海砂力学特性的黏粒效应和围压效应试验分析*

王家全 祝梦柯 林志南,2 唐 滢,2

(1.广西科技大学土木建筑工程学院, 广西柳州 545006; 2.广西壮族自治区岩土灾变与生态治理工程研究中心, 广西柳州 545006; 3.广西高校防灾减灾与预应力技术重点实验室, 广西柳州 545006)

Baziar等指出在自然界中的砂土大多为非均质砂土,其颗粒组分不同于纯净砂土,包含一定的细粒组分含量,易发生边坡流滑等灾害现象。[1]而国内外对饱和砂土的研究主要集中在纯净砂土方面,针对含黏粒砂土力学特性的研究相对较少。

近年来,有关黏粒含量对砂土力学特性影响的研究大多以陆源砂为对象,吴子龙等探究了砂-黏土混合物的压缩特性,提出了预测砂骨架形成的方法;[2]李玲等通过高压压缩试验研究了砂-黏土混合物在不同含砂率下的压缩性能,指出试样的含砂率与固结压力、孔隙率之间呈统一幂函数相关;[3]冯晓腊等以非饱和含黏粒砂土为研究对象,研究黏粒含量和基质吸力对试样抗剪强度的影响,发现残余含水率随黏粒含量的增加而上升,抗剪强度随基质吸力的增加大部分呈增长趋势;[4]杨果林等借助大型三轴试验研究了砂黏土在不同压实度下的应力-应变特性,指出随着压实度的增大,试样黏聚力提高,而内摩擦角基本保持不变;[5]周莹等的研究发现:在波浪荷载作用下随着含黏粒细粒土含量的增大,饱和砂土液化周次呈先减小后增大的变化规律;[6]唐小微等认为:黏粒含量对砂土孔隙水压力影响较为显著,当黏粒含量为5%时,试样抗液化能力最弱。[7]而涉及含黏粒海砂力学特性的研究则很少,海砂作为近海岩土工程地基的重要填筑材料之一,有必要探究其物理力学特性,以适应近海岩土工程施工建设的需要。文献[8-11]分别从围压、相对密实度的角度对钙质砂的颗粒相对破碎特性及颗粒破碎对土体力学性能的影响进行了探讨,并建立了围压、相对密实度与颗粒破碎之间的联系;文哲等研究了含水量、相对密度等因素对饱和钙质砂抗剪强度的影响,发现含水量的降低及相对密度的增加使得土体抗剪强度增大;[12]文献[13-14]介绍了基于钙质砂的室内三轴剪切试验,建立了剪切模量与试验围压、相对密度的关系式;张季如等开展了5种不同应力路径下钙质砂的三轴剪切试验,发现固结压力相同时,峰值内摩擦角最高的试验为等轴向应力试验,最低的为等围压试验;[15]闫超萍等对饱和钙质砂进行了三轴剪切试验,揭示了围压、相对密度和粒径对试样剪胀特征、应力软化特征的影响;[16]黄宏翔等的研究发现:正向剪切时的钙质砂剪切强度与反向剪切时基本相同,而应力-位移曲线发展类型存在差异;[17]王家全等采用三轴试验研究了不同围压及应力幅值对海砂力学特性的影响规律。[18]然而上述研究大多以钙质砂为主且均未考虑黏粒含量的影响,对含黏粒海砂强度、变形特征方向的研究还有待进一步分析。

广西钦州港海砂资源丰富,近海岩土工程地基填料多以海砂为主。因此,针对广西钦州港海砂开展固结排水三轴剪切试验,分析黏粒含量、有效围压对饱和海砂力学特性的影响,丰富含黏粒海砂力学特性的研究,服务于近海岩土工程。

1 试验概况

1.1 试验仪器及试验材料

试验采用GDS标准应力路径三轴试验系统。采用向纯净海砂试样中均匀掺入黏粒的方式来制备试样,其中纯净砂样为如图1所示的钦州港海砂,砂样烘干后颜色呈赤红色,其主要矿物成分为石英、云母及其他矿物成分,根据筛分试验结果得出海砂的粒径范围为0.075～10 mm,不均匀系数Cu=4.73,曲率系数Cc=0.85,为级配不良砂土,砂样颗粒级配曲线见图2;黏粒为广西本地黏土,经烘干碾碎后取过0.075 mm筛后的土颗粒。

