某冻胀敏感性粉质黏土冻结过程物理力学特性试验

2023-08-29高兆国王少伟

长江科学院院报 2023年8期

胡坤,高兆国,王少伟,杨兆,吴炎

(1.常州大学城市建设学院,江苏常州 213164;2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室,江苏徐州 221116;3.江苏佰拓建设有限公司,江苏常州 213161;4.常州大学怀德学院,江苏靖江 214500)

0 引言

冻土是含冰的负温土体,我国冻土面积约2.068×106km2,占国土面积的21.5%,是在俄罗斯、加拿大之后的世界第三大冻土国家[1]。寒区挡土墙的倾斜、冻土边坡的滑动以及地基失稳等问题,与冻土的剪切力学特性关系密切。另一方面,冻胀敏感性粉质黏土在负温下易产生冻胀,由此产生的冻胀力易引起上部建(构)筑物基础失稳、煤气、电力、通讯及给排水管线破坏,造成经济损失和安全隐患。国内外学者对冻土的物理力学特性进行了大量研究[2-7]。

土体冻结过程中不发生体积变化的含水率界限值称为起始冻胀含水率,当土体含水率大于该值时产生冻胀。马巍等[8]对干密度为1.5～1.6 g/cm3的黏性土进行研究发现,起始冻胀含水率与塑限含水率符合线性关系。王宁等[9]在不同含盐量和压实度条件下对盐渍土冻胀规律进行研究,发现起始冻胀含水率随压实度的增大而线性减小,提出了考虑压实度影响的盐渍土起始冻胀含水率经验公式。胡坤[10]在开放系统土体冻胀试验过程中发现土体冻缩现象,并通过数值计算进行验证。张艳鸽[11]对盐渍土进行冻胀试验,将土样的冻胀曲线分为冻缩期、冻胀增长期、结构调整期和冻胀持续增长期4个阶段。起始冻胀含水率是决定土体冻缩或冻胀的界限含水率,在不同含水率条件下对冻胀敏感性粉质黏土进行冻结试验,基于冻缩、冻胀实测数据的机理分析尚待进一步研究。

田亚护等[12]通过数值计算研究了多年冻土地区排水沟渠侧壁所受水平冻胀力特征,得出沟渠结构形式、粗颗粒换填范围与水平冻胀力的定量关系。王建州等[13]通过物理模型试验研究了季冻区基坑水平冻胀力分布特征及随着时间的变化规律,对比发现基坑大部分位置的冻胀力超过了现行规范中水平冻胀力的设计值。陈军浩等[14]采用位移闭环控制模式以增加预定载荷,并在该载荷下测定冻胀力,得出冻胀力随上覆荷载的增大而减小,上覆荷载增大至1.1 MPa时不再产生冻胀力。赵再昆[15]通过试验得出黄土法向冻胀力随冻结温度降低而增大,从冻土压融导致未冻水含量增大、冻结温度降低引起未冻水再冻结的角度对试验结果进行了定性解释,但未从冻胀数学模型的角度对该现象给出确切的理论分析。粉质黏土冻胀力受冻结温度的影响特征尚需进一步研究,冻结温度影响冻胀力的机理亟待澄清。

黄旭斌等[16]对冻结状态下的土及混凝土/土界面进行剪切试验,其剪切应力曲线为应变软化型。杨天翼[17]对季冻区非饱和低温冻土(-5、-10、-15 ℃)进行抗剪强度研究,认为随着土体温度的降低,低温冻土黏聚力增大、内摩擦角减小。朱磊等[18]对低温粗角砾、细角砾、砾砂进行直剪试验,结果表明抗剪强度随温度降低而增大,但颗粒越粗,孔隙中的未冻含水量越少,负温对土体的抗剪强度影响越小。魏尧[19]对低温重塑黄土(-5、-10、-15、-20 ℃)进行无侧限单轴压缩试验,低温冻土普遍表现出应变软化特征。综上所述,土体抗剪强度的研究主要集中在两大方面：一方面是常温下不同土体类别、物性指标对于抗剪强度的影响;另一方面是低温冻土的抗剪强度研究较多,但对于高温冻土抗剪强度的研究相对较少。高温冻土又称近相变区冻土,通常用来描述相对较高温度的冻土,不同的研究学者对高温冻土的定义略有区别[20]。Haynes[21]对-0.1 ℃和-1.7 ℃条件下的费尔班克斯冻结粉土进行抗拉强度试验研究;Akagawa[22]对0～-2 ℃条件下的高温冻土抗拉强度进行研究;Shields等[23]对温度介于-2.5～-3.0 ℃条件下的砂土蠕变特性进行了研究,并将此温度区间的冻土定义为高温冻土。我国青藏铁路穿越冻土区的长度达到550 km,其中近一半里程位于温度变化范围在0～-3 ℃的高温冻土区域[24]。冻胀敏感性土、-3 ℃及以上的高温冻土的剪切应力曲线变化特征有待进一步研究。

