不排水升溫條件下黏性土孔壓試驗研究

2020-06-01 01:02:16張震雨付長鄆

水利與建筑工程學報 2020年2期

張震雨，付長鄆，吳越

(揚州大學建筑科學與工程學院，江蘇揚州 225100)

隨著能源地下結構的應用、地熱能的開發、核廢料處理的開展，歷經四季變化，地下結構周圍土體必將承受著冷-熱循環的溫度作用。為保證工程安全，對黏性土的熱力學響應的研究十分必要。

在實驗研究方面，洪偉等[1]基于數值模擬的方法, 得到不同條件下能量樁的換熱量。黃勇等[2]對寧波地區的軟黏土進行研究，開展了不同溫度下土的應力路徑試驗，發現不同溫度下飽和軟黏土的有效應力路徑形態大致相同，隨著溫度的升高，有效應力路徑有一定的擴張現象。閆澍旺等[3]對采用修正劍橋模型實現了對微單元體的超靜孔壓預測，并通過等壓固結狀態下減壓三軸伸長試驗得到固結圍壓越大，超靜負孔壓峰值越大，超靜孔壓由負轉正時對應的軸向應變越大的實驗規律。劉干斌等[4]通過開展飽和軟黏土溫控動三軸試驗，發現土體的累積塑性應變、孔壓、阻尼比均隨著溫度升高而減小，動彈性模量則隨著溫度升高而增大，土體表現出熱硬化特征。Houston等[5]通過對未受擾動和徹底重塑的太平洋海底伊利土進行升溫固結試驗，發現在不排水狀態下，溫度升高引起土體孔隙水壓力增大，且通過土樣在不同初始溫度的狀態下發現土樣初始溫度越高，相同溫度增量引起的孔壓增量越大，因此認為孔壓的溫度效應為非線性變化，孔壓隨溫度升高的增量前期較快，后期較慢。王寬君等[6]對不同超固結比(OCR=1～30) 的超固結土的不排水升溫條件下的孔壓響應進行了研究，發現不排水升溫條件下，溫度對于超固結土的影響隨著超固結比的增加而降低。卞夏等[7]開展了不同初始含水率重塑土孔隙水壓力特性的試驗研究，得到了不同初始含水率重塑土三軸不排水剪切試驗過程中孔隙水壓力與軸向應變的關系曲線。齊炎林等[8]研究了寧波地區典型軟黏土，利用新型溫控三軸試驗系統對采集土樣在不同的溫度和圍壓作用下進行了固結試驗和三軸剪切試驗.通過對試驗數據進行對比，研究了溫度對軟黏土固結特性、變形特性和強度特性的影響。白冰等[9]采用室內試驗的方法研究一種飽和紅黏土不同升溫幅值溫度荷載作用下的固結效應。發現溫度載荷引起的孔隙水壓力最大值隨加熱幅度的增大而增大，孔隙水壓力與圍壓之比隨圍壓的增大而減小，而孔隙水壓力值增大。

在理論研究方面，陳衛忠等[10]認為溫度對黏土力學特性具有重要影響，于是建立了考慮溫度影響的下的加載面模型，采用該模型模擬Pontida clay和MC clay在不同壓力下的排水加熱試驗和在不同溫度下的三軸排水或不排水試驗，模擬結果與試驗結果對比發現，模型能合理地說明不同超固結比的粘土在溫度變化時產生的體積變形以及溫度對黏土強度的影響等。楊光昌等[11]研究了超固結比對不同溫度路徑下中空圓柱飽和粉質黏土熱固結特性的影響，發現溫度幅度越大，孔壓也越大；升溫或降溫過程產生的體應變隨著OCR的增大而減小，呈指數函數形式變化。Bai等[12]分析了半無限體溫度響應由瞬態到準穩態的演化過程以及準穩態條件下溫度、孔壓和位移等的波動特征，發現隨著溫度荷載作用時間的增長，熱力學響應以波的形式向深處傳導和擴散并趨于準穩態過程；隨著介質深度的增加，熱力學響應的波動幅值不斷減小，其相位相應滯后。Samarakoon等[13]對孔隙水壓力進行研究，提出熱致孔隙水壓力預測模型，并運用此模型預測出高嶺石粘土孔隙水壓力值，基本吻合獨立不排水加熱試驗測得的孔隙水壓力值。

本文通過室內試驗，基于溫控三軸試驗系統，重點討論了不排水升溫條件下正常固結土和超固結土的孔壓響應，并施加一定次數的溫度循環。試驗共考慮了兩種不同應力下的正常固結土E1系列及三種不同超固結比E2系列下的三周溫度循環不排水固結試驗，每周溫度循環包括升溫、回溫兩個階段，溫度幅值為40℃，共進行3周。并通過前人所推導出的公式進行驗算。最后對于正常固結土和超固結土在單周溫度循環和三周溫度循環下進行了不排水升溫過程的孔壓響應分析。由于現階段針對不排水升溫過程中多次溫度循環的孔壓響應研究很少，本文也只做了初步的探索。

