基于相對結構度的水泥固化壓實土力學與變形特性研究

李 吳 剛, 李 想, 楊 鋼, 孫 秀 麗, 劉 文 化, 邵 伯

(1.江南大學 機械工程學院, 江蘇 無錫 214122;2.大連理工大學 海岸和近海工程國家重點實驗室, 遼寧 大連 116024;3.中建二局第二建筑工程有限公司, 廣東 深圳 518000 )

0 引 言

由于土顆粒間膠結作用和空間排列形式不同,天然土與重塑土的力學和變形特性存在較大的差異[1]．在土力學中將土顆粒間的膠結作用和空間排列形式稱為土體的結構性[2]．沈珠江[3]指出土體結構性是21世紀土力學研究的核心問題．李建紅等[4]、謝定義等[5]的研究表明膠結作用和孔隙結構是結構性土的兩大主要特征．土體的破壞往往伴隨著結構性的衰變．研究土的結構性衰變規律有助于科學地預測土體的力學與變形特性,更好地為工程實踐提供理論依據．近年來,關于土的結構性衰變規律研究取得了較大的進展．很多學者對此進行了比較深入的研究,李吳剛等[6]基于結構性土的變形特征,引入結構性土的本征壓縮曲線,提出了相對結構度對結構性衰變進行分析．蔣明鏡等[7]研究了土體結構性破損的微觀機理,定義了結構性屈服面,反映了土體結構性的影響,再引入結構性損傷的破損參數,從而揭示出結構性土的衰變規律．祝恩陽等[8]通過結構性土的壓縮變形規律推導了結構性土UH模型,揭示結構性土的衰變規律．Rouainia等[9]在重塑土本構關系中引入結構性參數并賦予其適當的演化規律,建立了結構性土的本構關系．Desai等[10]、Ouria[11]、劉維正等[12]、周成等[13]基于擾動狀態概念建立了結構性土的本構關系．Liu等[14-15]在劍橋模型中引入結構屈服面和等效屈服面,建立了結構性土的本構模型．劉恩龍等[16]通過引入結構性破損參數,建立了基于巖土破損力學的結構性土的本構關系．謝定義等[17]通過引入綜合結構勢來描述結構性土的力學與變形特性．

表征土的結構性特征是建立可考慮結構性影響本構模型的關鍵,李吳剛等[6]基于土體結構的形成過程定義了土的相對結構度,采用該參數建立了結構性土的本構模型,可較好地預測結構性土的變形特性．但其定義該參數時并未考慮初始孔隙比及膠結強度對相對結構度衰變規律的影響,且該參數是否可用于描述由不同初始孔隙比和膠結強度導致結構性土抗剪強度的差異有待探究．因此本文研究人工制備水泥固化壓實土試樣,對其開展固結試驗和固結排水剪切試驗,并基于相對結構度研究水泥固化壓實土的壓縮特性與剪切特性．

1 水泥固化壓實土試樣制備

天然結構性土初始結構性間的差異和原位鉆孔取樣產生的擾動,使得難以從現場取得大量力學性狀基本相同的土樣,導致土樣無法滿足均一性的試驗要求．為避免天然原狀土不均勻性對研究產生不利影響,本文采用謝定義等[18]、蔣明鏡等[19]提出的結構性土人工制備方法研究結構性對土力學與變形特性的影響,并探究水泥固化壓實土變形過程中相對結構度的衰變規律．

1.1 試驗土料

本試驗所用的土料為黃土,取自山西省呂梁山,原狀黃土呈顆粒狀,較干．將土料烘干、碾碎并過0.5 mm篩后備用．按照《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)[20]進行相應的土工試驗,測定其基本物性指標：土粒相對密度為2.72,塑限Wp=21%,液限Wl=33%,塑性指數Ip=12．采用丹東百特(BT-2003)型激光粒度分析儀測定該黃土粒徑,其結果如圖1所示．

