黃旭斌，周恒，狄圣杰，盛煜，彭爾興，張璽彥,3，曹偉

(1. 中國科學院西北生態(tài)環(huán)境資源研究院凍土工程國家重點實驗室，甘肅蘭州，730000；2.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，陜西西安，710065；3. 中國科學院大學，北京，100049)

隨著人類對自然資源的不斷探求，工程建設已延伸至自然條件較為惡劣的凍土區(qū)。在凍土區(qū)，上部土層周期性地經歷著凍結融化過程，對埋置于土體內的樁基的熱力學行為產生了較大影響。借助樁基與土體之間的凍結力，樁側土體凍脹可引發(fā)作用于樁基側面的凍拔力，進而引發(fā)樁基的凍拔破壞[1]。另外，在多年凍土區(qū)，延伸于多年凍土層中的樁體界面與多年凍土層界面之間形成的凍結強度是多年凍土區(qū)樁基承載性能的重要組成部分[2]。然而在樁基施工初期，混凝土的水化熱會使樁側土處于融化狀態(tài)，隨樁側土回凍，樁?土界面將重新凍結，期間涉及溫度場及水分場的變化，易造成樁基穩(wěn)定性的變化[3?6]。因此，研究凍結和融化狀態(tài)下土和樁?土界面的抗剪強度對凍土區(qū)樁基的凍拔穩(wěn)定性及承載性能具有重要的實際意義。

直剪試驗是確定土及結構/土界面力學特性和抗剪強度指標的一種簡單、有效的方法[7?8]。人們針對凍土與結構界面的力學性能進行了大量研究，如UEDA等[9]研究了法向應力對凍土與結構接觸面凍結強度的影響，結果表明凍結砂土和黏土與結構接觸面的凍結強度均隨法向應力增大而增大，且凍結砂土的增長速率更大。KO 等[10]研究了不同法向應力和溫度下鋁?土界面凍結強度，發(fā)現(xiàn)凍結強度隨溫度降低呈先迅速增大后逐漸減小的趨勢。ZHAO 等[11?12]綜合考慮了結構界面的粗糙度、荷載、負溫及法向應力等因素，研究了各因素作用下人工凍結粉土?結構接觸界面的剪切力學特性。吉延峻等[13]考慮了水灰比對界面粗糙度的影響，研究了現(xiàn)澆混凝土?凍土接觸面的凍結強度，通過試驗結果建議多年凍土區(qū)灌注樁采用水灰比為0.4～0.5的混凝土。

目前，系統(tǒng)考慮融化及凍結狀態(tài)下土及混凝土/土界面的剪切力學性能的研究較少。另外，除了負溫、法向應力、接觸面粗糙度外，含水率同樣是結構/土界面抗剪強度的重要影響因素之一。在現(xiàn)有的研究中，人們考慮了含水率對結構/土界面抗剪強度的影響，但多限于9.0%～22.5%的較低含水率[14?18]。然而，土體凍脹現(xiàn)象通常在較高的含水率條件下發(fā)生，且凍結過程中水分從未凍區(qū)遷移至凍結鋒面，很有可能導致土體內部含水率達到或超過飽和，因此，針對凍拔作用有必要進行較高含水率條件的研究。

本文作者通過直剪試驗，以土和混凝土/土界面為研究對象，對比分析這2種研究對象在融化及凍結狀態(tài)下剪切力學特性的異同，然后以溫度和含水率作為影響因素，研究混凝土/土界面在融化和凍結狀態(tài)以及較高含水率(w=25%和w=35%)條件下的剪切力學性能。根據(jù)試驗結果，分析上拔荷載作用下樁?土界面破壞機理，并探討不同規(guī)范中切向凍脹力的取值問題。

