺量近似呈线性关系,但不难发现18%至21%的强度增长量要低于15%至18%的强度增长量,说明仅增加水泥掺量对水泥土强度影响是有限的,水泥对土体的加固效果存在一定的作用区间。根据相关研究[21-22],水泥掺量可分为三阶段:非反应区、反应区和惰性区。当水泥掺量过小,处于非反应区时,土体强度变化不大;增大水泥掺量超过某临界值后,进入惰性区,水泥不能与土体发生充分反应,强度增长速率减缓。

3.2 水泥土变形模量

水泥土的变形特性用变形模量E50来衡量,E50是指水泥土应力应变曲线上应力值为50%无侧限抗压强度时对应的割线模量[23],用公式表示为

(2)

式中:ε0.5为应力值,ε0.5=50%qu时对应的应变。各组水泥土变形模量计算结果汇总于表4。E50与qu的比值处于相对稳定范围内,龄期为7 d时,E50/qu约为55～59;养护龄期较长时,E50/qu约为73～97。该值与相关研究结果差异较大,如高鹏飞等[24]、薛慧君等[25]、周丽萍等[26]试验得到的E50/qu均<45,而李建军等[23]、谢胜华等[27]、陈峰等[28]通过试验得到的E50/qu均>100,杨健等[29]得到的E50/qu范围与本文较为接近。分析认为,试样形状对E50/qu影响较大,相同条件下圆柱体试样的E50/qu要明显低于立方体试样,考虑到实际桩体及芯样均为圆柱体形式,试验采用圆柱体试样测量变形模量较为合理。

表4 水泥土变形模量计算结果Table 4 Calculated results of deformation modulus of cemented soil

3.3 水泥土应力-应变关系

对各组养护至标准龄期的水泥土试样进行三轴不固结不排水试验,获得相应应力-应变曲线。龄期为28 d,围压200 kPa下不同掺量的水泥土试样应力-应变曲线见图4(a)。图中σ1和σ3分别为大主应力和小主应力。由图4(a)可知,水泥土的应力-应变关系属于应变软化型,增大水泥掺量,水泥土试样的应力峰值得到明显提升,残余强度也有所增大,脆性破坏特征显著。图4(b)反映了水泥掺量18%、龄期28 d的水泥土试样在不同围压下的应力-应变关系,不难看出,改变围压大小对水泥土应力-应变曲线的初始上升段影响并不大;但随着围压逐渐增大,水泥土峰值应力与破坏应变也逐渐增大,破坏形式由脆性破坏逐渐转变为塑性破坏。

图4 水泥掺量及围压对龄期28 d的水泥土应力-应变曲线的影响Fig.4 Stress-strain curves of 28-d age cemented soil with different cement ratios under varying confining pressure

3.4 水泥土抗剪强度参数

根据三轴试验结果得到不同围压下的大小主应力σ1和σ3,按应力路径法,以(σ1-σ3)/2为纵坐标,(σ1+σ3)/2为横坐标,绘制应力圆,作出通过各应力圆顶点的平均直线,则抗剪强度参数黏聚力φ和内摩擦角c可按下式计算,即

φ=arcsin(tanα) ;

(3)

c=d/cosφ。

(4)

式中:α为平均直线的倾角(°);d为平均直线在纵轴上的截距。计算结果见表5。

表5 抗剪强度参数计算结果Table 5 Calculated results of shear strength parameters

将黏聚力和内摩擦角与水泥掺量、龄期之间的变化关系分别绘制在图5、图6中。经过分析可知,随水泥掺量增加,水泥土的黏聚力相比于原土增长了几十甚至上百倍,这正是土体抗剪强度显著增强的主要原因;随着龄期增长,黏聚力从7 d到28 d的增长速率较快,28 d以后,增长速率有所降低。内摩擦角随水泥掺量增加增长幅度不大,龄期对内摩擦角的影响效果与黏聚力相似。整体来看,内摩擦角的分布范围在22°～33°之间,龄期大时取高值。