圖1 試驗黃土級配曲線

1.2 制樣方法

為研究膠結作用和孔隙結構特征對水泥固化壓實土力學與變形特性的影響,本文采用在土料中摻入水泥和食鹽的方法控制試樣的膠結強度和孔隙結構特征,水泥的水化產物可建立土顆粒間的膠結作用,食鹽顆粒溶解可形成結構性土內的大孔隙結構．劉恩龍等[21]采用3.1%、5%和20%的水泥摻量研究結構性土的力學特性．Consoli等[22]采用3%、5%、7%和9%的水泥摻量研究水泥含量對人工結構性土強度參數的影響．Wang等[23]采用1%、3%、5%、7%、9%、11%和13%的水泥摻量對天然和人工結構性土的歸一化特性進行研究．對水泥改性土的研究結果表明：水泥最佳摻量為土壤干質量的6%～8%．故本研究中水泥摻量為4%、6%和8%,初始孔隙比為0.8、0.9和1.0,水泥和食鹽的摻量可見表1．水泥標號為P·O 42.5,食鹽采用普通食用鹽,為使食鹽顆粒與土顆粒的粒徑近似,需將食鹽碾碎后過0.5 mm篩備用．不同孔隙比和水泥摻量條件下,土料的質量可通過下式計算：

(1)

式中：m為土料質量,Gs為土顆粒的相對密度,Gc為水泥的相對密度,ρw為水的密度,ac為水泥摻量,e為孔隙比,V為試樣體積．

表1 水泥固化壓實土的食鹽和水泥摻量

將烘干后的黃土、水泥和食鹽按照設定的質量配比充分拌和,隨后稱取一定質量的混合料分別倒入φ39.1 mm×80 mm的三瓣模和φ61.8 mm×20 mm的環刀中,采用壓樣法制備三軸試樣和環刀試樣,其中三軸試樣分3層壓實．試樣制備完成后需去除試樣內的食鹽顆粒以形成水泥固化壓實土內的大孔隙結構．劉恩龍等[21]、羅開泰等[24]采用在水中浸泡的方法溶解試樣內的食鹽顆粒,但是該方法耗時長且易有食鹽顆粒殘留,影響后續的試驗結果．為解決該方法的缺陷,本文設計了圖2所示的鹽分去除裝置,試樣裝入該裝置后,在裝置內加入適量的水,在滲流過程中,作用在試樣上的位置水頭保持恒定,水在重力作用下于試樣上部經由土顆粒間的孔隙從試樣底部排出,試樣內的食鹽顆粒溶于水后可在滲流作用下快速排出試樣．為防止滲流作用破壞試樣內的孔隙結構,在試樣放入去鹽裝置前需在試樣表面噴灑適量的水使試樣保持濕潤,水在重力和毛細作用下滲入試樣內部后與水泥發生水化反應,并在土顆粒間生成膠結物質．試樣靜置24 h后,水泥達到終凝,試樣內的膠結結構基本形成．隨后將試樣放入圖2所示的鹽分去除裝置,試樣內的食鹽顆粒在滲流過程中逐漸溶解排出．當試樣內的食鹽被完全排出后(判斷標準為風干試樣表面沒有白色晶體析出),將試樣放入恒溫恒濕的養護箱(溫度(20±2)℃,濕度大于95%)中養護90 d,得到人工制備的水泥固化壓實土試樣．

(a) 裝置實物圖

(b) 裝置示意圖

為研究水泥固化壓實土和重塑土力學性質間的差異,在試樣養護完成后,將具有同種水泥摻量的人工制備水泥固化壓實土試樣烘干后碾碎,以破壞土體的結構性,再過0.5 mm篩,參照《土工試驗規程》(SL/T 237—1999)[25],采用壓樣法分3層壓實,得到本試驗所需的重塑土試樣．

2 試驗結果

為研究結構性對土力學與變形特性的影響,將抽真空飽和后的水泥固化壓實土試樣和重塑土試樣分別進行固結試驗和固結排水剪切(CD)試驗．按照《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)[20],固結試驗的荷載等級為12.5、25、50、100、200、400、800、1 600、3 200 kPa;CD試驗的圍壓為50、100、200 kPa,剪切速率為0.01 mm/min．