1 試驗介紹

1.1 試驗儀器

試驗采用南京泰克奧公司研發的溫控三軸試驗系統，該試驗系統主要由四個部分組成：數據采集系統、常規加載系統、溫度控制系統和標準壓力/體積控制系統。其溫度控制系統通過在常規三軸壓力室外側增設水浴腔和真空腔，并在壓力室外部包裹隔熱泡沫材料，水浴腔通過包裹了隔熱保溫材料的PVC軟管與恒溫水浴箱連接，試驗中通過水浴箱的循環水來調節土樣的溫度，利用真空腔來減少試樣與外部環境的熱交換，維持內部溫度的穩定，溫度變化范圍為5℃～80℃。

1.2 試驗土樣

試驗用土采用蘇州粉質黏土，使用X射線衍射儀對土樣進行礦物成份分析，試驗的結果顯示土樣礦物成分大致為：高嶺石占43%，伊利石占35%，綠泥石占10%，石英占12%。其基本物理力學性質指標如表1所示。采用壓樣法分6層擊實制作，控制制樣干密度為1.50 g/cm3。重塑試樣為直徑39.1 mm、高度80 mm的圓柱體。為確保試樣處于飽和狀態，制樣后首先將試樣放入真空桶中進行抽氣飽和，并在加入水后繼續將試樣放置12 h，之后在三軸儀上進行反壓飽和，直至孔隙水壓力系數B達到0.95以上，此過程中圍壓與反壓始終保持20 kPa的差值。

表1 試樣基本物理性質指標

1.3 試驗方案

試驗在空調房內進行，室溫維持在22℃～24℃左右。試樣飽和完成后，將試樣在排水狀態固結至預定的有效圍壓，之后關閉排水閥，使試樣處于不排水狀態，通過水浴箱調節溫度變化，每周溫度循環包括升溫、回溫兩個階段，溫度幅值為40℃，共進行3周。為使試樣在溫度變化后孔壓處于穩定的狀態，經試驗確定每級溫度增量5℃，共進行8級。當孔壓讀數穩定且溫度施加時間超過1 h后，再繼續施加下一級溫度增量，直至最后一級溫度加載完成。所有數據均通過電腦進行自動采集。

試驗共考慮了兩種不同應力下的正常固結土E1系列及三種不同超固結比E2系列下的三周溫度循環不排水固結試驗。具體試驗方案見表2。

2 試驗結果及分析

2.1 正常固結土不排水升溫試驗結果分析

2.1.1 升溫階段分析

圖1為正常固結土在不同有效圍壓σ3(100 kPa和400 kPa)作用在不排水條件下升溫40℃超孔壓Δu與溫度增量ΔT之間的變化關系曲線。因試驗通過分級升降溫來施加溫度荷載(每級5℃，時間持續1 h，共8級)，為了使試驗數據更加直觀，文中所取的孔壓試驗數據點為每級溫度加載，孔壓穩定時的最終數值。從曲線趨勢上可以看出，溫度升高后，超孔壓有增加的趨勢，溫度增加到40℃時，超孔壓增量分別為100.57 kPa和281.50 kPa。

圖1 正常固結土不排水升溫超孔壓變化曲線

一般認為升溫過程中土體超孔壓的增加是因為水和土體的熱膨脹系數不同導致的，水的熱膨脹系數αw=1.7×10-4/℃，而土顆粒的熱膨脹系數為αs=10-5/℃，水的熱膨脹系數約為土顆粒的15倍。但通過圖1分析可以發現，試樣在不同有效圍壓下，其超孔壓對溫度的響應有所不同，將圖1中的數據歸一化為Δu/p′，其中p′為初始有效圍壓，經過計算，得到升溫結束后不同有效圍壓作用下的Δu/p′分別為1.00和0.70。

Samarakoon等[13]對飽和土不排水加熱過程中產生的超孔壓建立了預測模型，如式(1)所示:

(1)

同時Samarakoon等[13]利用多組試驗數據得出了αst與塑性指數Ip之間的擬合效果最好。用式(2)表示:

αst=1.0×10-4e-0.014Ip

(2)

對于以上參數本文的取值，列于表3。

表3 參數取值

其中αs和αw也是大多數人在建立模型中選用的，如Campanella等[14]、Burghignoli等[15]分別取了0.00035/℃和0.00017/℃，并且在文獻中指出不同礦物試驗中的αs值對模型的預測效果沒有顯著的影響，本文中隨機選用Campanella等[14]使用的數值來進行計算，計算效果如圖2所示，可以看到，在較低有效圍壓下(100 kPa)的擬合效果并不是很理想，而在較高圍壓(400 kPa)下擬合效果較好。因為在所采用的公式中，當處于較低的有效圍壓時，體積模量接近于零，故按此公式計算出的結果會偏小。

