不同初始條件下察爾汗地區鹽漬土強度試驗研究

唐雄宇，張吾渝，何 蓓，童國慶，常立君

(1.青海大學 土木工程學院，青海 西寧 810016；2.青海省建筑節能材料與工程安全重點實驗室，青海 西寧 810016)

0 引言

隨著我國西部大開發政策和“一帶一路”倡議的實施，鹽漬土地區擬建和在建的基礎設施建設越來越多[1-2]。由于鹽漬土的鹽脹性、腐蝕性和溶陷性等特殊性質，會導致鹽漬土路基產生翻漿、鹽脹、腐蝕、凍脹等病害[3-5]。青海地區是我國鹽漬土分布面積最廣的區域之一，其境內的道路、機場、管線、輸電、房建等工程建設大多會涉及此類病害問題[6-9]。

國內外學者對鹽漬土的強度特性進行了大量的研究，而對鹽漬土的研究最早始于前蘇聯[10-11]，Dobrovl skii等[12]通過研究給出了鹽漬土路基建設的力學強度指標和鹽漬土路基的使用條件。Sayles[13]進行了鹽漬土的三軸試驗，發現加載速率和圍壓的大小與剪切強度之間具有很大關系。Xu等[14]開展了不同圍壓、含水率和加載頻率條件下的三軸試驗，得出破壞強度隨著圍壓的增加而增加；動黏聚力和動摩擦角隨著含水率的增加而減小，隨著加載頻率的增加而增加。Peng等[15]發現吉林省地區的鹽漬土土粒間結合水膜的膠結強度容易受含水率和含鹽量的影響，壓實度也是影響土體強度的重要因素。

我國現階段對鹽漬土強度特性方面也做了大量的研究。陳煒韜等[16]通過研究得出氯鹽漬土在含水率一定時，鹽漬土的抗剪強度隨著含鹽量的增加而不斷減小，當增加到某一范圍后開始增大。于青春等[17]分析了蘇打型鹽漬土在失水和吸水條件下抗剪強度隨含水率的變化機制，得出土體在失水的過程中其抗剪強度逐漸增大，土體在吸水過程中抗剪強度逐漸降低。蔡國慶等對非飽和黃土開展直剪試驗，得出隨著含水率的增加，土的抗剪強度指標均減小的結論。董山等得出壓實黃土狀粉土的含水率在最優含水率附近取得最大值，內摩擦角隨含水率的增加不斷減小，抗剪強度指標隨著壓實度的增大均不斷增大。馬軍澤等[18]研究了干濕循環和含鹽量對硫酸鹽漬土強度的影響，發現隨著含鹽量的增大，在干濕循環作用下硫酸鹽漬土的強度逐級降低，含鹽量越大效果越明顯。趙福堂等[19]研究了溫度變化對鹽漬土動強度參數的影響，得出隨著溫度的降低，動摩擦角和動黏聚力逐漸增大。

從以往大量的研究中可知，影響土體強度特性的因素很多，在眾多影響鹽漬土強度的因素中，除了溫度、含鹽量、上覆荷載等因素影響外，含水率、壓實度和周圍壓力對鹽漬土的力學特性也有著重要的影響。而氯鹽漬土作為一種特殊土，具有較強的吸濕性。

隨著水分的浸入，和土體顆粒共同起骨架作用的鹽晶溶解，在荷載作用下失穩壓密，導致路基下沉，故研究氯鹽漬土的強度特性具有重要意義。因此，本試驗以青海西部典型鹽漬土分布地區的路基鹽漬土為研究對象，分析了不同壓實度和含水率對其強度特性的影響以及變化規律，并通過微觀試驗闡述不同初始條件對其強度特性的影響機理，為該鹽漬土地區的基礎建設和路基病害防治提供一定的理論參數和依據。

1 試驗材料與試驗方案

1.1 試驗材料

表1 離子含量

表2 基本物理性質

1.2 試驗方案

按照土樣的基本物理性質指標以控制不同初始條件進行不排水三軸剪切試驗。取5%，7%，10%的含水率和93%，95%，97%的壓實度制作試樣，分別在100，200，300 kPa的周圍壓力下進行試驗，剪切速率為0.8 mm/min。試驗采用SLB-1型應力應變控制式三軸剪切滲透試驗儀，試樣的直徑為39.1 mm，試樣的高度為80 mm，重塑土試樣采用分層擊實。

