王汝佳

(中鐵十九局集團 第三工程有限公司， 沈陽 110136)

0 引 言

近年來，我國學者對軟基土力學特性進行了較為廣泛的研究，取得了較為豐富的成果。胡華等[1]通過對花崗巖殘積土在滲流作用下的三軸剪切實驗，分析了土樣各力學參數(shù)隨圍壓及滲流作用下的變化規(guī)律。付靜[2]采用超細粉煤灰作為膨脹土的改良材料，對不同摻量下的土樣進行了擊實實驗、自膨脹率測試及單軸抗壓強度實驗。崔世斌等[3]通過三軸加載實驗，對宿州市某路基砂土進行了實驗，分析了不同相對密實度下土樣的應力-應變特性及體積變形特征。付宴菊等[4]通過常規(guī)三軸加載實驗，對冰川泥石流區(qū)松散堆積體進行了實驗，分析了土樣的剪切破壞特征、孔隙水壓力變化特征及強變形特征。楊愛武等[5]通過真三軸實驗，對經(jīng)過不同凍融循環(huán)次數(shù)后城市污泥固化土進行了研究，分析了主應力比和凍融循環(huán)次數(shù)土樣的基本力學參數(shù)的影響規(guī)律。喬京生等[6]通過動三軸實驗，采用?；郀t礦渣微粉作為淤泥質土的固化材料，分析了不同摻量下土樣的動強度、動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驗，對受不同酸性條件侵蝕下的砂土進行了實驗，分析了細顆粒的流失量及應力-應變特征。郭琳等[8]借助GDS三軸剪切實驗系統(tǒng)對大慶地區(qū)碳酸鹽漬土進行了凍融循環(huán)后的實驗，分析了該地區(qū)土樣的強度隨凍融循環(huán)的變化情況。馬昕楊等[9]采用木質素對季凍區(qū)路基土進行改良，分析了不同木質素摻量、不同凍融循環(huán)次數(shù)及不同養(yǎng)護齡期條件下土樣的強度變形特征。Raja等[10]結合復合土工合成加固技術對加固后的地基進行了重復荷載實驗研究。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，已有研究對軟基的力學特性進行了較為系統(tǒng)的分析，但并未將不同實驗方法下的改良土進行對比分析?；诖耍P者在總結前人研究的基礎上，結合遼寧某在建高速公路的工程實際項目，采用石灰作為軟基土的固化劑，對改良后的土樣分別進行三軸固結排水與不排水實驗，分析不同試樣條件下改良土的力學性質，為工程實際提供可靠的理論依據(jù)。

1 實 驗

實驗用土為遼寧某在建高速公路施工現(xiàn)場的砂質黏性土，經(jīng)室內(nèi)實驗測試得到土樣的物理力學指標見表1。其中，ρmax為最大干密度，ρ為相對密度，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。采用篩分法對土樣進行篩分實驗，得到顆粒級配曲線如圖1所示，其中，小于某粒徑顆粒的質量百分比為γ。根據(jù)土樣顆粒級配曲線可知，文中實驗用土級配不均。

表1 土樣物理力學指標

圖1 土樣級配曲線Fig. 1 Soil sample grading curve

為研究石灰對軟土的加固效果，石灰加固軟土力學特性測試設備采用英國進口的GDS全自動三軸實驗系統(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，軸向應變達到25%時終止實驗。

圖2 GDS多功能三軸實驗系統(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%的改良粉砂質黏土試樣。為分析路基不同深度處土樣的力學行為，還考慮了圍壓效應，擬設置圍壓分別為50、100、150和200 kPa。首先將現(xiàn)場取回的土樣進行碾碎篩分，然后根據(jù)原狀土樣的尺寸、含水率及干密度來計算所需土的質量。同時考慮石灰摻量，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的標準土樣模具中進行分層擊實。制備好的試樣采用保鮮膜密封，防止水分蒸發(fā)。