图1 钦州港海砂填料Fig.1 Fillings of sea sand from Qinzhou Port

图2 砂样颗粒级配曲线Fig.2 A particle grading curve of sand

1.2 试验方案及试验过程

海砂作为围填海工程的主要填筑材料,在围填海工程施工过程中不可避免地掺杂少量土样而形成混合砂样,因此研究不同细粒含量条件下海砂的力学性能显得尤为重要。试验为三轴固结排水剪切试验,试样为50 mm直径、100 mm高的圆柱体,分别在有效围压100,200,300 kPa下对黏粒含量Fc(黏粒质量在含黏粒海砂总质量中的占比)为0%、10%、20%的含黏粒海砂进行固结排水三轴剪切试验。试样加载过程中,始终保持剪切速率为0.5 mm/min,加载至轴向应变达到15%时终止试验。

试验主要包括以下几个流程:1)装样。根据试样成型后的干密度(1.864 g/cm3)计算出每个试样海砂和黏粒的质量,将称好的海砂和黏粒等质量分成4份,为保证试样的均匀性,分别把每一份的海砂和黏粒混合在一起并用搅拌棒充分混合均匀,然后进行填筑击实,控制每层击实次数一致。2)反压饱和。装样完成后从试样底部从下往上通入CO2,通过CO2置换试样中的空气,然后从试样底部从下往上通入无空气水,并施加一定的反压以提高试样饱和度,使得试样中的CO2完全溶解水中。3) 孔隙水压力系数B的检测。当B值不小于0.96时认为试样充分饱和,当B值小于0.96时返回上一步继续进行反压饱和,直至试样充分饱和。4)固结。待试样充分饱和后进行固结,固结方式采用等向固结。5)加载。依据试验方案进行饱和海砂固结排水三轴剪切试验。

2 试验结果分析

2.1 含黏粒海砂强度特性分析

图3给出了黏粒含量为0%、10%、20%的试样在有效围压为100, 200, 300 kPa下的应力-应变关系曲线。可知:1)黏粒含量Fc为0%、10%时,含黏粒海砂在不同有效围压下偏差应力表现为随轴向应变的增大先增长至峰值后逐渐减小的发展趋势,均为应变软化型曲线,应力-应变曲线存在明显的峰值,试样出现峰值强度qm(即峰值偏差应力)。2)黏粒含量Fc为20%时不同有效围压下含黏粒海砂偏差应力随轴向应变的增大始终保持增长趋势,试样并未出现峰值强度,应力-应变曲线为应变硬化型曲线(此时峰值强度为轴向应变15%时对应的偏差应力)。3)对比不同有效围压下试样应力-应变曲线可发现:在同一黏粒含量下,随着有效围压的增大,含黏粒海砂峰值强度逐渐增大,以纯砂试样为例,有效围压σc为100, 200, 300 kPa时对应的峰值强度分别为461.052, 843.242, 1 160.529 kPa,σc为300 kPa时试样的峰值强度相较于σc为100 kPa提高了1.517倍,原因为在同一黏粒含量下,试验有效围压越大,土体颗粒受到的约束力越强,则在剪切应力作用时土体颗粒越不易发生移动,土体稳定性越高,因此其峰值强度不断增大。图4给出了不同黏粒含量下饱和海砂峰值强度qm随有效围压增大的发展曲线。

a—Fc=0%; b—Fc=10%; c—Fc=20%。σc=100 kPa; σc=200 kPa; σc=300 kPa。图3 应力-应变曲线Fig.3 Stress-strain curves