2 試驗結果分析

2.1 應力-應變曲線模型及驗證

為了研究該地區鹽漬土的應力-應變曲線變化規律，結合研究數據，發現圍壓為100 kPa和200 kPa時，應力應變曲線呈現應變軟化型；圍壓為300 kPa時，應力應變曲線呈現應變硬化型，而土的本構模型能夠將室內試驗所得的應力應變關系轉化為合理的數學表達式，選取合適的應力-應變模型對試驗結果進行模擬，找到對應的本構模型能夠給實際工程建設提供理論指導。由于篇幅有限，故取壓實度為97%和含水率為7%的試樣試驗結果進行分析。

2.1.1 應力應變軟化模型

早在1986年，沈珠江[20]就提出了用來描述應變軟化性的三次多項式，其表達式：

(1)

式中，a，b，c分別為試驗參數。當ε1(軸向應變)趨近于0時，應力應變曲線的起始斜率即為1/a，峰值應力(σ1-σ3)p等于1/(4b-4c)，峰值應力所對應的應變εp等于a/(b-2c)，當ε1無窮大時的軟化殘余強度為c/b2。

由計算得軟化模型參數見表3。

表3 軟化模型參數

由于察爾汗地區氯鹽漬土在低圍壓和低壓實度條件下的應力應變曲線呈現出應變軟化型，故采用式(1)的三次多項式在不同周圍壓力、含水率和壓實度條件下進行模擬，如圖1(a)、(b)和圖2(a)、2(b)所示。

圖1 不同含水率下試樣的應力-應變曲線Fig.1 Stress-strain curves of samples under different water contents

2.1.2 Duncan-Chang雙曲線模型

在以往對應變硬化性的研究過程中，不難發現，很多學者都用具有代表性的Duncan-Chang雙曲線模型。其表達式為：

(2)

式中，σ1-σ3為偏應力；a和b為試驗參數；ε1為試樣的軸向應變。

取周圍壓力為300 kPa的試驗數據進行擬合。為了方便擬合，將式(2)改寫成如下形式：

(3)

由表4的擬合結果可以看出，式(3)的線性關系很強，不同含水率ω和壓實度條件下的擬合度都在0.97以上，所以用Duncan-Chang雙曲線模型來模擬氯鹽漬土的應力應變關系是可行的，故利用此應變硬化模型對察爾汗地區氯鹽漬土的應力應變關系進行了模擬計算,見圖1(c)和圖2(c)。

表4 線性擬合結果

由圖1和圖2可以看出，模擬值和試驗值基本能吻合，說明模型和參數的選取較為合理。

2.1.3 氯鹽漬土的應力-應變曲線模型的驗證

在壓實度一定時，應力-應變曲線在圍壓較小的情況下隨含水率的變化呈應變軟化型；在圍壓較大的情況下呈應變硬化型。這是因為在相同的孔隙條件下，低圍壓時，在不排水的條件下，隨著應變的增加，孔隙更容易達到最佳密實狀態且超靜孔隙水壓力的變化只會導致顆粒之間有效應力的變化，進而出現應變軟化現象，高圍壓時，孔隙被壓縮得更實，導致出現應變硬化現象。隨著周圍壓力的增加，導致“圍箍”作用增強，土顆粒相互間的接觸點增多，試樣在相同條件下的密實度不斷增大，從而導致試樣抵抗破壞的能力增強，宏觀表現為試樣破壞時峰值應變整體呈增大的趨勢。含水率為7%時的應力-應變曲線最先達到峰值點，試樣破壞時的峰值強度最大，而試樣的最優含水率為6.82%，則試樣在最優含水率附近的應力應變特性最佳。這是由于土樣在最優含水率附近時土顆粒之間的咬合作用和膠結作用最強。

圖2 不同壓實度下試樣的應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of samples under different compaction degrees

由圖2可以看出，在含水率一定時，試樣的應力-應變關系曲線隨壓實度變化呈現出應變軟化型，圍壓越小越明顯，這說明在低圍壓狀態下，試樣的側向變形約束較小，隨著軸向變形的增加，試樣很容易被破壞；圍壓一定時，峰值強度隨著壓實度的增加而增加，這是因為在低壓實度狀態下，試樣孔隙未被壓實，試樣內部的超靜孔隙水壓力大，顆粒之間的有效應力小，試樣極易發生破壞，高壓實狀態反之，這也說明察爾汗地區氯鹽漬土的應力應變特性與壓實度的變化有密切的聯系。由表5可知，壓實度為93%時，周圍壓力為100,200 kPa和300 kPa試樣破壞時峰值應力試驗值分別為346.8, 696.7 kPa和1 166.2 kPa；壓實度為95%時，周圍壓力為100,200 kPa和300 kPa試樣破壞時峰值應力試驗值分別為499.5,851.8 kPa和1 296.3 kPa；壓實度為97%時，圍壓為100, 200 kPa和300 kPa試樣破壞時峰值應力試驗值分別為576.4,897.2 kPa和1 345.5 kPa，故圍壓越大峰值強度越大，且圍壓對峰值強度的影響大于壓實度對峰值強度的影響。