综上,基于冻缩、冻胀实测数据的起始冻胀含水率分析仍需加强,冻结温度影响冻胀力的特征与机理涵待澄清,高温冻土的剪切力学特征尚需进一步研究。本文以某冻胀敏感性粉质黏土为试验材料,探讨了冻胀力受冻结温度的影响特征,测定了起始冻胀含水率并对其作为界限含水率的机理进行分析,研究了-3 ℃高温冻土的抗剪强度及其剪切应力曲线变化特征。

1 试验材料

试验材料取自甘肃兰州,为冻胀敏感性粉质黏土,经风干、碾碎、过筛后制成干密度为1.2 g/cm3的试样分别进行起始冻胀含水率试验、冻胀力试验以及高温冻土抗剪强度试验。试样物性参数如表1所示。

表1 土工试验成果

图1 恒温控制箱

2 试验系统及方案

2.1 起始冻胀含水率试验

本试验系统由冻结试

样筒、恒温控制箱、数据采集系统共同组成。数据采集系统包括热敏电阻、位移计、计算机以及dataTaker数据采集仪。冻结试样筒为圆柱形,内径61.8 mm,高度80 mm,侧限约束,土体冻结过程中只发生竖直方向的冻胀变形。恒温控制箱能提供(-60～+30)℃的温度变化范围,温控精度为±0.5%,如图1所示。

首先在干密度为1.2 g/cm3,含水率分别为24%、28%、32%、36%、40%条件下进行封闭系统冻胀试验,得到起始冻胀含水量所在区间。然后对区间内的含水率精确至1%进行试验,最终得出土样的起始冻胀含水率,试验方案如表2所示。

表2 起始冻胀含水率试验方案

在冻结试样筒内涂抹凡士林,按照试验方案确定的含水率,使用击样法制备尺寸为Φ61.8 mm×80 mm的圆柱形土样。将冻结试样筒连同试样一起放入-20 ℃的恒温箱内进行封闭系统冻胀试验。土样顶端加有机玻璃盖板,上置位移计,dataTaker数据采集仪采集冻胀竖向位移,经数据处理得到不同含水率条件下的土样冻胀量随时间变化曲线。

2.2 冻胀力试验

冻胀力试验系统包括冻结试样筒、边界温度控制系统、补水系统以及数据采集系统。补水系统采用直径为50 mm,长度为600 mm,最大补水量为1 000 mL的马寥特瓶进行无压补水。数据采集系统利用热敏电阻对土体不同位置进行温度采集,误差为±0.1%;利用荷重传感器进行冻胀力的测量,量程为0～100 kN。冻结试样筒是内径为100 mm、高度为120 mm的圆柱形金属筒体。土样的冷、暖两端采用高低温恒温液浴循环槽控制边界温度,输出范围为(-50 ～+90) ℃,温度波动为±0.05 ℃。为了将冷浴输出的冷量均匀分布到土样的边界截面上,采用导热性能优异的黄铜做成中空冷、暖板来传递冷量。冷浴内的酒精通过管路分别在冷板和暖板中循环,达到传递能量控制温度的目的。图2为冷板和暖板实物图,冷板为土体提供恒定负温,暖板为土体提供恒定正温,暖板表面打孔并与马廖特瓶连接后兼具补水通道作用。

