三軸應力條件下泡沫輕質土壓縮特性

袁化強，朱登元,2，張宏慶，吳佳杰，徐茜茜，孫仁娟

(1.山東大學齊魯交通學院，濟南 250000;2.臨沂大學土木工程與建筑學院，臨沂 276000;3.山東高速集團有限公司，濟南 250000)

0 引 言

泡沫輕質土是由膠凝材料、水、外加劑、摻合料制備成大流動度漿液，然后加入提前制備的泡沫群混合攪拌均勻，經養護之后形成的一種輕質高強的材料[1-3]。將泡沫輕質土應用在道路工程中，可以降低路基的工后沉降，解決“橋頭跳車”典型病害，也能夠避免擋土墻的墻背土壓力過大或者高邊坡失穩等病害的發生[4-5]。此外，泡沫輕質土在實際工程中由于密度和強度可調、硬化后能夠自立、流動度大可泵送施工等特性具有較大的應用優勢[6-8]。

目前我國采用泡沫輕質土做路基填料時，通常以無側限抗壓強度來表征其力學性能，進行路基設計和施工控制[9-10]。但實際應用中泡沫輕質土路基還需要滿足穩定性要求，目前部分學者開展了輕質土的抗剪性能研究[11-13]，但由于其組分復雜，性能影響因素較多且差異性大，而現有研究成果相對較少，不能充分表征其抗剪強度特性。盡管有規范中給出了抗剪強度推薦取值，但與輕質土真實抗剪性能相差較大。此外，泡沫輕質土路基的實際受力狀況較為復雜，在有圍壓存在的條件下的力學行為表現和破壞形態均有待進一步的探究。

泡沫輕質土水化硬化后雖然具有大量的孔隙但并無孔隙水存在，因此本文采用不固結不排水三軸壓縮試驗(UU)研究三種不同濕密度的泡沫輕質土在多個圍壓狀態下應力-應變關系和破壞變形特征，從而掌握三軸應力條件下泡沫輕質土的力學特性，并通過三軸試驗結果分析泡沫輕質土抗剪強度變化規律，認識其壓縮變形的機理和最終破壞的原因，研究結果對于路基穩定性計算分析和路面結構設計具有重要參考意義，有利于泡沫輕質土技術的進一步推廣使用。

1 實 驗

1.1 原材料及配合比

泡沫輕質土主要由膠凝材料、水、泡沫三部分組成，其中水泥采用濟南山水公司生產的P·O 42.5水泥，水泥力學性能如表1所示。泡沫通過機械發泡法制得，使用煙臺馳龍建筑節能科技有限公司生產的陰離子復合蛋白型發泡劑，稀釋倍率40～50倍，發泡倍率800～1 000倍，標準泡沫密度45～55 kg/m3，試驗測得30 min泌水率<18%，符合規范要求。表2為泡沫輕質土配合比，其中水膠比為0.55，三種濕密度泡沫輕質土的孔隙率分別為62.5%、56.7%和50.9%。

表1 水泥力學性能Table 1 Mechanical properties of cement

表2 泡沫輕質土配合比Table 2 Mix proportion of foamed lightweight soil

1.2 實驗設計

實驗用三軸壓縮試件為圓柱體，尺寸為φ50 mm×H100 mm，抗壓試件為立方體，尺寸為100 mm×100 mm×100 mm。采用大型不固結不排水三軸試驗(UU)研究標準養護條件下28 d齡期時不同圍壓狀態下的三種濕密度泡沫輕質土的應力-應變特性。取泡沫輕質土28 d齡期時無側限抗壓強度20%～40%作為圍壓的取值范圍，最終選取0.5 MPa、1.0 MPa、1.5 MPa、2.0 MPa作為三軸試驗圍壓參數。

參照《公路工程無機結合料穩定材料試驗規程》(JTG E51)，使用材料強度試驗機進行泡沫輕質土無側限抗壓強度試驗，加載速率為1 mm/min。

如圖1所示，采用濟南海威爾HSW-1000B微機控制電液伺服三軸儀進行三軸壓縮試驗，首先以0.1 kN/s的加載速率預加載值至0.5 kN，然后以0.02 MPa/s的加載速率加載圍壓至目標值并保持恒載，最后以0.05 MPa/s速率進行軸向加載,直至試件破壞或軸向位移接近傳感器量程極限值則停止試驗。試驗過程中通過軸向變形傳感器和徑向變形傳感器檢測試件的變形情況，試驗結束后觀測試件的破壞位置及形態。

圖1 三軸壓縮試驗照片Fig.1 Photo of triaxial test

2 結果與討論

2.1 泡沫輕質土基本性能

表3為實驗室制備的泡沫輕質土基本性能。由表3可知，新拌泡沫輕質土實測濕密度與目標濕密度較為一致，二者的密度比接近1，小于規范中±3%的誤差規定，表明泡沫輕質土制備過程中未出現嚴重的消泡和離析。同時，新拌泡沫輕質土流值介于170～190 mm之間，能夠滿足直接用于現場澆筑施工的要求。

