王汝佳

(中鐵十九局集團(tuán) 第三工程有限公司， 沈陽 110136)

0 引 言

近年來，我國學(xué)者對(duì)軟基土力學(xué)特性進(jìn)行了較為廣泛的研究，取得了較為豐富的成果。胡華等[1]通過對(duì)花崗巖殘積土在滲流作用下的三軸剪切實(shí)驗(yàn)，分析了土樣各力學(xué)參數(shù)隨圍壓及滲流作用下的變化規(guī)律。付靜[2]采用超細(xì)粉煤灰作為膨脹土的改良材料，對(duì)不同摻量下的土樣進(jìn)行了擊實(shí)實(shí)驗(yàn)、自膨脹率測(cè)試及單軸抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)。崔世斌等[3]通過三軸加載實(shí)驗(yàn)，對(duì)宿州市某路基砂土進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，分析了不同相對(duì)密實(shí)度下土樣的應(yīng)力-應(yīng)變特性及體積變形特征。付宴菊等[4]通過常規(guī)三軸加載實(shí)驗(yàn)，對(duì)冰川泥石流區(qū)松散堆積體進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，分析了土樣的剪切破壞特征、孔隙水壓力變化特征及強(qiáng)變形特征。楊愛武等[5]通過真三軸實(shí)驗(yàn)，對(duì)經(jīng)過不同凍融循環(huán)次數(shù)后城市污泥固化土進(jìn)行了研究，分析了主應(yīng)力比和凍融循環(huán)次數(shù)土樣的基本力學(xué)參數(shù)的影響規(guī)律。喬京生等[6]通過動(dòng)三軸實(shí)驗(yàn)，采用粒化高爐礦渣微粉作為淤泥質(zhì)土的固化材料，分析了不同摻量下土樣的動(dòng)強(qiáng)度、動(dòng)彈模量及阻尼比變化規(guī)律。劉偉平等[7]通過一系列三軸加載實(shí)驗(yàn)，對(duì)受不同酸性條件侵蝕下的砂土進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，分析了細(xì)顆粒的流失量及應(yīng)力-應(yīng)變特征。郭琳等[8]借助GDS三軸剪切實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)大慶地區(qū)碳酸鹽漬土進(jìn)行了凍融循環(huán)后的實(shí)驗(yàn)，分析了該地區(qū)土樣的強(qiáng)度隨凍融循環(huán)的變化情況。馬昕楊等[9]采用木質(zhì)素對(duì)季凍區(qū)路基土進(jìn)行改良，分析了不同木質(zhì)素?fù)搅?、不同凍融循環(huán)次數(shù)及不同養(yǎng)護(hù)齡期條件下土樣的強(qiáng)度變形特征。Raja等[10]結(jié)合復(fù)合土工合成加固技術(shù)對(duì)加固后的地基進(jìn)行了重復(fù)荷載實(shí)驗(yàn)研究。Hosseinpour等[11]采用二維數(shù)值分析方法，利用Plaxis二維有限元程序，研究了石柱和基底土工合成材料對(duì)軟土地基路堤變形和穩(wěn)定性的影響。

綜上分析，已有研究對(duì)軟基的力學(xué)特性進(jìn)行了較為系統(tǒng)的分析，但并未將不同實(shí)驗(yàn)方法下的改良土進(jìn)行對(duì)比分析。基于此，筆者在總結(jié)前人研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合遼寧某在建高速公路的工程實(shí)際項(xiàng)目，采用石灰作為軟基土的固化劑，對(duì)改良后的土樣分別進(jìn)行三軸固結(jié)排水與不排水實(shí)驗(yàn)，分析不同試樣條件下改良土的力學(xué)性質(zhì)，為工程實(shí)際提供可靠的理論依據(jù)。

