制样含水率影响红黏土强度特性的微观机理研究*

2024-01-11胡云世

工程地质学报 2023年6期

金盼陈波胡云世

(衢州学院,建筑工程学院,衢州 324000,中国)

0 引言

红黏土是指碳酸盐类的岩石在温湿气候条件下,物理化学风化后形成的残坡积土,经红土化作用形成的一种具有特殊物理力学特性的土(Gidigaso 1972; 陈正汉等,2019)。红黏土广泛分布在我国长江以南的热带和亚热带地区,具有裂隙性明显、收缩性大和水敏性强等不良的物理特性(孙德安等,2015a; 谈云志等,2015; 张宏等,2019)。然而,由于红黏土又具有强度高、压缩性低等相对不错的力学特性,它也被作为一种良好的填料,广泛应用于基础设施建筑中的填方工程中(高盛翔等,2019)。

红黏土具有裂隙性、收缩性明显等不良物理特性,使其运用于基础设施建设过程中诱发了大量的工程问题,包括地基的不均匀变形和填方边坡失稳等(陈正汉等,2019)。因此压实红黏土的胀缩特性(孙德安等,2015a; 张宏等,2019)、持水特性(孙德安等,2015b; Chen et al.,2019)和力学特性(孙德安等,2017; 张祖莲等,2019; 孙萍萍等,2020)也引起了国内外学者的极大关注。如:研究人员通过对非饱和红黏土压实样开展大量试验和理论研究后得出,土体的浸水压缩变形和线收缩率均随着初始干密度的增加而减小(孙德安等,2015a; 谈云志等,2015); 土体的持水性能随着初始干密度增大而提高,随干湿循环次数增加而减弱(刘小文等,2015); 土体抗剪强度随着吸力的增加而提高,随干湿循环次数的增加而减弱(张祖莲等,2018)。近年来,随着压汞和扫描电镜在土体测试技术中的广泛应用,研究人员从微观结构方面对土体结构性、干密度、干湿循环作用引起红黏土胀缩特性、持水特性和力学特性的差异进行了合理解释,并明确了上述因素影响土体持水和力学特性的微观机理(孙德安等,2015b; 谈云志等,2015; Ng et al.,2020)。

虽然研究人员已对吸力和干湿循环影响非饱和红黏土压实样的强度特性及微观机理进行了广泛的研究(孙德安等,2017; 张祖莲等,2018; Ng et al.,2020),但由于轴平移技术(ATT)控制土体吸力范围十分有限,红黏土的吸力控制三轴剪切试验主要集中于低吸力(s<500kPa)范围(祝艳波等,2012; Ng et al.,2020),高吸力的剪切试验成果则寥寥无几。事实上,红黏土在炎热干燥的夏季往往处于高吸力状态(Miguel et al.,2012)。高吸力试样和低吸力试样由于孔隙水赋存形式、颗粒间作用力不同,两者的水力和力学特性存在明显差异(徐筱等,2018; 李强等,2021)。另一方面,土体的初始含水率若能控制在最优含水率,则能取得良好的压实效果。但事实上,土体的初始含水率往往处于最优含水率的干侧(小于最优含水率)或湿侧(大于最优含水率)。研究结果表明:干侧样(最优含水率干侧制样)和湿侧样(最优含水率湿侧制样)的微观结构不同会导致两者的力学特性存在差异(Delage et al.,1996; Alonso et al.,2013; Otlvaro et al.,2015)。但是,对于制样含水率对红黏土压实样抗剪强度的具体影响,以及微观结构影响土体抗剪强度的量化研究方面,则极为匮乏。因此有必要开展制样含水率对红黏土压实样强度特性影响及微观机理的研究工作。