2 結果與分析

2.1 三軸固結排水

圖3、4為石灰摻量1.0%，不同圍壓下改良土樣的固結排水應力-應變曲線和體積應變曲線。

圖3 不同圍壓下偏應力-軸向應變曲線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力-軸向應變曲線分布規(guī)律大體相同，均表現(xiàn)為相對較短的彈性階段，此后便開始了相對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到首次屈服面，從而很快進入塑性階段，且不同圍壓下的曲線均在峰后產(chǎn)生了微弱的應變軟化。不同點在于隨著圍壓的逐漸增大，改良土樣的峰值強度在逐漸遞增，軟化點對應的應變逐漸增大。根據(jù)圖中給出的數(shù)據(jù)可知：當圍壓為50 kPa時，改良土樣峰值強度為256.97 kPa，軟化點對應的軸向應變?yōu)?3.79%；當圍壓提升至200 kPa時，改良土樣峰值強度升高至863.44 kPa，軟化點對應的軸向應變增大至25.34%。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變-軸向應變曲線的變化趨勢大體一致，均在軸向應變達到12%以前呈相對較短的線性變化，且體變速率相對較快，試樣表現(xiàn)為體積壓縮狀態(tài)。不同點在于隨著圍壓的逐漸增大，試樣由體縮轉為體脹所對應的軸向應變在逐漸增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。根據(jù)圖中曲線可知：當圍壓為50 kPa時，試樣由體縮轉為體脹所對應的軸向應變?yōu)?8.52%；當圍壓達到200 kPa時，試樣由體縮轉為體脹所對應的軸向應變增大至29.82%?？梢姡瑖鷫耗軌蝻@著抑制試樣的軸向變形，使得體積變形逐漸減小。

圖4 不同圍壓下體積應變-軸向應變曲線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排水應力-應變曲線和體積應變曲線。

圖5 不同石灰摻量下偏應力-軸向應變曲線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力-軸向應變曲線分布規(guī)律大體相同，不同圍壓下的曲線同樣表現(xiàn)為相對較短的彈性階段，此后便開始了相對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到首次屈服面，從而很快進入塑性階段，且不同石灰摻量下的曲線均在峰后產(chǎn)生了微弱的應變軟化。不同點在于隨著石灰摻量的逐漸增大，改良土樣的峰值強度在逐漸遞增，軟化點對應的應變逐漸增大。根據(jù)圖中給出的數(shù)據(jù)可知：當石灰摻量為0時，改良土樣峰值強度為462.56 kPa，軟化點對應的軸向應變?yōu)?1.73%；當石灰摻量提升至3.0%時，改良土樣峰值強度升高至690.48 kPa，軟化點對應的軸向應變增大至29.88%?？梢姡覔搅磕軌蝻@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變-軸向應變曲線的變化趨勢大體一致，均在軸向應變達到12%以前呈相對較短的線性變化，且體變速率相對較快，試樣表現(xiàn)為體積壓縮狀態(tài)。不同點在于隨著石灰摻量的逐漸增大，試樣由體縮轉為體脹所對應的軸向應變在逐漸增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。根據(jù)圖中曲線可知：當石灰摻量為0時，試樣由體縮轉為體脹所對應的軸向應變?yōu)?9.96%；當石灰摻量提升至3.0%時，試樣由體縮轉為體脹所對應的軸向應變增大至22.89%。原因可解釋為，活性石灰與土中水分及微量礦物質產(chǎn)生水化反應，產(chǎn)生了強度更高的反應物，使得試樣的整體剛度得到提升，進而導致承載能力和變形能力增強。