2.2 氯鹽漬土的抗剪強度指標

試樣的破壞峰值即最大主應力差，在試驗過程中，應力應變曲線若出現峰值，則取此值為破壞峰值，若未出現峰值，取試驗時應變達到15%處的主應力差為破壞峰值。不同圍壓條件下，最大主應力差試驗值隨含水率和壓實度的變化見表5。

表5 最大主應力差試驗值隨含水率和壓實度的變化

根據破壞強度值，取在相同壓實度和含水率條件下，不同周圍壓力的土樣在破壞時的σ1和σ3繪制莫爾應力圓，作出莫爾應力圓的公切線，得出2個區域試樣的抗剪強度參數見表6。

表6 不同壓實度和含水率下的抗剪強度

圖3 不同壓實度下抗剪強度隨含水率的變化Fig.3 Shear strength varying with water content under different compaction degrees

圖4 不同含水率下抗剪強度隨壓實度的變化Fig.4 Shear strength varying with compaction degree under different water contents

由圖3和圖4可以看出，含水率的變化對抗剪強度指標影響顯著，同一含水率條件下，隨著壓實度的增加，鹽漬土試樣的黏聚力和內摩擦角不斷增加；同一壓實度條件下，鹽漬土試樣的黏聚力和內摩擦角在最優含水率附近時出現拐點，含水率增加到10%時降低趨勢明顯，這說明察爾汗地區氯鹽漬土的水穩性較差，含水率的變化對其抗剪強度指標的影響較大。這是因為黏性土的含水率在達到塑限之前土體內的孔隙水主要是強結合水，基本沒有自由水，強結合水主要吸附在土顆粒的表面，土顆粒之間的間距較大，能夠傳遞靜水壓力。當土的含水率大于塑限后，自由水不斷變多，土顆粒之間的間距減小，其收縮性和膨脹性增強，故黏聚力和內摩擦角出現拐點。

2.3 微觀結構分析

本試驗在三軸剪切試驗的基礎上選取含水率為7%(最優含水率附近)和周圍壓力為100 kPa破壞后的試樣進行掃描電子顯微鏡(SEM)微觀結構分析，從微觀層面對宏觀試驗結果進行進一步的解釋和說明。圖5為不同周圍壓力條件下不同壓實度鹽漬土試樣在試驗前后放大500倍的微觀形態圖。

圖5 σ3=100 kPa時，試驗前后微觀形態對比Fig.5 Comparison of microscopic morphology before and after test when σ3=100 kPa

由微觀圖形可以看出，在相同的壓實度條件下，試驗前后放大500倍后的微觀形態存在著顯著的差異。試驗前主要以塊狀存在，以大顆粒為主。試驗后主要以網狀和珊瑚狀附著在土顆粒周圍。同一壓實度狀態下，試驗后較試驗前土的顆粒之間的聯系更緊密。隨著壓實度的增加，顆粒之間的間隙和顆粒直徑逐漸變小，顆粒之間的孔隙的填充度越高，故其所表現出的土的強度逐漸增大，所表現出的土的抗剪強度逐漸增大，當壓實度為97%時，抗剪強度最大。這與土體的孔隙結構有一定的聯系，孔隙結構是土體很主要的結構特征，它直接決定了土的強度特征和壓縮性能，顆粒的形狀、大小以及顆粒之間的間隙不同，對土強度特性的影響也不同。在低壓實度條件下孤立孔隙的直徑和顆粒大且存在著過多的孤立孔隙，導致土體的壓縮性大，表現出的強度性質就較差，反之，強度性質越強。

3 結論

(1)采用Duncan-Chang雙曲線模型和軟化模型對應力應變曲線進行了模擬計算，計算值與試驗值的吻合度較高，對氯鹽漬土地區的工程建設能提供理論指導。

(2)含水率、壓實度和圍壓是影響鹽漬土抗剪強度的重要因素，圍壓對試樣峰值強度的影響大于壓實度對試樣峰值強度的影響。

(3)隨著壓實度的增加，試樣的黏聚力和內摩擦角不斷增加。壓實度一定時，試樣在最優含水率附近的抗剪強度最大；同一壓實度條件下，黏聚力和內摩擦角在塑限附近出現拐點；從微觀層面對宏觀結果進行了合理的解釋。

(4)察爾汗地區氯鹽漬土的水穩性較差，含水率的變化對其抗剪強度指標的影響較大。含水率一定時，察爾汗地區氯鹽漬土的抗剪強度隨著壓實度的增加而不斷增加。