随着蒸汽平衡技术(VET)控制高吸力技术的成熟(Blatz et al.,2008),以及高吸力土样的吸力只与土体含水率有关,与干密度无关的特性(Romero et al.,1999; Gao et al.,2019),为研究高吸力试样的吸力控制三轴剪切试验提供了理论依据和实用方法。即:通过开展排气不排水的试验方法可实现吸力控制的三轴剪切试验(Gao et al.,2019)。因此,本文对取自浙江衢州的红黏土,在最优含水率的干侧和湿侧制备而成的干侧样和湿侧样,用轴平移技术(ATT)或蒸汽平衡技术(VET)进行吸力平衡。吸力平衡后,将试样安装在非饱和土三轴仪中进行净应力平衡。待净应力平衡后,对不同吸力的干侧样和湿侧样开展吸力控制的三轴剪切试验。比较相同吸力和孔隙比的干侧样和湿侧样的应力-应变曲线,探究制样含水率对压实红黏土抗剪强度的影响。比较两者孔径分布曲线,明确制样含水率影响红黏土强度特性微观机理的基础上,建立峰值强度与孔径分布的量化关系,为红黏土在填方工程中的运用提供理论指导。

1 试验土样及方法

1.1 试验材料

试验用的红黏土取自浙江省衢州市郊区,取土深度为地表以下约1.5m处,为金衢盆地内典型分布的残积红黏土。从图1所示的颗粒级配曲线可知,试验土样的砂粒、粉粒和黏粒的比例分别为15.7%,39.4%和44.9%。表1所示的胀缩特性则表明,试验土样具有强收缩性和弱膨胀性。此外,X射线衍射(XRD)试验结果表明试验土样的矿物成分为高岭石、伊利石和蛭石,并含有少量的蒙脱石。X射线荧光光谱分析(XRF)的试验结果表明试验红黏土的主要化学成分为氧化硅(SiO2)和氧化铝(Al2O3),并含有少量的氧化铁(Fe2O3)。

表1 试验红黏土的基本物理特性

图1 试验土样的颗粒级配曲线

1.2 试样制备

将自然风干的红黏土过2.0mm土工标准筛,然后分层均匀喷洒脱气水,分别配备12.0%(最优含水率干侧)和21.0%(最优含水率湿侧)两种含水率的土样。选用上述两个含水率的原因主要如下:达到98%压实度要求的试样,所对应的干密度为1.65g·cm-3。图2的击实曲线表明,该干密度在压实曲线上对应的含水率分别为12.0%和21.0%,为最优含水率的干侧和湿侧。此外,21.0%含水率的土体虽然存在较多土粒团块,但压实过程中能基本破碎,保证制备的三轴样比较均匀。将配好含水率的土样搅拌均匀,放入多层保鲜袋中封存24h,使土中的水分分布更加均匀。制样时,将指定质量土体放入钢模具(d=38mm,h=76mm)中分层压实,可得到预定干密度的压实试样。

图2 干/湿制样的含水率和干密度

需要说明的是,本次重点研究制样含水率对红黏土抗剪强度的影响,因此为防止含水率或孔隙比不同对土体抗剪强度的影响,应确保干侧样和湿侧样剪切前的孔隙比基本保持一致。由于不同结构和干密度土样的w-s曲线在高吸力阶段基本重合(Romero et al.,1999; Jin et al.,2021),因此只要干侧样和湿侧样施加的吸力一致,两者的含水率可基本一致。同时,土样净应力平衡阶段的体变量较小,可认为吸力平衡后的孔隙比与剪切前孔隙比基本一致。但是,由于湿侧样的初始含水率明显高于干侧样的初始含水率,湿侧样在吸力平衡(脱湿)时的体积变化量也大于相应湿侧样的体积变化量。为保证两者剪切前的孔隙比一致,可利用土体孔隙比随吸力增大的变化关系(Jin et al.,2021),将干侧样的制样干密度控制在1.65g·cm-3,湿侧样的制样干密度控制在1.58g·cm-3(图2),从而可实现干侧样和湿侧样在剪切前具有相同的孔隙比。