1 實(shí) 驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)用土為遼寧某在建高速公路施工現(xiàn)場(chǎng)的砂質(zhì)黏性土，經(jīng)室內(nèi)實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到土樣的物理力學(xué)指標(biāo)見表1。其中，ρmax為最大干密度，ρ為相對(duì)密度，k為含水率，kw為最優(yōu)含水率，kwp為液限，kwl為塑限，η為孔隙比。采用篩分法對(duì)土樣進(jìn)行篩分實(shí)驗(yàn)，得到顆粒級(jí)配曲線如圖1所示，其中，小于某粒徑顆粒的質(zhì)量百分比為γ。根據(jù)土樣顆粒級(jí)配曲線可知，文中實(shí)驗(yàn)用土級(jí)配不均。

表1 土樣物理力學(xué)指標(biāo)

圖1 土樣級(jí)配曲線Fig. 1 Soil sample grading curve

為研究石灰對(duì)軟土的加固效果，石灰加固軟土力學(xué)特性測(cè)試設(shè)備采用英國進(jìn)口的GDS全自動(dòng)三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，如圖2所示。三軸加載采用位移控制模式，加載速率為0.02 mm/min，軸向應(yīng)變達(dá)到25%時(shí)終止實(shí)驗(yàn)。

圖2 GDS多功能三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig. 2 GDS multifunctional triaxial test system

文中擬配制石灰摻量分別為0、1.0%、2.0%和3.0%的改良粉砂質(zhì)黏土試樣。為分析路基不同深度處土樣的力學(xué)行為，還考慮了圍壓效應(yīng)，擬設(shè)置圍壓分別為50、100、150和200 kPa。首先將現(xiàn)場(chǎng)取回的土樣進(jìn)行碾碎篩分，然后根據(jù)原狀土樣的尺寸、含水率及干密度來計(jì)算所需土的質(zhì)量。同時(shí)考慮石灰摻量，將混合料攪拌均勻，然后將攪拌好的混合料放入直徑為39.1 mm，高為80.0 mm的標(biāo)準(zhǔn)土樣模具中進(jìn)行分層擊實(shí)。制備好的試樣采用保鮮膜密封，防止水分蒸發(fā)。

2 結(jié)果與分析

2.1 三軸固結(jié)排水

圖3、4為石灰摻量1.0%，不同圍壓下改良土樣的固結(jié)排水應(yīng)力-應(yīng)變曲線和體積應(yīng)變曲線。

圖3 不同圍壓下偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線Fig. 3 Deviatoric stress-axial strain curves under different surrounding pressures

從圖3可以看出，不同圍壓下石灰改良土的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線分布規(guī)律大體相同，均表現(xiàn)為相對(duì)較短的彈性階段，此后便開始了相對(duì)較長的非線性變形階段。該現(xiàn)象表明，改良土樣在三軸加載條件下很快達(dá)到首次屈服面，從而很快進(jìn)入塑性階段，且不同圍壓下的曲線均在峰后產(chǎn)生了微弱的應(yīng)變軟化。不同點(diǎn)在于隨著圍壓的逐漸增大，改良土樣的峰值強(qiáng)度在逐漸遞增，軟化點(diǎn)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變逐漸增大。根據(jù)圖中給出的數(shù)據(jù)可知：當(dāng)圍壓為50 kPa時(shí)，改良土樣峰值強(qiáng)度為256.97 kPa，軟化點(diǎn)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?3.79%；當(dāng)圍壓提升至200 kPa時(shí)，改良土樣峰值強(qiáng)度升高至863.44 kPa，軟化點(diǎn)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?cè)龃笾?5.34%。可見，圍壓能夠顯著提升石灰改良土的承載能力和變形能力。

從圖4可以看出，不同圍壓下改良土樣的體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)大體一致，均在軸向應(yīng)變達(dá)到12%以前呈相對(duì)較短的線性變化，且體變速率相對(duì)較快，試樣表現(xiàn)為體積壓縮狀態(tài)。不同點(diǎn)在于隨著圍壓的逐漸增大，試樣由體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?cè)谥饾u增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。根據(jù)圖中曲線可知：當(dāng)圍壓為50 kPa時(shí)，試樣由體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?8.52%；當(dāng)圍壓達(dá)到200 kPa時(shí)，試樣由體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?cè)龃笾?9.82%?？梢?，圍壓能夠顯著抑制試樣的軸向變形，使得體積變形逐漸減小。