2.1 水泥固化壓實土的壓縮特性

相同初始孔隙比條件下不同水泥摻量的水泥固化壓實土試樣和重塑土試樣的固結試驗結果如圖3所示(p表示豎向應力,編號S代表水泥固化壓實土,R代表重塑土)．由試驗結果可知,在相同的應力狀態下,水泥固化壓實土試樣的壓縮曲線位于重塑土試樣的上方．在固結曲線的彈性階段,水泥固化壓實土試樣壓縮曲線比較平緩,其斜率小于重塑土試樣的,表明水泥水化形成的膠結物質有效提高了試樣的初始剛度．隨著豎向應力的增大,試樣S4-08壓縮曲線的斜率先于試樣S6-08和S8-08出現增長,逐漸變陡,并不斷趨近于重塑土試樣的．試樣S6-08和S8-08的壓縮曲線也表現出和試樣S4-08相同的發展趨勢,但S6-08試樣的水泥摻量低于試樣S8-08的,試樣S6-08的土體結構先發生破壞,故試樣S6-08壓縮曲線的斜率先于S8-08試樣出現增長．由上述試驗結果可知,土骨架的穩定性與試樣內部膠結物質的含量有關,水泥摻量越高,由水泥水化產物提高的土骨架穩定性越顯著,土體的結構性越強．

圖3 初始孔隙比為0.8試樣的壓縮曲線

相同水泥摻量條件下不同初始孔隙比的水泥固化壓實土固結試驗結果如圖4所示．試驗結果表明,在固結試驗的初始階段,水泥固化壓實土試樣處于彈性狀態,各試樣的壓縮曲線較平緩,在相同水泥摻量條件下,初始孔隙比為1.0的試樣斜率最大,初始孔隙比為0.8的試樣斜率最小．隨著應力的增大,試樣內部的土顆粒間發生相對滑移,試樣由彈性狀態進入彈塑性狀態,壓縮曲線的斜率急劇增大,以Δe表示初始孔隙比和交點處孔隙比的差值(圖4(a))．由試驗結果可知：Δe1.0>Δe0.9>Δe0.8,表示相同荷載下,初始孔隙比為1.0試樣的結構性最容易發生破壞．水泥摻量6%和水泥摻量8%條件下也可發現相同的試驗結果(圖4(b)和圖4(c))．隨著固結壓力的繼續增大,各試樣呈Δe越大,壓縮曲線的斜率越大的趨勢,且試樣壓縮曲線越接近于重塑土試樣的壓縮曲線．該組試驗結果表明,增大初始孔隙比會弱化土體的結構性,試樣的初始孔隙比越高,加載過程中土體結構越容易發生破壞．

(a) 水泥摻量4%

(b) 水泥摻量6%

(c) 水泥摻量8%

綜上,膠結作用會強化土體結構,而增大初始孔隙比會弱化土體結構,使得相同荷載下土體結構的完整性隨著水泥摻量的增加而增大,但隨著初始孔隙比的增大而減小．

2.2 水泥固化壓實土的剪切特性

圖5～7為初始孔隙比為1.0、0.9和0.8水泥固化壓實土的剪切試驗結果．雖然圖中水泥固化壓實土試樣的應力-應變曲線形態與超固結土都具有應變軟化的特點,但水泥固化壓實土試樣在應變軟化時體應變εv的發展趨勢與超固結土具有顯著區別,超固結土在應變軟化的過程中往往伴隨著體脹的發生,而本研究中的水泥固化壓實土試樣體應變以剪縮為主,表明兩者發生應變軟化現象的力學機制不同,證明了本研究中的水泥固化壓實土試樣力學特性區別于重塑土的根本原因是土體結構性不同．

圖5 初始孔隙比為1.0水泥固化壓實土的剪切

圖6 初始孔隙比為0.9水泥固化壓實土的剪切

圖7 初始孔隙比為0.8水泥固化壓實土的剪切試驗結果

由試驗結果可知,水泥固化壓實土試樣在剪切過程中發生了顯著的應變軟化現象．在初始孔隙比相等的條件下,水泥水化產物在土顆粒間生成的膠結物質限制了土顆粒的相對滑移,提高了土體強度,故水泥固化壓實土試樣的應變軟化主要由土顆粒間的膠結結構發生破壞所致．試驗結果表明,膠結作用越強,膠結結構發生破壞時的應力跌落越顯著,因此試樣的應變軟化現象也越明顯;相反,膠結作用越弱,試樣的應變軟化現象越微弱．與此同時,在剪切試驗開始前的固結階段,圍壓的增長也會破壞試樣的膠結結構,故在200 kPa圍壓條件下S4-10、S4-09、S4-08試樣的應力-應變形態與重塑土的較為相似,只表現出輕微的應變軟化現象．增大試樣的初始孔隙比會弱化結構性,導致變形過程中土體結構更容易被破壞,故在相同水泥摻量和圍壓條件下,初始孔隙比較大的試樣,其應變軟化現象并不顯著,而初始孔隙比較小的試樣仍出現了較明顯的應變軟化現象．

