王家全 祝夢柯 林志南,2 唐 瀅,2

(1.廣西科技大學土木建筑工程學院, 廣西柳州 545006; 2.廣西壯族自治區(qū)巖土災變與生態(tài)治理工程研究中心, 廣西柳州 545006; 3.廣西高校防災減災與預應力技術重點實驗室, 廣西柳州 545006)

Baziar等指出在自然界中的砂土大多為非均質砂土,其顆粒組分不同于純凈砂土,包含一定的細粒組分含量,易發(fā)生邊坡流滑等災害現(xiàn)象。[1]而國內外對飽和砂土的研究主要集中在純凈砂土方面,針對含黏粒砂土力學特性的研究相對較少。

近年來,有關黏粒含量對砂土力學特性影響的研究大多以陸源砂為對象,吳子龍等探究了砂-黏土混合物的壓縮特性,提出了預測砂骨架形成的方法;[2]李玲等通過高壓壓縮試驗研究了砂-黏土混合物在不同含砂率下的壓縮性能,指出試樣的含砂率與固結壓力、孔隙率之間呈統(tǒng)一冪函數(shù)相關;[3]馮曉臘等以非飽和含黏粒砂土為研究對象,研究黏粒含量和基質吸力對試樣抗剪強度的影響,發(fā)現(xiàn)殘余含水率隨黏粒含量的增加而上升,抗剪強度隨基質吸力的增加大部分呈增長趨勢;[4]楊果林等借助大型三軸試驗研究了砂黏土在不同壓實度下的應力-應變特性,指出隨著壓實度的增大,試樣黏聚力提高,而內摩擦角基本保持不變;[5]周瑩等的研究發(fā)現(xiàn):在波浪荷載作用下隨著含黏粒細粒土含量的增大,飽和砂土液化周次呈先減小后增大的變化規(guī)律;[6]唐小微等認為:黏粒含量對砂土孔隙水壓力影響較為顯著,當黏粒含量為5%時,試樣抗液化能力最弱。[7]而涉及含黏粒海砂力學特性的研究則很少,海砂作為近海巖土工程地基的重要填筑材料之一,有必要探究其物理力學特性,以適應近海巖土工程施工建設的需要。文獻[8-11]分別從圍壓、相對密實度的角度對鈣質砂的顆粒相對破碎特性及顆粒破碎對土體力學性能的影響進行了探討,并建立了圍壓、相對密實度與顆粒破碎之間的聯(lián)系;文哲等研究了含水量、相對密度等因素對飽和鈣質砂抗剪強度的影響,發(fā)現(xiàn)含水量的降低及相對密度的增加使得土體抗剪強度增大;[12]文獻[13-14]介紹了基于鈣質砂的室內三軸剪切試驗,建立了剪切模量與試驗圍壓、相對密度的關系式;張季如等開展了5種不同應力路徑下鈣質砂的三軸剪切試驗,發(fā)現(xiàn)固結壓力相同時,峰值內摩擦角最高的試驗為等軸向應力試驗,最低的為等圍壓試驗;[15]閆超萍等對飽和鈣質砂進行了三軸剪切試驗,揭示了圍壓、相對密度和粒徑對試樣剪脹特征、應力軟化特征的影響;[16]黃宏翔等的研究發(fā)現(xiàn):正向剪切時的鈣質砂剪切強度與反向剪切時基本相同,而應力-位移曲線發(fā)展類型存在差異;[17]王家全等采用三軸試驗研究了不同圍壓及應力幅值對海砂力學特性的影響規(guī)律。[18]然而上述研究大多以鈣質砂為主且均未考慮黏粒含量的影響,對含黏粒海砂強度、變形特征方向的研究還有待進一步分析。

廣西欽州港海砂資源豐富,近海巖土工程地基填料多以海砂為主。因此,針對廣西欽州港海砂開展固結排水三軸剪切試驗,分析黏粒含量、有效圍壓對飽和海砂力學特性的影響,豐富含黏粒海砂力學特性的研究,服務于近海巖土工程。