此外，由表3可知，同一齡期的泡沫輕質土試件抗壓強度均隨著濕密度的增大而增大，如28 d齡期時，WD700抗壓強度為2.01 MPa，WD900達到3.70 MPa，抗壓強度提高了84%。可見濕密度對于其力學性能具有顯著影響，這是由于隨著濕密度增加，泡沫輕質土中膠凝材料的用量增大，同時所用泡沫質量降低，試件內部孔隙率減小，泡沫輕質土變得更為密實，因此強度值增大。

表3 泡沫輕質土基本性能Table 3 Basic properties of foamed lightweight soil

2.2 應力-應變特性

泡沫輕質土三軸壓縮下應力-應變曲線如圖2(a)～(c)所示。由圖2可知，泡沫輕質土應力-應變曲線具有明顯的非線性特性。如圖2(a)所示，可以將泡沫輕質土三軸壓縮曲線劃分為彈性變形、應變硬化、壓密破壞三個階段。彈性變形階段內泡沫輕質土的應力與應變呈線性關系并且該階段內輕質土內部的孔結構完整，卸載后彈性變形可完全恢復。當應變超過彈性階段的極限應變后，隨著變形的繼續增加，應力-應變曲線的斜率減小，表明泡沫輕質土變形進入應變硬化階段,此時試件內部出現塑性變形，材料表現為彈塑性特性。隨著應變的進一步增大，輕質土內部塑性區不斷擴展，材料逐漸發生劣化。當主應力差(即偏應力Δσ，Δσ=σ1-σ3，其中，σ1為第一主應力，σ3為第三主應力)達到最大值，即應力-應變曲線出現峰值后，試件內部裂縫發展成為宏觀裂縫，試件發生脆性破壞，主應力差值快速下降，此后泡沫輕質土變形進入壓密破壞階段，該階段內隨著應變的不斷增大，應力在一定的范圍內基本不變或者變化幅度較小。此時，試件不斷壓縮，破壞區域內氣孔被完全破壞，試件密度增大，摩擦力補償粘聚力的損失，從而保持主應力差值基本不變或略有升高。

對比圖2(a)～(c)可知，在不同圍壓狀態下，不同濕密度的泡沫輕質土具有相同的上述壓縮變形特性。對于WD700和WD800而言，隨著圍壓的增大，偏應力呈現先增大后減小的規律。這是由于在低圍壓狀態下，圍壓遠小于泡沫輕質土的彈性極限強度，不會對試件造成內部損傷并且可以限制試件的徑向變形進而限制裂縫的發展，從而隨著圍壓增加，能夠提高偏應力值。而在高圍壓狀態下，圍壓接近泡沫輕質土的彈性極限強度，試件在圍壓下產生較大的變形，故而隨著圍壓增大，偏應力反而降低。WD900由于彈性極限強度較高，試驗中采取圍壓偏小，故隨著圍壓增大，偏應力未出現拐點。

圖2(d)為三種不同濕密度泡沫輕質土各自最佳圍壓狀態下的應力-應變曲線。由圖2(d)可知，彈性階段內泡沫輕質土能達到的極限變形和極限強度與濕密度具有較大的關系。增大泡沫輕質土濕密度，應力-應變曲線中彈性階段的極限變形和極限強度均增大。此外三種濕密度泡沫輕質土最佳圍壓狀態下偏應力較表3中同齡期無側限抗壓強度分別提高了46%、36%和64%，可見加載適當的圍壓可提高泡沫輕質土的承載能力。

圖2 泡沫輕質土應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of foamed lightweight soil

2.3 抗剪強度特性

采用摩爾-庫倫破壞準則，結合摩爾應力圓與庫倫抗剪強度定理分析泡沫輕質土的抗剪強度規律。根據應力-應變曲線獲得的參數，繪制不同圍壓下同一濕密度泡沫輕質土摩爾應力圓，并得到應力圓的抗剪強度包絡線如圖3所示。則抗剪強度包絡線與縱坐標截距即為輕質土粘聚力c，與水平軸的夾角為內摩擦角φ。由圖3分析得到的泡沫輕質土的粘聚力和內摩擦角匯總于表4。結果表明，濕密度對于泡沫輕質土粘聚力和內摩擦角具有顯著影響。泡沫輕質土的粘聚力和內摩擦角均隨著濕密度增大而增大，濕密度700 kg/m3泡沫輕質土粘聚力為0.70 MPa,內摩擦角為18°，當濕密度增大至900 kg/m3時，粘聚力提高80%，達到1.26 MPa,內摩擦角增大至22°。這是由于隨著濕密度增大，孔隙率降低，孔壁厚度增大，因此孔壁強度得到提高，從而使泡沫輕質土的粘聚力提高。此外，泡沫輕質土在壓密破壞階段沿著破壞面發生相對滑動時，雖然該階段輕質土內部孔壁已經塌陷破壞，孔結構不會對輕質土的內摩擦角產生影響，但是孔隙率減小，其內部破壞產生的顆粒數量增多，導致顆粒間的嵌入和聯鎖作用產生的咬合力增大，因此輕質土內摩擦角隨著濕密度增大而增大，表明其具有更好的邊坡穩定性。值得注意的是，目前僅有《現澆泡沫輕質土路基設計施工技術規程》(TJG F10)規定，穩定性計算時泡沫輕質土內聚力宜取120 kPa,內摩擦角宜取2°，與試驗測得的輕質土抗剪強度相比較，規范推薦值偏于安全保守，未能真實體現輕質土的抗剪性能。另外，通過計算不同濕密度輕質土粘聚力與同齡期無側限抗壓強度比值(即c/fc)，發現二者具有較好的線性關系，粘聚力約為抗壓強度0.34倍。