从图4可以看出:不同黏粒含量下峰值强度与有效围压的关系符合线性模型,不同黏粒含量下拟合曲线的决定系数均大于0.970,拟合效果良好。此外,峰值应变(峰值强度对应的轴向应变)随有效围压的增大而增大。以纯砂条件为例,有效围压为100,200,300 kPa时,峰值应变分别为3.145%、4.156%、4.903%,表明有效围压越高,试样在峰值破坏前的变形能力越强,因为在相同制样干密度下,随着有效围压的增大,试样的密实性有所增强。4)黏粒含量Fc为0%、10%时含黏粒海砂残余应力qf(轴向应变为15%时对应的偏差应力)随着有效围压的增大而增大。5)同一有效围压下,随着黏粒含量的增大,含黏粒海砂应力-应变曲线由应变软化型曲线向应变硬化型曲线过渡,以有效围压σc为100 kPa为例,黏粒含量Fc为0%的试样表现出明显的应变软化现象;Fc为10%的试样的软化程度有所减小;而当黏粒含量达到20%时,应力-应变曲线呈现出明显的差异,主要表现为应变硬化;黏粒含量较少时,海砂颗粒间存在大量的孔隙,在剪切过程中土体颗粒易发生翻滚、滑移及重新排列,而黏粒含量在一定范围内增大时,颗粒间的黏粒能够填充孔隙,使得颗粒间的接触更加充分,此时的应力-应变曲线表现为应变硬化型。6)对比不同黏粒含量下试样应力-应变曲线可发现:在同一有效围压下,峰值强度随黏粒含量的增大逐渐降低,峰值应变则相反。有效围压σc为100 kPa时,黏粒含量为0%、10%、20%的试样的峰值强度分别为461.052,388.455,226.523 kPa,峰值应变分别为3.145%、9.692%及15.000%,相比于纯砂试样,Fc为20%时的峰值强度减小了50.868%。

Fc=0%; Fc=10%; Fc=20%; Fc=0%拟合曲线; Fc=10%拟合曲线; Fc=20%拟合曲线。图4 峰值强度与有效围压的关系曲线Fig.4 Relations between peak intensity and effective confining pressure

为了更全面地了解含黏粒海砂的强度特性,引用文献[16]中的应力相对软化系数,以对不同黏粒含量、有效围压下试样的应力-应变软化特性进行统一量化分析,应力相对软化系数α的算式如式(1)所示:

(1)

式中:qm为试样峰值强度(应力-应变曲线为应变软化型曲线时,峰值强度值为峰值偏差应力;应力-应变曲线为应变硬化型曲线时,峰值强度为轴向应变为15%时对应的偏差应力);qf为残余强度,即试验终止(轴向应变为15%)时试样的偏差应力值;qm、qf统称为特征应力。

由式(1)可知:当α>0时,说明试样应力-应变曲线表现为应变软化型,且α值越大,土体软化程度越高;当α=0时,表明试样应力-应变曲线表现为应变硬化型。不同黏粒含量、有效围压下试样的特征应力(qm、qf)见表1,由于黏粒含量Fc为20%的海砂试样应力相对软化系数α均为0,为揭示应力相对软化系数与黏粒含量、有效围压之间的联系,首先绘制应力相对软化系数随黏粒含量的变化曲线(图5)。可知:同一有效围压下试样应力相对软化系数随黏粒含量的增大而减小,表明土体软化程度随着黏粒含量的增大不断降低。因为黏粒加入后会包裹海砂颗粒,黏粒与海砂土体颗粒相互接触形成有序的排列方式,颗粒间的联锁作用有所增强。从表1和图5均可发现:黏粒含量Fc为0%、10%时,随着有效围压的增大,试样应力相对软化系数α逐渐减小,表明提高有效围压可显著降低应力-应变曲线的软化程度,有效围压σc为300 kPa时纯砂试样的应力相对软化系数为0.302,相比于同条件下σc为100 kPa时的试样减小了7.645%。当黏粒含量达到20%时,不同有效围压下含黏粒海砂应力相对软化系数α均为0,应力-应变曲线为应变硬化型曲线。不同有效围压下应力相对软化系数与黏粒含量的关系曲线可通过式(2)描述。

α=aFc+b

(2)

式中:α为应力相对软化系数;Fc为黏粒含量;a、b为与有效围压相关的拟合参数。

表1 不同黏粒含量及有效围压下试样的特征应力Table 1 Characteristic stresses of sand with different contents of clay under effective confining pressure

拟合的参数a、b及决定系数R2见表2。从表2可知:其拟合后的决定系数R2均在0.980以上,表明拟合效果良好;拟合参数a随有效围压的增大而略有增大;拟合参数b随有效围压的增大而不断减小。对拟合参数a、b与有效围压进行拟合发现拟合参数a、b均与有效围压间呈良好的线性关系,如图6所示。拟合参数a、b与黏粒含量间的关系式分别如式(3)、(4)所示。将式(2)～(4)整合后得到应力相对软化系数与有效围压、黏粒含量的关系式,如式(5)所示。

σc=100 kPa; σc=200 kPa; σc=300 kPa。图5 应力相对软化系数α与黏粒含量的关系曲线Fig.5 Relations between stress relative softening coefficients and the clay content

a=1×10-5σc+0.979

(3)