圖4 不同圍壓下體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線Fig. 4 Volume strain-axial strain curve under different surrounding pressures

圖5、6為圍壓100 kPa，不同石灰摻量下改良土樣的固結(jié)排水應(yīng)力-應(yīng)變曲線和體積應(yīng)變曲線。

圖5 不同石灰摻量下偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線Fig. 5 Deviatoric stress-axial strain curve under different lime contents

從圖5可以看出，不同石灰摻量下改良土樣的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線分布規(guī)律大體相同，不同圍壓下的曲線同樣表現(xiàn)為相對(duì)較短的彈性階段，此后便開始了相對(duì)較長的非線性變形階段。該現(xiàn)象表明，改良土樣在三軸加載條件下很快達(dá)到首次屈服面，從而很快進(jìn)入塑性階段，且不同石灰摻量下的曲線均在峰后產(chǎn)生了微弱的應(yīng)變軟化。不同點(diǎn)在于隨著石灰摻量的逐漸增大，改良土樣的峰值強(qiáng)度在逐漸遞增，軟化點(diǎn)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變逐漸增大。根據(jù)圖中給出的數(shù)據(jù)可知：當(dāng)石灰摻量為0時(shí)，改良土樣峰值強(qiáng)度為462.56 kPa，軟化點(diǎn)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?1.73%；當(dāng)石灰摻量提升至3.0%時(shí)，改良土樣峰值強(qiáng)度升高至690.48 kPa，軟化點(diǎn)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?cè)龃笾?9.88%?？梢?，石灰摻量能夠顯著提升土樣的承載能力和變形能力。

從圖6可以看出，不同石灰摻量下改良土樣的體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)大體一致，均在軸向應(yīng)變達(dá)到12%以前呈相對(duì)較短的線性變化，且體變速率相對(duì)較快，試樣表現(xiàn)為體積壓縮狀態(tài)。不同點(diǎn)在于隨著石灰摻量的逐漸增大，試樣由體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?cè)谥饾u增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。根據(jù)圖中曲線可知：當(dāng)石灰摻量為0時(shí)，試樣由體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?9.96%；當(dāng)石灰摻量提升至3.0%時(shí)，試樣由體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?cè)龃笾?2.89%。原因可解釋為，活性石灰與土中水分及微量礦物質(zhì)產(chǎn)生水化反應(yīng)，產(chǎn)生了強(qiáng)度更高的反應(yīng)物，使得試樣的整體剛度得到提升，進(jìn)而導(dǎo)致承載能力和變形能力增強(qiáng)。

圖6 不同石灰摻量下體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線Fig. 6 Volume strain-axial strain curve under different lime contents

2.2 三軸固結(jié)不排水

圖7～9為石灰摻量1.0%，不同圍壓下改良土樣的固結(jié)不排水應(yīng)力-應(yīng)變曲線、超孔隙水壓-應(yīng)變曲線及應(yīng)力-平均有效主應(yīng)力曲線。

從圖7可以看出，不同圍壓下改良土樣的固結(jié)不排水三軸加載偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線與固結(jié)排水三軸加載實(shí)驗(yàn)曲線的變化趨勢(shì)較為相似，在達(dá)到首次屈服前，不同圍壓下的改良土樣均經(jīng)歷了短暫的彈性變形階段，此后便開始了相對(duì)較長的非線性階段，且改良土樣的峰值強(qiáng)度均隨圍壓的增大逐漸遞增。與固結(jié)排水三軸加載實(shí)驗(yàn)不同的是，固結(jié)不排水實(shí)驗(yàn)的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線未出現(xiàn)應(yīng)變軟化趨勢(shì)，而是均表現(xiàn)為應(yīng)變-硬化型。

圖7 固結(jié)不排水情況下偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線Fig. 7 Deviatoric stress-axial strain curve of undrained consolidation