1.3 试验内容与方案

1.3.1 剪切试验

将制备好的干侧样和湿侧样分别用不同方式施加4种不同的吸力(1.2MPa,3.29MPa,38.0MPa,367.5MPa)。其中:1.2MPa的吸力是根据轴平移技术(ATT),通过压力板仪(图3a)控制气压的方法施加(Fredlund et al.,1993)。另外3种吸力则根据蒸汽平衡技术(VET),通过控制气体相对湿度的方法施加(Blatz et al.,2008)。即,将制备好的试样放置到盛有不同饱和溶液的干燥器中(图3b),通过密封空间气体相对湿度平衡实现施加预定的吸力。虽然通过ATT和VET施加得到的吸力分别为基质吸力和总吸力,但是,由于试验红黏土基本没有盐分(Jin et al.,2021),土体的基质吸力与总吸力是一致的,可认为是基质吸力或总吸力。待试样吸力平衡后,将其安装在用橡皮膜密封的GDS非饱和三轴仪底座上,从而保证试样在试验过程中的含水率(吸力)保持不变。待试样固结平衡后(体变小于0.2cm3·d-1),开展剪切速率为0.144mm·h-1的等净应力(σrn=0.1MPa)排气不排水剪切试验。试验过程中,量测吸力平衡后试样的质量和体积以及体变传感器测得的试样净应力平衡过程中的体积变化,结合土样净应力平衡时的质量不变,可推算试样固结完成时的含水率和孔隙比,试样的详细信息见表2。

表2 不同试样剪切试验的基本信息

图3 轴平移技术和蒸汽平衡技术施加吸力

1.3.2 压汞试验

用于压汞试验的试样,采用对试样微观结构影响最小的液氮冷冻干燥法(Delage et al.,1996)制备。即:制备与三轴试样含水率和干密度一致的干侧样和湿侧样,待它们在不同吸力(1.2MPa和38.0MPa)下平衡后,选取具有代表性部分,切取体积约为1cm3的小立方体2～3块。将切取的试样迅速放入抽中空的液氮中,使土样在-210°C的低温下迅速冻干。将冻干样放入Freezone冻干机中抽真空24h,以保证试样中的水分完全升华。然后,将制备好的试样放入到压汞仪(AutoPore IV 9500)中,逐级施加进汞压力,可得到孔隙直径分布在0.005～350μm范围内的孔径分布曲线。

2 试验结果

2.1 剪切试验结果

图4为红黏土干侧样和湿侧样在不同吸力条件下的应力-应变曲线。图中,q(=σan-σrn)为土体的偏应力;σan和σrn分别为轴向和侧向净应力;εa,εr和εv分别为试样的轴向应变,侧向应变和体应变。

图4 不同吸力下试样的应力-应变曲线(σrn=0.1MPa)

图4的试验结果显示:1.2MPa吸力下的湿侧样和干侧样应力-应变曲线具有明显差异,湿侧样为典型的剪缩硬化曲线,而干侧样则为微弱的剪胀软化曲线。此外,从图中还可以看出,随着吸力的增大,无论是干侧样还是湿侧样,它们的应力-应变曲线均呈现出剪胀软化的特性,并且随着吸力的增加,土体的剪胀和软化现象更加明显。从图4中还可以看出,随着吸力的增加,土体的峰值强度逐渐增加,土体达到峰值强度的应变量逐渐减小,这种现象在吸力小于38.0MPa的试样中更加明显。虽然不同吸力试样的应力-应变曲线存在明显差异,但是,它们的应力-应变曲线在大应变(εa≥10%)时基本重合,表明不同吸力试样的残余强度基本是一致的。Zhang et al.(2020)开展的广吸力范围弱膨胀土强度特性试验研究中,也得到不同吸力土样的应力-应变曲线在大应变阶段基本重合的结论,与本文的试验结果基本一致。

图5的试样结果则表明:1.2MPa吸力湿侧样和干侧样的破坏模式也存在明显差异。湿侧样破坏模式为典型的塑性破坏(图5a),但是干侧样破坏模式则为明显的脆性破坏(图5e)。此外,更高吸力(s>1.2MPa)的试样,无论是干侧样还是湿侧样,剪切破坏模式均表现为脆性破坏,与图4中的应力-应变曲线特点相吻合。而且,中高吸力试样脆性破坏形式基本为贯穿于试样的单一型剪切带(图5b～5h)。