1 試驗方案及材料

1.1 試驗方案

本試驗在凍土工程國家重點實驗室中開展，采用南京土壤儀器廠生產的ZJ 四聯(lián)應變控制式直剪儀進行試驗，試驗示意圖如圖1所示，在試樣頂部施加法向應力，在上、下盒對立面施加剪切應力。為了保證試驗在指定的溫度下進行，將直剪儀放入可控溫的冷庫中展開試驗，控溫范圍為?40～20 ℃，精度為±0.5 ℃。試驗采用快速剪切的方法，剪切速率為0.8 mm/min，最大剪切量為10 mm，以保證剪切面完全破壞。試驗方案如表1所示，對比試驗中土及混凝土/土界面所采用的法向應力、溫度及含水率均相同，混凝土、土界面影響因素試驗中，含水率w分別為25%和35%，溫度及法向應力條件與對比試驗的相同。

圖1 試驗儀器及材料Fig.1 Test apparatus and materials

表1 試驗方案Table 1 Test program

1.2 試驗材料

試驗所用的土樣取自黑龍江省黑河市中俄黑龍江—布拉戈維申斯克大橋附近。按照SL 237—1999“土工試驗規(guī)程”[19]對土樣基本物理性質進行試驗，結果如表2所示。由表2可以看出：土樣的塑性指數(shù)為12.3，根據(jù)文獻[20]可知，土樣類別為粉質黏土。土樣顆粒曲線如圖2 所示，從圖2 可以看出：細顆粒質量分數(shù)(粒徑為0.005～0.050 mm)約為32.1%，因此，土樣為凍脹敏感性土[21]。土樣的凍結溫度隨含水率的關系如圖3所示，通過擬合計算可以得到試驗中各含水率對應的凍結溫度?；炷猎嚇痈鞣N材料水、水泥、砂子和碎石的質量比為0.4∶1.0∶1.5∶2.4，由于混凝土試樣較小，因此，所采用的碎石均剔除粒徑大于7 mm的石子。

圖3 凍結溫度隨土樣初始含水率的關系Fig.3 Relationship between freezing temperature and initial water content of soil sample

表2 試驗土樣基本物理性質Table 2 Basic physical properties of soil samples

圖2 土樣顆粒級配曲線Fig.2 Grading curve of test soil

1.3 試樣制備

試樣的制備包括土樣的制備、混凝土試樣制備、土樣及混凝土/土試樣制備3部分。

1.3.1 土樣的制備

1)首先將風干后的土樣碾碎后過孔徑為2 mm篩，采用烘干法測定土樣的初始含水率。2)按照擾動土的制備方法，添加定量的水將土樣攪拌均勻以達到預定含水率。3)將拌和好的濕土放在密閉容器中靜置24 h，以保證土樣中的水分分布均勻。4)將濕土烘干后測其實際含水率作為試驗含水率。

1.3.2 混凝土試樣制備

1)將環(huán)刀內壁涂抹凡士林，并采用制作好的條狀塑料紙(長×寬為200 mm×20 mm)覆蓋在環(huán)刀內表面，以保證混凝土試樣順利取出。2)將拌和好的混凝土填入環(huán)刀內，充分振搗后將其表面抹平，最后將混凝土試樣放置48 h后進行脫模。3)將制好的混凝土樣品在水中靜置28 d 養(yǎng)護。4)采用TCH100型角磨機，對混凝土試樣表面進行打磨處理，以保證各混凝土試樣表面的粗糙度一致。

1.3.3 土樣及混凝土/土試樣制備

1)采用高為40 mm，直徑為61.8 mm的環(huán)刀為樣品倉，將混凝土試樣放入樣品倉。2)以土的天然干密度為控制因素，稱取一定質量的粉質黏土試樣放入樣品倉中，用標準壓樣機將土及混凝土/土樣品的高度壓制為40 mm。3)將帶有樣品倉的土樣及混凝土/土試樣用塑料薄膜包裹后置于?26 ℃環(huán)境下快速凍結12 h。4)將凍結后的土樣及混凝土/土樣品采用油壓千斤頂頂出，用塑料薄膜包裹后放置在恒溫箱中按照指定的溫度(?1，?3 和?5 ℃)恒溫12 h。

試樣冷卻、恒溫及試驗過程中均采用GM1312接觸式測溫儀對混凝土/土界面溫度測量，結果表明，冷卻、恒溫過程中，界面處的溫度分別在6 h及4 h后可以穩(wěn)定至指定溫度，在試驗過程中，界面的溫度基本未出現(xiàn)波動。