從圖8可以看出，不同圍壓條件下的試樣均在達(dá)到峰值強(qiáng)度前出現(xiàn)相對(duì)較短的線性階段，此后便開始進(jìn)入非線性階段，當(dāng)超孔隙水壓力達(dá)到峰值后便開始逐漸遞減，但減幅相對(duì)較小。根據(jù)圖8中數(shù)據(jù)可知：當(dāng)圍壓為50 kPa時(shí)，石灰改良土樣的超孔隙水壓力最大值為97.25 kPa，對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?.66%；當(dāng)圍壓升高至200 kPa時(shí)，試樣的超孔隙水壓力最大值增大至358.58 kPa，對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?0.02%?？梢?，圍壓的升高，使得試樣內(nèi)部的超孔隙水壓也隨之升高。原因可解釋為，不排水三軸加載實(shí)驗(yàn)土樣內(nèi)部水分無法排出，加載過程中試樣整體受到擠壓，導(dǎo)致水分可自由遷移的孔隙減少，進(jìn)而導(dǎo)致試樣內(nèi)部水分承受的超孔隙壓力逐漸增大，且圍壓越大，孔隙減少的越多，致使超孔隙水壓越大。

圖8 超孔隙水壓力-軸向應(yīng)變曲線Fig. 8 Excess pore water pressure-axial strain curve

從圖9可以看出，不同圍壓下的曲線分布規(guī)律基本一致，加載前期幾乎處于平行狀態(tài)。隨著偏應(yīng)力的逐漸增大，平均有效主應(yīng)力表現(xiàn)為先緩慢遞減，而后快速遞減，最后又逐漸增大的變化趨勢(shì)。當(dāng)圍壓為50 kPa時(shí)，平均有效主應(yīng)力由減小轉(zhuǎn)為增大拐點(diǎn)處的偏應(yīng)力為97.31 kPa，平均有效主應(yīng)力為36.44 kPa；當(dāng)圍壓增大至200 kPa時(shí)，拐點(diǎn)處的偏應(yīng)力為358.66 kPa，平均有效主應(yīng)力為156.71 kPa?？梢?，圍壓的增大使得改良土樣在三軸固結(jié)不排水條件下的平均有效主應(yīng)力能夠顯著增大，進(jìn)而使得拐點(diǎn)處的平均有效主應(yīng)力增大。

圖9 偏應(yīng)力-平均有效主應(yīng)力曲線 Fig. 9 Deviatoric stress-average effective principal stress curve

圖10～12為圍壓100 kPa，不同石灰摻量下改良土樣的固結(jié)不排水應(yīng)力-應(yīng)變曲線、超孔隙水壓-應(yīng)變曲線及應(yīng)力-平均有效主應(yīng)力曲線。

圖10 固結(jié)不排水不同石灰摻量下的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線Fig. 10 Deviatoric stress-axial strain curve of undrained consolidated with different lime content

從圖10可以看出，不同石灰摻量下改良土樣的固結(jié)不排水三軸加載偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線與固結(jié)排水三軸加載實(shí)驗(yàn)曲線的變化趨勢(shì)同樣較為相似。在達(dá)到首次屈服前，不同石灰摻量下的改良土樣均經(jīng)歷了短暫的彈性變形階段，此后便開始了相對(duì)較長的非線性階段，且改良土樣的峰值強(qiáng)度均隨石灰摻量的增大逐漸遞增。與固結(jié)排水三軸加載實(shí)驗(yàn)不同的是，固結(jié)不排水實(shí)驗(yàn)的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線未出現(xiàn)應(yīng)變軟化趨勢(shì)，而是均表現(xiàn)為應(yīng)變-硬化型。

從圖11可以看出，不同石灰摻量條件下的試樣均在達(dá)到峰值強(qiáng)度前出現(xiàn)相對(duì)較短的線性階段，此后便開始進(jìn)入非線性階段。當(dāng)超孔隙水壓力達(dá)到峰值后便開始逐漸遞減，但減幅相對(duì)較小。根據(jù)圖中數(shù)據(jù)可知：當(dāng)石灰摻量為0時(shí)，改良土樣的超孔隙水壓力最大值為158.08 kPa，對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?.41%；當(dāng)石灰摻量升高至3.0%時(shí)，試樣的超孔隙水壓力最大值增大至233.08 kPa，對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?1.06%?？梢?，石灰摻量的增大，使得試樣內(nèi)部的超孔隙水壓也隨之升高。原因可解釋為，活性石灰與圖中水分基礦物質(zhì)發(fā)生水化反應(yīng)，產(chǎn)生了強(qiáng)度較高的水化產(chǎn)物，填充了土樣中原有的孔隙，使得自由水運(yùn)移空間減小，進(jìn)而導(dǎo)致未進(jìn)行水化反應(yīng)的水被嚴(yán)重?cái)D壓，最終導(dǎo)致超孔隙水壓增大。

