張常書

(中鐵十八局集團有限公司，天津 300222)

由于粉質(zhì)黏土的成因類型不一，所表現(xiàn)的工程性質(zhì)相差很大.特別是在富水粉質(zhì)黏土-砂層當中，土樣含砂率的變化使土層性質(zhì)發(fā)生改變，從而給工程實際帶來諸多問題，如“泥餅”、噴涌、工后沉降過大等，而且在室內(nèi)試驗控制標準上較難把握.代金秋通過真三軸試驗，研究了復雜應力路徑條件下粉質(zhì)黏土強度特性[1].楊成松通過對含鹽粉質(zhì)黏土進行三軸壓縮試驗，分析了該粉質(zhì)黏土在破壞過程中的應力應變行為[2].陳善雄研究了原狀粉質(zhì)黏土的卸荷變形特性[3].武欣慧通過改變水泥摻量研究水泥改善粉質(zhì)黏土的工程特征[4].葉朝良通過試驗研究了純砂和水泥改良粉砂的強度特性[5].邊加敏研究了含水量對非飽和土抗剪強度的影響，用含水量確定非飽和土抗剪強度的計算參數(shù)[6].戰(zhàn)高峰通過室內(nèi)靜三軸試驗,研究了凍融循環(huán)作用對石灰處置粉質(zhì)黏土強度的影響[7].王立娜通過動三軸試驗研究了凍結(jié)粉質(zhì)黏土的變形特性[8].周國慶通過試驗，獲得了溫度梯度和應力路徑對凍結(jié)中砂應力-應變特性的影響[9].涂義亮通過干濕循環(huán)和三軸剪切試驗,對不同荷載條件下經(jīng)歷不同干濕循環(huán)次數(shù)的粉質(zhì)黏土的強度和變形進行了研究[10].殷德順模擬鄧肯-張模型思路推導了不同應力路徑下的切線模量公式,從而使模量公式系列化,擴大了鄧肯-張模型適用范圍[11].上述研究成果對原狀粉質(zhì)黏土、含鹽粉質(zhì)黏土、水泥改良粉質(zhì)黏土、石灰處置粉質(zhì)黏土等進行了研究，但是對于粉質(zhì)黏土-砂地層土樣，由于含砂率變化帶來的各種工程問題的變化規(guī)律還尚需進一步研究.

本文選取低液限粉質(zhì)黏土，通過控制不同的含砂率和含水率，進行三軸不固結(jié)不排水三軸試驗，探討不同圍壓條件下含水率和含砂率對于低液限粉質(zhì)黏土-砂應力應變關系、強度特性和破壞特性的影響.

1 研究方法

1.1 土樣

試驗所用土樣為低液限粉質(zhì)黏土，土樣試驗參數(shù)見表1，土樣顆粒分析曲線如圖1所示.

根據(jù)固結(jié)試驗得出該土樣的壓縮模量為5.01 MPa，壓縮系數(shù)為0.36 MPa-1，即該低液限粉質(zhì)黏土為中壓縮性土.天然粉質(zhì)黏土層壓縮沉降量大，壓縮固結(jié)穩(wěn)定較快.根據(jù)變水頭試驗最終結(jié)果為滲透系數(shù)k處于2.02×10-5～1.44×10-5cm/s的范圍內(nèi)，屬于微透水.土樣的不均勻系數(shù)Cu=44.44，曲率系數(shù)Cc=0.84.土樣不均勻系數(shù)過大，土的級配不連續(xù)，中間粒徑缺失主要集中在0.06～0.08 mm之間，并且曲率系數(shù)Cc<1，土樣級配不良，各粒組間孔隙的連鎖充填效應較低，土的密實度較差.