图2 导热铜板

利用冻胀力试验系统对含水率为35%,干密度为1.2 g/cm3的粉质黏土进行暖端为+5 ℃、冷端分别为-1、-5、-10 ℃条件下的开放系统冻胀力试验,试验方案如表3所示。

表3 冻胀力试验方案

试样经碾碎、风干、过筛,按设计含水率配制,分层击实至设计干密度。将试样与补水系统、边界温度控制系统连接,进行试样预冷,使试样达到+5 ℃的初始温度且分布均匀。调节恒温液浴至设计冷端温度,将荷重传感器置于冷板、数控压力机之间,调整压力机压头高度,使其能够完全约束土样的竖向位移,打开供水系统、数据采集系统,获得试样温度场、冻胀力的相关数据,经数据处理得到冻胀力、温度场随时间变化曲线。

2.3 高温冻土抗剪强度试验

高温冻土直接剪切试验系统主要由多功能冻土试验厅、制冷与温控系统、直剪系统、测试系统组成。直剪系统采用南京土壤仪器厂生产的应变控制式EDJ-1型直剪仪。多功能冻土试验厅是具有一定结构刚度的保温试验室,采用1 mm厚钢板组合拼装,内壁喷涂150 mm厚的聚胺酯保温层,外用绝热材料构成。冻土厅内部有效净空间为2 m×2.5 m×2.5 m,能同时容纳4台直剪仪,可有效消除环境温度波动对高温冻土直剪试验结果的影响。制冷与温控系统可实现最低温度-18 ℃,控制精度0.5 ℃,显示精度0.1 ℃的要求,制冷与温控设备如图3所示。

图3 制冷与温控设备

在含水率为35%,干密度为1.2 g/cm3的条件下,分别对+20 ℃常温试样和-3 ℃高温冻土试样进行不固结不排水快剪试验,垂直压力分别为100、200、400 kPa,试验方案如表4所示。

表4 直接剪切试验方案

采用内径为61.8 mm、高度为20 mm规格的环刀进行制样,然后将带有试样的环刀放入高低温恒温箱中进行预冷。预冷过程中应在恒温箱中同步放置一个对比试样,对比试样内部放置热敏电阻,当对比试样的内部中心温度达到试验方案设计要求后,方可取出试样进行试验。试验在多功能冻土试验厅内进行,按照试验方案设置环境温度。经数据采集、处理,获得剪应力与剪切位移关系曲线、抗剪强度与垂直压力关系曲线。

图4 试验结束后的土样

3 试验结果及分析

3.1 起始冻胀含水率

图4所示为起始冻胀含水率试验结束后的土样,图中土样的含水率ω分别为24%、32%、40%。不同含水率土样冻结后的形态一致,圆柱形土样完好,伴随冰晶分布。试验在无水分补给的封闭条件下进行,仅发生原位冻结,含水率影响了土样冻结后的含冰量,冰晶分布范围随含水率的增加而增大。

土样冻结竖向位移随时间变化曲线如图5所示,图中曲线分为3种类型：含水率为24%、28%的土样为“冻缩”型曲线,竖向位移分别为-1.42、-1.13 mm;含水率为36%、40%的土样为“冻缩-冻胀”型曲线,最大竖向位移分别为1.85、2.10 mm;含水率为32%的土样处于起始冻胀临界状态的“冻缩-回弹”型曲线,最大竖向位移为0.15 mm。试验结果表明,该土样的起始冻胀含水率为32%,初始含水率不同导致土样冻结竖向位移随时间变化呈现不同的曲线线型,分析原因是土骨架遇冷收缩和孔隙水相变膨胀共同作用的结果,随着冻结过程的进行,土骨架遇冷收缩、孔隙体积减小,孔隙水相变成冰、体积增大,图6为土体冻结过程中孔隙体积变化示意图。

图5 土样冻结竖向位移随时间变化曲线

图6 土体孔隙体积变化示意图

如图6(a)所示,当土体含水率较小时,冻缩后的土体孔隙体积仍然大于孔隙水相变成冰后的体积,孔隙体积减小,土体冻缩。由图6(b)可见,当土体含水率较大时,孔隙水相变成冰后的体积大于初始土体孔隙体积,孔隙体积先减小后增大,宏观表现为土体先冻缩后冻胀。由图6(c)推断,当土体含水率等于起始冻胀含水率时,孔隙水相变成冰后的体积等于初始土体孔隙体积,孔隙体积先减小后恢复,宏观表现为土体先冻缩后回弹。