图5 不同吸力下干侧样和湿侧样的破坏模式

图6所示的是干侧样和湿侧样的强度(峰值强度和残余强度)和剪胀量随吸力逐渐增大的变化规律。从图6a中可以看出,土体的峰值强度随着吸力的增加而不断增大,但是,峰值强度随吸力变化的曲线(半对数坐标)具有明显的非线性,说明随着吸力的增大,吸力对土体峰值强度的提高作用逐渐减弱。该结果与Vanapalli et al.(2000)和Zhang et al.(2020)得到的粉质黏土和黏土峰值强度随吸力增大的变化规律基本一致。图6a中的干侧样峰值强度曲线位于湿侧样峰值强度曲线上方的结果表明,在相同吸力和孔隙比条件下,干侧样的峰值强度将大于相应湿侧样的峰值强度。干侧样和湿侧样的残余强度曲线重合的结果则表明,制样含水率对土体的残余强度几乎没有影响,与Rasool et al.(2019)得到的结果基本一致。此外,湿侧样的剪胀变形量也明显小于相应的干侧样(图6b),也说明制样含水率会对土体的变形特性产生重要影响。尤其是1.2MPa吸力的试样,两者的体积变化趋势都不相同。即,湿侧样为典型的剪缩硬化变形,而干侧样则为剪胀软化变形。干侧样和湿侧样的强度和变形差异主要是由于不同含水率制备的试样微观结构存在明显差异。相关试验结果表明:黏土干侧样为典型的絮凝结构,黏土湿侧样则为典型的分散结构。而且,絮凝结构的试样由于具有更多的超大孔径,土样强度更高,也更易产生剪胀和软化变形(Prashant et al.,2007; Rasool et al.,2019)。

图6 干侧样和湿侧样的强度和体变比较

2.2 压汞试验结果

图7为两种吸力下,相同孔隙比的湿侧样和干侧样累计汞压入体积曲线和孔径分布密度曲线。图中,孔隙比em为累计压入汞孔隙比,可用累计压入汞体积与颗粒比重的乘积求得,孔隙比e为土体吸力平衡后推算的宏观孔隙比。从图7a中可以看出,由于土样存在封闭孔径和压汞仪无法探测到的极小孔径(d<0.005μm),使压汞试验得到的累计压入汞孔隙比em小于吸力平衡后的土体宏观孔隙比e。试验结果显示,累计压入汞孔隙比只有宏观孔隙比的84%～94%,这主要是试验红黏土具有一定的蒙脱石含量,造成土体中含有较多极小孔径引起的(Alonso et al.,2013)。图7a的试验结果还表明,同一吸力和孔隙比下的干侧样和湿侧样,虽然两者的累计压入汞体积基本一致,但是它们的变化趋势明显不同。而且,干侧样的超大孔径(d>5.0μm)累计分布量明显大于相应湿侧样的超大孔径累计分布量,与絮凝结构的孔径分布特点相吻合。此外,随着吸力增大,土体由于干缩引起孔隙比和孔径大小变化,使土体的累计压入汞体积和压入比例也相应地减少。

图7 不同吸力下红黏土湿侧样和干侧样的孔径分布曲线

图7b的试验结果显示,湿侧样的孔径分布密度曲线为典型的单峰型孔径结构,干侧样的孔径分布曲线则为典型的双峰型孔径结构。该试验结果与现有的粉土和膨胀土微观试验结果一致(Delage et al.,1996; Alonso et al.,2013)。从图中还可以看出,不同土样的集中分布孔径有所不同,湿侧样的集中分布孔径位于0.5～6.0μm之间,峰值对应的孔径约为2.2μm。然而,干侧样在6.0～30μm和0.1～0.4μm之间均有集中分布孔径,峰值对应的孔径分别为18μm和0.2μm左右。此外,随着吸力的增加,土体孔径分布的峰值逐渐下降且峰值点位置左移,孔径集中分布范围变窄,说明土样的孔径随着吸力的增大而变小,孔径分布也变得更加集中。该试验结果与土体由于荷载作用引起的孔径变化趋势类似(李旭昶等,2019; Sun et al.,2020)。