表1 試驗土樣物理參數(shù)

圖1 土樣顆粒分析曲線

1.2 試驗方案

由于在粉質(zhì)黏土-砂層中，粉質(zhì)黏土和砂的含量并不能準確得到.根據(jù)工程實際情況，在該粉質(zhì)黏土土樣中分別加入30%、50%、70%的砂，通過每組土樣的性質(zhì)從而得出在粉質(zhì)黏土-砂層的強度變化規(guī)律.不同含砂率土樣物理性質(zhì)如表2所示.

表2 不同含砂率土樣物理性質(zhì)

根據(jù)工程實際情況，采用不固結(jié)不排水三軸剪切試驗研究土樣應力應變關系. 按照最優(yōu)含水率遞減2%分別配置不同含水率土樣，拌和均勻后，封閉好放置24 h.計算土樣在95%壓實度、不同含水率時的土樣質(zhì)量，將一定質(zhì)量的土樣放入制樣器，分層夯實，得到直徑為61.8 mm、高度為120 mm的圓柱形試樣.

試驗儀器采用應變控制式三軸儀，軸壓系統(tǒng)由主機控制，圍壓系統(tǒng)由另一套靜水壓力系統(tǒng)控制.剪切速率為0.75%/min，停止試驗.其他試驗條件如表3所示.

表3 試驗條件

2 試驗結(jié)果分析

2.1 不同含砂率的應力應變曲線

不同含砂率粉質(zhì)黏土試樣在經(jīng)歷三軸剪切作用后，都發(fā)生了明顯的塑性變形.土樣破壞形式如圖2所示：當試樣含砂率為30%、含水率為18.5%時，試樣主要發(fā)生鼓形破壞，即試樣由圓柱形被壓成中部鼓出形；當試樣含砂率為70%、含水率為10.5%時，隨著含水率的降低和圍壓的增大，土樣破壞形式主要為出現(xiàn)明顯剪切裂縫的破壞形式.

圖2 試樣破壞形式

圖3給出了圍壓為100 kPa時，30%、50%、70%含砂率土樣分別在其最優(yōu)含水率時的應力應變曲線，大致分為3部分：應力隨應變線性增加的彈性階段；應力增加速率減慢的彈塑性階段；應力逐漸趨于穩(wěn)定的破壞階段.為了減少試驗取點的誤差，取最大主應力差值為破壞強度.由圖3曲線表明：隨著含砂量的增大，初始階段的線性應力-應變關系越長，即屈服點上升，極限抗壓強度增大；且隨著含砂量的增大，主應力差增大越來越明顯，土樣抵抗變形的能力越來越強.

圖3 圍壓100 kPa下各含砂率土樣在其最優(yōu)含水率時的主應力差與應變關系曲線

當圍壓為400 kPa時，30%、50%、70%含砂率土樣分別在其最優(yōu)含水率時的應力應變曲線如圖4所示，可以看出：隨著圍壓的增大， 30%、50%含砂率土樣的最大主應力差值改變不大，而對于70%含砂率土樣的最大主應力差值有著明顯的影響.由此可以得知，含砂率在50%以下，對土樣強度影響的主要因素是粉質(zhì)黏土，當含砂率達到70%以上時，土體抵抗變形的主體為砂，即低液限粉質(zhì)黏土-砂層中存在區(qū)分的界線.對于工程實際來說，70%含砂率足可以作為區(qū)分低液限粉質(zhì)黏土-砂層強度影響因素的參考值.

圖4 圍壓400 kPa下各含砂率土樣在其最優(yōu)含水率時的主應力差與應變關系曲線

最優(yōu)含水率土樣在100、200、300、400 kPa圍壓條件下的應力應變曲線如圖5所示，可以看出：當含砂率為30%時，隨著圍壓的增大，各最大主應力差值也相應增大，100 kPa和400 kPa圍壓條件下，最大主應力差值由89.3 kPa增大到了141.4 kPa，最大主應力差值增大了52.1 kPa；當含砂率為50%時，隨著圍壓的增大，各最大主應力差值也相應增大，但是增大幅度很??；當含砂率為70%時，隨著圍壓的增大，100 kPa和400 kPa圍壓條件下，最大主應力差值發(fā)生了很大變化，由231.9 kPa增大到了488.6 kPa，最大主應力差值增大了256.7 kPa；土樣中不加入砂時，隨著圍壓的增大，最大主應力由253.6 kPa增大到了603.2 kPa.