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

2.2 三軸固結不排水

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

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

圖7 固結不排水情況下偏應力-軸向應變曲線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到峰值強度前出現(xiàn)相對較短的線性階段，此后便開始進入非線性階段，當超孔隙水壓力達到峰值后便開始逐漸遞減，但減幅相對較小。根據(jù)圖8中數(shù)據(jù)可知：當圍壓為50 kPa時，石灰改良土樣的超孔隙水壓力最大值為97.25 kPa，對應的軸向應變?yōu)?.66%；當圍壓升高至200 kPa時，試樣的超孔隙水壓力最大值增大至358.58 kPa，對應的軸向應變?yōu)?0.02%?？梢姡瑖鷫旱纳?，使得試樣內(nèi)部的超孔隙水壓也隨之升高。原因可解釋為，不排水三軸加載實驗土樣內(nèi)部水分無法排出，加載過程中試樣整體受到擠壓，導致水分可自由遷移的孔隙減少，進而導致試樣內(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)。隨著偏應力的逐漸增大，平均有效主應力表現(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。當圍壓為50 kPa時，平均有效主應力由減小轉為增大拐點處的偏應力為97.31 kPa，平均有效主應力為36.44 kPa；當圍壓增大至200 kPa時，拐點處的偏應力為358.66 kPa，平均有效主應力為156.71 kPa。可見，圍壓的增大使得改良土樣在三軸固結不排水條件下的平均有效主應力能夠顯著增大，進而使得拐點處的平均有效主應力增大。

圖9 偏應力-平均有效主應力曲線 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不排水應力-應變曲線、超孔隙水壓-應變曲線及應力-平均有效主應力曲線。

圖10 固結不排水不同石灰摻量下的偏應力-軸向應變曲線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不排水三軸加載偏應力-軸向應變曲線與固結排水三軸加載實驗曲線的變化趨勢同樣較為相似。在達到首次屈服前，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，此后便開始了相對較長的非線性階段，且改良土樣的峰值強度均隨石灰摻量的增大逐漸遞增。與固結排水三軸加載實驗不同的是，固結不排水實驗的偏應力-軸向應變曲線未出現(xiàn)應變軟化趨勢，而是均表現(xiàn)為應變-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到峰值強度前出現(xiàn)相對較短的線性階段，此后便開始進入非線性階段。當超孔隙水壓力達到峰值后便開始逐漸遞減，但減幅相對較小。根據(jù)圖中數(shù)據(jù)可知：當石灰摻量為0時，改良土樣的超孔隙水壓力最大值為158.08 kPa，對應的軸向應變?yōu)?.41%；當石灰摻量升高至3.0%時，試樣的超孔隙水壓力最大值增大至233.08 kPa，對應的軸向應變?yōu)?1.06%。可見，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發(fā)生水化反應，產(chǎn)生了強度較高的水化產(chǎn)物，填充了土樣中原有的孔隙，使得自由水運移空間減小，進而導致未進行水化反應的水被嚴重擠壓，最終導致超孔隙水壓增大。

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)，隨著偏應力的逐漸增大，平均有效主應力表現(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。當石灰摻量為0時，平均有效主應力由減小轉為增大拐點處的偏應力為172.82 kPa，平均有效主應力為36.58 kPa；當石灰摻量增大至3.0%時，拐點處的偏應力為250.33 kPa，平均有效主應力為156.77 kPa?？梢?，石灰摻量的增大使得改良土樣在三軸固結不排水條件下的平均有效主應力能夠顯著增大，進而使得拐點處的平均有效主應力增大。

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

2.3 改良土抗剪強度參數(shù)

根據(jù)前文不同實驗條件下石灰改良路基土的三軸實驗結果，結合摩爾庫倫強度準則，計算不同實驗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度參數(shù)

由表2可以看出：在相同三軸實驗條件下，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，三軸固結排水條件下的抗剪強度參數(shù)明顯大于三軸固結不排水。

3 結 論

(1)在三軸固結排水條件下，隨著圍壓的逐漸增大，改良土樣的峰值強度逐漸遞增，軟化點應變逐漸增大，體縮轉為體脹所對應的軸向應變逐漸增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。隨著石灰摻量的逐漸增大，改良土樣的峰值強度逐漸遞增，軟化點應變逐漸增大，體縮轉為體脹所對應的軸向應變逐漸增大，體脹現(xiàn)象逐漸減弱。

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

(3)在相同三軸實驗條件下，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，三軸固結排水條件下的抗剪強度參數(shù)明顯大于三軸固結不排水。