2 試驗結果及分析

2.1 土及混凝土/土界面試驗結果對比分析

土及混凝土/土界面的抗剪強度為土及混凝土/土界面發(fā)生破壞時的峰值剪切應力，當無明顯峰值剪切應力時，可取剪切位移為4 mm時對應的剪切應力作為土的抗剪強度[19]，當界面的剪切應力曲線為應變軟化時，殘余抗剪強度取峰值剪切應力后穩(wěn)定的剪切應力。對比試驗在含水率w=15%條件下進行，圖4 所示為融化狀態(tài)下(5 ℃)粉質黏土及混凝土/粉質黏土的試驗結果。由圖4可以看出：除在法向應力100 kPa下土及混凝土/土界面剪切應力曲線為弱應變軟化型外，在其他法向應力下剪切應力曲線均為應變硬化型，無明顯峰值剪切應力。在融化狀態(tài)下，各法向應力對應的土的抗剪強度均比混凝土/土界面的抗剪強度大，這與NEDA等[22]所得的5 ℃條件下黏土及黏土/混凝土界面抗剪強度結果相似。

圖4 5 ℃條件下土及混凝土/土界面試驗結果Fig.4 Experimental results on soil and concrete/soil interface at 5 ℃

圖5所示為凍結狀態(tài)下(?1 ℃)粉質黏土及混凝土/粉質黏土試驗結果，其中圖5(b)所示為各法向應力對應的峰值剪切應力和殘余剪切應力。由圖5可知：在?1 ℃時，土及混凝土/土剪切應力曲線均為應變軟化型，有明顯的峰值剪切應力和殘余剪切應力。在?1 ℃時，土及混凝土/土界面的抗剪強度均比5 ℃時的抗剪強度大。另外，在?1 ℃時，土的抗剪強度和殘余抗剪強度均分別比混凝土/土界面的抗剪強度和殘余抗剪強度大，且隨法向應力增大，土及混凝土/土界面的抗剪強度和殘余抗剪強度的值逐漸接近，法向應力的作用減弱。

圖5 ?1 ℃條件下土及混凝土/土界面試驗結果Fig.5 Experimental results on soil and concrete/soil interface at ?1 ℃

圖6所示為凍結狀態(tài)下(?3 ℃)粉質黏土及混凝土/粉質黏土試驗結果。由圖6 可知：當法向應力為100 kPa時，土及混凝土/土界面的剪切應力在達到峰值后迅速減小，界面發(fā)生脆性破壞，剪切應力曲線呈峰后應變軟化型。在其他法向應力條件下，土及混凝土/土界面的剪切應力曲線均為應變軟化型。土及混凝土/土界面的抗剪強度和殘余抗剪強度隨法向應力的變化趨勢與?1 ℃條件下的變化趨勢相似。

圖6 ?3 ℃條件下土及混凝土/土界面試驗結果Fig.6 Experimental results on soil and concrete/soil interface at ?3 ℃

圖7所示為凍結狀態(tài)下(?5 ℃)粉質黏土及混凝土/粉質黏土試驗結果。從圖7 可以看出：當法向應力為100 kPa 和200 kPa 時，土會發(fā)生明顯的脆性破壞，而混凝土/土界面僅在法向應力為100 kPa時發(fā)生脆性破壞。混凝土/土界面抗剪強度和殘余抗剪強度隨法向應力變化的趨勢和?1 ℃與?3 ℃時的變化趨勢相似，但隨法向應力增大，土的抗剪強度和殘余抗剪強度有接近的趨勢，但法向應力的影響依然較大。

圖7 ?5 ℃條件下土及混凝土/土界面試驗結果Fig.7 Experimental results on soil and concrete/soil interface at ?5 ℃