图5 黏聚力随不同影响因素变化曲线Fig.5 Curves of cohesion varying with different influencing factors

图6 内摩擦角随不同影响因素变化曲线Fig.6 Curves of internal friction angle varying with different influencing factors

图7反映了无侧限抗压强度与黏聚力的对应关系,通过对图中数据进行线性拟合得到相关系数R为0.992,说明黏聚力与无侧限抗压强度具有很好的线性相关性,因而可提出如下的拟合关系式

图7 水泥土黏聚力与无侧限抗压强度关系Fig.7 Relationship between cohesion and unconfined compressive strength of cemented soil

c=0.291qu+34.7 。

(5)

利用式(5),在已知无侧限抗压强度的情况下,可快速判断水泥土黏聚力的合理范围。

3.5 SEM结果与分析

图8分别是龄期为7 d和28 d的SEM测试结果,由图8可知,未掺入水泥时,干土主要以大颗粒为主,表面分布有大量微孔隙和少量孔洞(黑色区域)。随着水泥掺量增大,孔隙逐渐减少;同时可观察到添加水泥后,土颗粒间形成了许多纤维丝状结构,将土颗粒紧密联系在一起;水化反应产生的微小颗粒牢牢包裹在土颗粒表面,使土体趋于密实,强度提升。对比7 d与28 d结果不难发现,28 d龄期水泥土产生的胶结物质更多,孔隙更少,结构上更加致密,因此强度显著增大。结合不同水泥掺量的测试结果分析可知,掺量为21%的水泥土相比于18%的水泥土在微观结构上改善并不大,这是因为土颗粒及孔隙是有限的,只能容纳一定量的水泥进行充分反应,水泥掺量过大,即进入惰性区,对水泥土强度提升效果减弱。

图8 水泥土SEM测试结果Fig.8 SEM test results of cemented soil

4 现场及室内结果对比分析

对现场智能化双向水泥土搅拌桩进行取芯,如图9所示,测试结果按龄期进行统计分析,结果见表6。将芯样强度与龄期的关系图像绘制于图10中,可以得出水泥土芯样强度与龄期的对数同样近似呈线性关系,这与室内水泥土的强度变化规律相似。由于现场施工条件与养护条件不完善等原因,现场芯样强度与室内水泥土仍存在一定差距,但28 d现场芯样强度达到室内水泥土的71.8%,90 d龄期时该占比为70.5%,对比相关研究[27,30],采用传统单向搅拌技术施工的现场芯样强度为室内强度的45%～50%,普通双向搅拌喷粉桩现场芯样强度为室内强度的50%～60%,说明智能化双向搅拌技术能够显著改善搅拌桩成桩质量,提高桩体强度。

图9 现场双向水泥土搅拌桩芯样Fig.9 Core samples of in-situ bidirectional cement-soil mixing column

图10 现场芯样与室内水泥土强度对比Fig.10 Comparison of strength between field core samples and laboratory cemented soil

表6 芯样无侧限抗压强度统计结果Table 6 Statistics of unconfined compressive strength of core samples

将各龄期强度值除以28 d的强度值后,对所得结果重新拟合,分别得到如下表达式:

qu,T/qu,28=0.064+0.288lnT;

(6)

qu,T/qu,28=0.098+0.276lnT。

(7)

式中:T为龄期;qu,T、qu,28分别为龄期为T、28 d的无侧限抗压强度。

其中式(6)是室内水泥土的拟合表达式,式(7)是现场芯样的拟合表达式,两者在形式和结果上都非常接近,说明该拟合函数能有效弥补室内与现场水泥土的强度差异。对取自现场的龄期为120 d的水泥土芯样进行无侧限抗压强度试验,得到芯样的平均无侧限抗压强度为2.304 MPa,利用式 (7)计算得到120 d的强度预测值qu=2.255 MPa,与实际值仅相差0.049 MPa,说明该预测表达式的准确合理性。