1 試驗概況

1.1 試驗儀器及試驗材料

試驗采用GDS標準應力路徑三軸試驗系統(tǒng)。采用向純凈海砂試樣中均勻摻入黏粒的方式來制備試樣,其中純凈砂樣為如圖1所示的欽州港海砂,砂樣烘干后顏色呈赤紅色,其主要礦物成分為石英、云母及其他礦物成分,根據(jù)篩分試驗結果得出海砂的粒徑范圍為0.075～10 mm,不均勻系數(shù)Cu=4.73,曲率系數(shù)Cc=0.85,為級配不良砂土,砂樣顆粒級配曲線見圖2;黏粒為廣西本地黏土,經(jīng)烘干碾碎后取過0.075 mm篩后的土顆粒。

圖1 欽州港海砂填料Fig.1 Fillings of sea sand from Qinzhou Port

圖2 砂樣顆粒級配曲線Fig.2 A particle grading curve of sand

1.2 試驗方案及試驗過程

海砂作為圍填海工程的主要填筑材料,在圍填海工程施工過程中不可避免地摻雜少量土樣而形成混合砂樣,因此研究不同細粒含量條件下海砂的力學性能顯得尤為重要。試驗為三軸固結排水剪切試驗,試樣為50 mm直徑、100 mm高的圓柱體,分別在有效圍壓100,200,300 kPa下對黏粒含量Fc(黏粒質量在含黏粒海砂總質量中的占比)為0%、10%、20%的含黏粒海砂進行固結排水三軸剪切試驗。試樣加載過程中,始終保持剪切速率為0.5 mm/min,加載至軸向應變達到15%時終止試驗。

試驗主要包括以下幾個流程:1)裝樣。根據(jù)試樣成型后的干密度(1.864 g/cm3)計算出每個試樣海砂和黏粒的質量,將稱好的海砂和黏粒等質量分成4份,為保證試樣的均勻性,分別把每一份的海砂和黏?；旌显谝黄鸩⒂脭嚢璋舫浞只旌暇鶆?然后進行填筑擊實,控制每層擊實次數(shù)一致。2)反壓飽和。裝樣完成后從試樣底部從下往上通入CO2,通過CO2置換試樣中的空氣,然后從試樣底部從下往上通入無空氣水,并施加一定的反壓以提高試樣飽和度,使得試樣中的CO2完全溶解水中。3) 孔隙水壓力系數(shù)B的檢測。當B值不小于0.96時認為試樣充分飽和,當B值小于0.96時返回上一步繼續(xù)進行反壓飽和,直至試樣充分飽和。4)固結。待試樣充分飽和后進行固結,固結方式采用等向固結。5)加載。依據(jù)試驗方案進行飽和海砂固結排水三軸剪切試驗。

2 試驗結果分析

2.1 含黏粒海砂強度特性分析

圖3給出了黏粒含量為0%、10%、20%的試樣在有效圍壓為100, 200, 300 kPa下的應力-應變關系曲線?？芍?1)黏粒含量Fc為0%、10%時,含黏粒海砂在不同有效圍壓下偏差應力表現(xiàn)為隨軸向應變的增大先增長至峰值后逐漸減小的發(fā)展趨勢,均為應變軟化型曲線,應力-應變曲線存在明顯的峰值,試樣出現(xiàn)峰值強度qm(即峰值偏差應力)。2)黏粒含量Fc為20%時不同有效圍壓下含黏粒海砂偏差應力隨軸向應變的增大始終保持增長趨勢,試樣并未出現(xiàn)峰值強度,應力-應變曲線為應變硬化型曲線(此時峰值強度為軸向應變15%時對應的偏差應力)。3)對比不同有效圍壓下試樣應力-應變曲線可發(fā)現(xiàn):在同一黏粒含量下,隨著有效圍壓的增大,含黏粒海砂峰值強度逐漸增大,以純砂試樣為例,有效圍壓σc為100, 200, 300 kPa時對應的峰值強度分別為461.052, 843.242, 1 160.529 kPa,σc為300 kPa時試樣的峰值強度相較于σc為100 kPa提高了1.517倍,原因為在同一黏粒含量下,試驗有效圍壓越大,土體顆粒受到的約束力越強,則在剪切應力作用時土體顆粒越不易發(fā)生移動,土體穩(wěn)定性越高,因此其峰值強度不斷增大。圖4給出了不同黏粒含量下飽和海砂峰值強度qm隨有效圍壓增大的發(fā)展曲線。