2.2 土及混凝土/土界面抗剪強度指標對比分析

假定在凍結溫度時土中水處于臨界未凍結狀態(tài)，此時土及混凝土/土界面仍為融化狀態(tài)，其界面抗剪強度指標和融土的一致。由圖4～7的抗剪強度包絡線可以看出：抗剪強度隨法向應力的變化呈線性變化，可通過Mohr-Coulomb 準則擬合得到土及混凝土/土界面的抗剪強度指標(黏聚力和內摩擦角)。

圖8所示為黏聚力和內摩擦角隨溫度的變化情況。由圖8可以看出：各溫度條件下土的黏聚力均比混凝土/土界面的黏聚力大。在?1 ℃時，土及混凝土/土界面的黏聚力均比融化狀態(tài)下的大，且土的黏聚力增大幅度更大，主要是由于?1 ℃時土中部分水已凍結，在冰的膠結作用下土顆粒間的摩擦力比土顆粒與混凝土界面的摩擦力大。隨溫度繼續(xù)降低，土體的黏聚力與混凝土/土界面的黏聚力的變化規(guī)律相似，均近似呈線性增大趨勢，其原因為土及混凝土/土界面含冰量隨溫度降低而增大，進而導致黏聚力增大。土與混凝土/土界面的殘余黏聚力隨溫度的變化較小。

圖8 抗剪強度指標隨溫度的變化Fig.8 Variations of shear strength parameter with temperature

內摩擦角反映了土顆粒表面或混凝土/土界面的摩擦力以及土顆粒間或土顆粒與混凝土表面的咬合力。在凍結狀態(tài)下，土的內摩擦角隨溫度降低而增大，混凝土/土界面的內摩擦角隨溫度降低呈先增大后穩(wěn)定減小的規(guī)律。在界面發(fā)生破壞后，土及混凝土/土界面的殘余內摩擦角均比內摩擦角大，且土的殘余內摩擦角比混凝土/土界面的殘余內摩擦角大。另外，土的殘余內摩擦角隨溫度的變化較小，但混凝土/土界面的殘余內摩擦角變化規(guī)律與內摩擦角的變化規(guī)律一致。

2.3 溫度及含水率影響下混凝土/土界面試驗結果分析

溫度及含水率的變化不僅會影響土體的物理力學性質，還會影響其與混凝土界面的物理力學性質。圖9 所示為融化狀態(tài)下(5 ℃，w=25%和35%)混凝土/土界面的試驗結果。由圖9可以看出：當w=25%時，界面剪切應力曲線均呈應變硬化型，而當w=35%，法向應力為100 kPa 和300 kPa 時，剪切應力曲線呈應變軟化型，主要是由于當含水率為35%時，土體呈軟塑狀，因此，在剪切力作用下應力曲線為應變軟化型。當w=35%，法向應力為100 kPa時，混凝土/土界面的抗剪強度比法向應力為100 kPa的抗剪強度大，但在其他法向應力條件下，w=25%時的抗剪強度均比w=35%時的結果大，說明隨含水率增大，界面在剪切力作用下的軟化性能增強。

圖9 5 ℃條件下土及混凝土/土界面試驗結果(w=25%和35%)Fig.9 Experimental results on concrete/soil interface at 5 ℃(with w of 25%and 35%)

圖10 所示為凍結狀態(tài)下(?1 ℃，w為25%和35%)混凝土/土界面試驗結果。由圖10 可以看出：當w=35%時，在各法向應力條件下，界面的破壞形式均為脆性破壞，而當w=25%時，除法向應力為400 kPa時界面的破壞形式為塑性破壞，其他法向應力下界面均為明顯的脆性破壞。當w=35%時混凝土/土界面的抗剪強度均比w=25%時的結果大，和融化狀態(tài)下的結果相反。另外，當w分別為25%和35%時，混凝土/土界面的殘余抗剪強度包絡線基本重合，說明含水率對其殘余抗剪強度的影響較小。