3 峰值强度差异微观机理

大量试验结果表明,土体的水力和力学特性与其微观结构相关,且可通过孔径分布合理的解释土体的水力和力学特性。如:孙德安等(2015b)得出土体持水特性与土体的孔径分布密切相关,并用孔径分布曲线准确地预测红黏土的持水曲线。贾超等(2019)得到黏性土的压缩系数与孔径分布具有明显相关性,并基于试验结果得到土体的等效孔径越大,土体的压缩系数也越大的结论。Sun et al.(2020)根据软黏土抗剪强度与孔径分布中的大孔径累积量密切相关,并得到大孔径累积量越多,土体的抗剪强度越低的试验结果。因此为明确干/湿侧制样影响红黏土抗剪强度的微观机理,需要对土体的孔径分布进行定量化分析。

图7a试验结果显示,由于絮凝结构的干侧样内部存在较多的团粒结构,导致干侧样的超大孔径(d>5.0μm)累积量明显多于相应湿侧样的超大孔径累积量。因此相同孔隙比的干侧样的峰值强度理应低于相应的湿侧样。但是,该结论与相同孔隙比的干侧样峰值强度大于相应湿侧样峰值强度的试验结果明显不符(图6)。目前,虽然黏土干侧样和湿侧样的强度比较试验结果极为有限(Rasool et al.,2019),但相同孔隙比的Barcelona粉质黏土干侧样和湿侧样的等吸力(s=1.0MPa)压缩试验结果显示,在竖向荷载作用下,湿侧样的轴向应变量大于相应干侧样的应变量(Alonso et al.,2013)。考虑到相同应力下,土体变形量越大,强度越低,也进一步证实了相同孔隙比的干侧样抗剪强度将大于相应湿侧样的抗剪强度。基于土体的峰值强度与孔径分布曲线的关系可以得出,土体的峰值强度无法用超大孔径(d>5.0μm)或者平均孔径累积量进行合理的解释。因此研究孔径分布对土体抗剪强度的影响时,需要从土体大孔径累计量的角度进行详细分析(Sun et al.,2020)。

利用国内外常用孔径界限值确定方法(Delage et al.,1996),并参考国内外红黏土的大小孔径界限值(Otlvaro et al.,2015; Ng et al.,2020),选择以直径0.2μm作为划分大孔径和小孔径的界限尺寸。对图7a所示的微观试验结果进一步分析后得出,相同吸力和孔隙比条件下,湿侧样的大孔径累计量大于相应干侧样的大孔径累计量。其中:1.2MPa吸力下的湿侧样和干侧样的大孔径累计体积量分别为0.158 mL·g-1和0.149 mL·g-1; 38.0MPa吸力下,湿侧样和干侧样的大孔径累计体积量分别为0.129 mL·g-1和0.115 mL·g-1。虽然干侧样和湿侧样的大孔径累计值只差6%～12%,但由于土体的孔隙比较小,微弱的大孔径累计值差异就能引起较大的强度差异。由于土体的峰值强度与大孔径累计体积量相关(Sun et al.,2020),因此可以认为,两者的强度差异主要是由于大孔径累计体积量的差异引起的。

将干侧样和湿侧样在不同吸力下的峰值强度与对应的累计大孔径体积量进行进一步整理,得到图8所示的试验结果。从图中可以看出,土体的峰值强度随大孔径的累计体积增大而呈指数型减小,且两者的相关性较好(R2=0.972)。该试验结果与Sun et al.(2020)得到的软黏土在相同孔隙比下,土样的大孔径累计量越多,土体的抗剪强度则越小的试验结果基本一致。因此相同吸力和孔隙比下,干侧样的峰值强度大于相应湿侧样的峰值强度,主要是干侧样的大孔径累计体积量相对较少导致的。随着吸力的增大,干侧样和湿侧样的大孔径累计量差值由0.009 mL·g-1逐渐增大到0.014 mL·g-1。相应地,两者的峰值强度差距也将随着吸力的增大而增大,与图6a中显示的峰值强度差值从0.119MPa增大到0.282MPa的结果一致。上述试验结果表明,土体峰值强度主要由大孔径累计体积量决定,且峰值强度随土体的大孔径累积量增加而指数型减小。