3.2 冻胀力

图7 冻胀力随时间变化曲线

不同冻结温度作用下,粉质黏土冻胀力随时间变化曲线趋势一致,分为快速增长和稳定增长2个阶段,如图7所示。在0～450 min试验时间内,冻结温度分别为-1、-5、-10 ℃条件下的冻胀力分别增长了6.40、38.44、60.35 kPa,冻胀力的增长速率分别为0.014 2、0.085 4、0.134 1 kPa/min。冻胀力随着时间变化曲线在450 min后进入稳定增长阶段,至试验结束,冻胀力分别增长了2.79、16.75、27.65 kPa,冻胀力的增长速率分别为0.001 2、0.007 1、0.011 7 kPa/min。

图8为土体温度场随时间变化曲线,在0～450 min的试验时间内,土体冻结锋面向暖端推进,该阶段土体冻胀力由分凝冻胀和原位冻胀共同诱发。试验进行至450 min后,土体温度场趋于稳定,冻结锋面不再迁移,冻胀力仅由分凝冻胀引起。故土体冻胀力随时间变化曲线以450 min为界分为快速增长和稳定增长2个阶段。

图8 土体温度场随时间变化曲线

土体冻胀试验结束时,冻结温度分别为-1、-5、-10 ℃条件下的冻胀力分别为9.19、55.19、88.00 kPa,冻胀力随冻结温度的降低而增大。图9为土体冻结冷生构造示意图,由土体冻胀分凝势理论[25],分凝冰底端吸水速率与主动区内的温度梯度成正比,如式(1)所示,即

(1)

图9 土体冻结冷生构造示意图

冷端冻结温度越低,冻结锋面推进的位置越靠近土体暖端,则主动区的高度越小,主动区温度梯度越大,由式(1)可知,分凝冰底端吸水速率越大。

分凝冰底端发生冰、水相变过程,在该处满足质量守恒定律,可得

ρiVi=ρwVw。

(2)

式中：ρw、ρi分别为水、冰的密度(g/cm3);Vi为冰分凝速率(cm/s)。

由式(2)可知,分凝冰底端吸水速率越大,则分凝冰分凝速率(即冻胀速率)越大,由此产生的冻胀力越大。

3.3 高温冻土抗剪强度

由图10可见,-3 ℃条件下的冻结粉质黏土剪应力变化曲线并没有表现出低温冻土常见的脆性破坏,而是呈现应变硬化特征。冻土的强度由土颗粒与冰的结合强度所决定,低温下的冻土在强度方面具有类似软岩的性质,多呈脆性破坏。而对于高温冻土,其未冻水含量较高,冰晶自身强度及其胶结作用较弱,高温冻土多呈塑性破坏。

图10 剪应力与剪切位移关系曲线

对于硬化型的高温冻结粉质黏土,剪应力与剪应变关系采用Clough和Duncan提出的双曲线模型进行拟合,即

(3)

式中：ε为剪应变;τ为剪应力(kPa);a、b为拟合参数。高温冻结粉质黏土双曲线模型拟合参数如表5所示。

表5 拟合参数

图11 抗剪强度与垂直压力关系曲线

土体抗剪强度与垂直压力关系曲线如图11所示,高温冻土抗剪强度均大于常温下土体的抗剪强度。在垂直压力分别为100、200、400 kPa作用下,冻土抗剪强度分别增大了26.9、32.4、41.7 kPa。

朱锋盼[26]在-2 ℃条件下对纯冰进行直接剪切试验,得出结论：纯冰在剪位移为2.5 mm时发生脆性破坏,黏聚力为688 kPa,内摩擦角为55.6°。本研究中的土体冻结温度为-3 ℃,随着温度的降低,土体中的部分孔隙水冻结成冰,由于冰晶自身强度及其对土颗粒的胶结作用,冻土的黏聚力由7.34 kPa增加到29.56 kPa,内摩擦角由6.40°增加到9.18°。