a—Fc=0%; b—Fc=10%; c—Fc=20%。σc=100 kPa; σc=200 kPa; σc=300 kPa。圖3 應力-應變曲線Fig.3 Stress-strain curves

從圖4可以看出:不同黏粒含量下峰值強度與有效圍壓的關系符合線性模型,不同黏粒含量下擬合曲線的決定系數(shù)均大于0.970,擬合效果良好。此外,峰值應變(峰值強度對應的軸向應變)隨有效圍壓的增大而增大。以純砂條件為例,有效圍壓為100,200,300 kPa時,峰值應變分別為3.145%、4.156%、4.903%,表明有效圍壓越高,試樣在峰值破壞前的變形能力越強,因為在相同制樣干密度下,隨著有效圍壓的增大,試樣的密實性有所增強。4)黏粒含量Fc為0%、10%時含黏粒海砂殘余應力qf(軸向應變?yōu)?5%時對應的偏差應力)隨著有效圍壓的增大而增大。5)同一有效圍壓下,隨著黏粒含量的增大,含黏粒海砂應力-應變曲線由應變軟化型曲線向應變硬化型曲線過渡,以有效圍壓σc為100 kPa為例,黏粒含量Fc為0%的試樣表現(xiàn)出明顯的應變軟化現(xiàn)象;Fc為10%的試樣的軟化程度有所減小;而當黏粒含量達到20%時,應力-應變曲線呈現(xiàn)出明顯的差異,主要表現(xiàn)為應變硬化;黏粒含量較少時,海砂顆粒間存在大量的孔隙,在剪切過程中土體顆粒易發(fā)生翻滾、滑移及重新排列,而黏粒含量在一定范圍內增大時,顆粒間的黏粒能夠填充孔隙,使得顆粒間的接觸更加充分,此時的應力-應變曲線表現(xiàn)為應變硬化型。6)對比不同黏粒含量下試樣應力-應變曲線可發(fā)現(xiàn):在同一有效圍壓下,峰值強度隨黏粒含量的增大逐漸降低,峰值應變則相反。有效圍壓σc為100 kPa時,黏粒含量為0%、10%、20%的試樣的峰值強度分別為461.052,388.455,226.523 kPa,峰值應變分別為3.145%、9.692%及15.000%,相比于純砂試樣,Fc為20%時的峰值強度減小了50.868%。

Fc=0%; Fc=10%; Fc=20%; Fc=0%擬合曲線; Fc=10%擬合曲線; Fc=20%擬合曲線。圖4 峰值強度與有效圍壓的關系曲線Fig.4 Relations between peak intensity and effective confining pressure

為了更全面地了解含黏粒海砂的強度特性,引用文獻[16]中的應力相對軟化系數(shù),以對不同黏粒含量、有效圍壓下試樣的應力-應變軟化特性進行統(tǒng)一量化分析,應力相對軟化系數(shù)α的算式如式(1)所示:

(1)

式中:qm為試樣峰值強度(應力-應變曲線為應變軟化型曲線時,峰值強度值為峰值偏差應力;應力-應變曲線為應變硬化型曲線時,峰值強度為軸向應變?yōu)?5%時對應的偏差應力);qf為殘余強度,即試驗終止(軸向應變?yōu)?5%)時試樣的偏差應力值;qm、qf統(tǒng)稱為特征應力。