圖11 所示為凍結狀態(tài)下(?3 ℃，w為25%和35%)混凝土/土界面試驗結果。從圖11 可以看出：在所有法向應力條件下，w=25%和35%時的混凝土/土界面均發(fā)生過剪現(xiàn)象，這和董盛時等[23]所得試驗結果相似。其中w=25%時混凝土/土界面發(fā)生破壞時剪切應力曲線有所恢復，當法向應力為300 kPa和400 kPa時剪切應力曲線出現(xiàn)二次應變軟化現(xiàn)象。當w=35%時，混凝土/土界面發(fā)生破壞后剪切應力在規(guī)定的最大剪切量下不再恢復，未測得殘余剪切應力。當w=35%時，各法向應力對應的抗剪強度均比w=25%時的結果大，與圖10(b)中的結果相似。

圖10 ?1 ℃條件下混凝土/土界面試驗結果(w=25%和35%)Fig.10 Experimental results on concrete/soil interface at ?1 ℃(with w of 25%and 35%)

圖11 ?3 ℃條件下混凝土/土界面試驗結果(w=25%和35%)Fig.11 Experimental results on concrete/soil interface at ?3 ℃(with w of 25%and 35%)

圖12 所示為凍結狀態(tài)下(?5 ℃，w為25%和35%)混凝土/土界面試驗結果。由圖12 可以看出：當含水率w=25%和35%時，界面均發(fā)生明顯的脆性破壞，當w=25%時界面發(fā)生破壞后強度有所恢復，但在w=35%的情況下強度沒有恢復，與?3 ℃時剪切應力曲線發(fā)展規(guī)律相似。w=35%時的抗剪強度比w=25%時的抗剪強度大，與?1 ℃及?3 ℃時的規(guī)律相似。

圖12 ?5 ℃條件下混凝土/土界面試驗結果(w=25%和35%)Fig.12 Experimental results on concrete/soil interface at ?5 ℃(with w of 25%and 35%)

2.4 溫度及含水率影響下混凝土/土界面抗剪強度指標分析

為了表述不同溫度及含水率對混凝土/土界面抗剪強度指標的影響，將含水率w=15%時混凝土/土界面的結果引入以下的分析中。圖13 所示為混凝土/土界面抗剪強度指標隨溫度的變化。由圖13可知：從融化狀態(tài)到凍結狀態(tài)，3種含水率下混凝土/土界面黏聚力均有不同程度的增大。在凍結狀態(tài)下，混凝土/土界面黏聚力隨溫度降低近似呈線性增大，溫度每降低1 ℃，黏聚力增大33.26～129.28 kPa(含水率從15%增至35%)。殘余黏聚力隨溫度降低變化幅度減小，基本保持在0 kPa 左右。從融化狀態(tài)(5 ℃)到凍結狀態(tài)(?1 ℃)，在3 種含水率下，混凝土/土界面內摩擦角均增大。在凍結狀態(tài)下，不同含水率條件下混凝土/土界面的內摩擦角規(guī)律整體上呈先增大后穩(wěn)定的趨勢。殘余內摩擦角隨溫度變化的規(guī)律和內摩擦角的規(guī)律基本一致。

圖13 混凝土/土界面抗剪強度指標隨溫度的變化Fig.13 Variations of shear strength parameters of concrete/soil interface with temperature

圖14 所示為混凝土/土界面抗剪強度指標隨含水率的變化。由圖14可以看出：在5 ℃和?1 ℃時，混凝土/土界面黏聚力隨含水率增大而增大的幅度較小，主要是由于5 ℃時界面處于融化狀態(tài)，而在?1 ℃時，界面處自由水不能完全凍結成冰，仍存在較多的自由水。在?3 ℃和?5 ℃時，由于越來越多的自由水變成冰，混凝土/土界面的黏聚力隨含水率的增大呈線性增大趨勢，含水率每增加1%，黏聚力增大7.61～25.90 kPa(溫度從?1 ℃降至?5 ℃)。在融化狀態(tài)下，混凝土/土界面的內摩擦角隨含水率增大而減小。在凍結狀態(tài)下，混凝土/土界面的內摩擦角隨含水率增大而增大，但增大的幅度隨含水率增大而變緩。

圖14 混凝土/土界面抗剪強度指標隨含水率的變化Fig.14 Variations of shear strength parameters of concrete/soil interface with water content