圖3 泡沫輕質土摩爾圓Fig.3 Molar circle of foamed lightweight soil

表4 泡沫輕質土抗剪強度Table 4 Shear strength of foamed lightweight soil

此外，根據摩爾-庫倫破壞準則[14-15]，可知主應力間具有以下關系式：

(1)

(2)

(3)

式中：c為輕質土粘聚力;φ為輕質土內摩擦角;fc為輕質土單軸無側限抗壓強度;k為側向壓力系數。

根據試驗測得的有關數據繪制不同濕密度輕質土試件在不同圍壓下的σ1/fc與σ3/fc關系曲線，如圖4所示，按照公式(2)的形式，擬合直線方程則直線斜率即為實測輕質土的側向壓力系數k值。同時，根據表4中得到的輕質土內摩擦角，按照公式(3)計算輕質土的理論側向壓力系數k值，結果匯總于表5。由表5可知，實測輕質土壓力系數k值與理論計算值吻合較好，二者誤差最大僅為2.6%。需要說明的是輕質土k值小于普通混凝土(普通混凝土k=4.1～5.3[14])，表明泡沫輕質土軸壓強度受圍壓影響的程度小于普通混凝土。

圖4 泡沫輕質土的σ1/fc與σ3/fc關系曲線Fig.4 Relationship between σ1/fc and σ3/fc of foamed lightweight soil

表5 泡沫輕質土側向壓力系數Table 5 Lateral pressure coefficient of foamed lightweight soil

2.4 試件破壞形態

圖5顯示了不同濕密度泡沫輕質土試件三軸壓縮試驗后的破壞形態，與未進行試驗的試件相比，試驗后輕質土試件高度明顯降低,其直徑略有增加，試件發生了較大的塑性變形，內部氣孔結構多數塌陷破壞。

圖5 泡沫輕質土試件破壞形態Fig.5 Failure patterns of foamed lightweight soil specimens

對比三種濕密度輕質土試件破壞圖片，WD900試件的破壞形態與普通混凝土相類似，主要表現為剪切破壞，在試件中部區域處可以明顯觀察到傾斜的主破裂面，并且試件在該破壞面上發生了較大的相對滑動。此外，在破裂面周圍可以觀察到橫向裂紋和部分縱向裂紋，但試件在發生較大的軸向應變后仍然基本保持完整，未發生明顯的表面剝落現象，整體性較好。WD700和WD800試件在荷載作用下，試件逐漸壓密并在局部位置出現明顯的錐形破裂面，并最終形成“壓實錐”，導致壓密破壞，“壓實錐”內部呈現粉末狀，外部有明顯的斜裂紋和橫向裂紋，局部區域有剝落，部分試件在產生壓實錐后會逐漸轉變為試件劈裂破壞，這種破壞形態與其他學者研究結果相類似[16]。

3 結 論

(1)實驗室制備的泡沫輕質土具有較好的工作性能和力學強度。濕密度與其力學強度具有顯著的相關性，各齡期輕質土試件的無側限抗壓強度隨濕密度增大均有所提高。

(2)泡沫輕質土三軸壓縮變形過程分為彈性變形、應變硬化和壓密破壞三個階段。適當增加圍壓或降低輕質土孔隙率，均有利于提高輕質土的軸向極限抗壓強度和峰值應變。

(3)減小泡沫輕質土孔隙率能夠顯著提高其抗剪強度。試驗獲得的抗剪強度值遠高于有關路基設計規范的推薦取值。此外，輕質土粘聚力與同齡期無側限抗壓強度具有較好的線性關系，且粘聚力約為抗壓強度的0.34倍。

(4)泡沫輕質土試件破壞形態與其內部孔隙率及力學性能有關，低孔隙率高強度試件，其破壞形態主要為剪切破壞，有明顯的傾斜破裂面。高孔隙率低強度試件會產生“壓實錐”，導致壓密破壞，“壓實錐”持續增大則可能導致試件劈裂破壞。