由式(1)可知:當α>0時,說明試樣應力-應變曲線表現(xiàn)為應變軟化型,且α值越大,土體軟化程度越高;當α=0時,表明試樣應力-應變曲線表現(xiàn)為應變硬化型。不同黏粒含量、有效圍壓下試樣的特征應力(qm、qf)見表1,由于黏粒含量Fc為20%的海砂試樣應力相對軟化系數(shù)α均為0,為揭示應力相對軟化系數(shù)與黏粒含量、有效圍壓之間的聯(lián)系,首先繪制應力相對軟化系數(shù)隨黏粒含量的變化曲線(圖5)?？芍?同一有效圍壓下試樣應力相對軟化系數(shù)隨黏粒含量的增大而減小,表明土體軟化程度隨著黏粒含量的增大不斷降低。因為黏粒加入后會包裹海砂顆粒,黏粒與海砂土體顆粒相互接觸形成有序的排列方式,顆粒間的聯(lián)鎖作用有所增強。從表1和圖5均可發(fā)現(xiàn):黏粒含量Fc為0%、10%時,隨著有效圍壓的增大,試樣應力相對軟化系數(shù)α逐漸減小,表明提高有效圍壓可顯著降低應力-應變曲線的軟化程度,有效圍壓σc為300 kPa時純砂試樣的應力相對軟化系數(shù)為0.302,相比于同條件下σc為100 kPa時的試樣減小了7.645%。當黏粒含量達到20%時,不同有效圍壓下含黏粒海砂應力相對軟化系數(shù)α均為0,應力-應變曲線為應變硬化型曲線。不同有效圍壓下應力相對軟化系數(shù)與黏粒含量的關系曲線可通過式(2)描述。

α=aFc+b

(2)

式中:α為應力相對軟化系數(shù);Fc為黏粒含量;a、b為與有效圍壓相關的擬合參數(shù)。

表1 不同黏粒含量及有效圍壓下試樣的特征應力Table 1 Characteristic stresses of sand with different contents of clay under effective confining pressure

擬合的參數(shù)a、b及決定系數(shù)R2見表2。從表2可知:其擬合后的決定系數(shù)R2均在0.980以上,表明擬合效果良好;擬合參數(shù)a隨有效圍壓的增大而略有增大;擬合參數(shù)b隨有效圍壓的增大而不斷減小。對擬合參數(shù)a、b與有效圍壓進行擬合發(fā)現(xiàn)擬合參數(shù)a、b均與有效圍壓間呈良好的線性關系,如圖6所示。擬合參數(shù)a、b與黏粒含量間的關系式分別如式(3)、(4)所示。將式(2)～(4)整合后得到應力相對軟化系數(shù)與有效圍壓、黏粒含量的關系式,如式(5)所示。

σc=100 kPa; σc=200 kPa; σc=300 kPa。圖5 應力相對軟化系數(shù)α與黏粒含量的關系曲線Fig.5 Relations between stress relative softening coefficients and the clay content

a=1×10-5σc+0.979

(3)

表2 擬合參數(shù)a、b及決定系數(shù)R2Table 2 Fitting parameters a, b and coefficients of determination factors R2

參數(shù)a; 參數(shù)b。圖6 擬合參數(shù)a、b與有效圍壓關系曲線Fig.6 Relations between fitting parameters a, b and effective confining pressure

b=-1.5×10-4σc-0.662

(4)

α=(1.0×10-5σc+0.979)Fc-1.5×10-4·

σc-0.662

(5)