圖11 不同石灰摻量下的超孔隙水壓力-軸向應(yīng)變曲線Fig. 11 Excess pore water pressure-axial strain curve under different lime content

從圖12可以看出，不同石灰摻量下的曲線分布規(guī)律基本一致，加載前期幾乎處于平行狀態(tài)，隨著偏應(yīng)力的逐漸增大，平均有效主應(yīng)力表現(xiàn)為先緩慢遞減，而后快速遞減，最后又逐漸增大的變化趨勢(shì)。當(dāng)石灰摻量為0時(shí)，平均有效主應(yīng)力由減小轉(zhuǎn)為增大拐點(diǎn)處的偏應(yīng)力為172.82 kPa，平均有效主應(yīng)力為36.58 kPa；當(dāng)石灰摻量增大至3.0%時(shí)，拐點(diǎn)處的偏應(yīng)力為250.33 kPa，平均有效主應(yīng)力為156.77 kPa。可見，石灰摻量的增大使得改良土樣在三軸固結(jié)不排水條件下的平均有效主應(yīng)力能夠顯著增大，進(jìn)而使得拐點(diǎn)處的平均有效主應(yīng)力增大。

圖12 不同石灰摻量下的偏應(yīng)力-平均有效主應(yīng)力曲線Fig. 12 Deviatoric stress-average effective principal stress curve with different lime content

2.3 改良土抗剪強(qiáng)度參數(shù)

根據(jù)前文不同實(shí)驗(yàn)條件下石灰改良路基土的三軸實(shí)驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合摩爾庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則，計(jì)算不同實(shí)驗(yàn)條件下改良土樣的黏聚力和內(nèi)摩擦角見表2。

表2 改良路基土的抗剪強(qiáng)度參數(shù)

由表2可以看出：在相同三軸實(shí)驗(yàn)條件下，改良土的黏聚力和內(nèi)摩擦角均隨石灰摻量逐漸遞增；在相同石灰摻量下，三軸固結(jié)排水條件下的抗剪強(qiáng)度參數(shù)明顯大于三軸固結(jié)不排水。

3 結(jié) 論

(1)在三軸固結(jié)排水條件下，隨著圍壓的逐漸增大，改良土樣的峰值強(qiáng)度逐漸遞增，軟化點(diǎn)應(yīng)變逐漸增大，體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變逐漸增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。隨著石灰摻量的逐漸增大，改良土樣的峰值強(qiáng)度逐漸遞增，軟化點(diǎn)應(yīng)變逐漸增大，體縮轉(zhuǎn)為體脹所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變逐漸增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。

(2)在三軸固結(jié)不排水條件下，改良土樣的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線未出現(xiàn)應(yīng)變軟化趨勢(shì)，而是均表現(xiàn)為應(yīng)變-硬化型。隨著圍壓的逐漸增大，改良土樣的峰值強(qiáng)度、超孔隙水壓力最大值及有效主應(yīng)力拐點(diǎn)逐漸增大。隨著石灰摻量的逐漸增大，改良土樣的峰值強(qiáng)度、超孔隙水壓力最大值及有效主應(yīng)力拐點(diǎn)值逐漸遞增。

(3)在相同三軸實(shí)驗(yàn)條件下，改良土的黏聚力和內(nèi)摩擦角均隨石灰摻量逐漸遞增。在相同石灰摻量下，三軸固結(jié)排水條件下的抗剪強(qiáng)度參數(shù)明顯大于三軸固結(jié)不排水。