表2 拟合参数a、b及决定系数R2Table 2 Fitting parameters a, b and coefficients of determination factors R2

参数a; 参数b。图6 拟合参数a、b与有效围压关系曲线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 含黏粒海砂变形特性分析

图7为不同有效围压、黏粒含量下含黏粒海砂体积应变随轴向应变的变化曲线(体积应变为正值时表示试样发生剪胀现象,负值时表示剪缩)。

可知:1)不同有效围压、黏粒含量下体积应变均随轴向应变的增加整体呈增大趋势,即试样表现出明显的剪胀特性,且体积应变与轴向应变具有良好的线性增长关系。2)同一黏粒含量下在试验前期阶段,体积增长速率较为接近,随后增长速率开始变化,有效围压越小,体积应变增长速率越快,达到结束状态时体积应变越大,其中纯砂试样在有效围压σc为100 kPa时的体积应变终值为26.670%,为σc为300 kPa的1.126倍。因为在同一黏粒含量时高围压使得土体颗粒受到的约束作用越强,在剪切过程中试样越不易产生体积膨胀。随着黏粒含量的增大,体积应变增长速率的变化点对应的轴向应变不断增加,纯砂试样时出现在轴向应变为2%左右,黏粒含量为10%、20%时则分别出现轴向应变为3%、4%左右。3)不同黏粒含量、有效围压下轴向应变15%时对应的含黏粒海砂体积应变终值εvf见表3。对比分析图7和表3可以发现:同一有效围压下,随着黏粒含量的增加,试样体积应变不断减小,以有效围压σc为300 kPa为例,黏粒含量Fc为0%、10%、20%时对应的体积应变终值分别为23.693%、16.047%、15.032%,相比于Fc为0%,Fc为10%、20%试样的体积应变分别减小了32.271%、36.555%,即黏粒含量的加入可有效减小试样的体积变形,分析上述现象的原因为由于研究的黏粒含量范围较小,土体骨架结构依旧是由海砂颗粒所构成的,而黏粒则会均匀地分布在海砂土体颗粒之间,阻碍了土体骨架结构中海砂颗粒的相互作用,黏粒含量越多,阻碍作用越强,因此体积应变随黏粒含量的增大而减小。

a—Fc=0%; b—Fc=10%; c—Fc=20%。σc=100 kPa; σc=200 kPa; σc=300 kPa。图7 体积应变与轴向应变关系曲线Fig.7 Relations between volumetric strain and axial strain

表3 各试验工况下试样体积应变终值Table 3 Final values of volumetric strain in various test conditions

依据表3各试验工况下试样体积应变终值对不同黏粒含量下体积应变终值εvf随有效围压σc的变化曲线进行拟合后发现:体积应变终值与有效围压的之间存在线性关系,如图8所示;不同有效围压下体积应变终值与黏粒含量的关系曲线及拟合曲线见图9。

Fc=0%; Fc=10%; Fc=20%; Fc=0%拟合曲线; Fc=10%拟合曲线; Fc=20%拟合曲线。图8 体积应变终值与有效围压关系曲线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拟合曲线; σc=100 kPa拟合曲线; σc=100 kPa拟合曲线。图9 体积应变终值与黏粒含量关系曲线Fig.9 Relations between final values of volumetric strain and the clay content

3 结束语

利用GDS标准应力路径三轴试验系统对海砂进行不同围压、黏粒含量条件下固结排水三轴剪切试验,探究各试验工况下海砂的强度、变形特征,主要得出以下结论:

1)同一有效围压下,随着黏粒含量的增大,含黏粒海砂应力-应变曲线由应变软化型曲线向应变硬化型曲线过渡,且峰值强度不断降低、峰值应变增加。

2)同一黏粒含量下,试样峰值强度随有效围压的增加逐渐增大,纯砂试样有效围压σc为300 kPa时的峰值强度相比于σc为100 kPa提高了1.517倍,峰值强度与有效围压之间呈现良好的线性增长关系。

3)引入应力相对软化系数定量分析含黏粒海砂的应变软化特征,发现有效围压或黏粒含量的增加均使得试样应力相对软化系数减小,并提出了与黏粒含量、有效围压相关的应力相对软化系数计算式。

4)黏粒含量在0%～20%内,海砂试样体积应变随有效围压及黏粒含量的增大不断减小,并建立了体积应变终值与有效围压、黏粒含量之间的联系。