2.2 含黏粒海砂變形特性分析

圖7為不同有效圍壓、黏粒含量下含黏粒海砂體積應變隨軸向應變的變化曲線(體積應變?yōu)檎禃r表示試樣發(fā)生剪脹現(xiàn)象,負值時表示剪縮)。

可知:1)不同有效圍壓、黏粒含量下體積應變均隨軸向應變的增加整體呈增大趨勢,即試樣表現(xiàn)出明顯的剪脹特性,且體積應變與軸向應變具有良好的線性增長關系。2)同一黏粒含量下在試驗前期階段,體積增長速率較為接近,隨后增長速率開始變化,有效圍壓越小,體積應變增長速率越快,達到結束狀態(tài)時體積應變越大,其中純砂試樣在有效圍壓σc為100 kPa時的體積應變終值為26.670%,為σc為300 kPa的1.126倍。因為在同一黏粒含量時高圍壓使得土體顆粒受到的約束作用越強,在剪切過程中試樣越不易產生體積膨脹。隨著黏粒含量的增大,體積應變增長速率的變化點對應的軸向應變不斷增加,純砂試樣時出現(xiàn)在軸向應變?yōu)?%左右,黏粒含量為10%、20%時則分別出現(xiàn)軸向應變?yōu)?%、4%左右。3)不同黏粒含量、有效圍壓下軸向應變15%時對應的含黏粒海砂體積應變終值εvf見表3。對比分析圖7和表3可以發(fā)現(xiàn):同一有效圍壓下,隨著黏粒含量的增加,試樣體積應變不斷減小,以有效圍壓σc為300 kPa為例,黏粒含量Fc為0%、10%、20%時對應的體積應變終值分別為23.693%、16.047%、15.032%,相比于Fc為0%,Fc為10%、20%試樣的體積應變分別減小了32.271%、36.555%,即黏粒含量的加入可有效減小試樣的體積變形,分析上述現(xiàn)象的原因為由于研究的黏粒含量范圍較小,土體骨架結構依舊是由海砂顆粒所構成的,而黏粒則會均勻地分布在海砂土體顆粒之間,阻礙了土體骨架結構中海砂顆粒的相互作用,黏粒含量越多,阻礙作用越強,因此體積應變隨黏粒含量的增大而減小。

a—Fc=0%; b—Fc=10%; c—Fc=20%。σc=100 kPa; σc=200 kPa; σc=300 kPa。圖7 體積應變與軸向應變關系曲線Fig.7 Relations between volumetric strain and axial strain

表3 各試驗工況下試樣體積應變終值Table 3 Final values of volumetric strain in various test conditions

依據(jù)表3各試驗工況下試樣體積應變終值對不同黏粒含量下體積應變終值εvf隨有效圍壓σc的變化曲線進行擬合后發(fā)現(xiàn):體積應變終值與有效圍壓的之間存在線性關系,如圖8所示;不同有效圍壓下體積應變終值與黏粒含量的關系曲線及擬合曲線見圖9。

Fc=0%; Fc=10%; Fc=20%; Fc=0%擬合曲線; Fc=10%擬合曲線; Fc=20%擬合曲線。圖8 體積應變終值與有效圍壓關系曲線Fig.8 Relations between final values of volumetric strain and effective confining pressure

σc=100 kPa; σc=200 kPa; σc=300 kPa; σc=100 kPa擬合曲線; σc=100 kPa擬合曲線; σc=100 kPa擬合曲線。圖9 體積應變終值與黏粒含量關系曲線Fig.9 Relations between final values of volumetric strain and the clay content

3 結束語

利用GDS標準應力路徑三軸試驗系統(tǒng)對海砂進行不同圍壓、黏粒含量條件下固結排水三軸剪切試驗,探究各試驗工況下海砂的強度、變形特征,主要得出以下結論:

1)同一有效圍壓下,隨著黏粒含量的增大,含黏粒海砂應力-應變曲線由應變軟化型曲線向應變硬化型曲線過渡,且峰值強度不斷降低、峰值應變增加。

2)同一黏粒含量下,試樣峰值強度隨有效圍壓的增加逐漸增大,純砂試樣有效圍壓σc為300 kPa時的峰值強度相比于σc為100 kPa提高了1.517倍,峰值強度與有效圍壓之間呈現(xiàn)良好的線性增長關系。

3)引入應力相對軟化系數(shù)定量分析含黏粒海砂的應變軟化特征,發(fā)現(xiàn)有效圍壓或黏粒含量的增加均使得試樣應力相對軟化系數(shù)減小,并提出了與黏粒含量、有效圍壓相關的應力相對軟化系數(shù)計算式。

4)黏粒含量在0%～20%內,海砂試樣體積應變隨有效圍壓及黏粒含量的增大不斷減小,并建立了體積應變終值與有效圍壓、黏粒含量之間的聯(lián)系。