3 討論

在非凍土地區(qū)，樁在受到上拔荷載的作用時，樁土相對位移時常會造成樁側一定范圍內的土弱化而發(fā)生剪切破壞[24]。而在凍土區(qū)樁基工程中，樁不僅會受到切向凍脹力的作用，還可能受到其他荷載的作用，例如輸電塔基受到風荷載等施加在樁上的上拔力。在上拔荷載的影響下，樁土相對位移是否會造成樁側凍土的破壞，現(xiàn)有的文獻還未準確提及。本文通過試驗發(fā)現(xiàn)，相同條件下凍土的抗剪強度較混凝土?凍土界面的抗剪強度約高100 kPa(圖5(b)～(7))，土顆粒間的冰膠結嵌套作用明顯比土顆粒和混凝土界面的作用強。因此，在上拔荷載作用下，樁?土界面冰膠結作用首先發(fā)生破壞，而凍土層的整體性不會發(fā)生破壞。當樁?土界面發(fā)生完全破壞時，上拔力主要由界面的殘余抗剪強度提供。

切向凍脹力的取值問題各國規(guī)范不同。美國的規(guī)范認為切向凍脹力是和樁?凍土長期的凍結強度有關，俄羅斯的規(guī)范中將切向凍脹力視為凍土沿樁側滑動所產生的摩擦力[25]，中國的規(guī)范以土體的平均凍脹率作為切向凍脹力的標準取值。然而，凍結強度僅為切向凍脹力產生的原因之一，弱凍脹或不凍脹土體在凍結時仍可能產生較大的凍結強度，但未必會產生切向凍脹力，因此，美國規(guī)范中的方法勢必會造成切向凍脹力預測值過大。圖15所示為不同含水率及溫度條件下混凝土/土界面殘余抗剪強度對比。由圖15 可以看出：從本文的試驗中，滑動摩擦應力相當于混凝土/土因產生的殘余抗剪強度，從數(shù)值上看，殘余抗剪強度范圍為50～400 kPa，和KIM 等[26]總結的切向凍脹應力取值以及吳亞平等[27]計算得到的切向凍脹應力相差較小。考慮法向應力作用時含水率為w=15%時的殘余抗剪強度基本都比w=25%的殘余抗剪強度大。但含水率w=15%時的切向凍脹應力明顯比w=25%時的切向凍脹應力小，因此，俄羅斯規(guī)范中的方法在確定切向凍脹力時，還應考慮樁?土界面的含水率的因素。中國的規(guī)范中以平均凍脹率預測切向凍脹力的方法并未考慮溫度和含水率的影響，本文采用的土體為凍脹敏感性土，結果顯示，在不同含水率及不同溫度條件下，所得抗剪強度差距較大，因此，僅將土體的平均凍脹率作為參考可能不能準確估計切向凍脹力。

圖15 不同含水率及溫度條件下混凝土/土界面殘余抗剪強度對比Fig.15 Comparison of residual shear strength of concrete/soil interface with different water contents and temperatures

4 結論

1)在融化狀態(tài)下，土及混凝土/土界面剪切應力曲線均為應變硬化型(除法向應力當100 kPa的情況)，無明顯峰值剪切應力。在凍結狀態(tài)下，隨溫度降低，土及混凝土/土界面剪切應力曲線均呈應變軟化型。

2)在低含水率(w=15%)條件下，無論在融化還是凍結狀態(tài)下，土的抗剪強度均比混凝土/土界面的抗剪強度大，在計算中不能忽略兩者的差異。

3)在融化狀態(tài)下，隨含水率增大，混凝土/土界面的黏聚力有增大趨勢，但增大幅度較小，但內摩擦角減小的趨勢較為明顯。在凍結狀態(tài)下，隨負溫的降低及含水率的增大，界面的黏聚力基本呈線性增大，但內摩擦角的隨溫度降低呈先增大后穩(wěn)定的趨勢，隨含水率增大而緩慢增大。

4)凍結狀態(tài)下混凝土/土界面發(fā)生破壞后，冰的膠結作用基本消失，這是溫度及含水率對殘余黏聚力影響較小的主要原因。