圖8為50、100、200 kPa圍壓下水泥固化壓實土試樣與重塑土試樣的峰值應力．由試驗結果可知,水泥水化后生成的膠結物質(圖9水泥固化壓實土試樣的SEM圖像所示)提高了土骨架的穩定性,故水泥固化壓實土試樣的峰值應力隨著水泥摻量的增加而升高．而增大初始孔隙比會弱化膠結作用的影響,使得試樣的結構性更容易被破壞,故在相同水泥摻量時,水泥固化壓實土試樣的峰值應力隨著初始孔隙比的升高而減小．根據臨界狀態土力學,土體的抗剪強度與試樣的平均主應力有關,故當圍壓增長時,重塑土的峰值應力出現顯著增長,200 kPa圍壓條件下,重塑土試樣的峰值應力約是50 kPa圍壓時的3倍,如圖8所示;但水泥固化壓實土試樣的峰值應力隨著圍壓的增大僅出現了微弱的增長,這是由于圍壓的增長會破壞試樣的結構性,導致由結構性提高的抗剪強度出現衰退,故試樣的峰值應力僅出現微弱的增長,使得水泥固化壓實土試樣峰值應力與重塑土試樣峰值應力的差值隨圍壓的增大而降低．

圖9所示為水泥固化壓實土試樣的SEM圖像．圖中,黃色菱形表示生成的纖維狀的C-S-H凝膠類水化產物,C-S-H凝膠是水泥水化產物水化硅酸鈣;紅色圓圈表示土體內的孔隙結構,可以看出鹽溶后形成的孔隙結構較為明顯且分布比較均勻．由圖可知,試樣在相同養護條件下,水泥摻量越高,生成的水化產物越多,膠結作用越強;減小試樣的初始孔隙比,可減小土顆粒間的孔隙,試樣更為密實,土骨架愈趨穩定．因此,在較高水泥摻量和較小初始孔隙比條件下,試樣的結構性強,其抗剪強度也大．

(a) 50 kPa圍壓

(b) 100 kPa圍壓

(c) 200 kPa圍壓

(a) S8-10

(b) S4-08

3 試驗結果討論

3.1 相對結構度衰變規律分析

本文采用李吳剛等[6]提出的相對結構度對本文的試驗結果進行分析,如圖10所示,假設某結構性土試樣在壓縮過程中其土體結構始終不發生破壞,則其壓縮曲線可用圖10中的虛線表示,將其定義為該結構性土的本征壓縮曲線(ISCL),該曲線表征了土體結構不發生破壞時結構性土的壓縮特性．但現實的土體在達到屈服應力后,土體結構必然發生破壞,試樣的壓縮曲線在達到屈服應力后逐漸偏離ISCL,如圖10中紅色曲線所示,將其定義為結構性土的壓縮曲線(SCL)．當土體結構完全破壞時,其壓縮曲線與重塑土的壓縮曲線(NCL)重合．因此,結構性土的壓縮曲線位于以ISCL和NCL為邊界的區域內．相對結構度以下式表示：

ξ=eS/eI

(2)

式中：eI為相同應力下ISCL和NCL之間的距離(圖10),其值表示結構完整的結構性土所能承受的額外孔隙比;eS為相同應力狀態下SCL和NCL之間的距離,其值表示當前應力狀態下結構性土承擔的額外孔隙比．