圖2 不同有效圍壓下模型計算超孔壓與溫度增量關系曲線

2.1.2 多周溫度循環

本文試驗中共設置了三周溫度循環，降溫階段同升溫階段每級5℃，時間持續1 h，共8級一致，降到最后一級孔壓穩定為一個循環，之后開始另一周的溫度循環。圖3為正常固結土多周溫度循環下土體超孔壓變化曲線，隨著溫度循環次數的增加，殘余孔壓都存在著增加的趨勢，且超孔壓的增量隨著溫度循環次數的增加而減小。在有效圍壓100 kPa下三周溫度循環的殘余孔壓分別為33.5 kPa、53.1 kPa和61.5 kPa，在有效圍壓400 kPa下，三周溫度循環后的殘余孔壓分別為114.0 kPa、226.6 kPa和268.2 kPa，經過溫度循環后，超孔壓并沒有回到初始的狀態，即溫度循環作用下，超孔壓的增長是不可逆的。而單從升溫階段產生的孔壓來看，同樣具有隨著溫度循環次數的增加，超孔壓的增量有減小的趨勢，且可以看到超孔壓的增量隨著溫度循環次數的增加而接近有效圍壓值，在第三次溫度循環之后，超孔壓分別為100.1 kPa和400.9 kPa，有效圍壓越小，其超孔壓增加的速率越快，100 kPa下第一次升溫時超孔壓就已經達到了有效圍壓的數值，按有效應力原理來看，有效應力接近為零，土體成為“爛泥”狀沒有承載力，但實際情況并非如此，可能有效應力原理在此處并不適用，需要尋找新的理論來解釋。

圖3 正常固結土超孔壓增量與循環次數關系曲線

同樣將數值進行Δu/p′歸一化處理，在不同有效圍壓三次升溫后的Δu/p′分別為1.01、0.99和1.01；0.70、0.93和1.00。多次升溫之后，不同有效圍壓下溫度產生的超孔壓逐漸接近，最終維持與有效圍壓相同。而三次降溫之后的Δu/p′分別為0.37、0.58和0.68；0.29、0.57和0.67。也可以看出，多次溫度循環之后，有效圍壓對超孔壓的影響逐漸減小，各有效圍壓下超孔壓的增加幅度基本相同。結合溫度循環次數的增加，超孔壓的變化量有所減小，從微觀上可以解釋為第一次升降溫的過程已經使土顆粒間作用力、土顆粒的排列與組合發生了相應的變化，而到之后再次施加溫度荷載，對其影響相應的有所減弱。基本可以認為溫度對超孔壓的影響隨著溫度循環次數的增加而有所減弱。

2.2 超固結土不排水升溫試驗結果分析

為獲得不同超固結比的土體，本文中的土體首先固結到200 kPa，待固結結束后，將有效圍壓設置為100 kPa，從而獲得超固結比為2的土體，OCR=4、8的土體分別是先固結到400 kPa和800 kPa，而后降低至100 kPa來獲得。從而能夠得到初始有效圍壓一致的超固結土樣，排除了不同的初始有效圍壓對不排水升溫過程中的影響。

圖4為不同超固結比(OCR=2、4、8)在多次溫度循環過程中超孔壓Δu與溫度增量ΔT的變化關系。從圖4可以看出不同固結比的土體超孔壓發展趨勢基本一致，隨著溫度的升高超孔壓逐漸增大，隨著溫度的降低逐漸減小，并且出現了負的超孔壓。同樣可以看出在升溫階段超孔壓的增量隨著超固結比的增加有減小的趨勢。在降溫階段，出現了負的超孔壓，第一次溫度循環后不同超固結土的超孔壓分別為-40.3 kPa、-44.1 kPa和-55.6 kPa，較第一次升溫結束后減小量分別為136.5 kPa、140.8 kPa和148.8 kPa，可以看出在降溫過程中，超孔壓的增量隨著超固結比的增加而增大，與升溫過程中超孔壓增量的變化趨勢剛好相反。

圖4 超固結土不排水溫度循環超孔壓變化曲線

為更加清楚的分析在溫度循環后不同超固結土超孔壓的量值關系，圖5給出的是不同超固結比(OCR=2、4、8)在多次溫度循環過程中超孔壓u與循環次數的變化關系。現階段針對不排水升溫過程中多次溫度循環的孔壓響應研究很少，本文也只做了初步的探索，分析數據可以發現，在升溫階段，較輕超固結土(OCR=2)，隨著溫度循環次數的增加，其超孔壓的增加幅度并沒有多大的改變，具體數值分別為96.2 kPa、97.4 kPa和96.4 kPa，而對OCR=4、8的超固結土而言，其升溫階段的超孔壓值隨著溫度循環次數的增加有減小的趨勢，且OCR值越大，該趨勢越明顯，從具體數值上體現為，OCR=4三周溫度循環超孔壓分別為96.7 kPa、96.8 kPa和96.1 kPa，OCR=8的土體分別為93.2 kPa、89.7 kPa和85.6 kPa。對降溫階段，和正常固結土有著同樣的規律，超固結土隨溫度循環次數的增加超孔壓不斷減小，且隨著超固結比的增大，超孔壓的降低幅度越大。針對這一現象，Pusch等[16]認為對于超固結土體，升溫引起的超孔壓會產生不穩定的應力條件，導致土體內部結構產生不可逆的變形。在多次溫度循環作用下，隨著循環次數的增加，這種不可逆的變形就會逐漸趨于一個穩定的狀態，從而導致了隨著循環次數增加，超孔壓在升溫階段的幅值有減小的趨勢。