圖10 結構性土的壓縮特性

李吳剛等[6]提出的相對結構度發展式并未考慮塑性體應變的發展對相對結構度的影響,而土體結構破壞常伴隨著塑性體應變的發展,因此采用本文的試驗結果整理相對結構度與塑性體應變的關系,得到圖11中的結果．根據試驗結果可知,在相同水泥摻量條件下,雖然試樣的初始孔隙比越大相同荷載下的相對結構度越小,但是不同初始孔隙比試樣的相對結構度與塑性體應變間的關系曲線基本重合,表明在相同水泥摻量條件下初始孔隙比并不影響相對結構度隨塑性體應變的發展變化速率．對圖11中不同水泥摻量條件下相對結構度與塑性體應變間的關系曲線進行擬合分析,得到相對結構度-塑性體應變間的關系用下式表示：

(a) 水泥摻量4%

(b) 水泥摻量6%

(c) 水泥摻量8%

(3)

不同水泥摻量條件下參數a和b的值見表2,參數b在不同水泥摻量條件下的值較為接近,表明水泥摻量對參數b基本無影響．參數a隨著水泥摻量的增加而增大,表明塑性體應變增量相同時,水泥摻量的增加會顯著提高相對結構度隨塑性體應變的發展速率,即高水泥摻量試樣比低水泥摻量試樣的土體結構破壞更為嚴重,在宏觀上表現為高水泥摻量試樣具有更大的剛度并顯現出脆性,而低水泥摻量試樣的剛度小并顯現出一定的延性．雖然初始孔隙比并不影響材料參數a和b的值,但增大初始孔隙比會弱化土體結構,在相同荷載下使得試樣具有更大的塑性體應變,進而降低試樣的相對結構度．綜上,式(3)給出了相對結構度與塑性體應變的關系,能綜合考慮膠結作用和初始孔隙比的影響,較好地描述了試樣結構性衰變特性．

表2 擬合參數

3.2 相對結構度對峰值應力的影響

為研究結構性對土體抗剪強度的影響規律,本文對相對結構度與峰值應力的關系進行分析,基于圖5～7中剪切試驗結果可得到水泥固化壓實土試樣在不同圍壓下的峰值應力,并將各試樣峰值應力時的塑性體應變代入式(3)后得到各試樣峰值應力時的相對結構度,結果如圖12所示．在荷載增加的過程中,試樣的結構性隨著塑性體應變的發展被逐漸破壞,相對結構度也隨之減小,導致土骨架的穩定性降低,因此各試樣的峰值應力隨著相對結構度的降低而減小．從曲線的擬合結果可知,試樣峰值應力與相對結構度呈冪函數關系．對比圖12(a)、(b)和(c)可知,擬合曲線中的參數β、χ均隨著圍壓的升高而減小,表明相對結構度對峰值應力的影響隨著圍壓的升高而減小,這是由于圍壓的升高會導致土體結構破壞,原本由土體結構承擔的這部分峰值應力出現降低,而圍壓的升高也會提高試樣的峰值應力,這兩種不同原因導致的峰值應力變化部分抵消,故在宏觀上表現出相對結構度對峰值應力的影響隨著圍壓的升高而降低．

(a) 50 kPa圍壓

(b) 100 kPa圍壓

(c) 200 kPa圍壓

圖12 峰值應力隨相對結構度的變化

4 結 論

(1)建立了適用于水泥固化壓實土的相對結構度發展式,該發展式給出相對結構度與塑性體應變的關系,其中的材料參數只與水泥摻量有關,而與試樣的初始孔隙比無關,即增大初始孔隙比雖然會弱化土體結構性,使得試樣更容易被破壞,但初始孔隙比并不影響試樣在變形過程中相對結構度隨塑性體應變發展的衰變速率．

(2)膠結強度、初始孔隙比和圍壓決定了土體結構的完整程度,是決定應力-應變曲線形態的關鍵因素．膠結作用會強化土體結構,而增大初始孔隙比會弱化膠結作用的影響．在相同荷載下,相對結構度隨著水泥摻量的增加而增大,使得水泥固化壓實土易于出現應變軟化現象,但其隨著初始孔隙比的增大而減小,使得水泥固化壓實土易于出現應變硬化現象．

(3)水泥固化壓實土試樣的峰值應力與試樣的相對結構度有關,其值隨著相對結構度的降低而減小,并與相對結構度呈冪函數關系,與相對結構度有關的材料參數隨著圍壓的增大而減小,即相對結構度對峰值應力的影響隨著圍壓的升高而降低．