(a) 30%含砂率

由圖5可以得出以下結(jié)論：

1) 低液限粉質(zhì)黏土-砂土樣的應力應變曲線總體呈現(xiàn)為硬化型曲線，在30%含砂率和50%含砂率時，隨著圍壓的增大，最大主應力差值變化幅度較小.表明在該含砂率時，土樣的強度對壓力的變化不是很敏感，低液限粉質(zhì)黏土-砂的聯(lián)結(jié)和壓密效果不好，抵抗外部變形的能力差.這也是當盾構(gòu)隧道穿越低液限粉質(zhì)黏土-砂層，地層受到擾動時，容易產(chǎn)生較大變形以及坍落的原因之一.

2) 隨著含砂率的增大，應力應變曲線初始階段即彈性階段斜率變小、變形減小，彈-塑性階段變形增大，即含砂率低土樣比含砂率高土樣彈性效果好，但是易達到屈服點，隨即開始塑性階段，抵抗外部變形能力弱.含砂率高的土樣彈性效果較差，在抵抗外部變形時，彈-塑性階段拉長，土樣壓密效果較長，即屈服點緩慢上升，隨后才開始壓密階段.在工程實際當中，當含砂率較低時，土體容易被破壞，變形能力小;當含砂率較高時，土體抵抗外部荷載能力強，但是工后沉降期長，易產(chǎn)生較大變形.

3) 低液限粉質(zhì)黏土-砂層是黏土和砂的混合，砂的加入使原有粉質(zhì)黏土土粒間的膠結(jié)物質(zhì)以及土粒、離子、水分子所組成的平衡體系發(fā)生改變，從而土樣性質(zhì)發(fā)生改變.因此在工程實際當中，當盾構(gòu)穿越特定含水率粉質(zhì)黏土層時比穿越特定含水率粉質(zhì)黏土-砂層時的工程風險低.

2.2 不同含砂率的最大主應力差值

在研究低液限粉質(zhì)黏土時，發(fā)現(xiàn)低液限粉質(zhì)黏土表現(xiàn)為很強的水敏感性，當土樣含水率變化幅度約為2%時，都會使土樣強度發(fā)生明顯變化.在超過土樣最優(yōu)含水率時，隨著含水率的增加，粉質(zhì)黏土強度降低，當土樣飽和時，圍壓的改變對粉質(zhì)黏土的強度影響已經(jīng)很小. 如圖6所示為含砂率為30%、70%土樣在各自最優(yōu)含水率，以及最優(yōu)含水率遞減2%時，各圍壓條件下的最大主應力差值曲線.

由圖6(a)可以看出：當含水率為18.5%時，各圍壓條件下最大主應力差值變化不大;當含水率為16.5%時，各圍壓條件下最大主應力差值比18.5%含水率土樣明顯增大;當含水率降至14.5%時，各圍壓條件下最大主應力差值比16.5%含水率土樣明顯增大，且上升幅度大于18.5%含水率到16.5%含水率土樣最大主應力差值增大幅度.這主要是因為當含砂率為30%時，對土樣性質(zhì)起決定性作用的是低液限粉質(zhì)黏土，含水率的變化對于土樣強度的影響很敏感.

(a) 30%含砂率

由圖6(b)可以看出：在100、200 kPa圍壓時，70%含砂率土樣各含水率下的最大主應力差值基本一致，并沒有因為含水率的變化而發(fā)生很大變化;隨著圍壓的增大，各含水率最大主應力差值發(fā)生改變，且含水率越低，其最大主應力差值越大.

綜合以上表明：在低液限粉質(zhì)黏土-砂層盾構(gòu)施工當中，當含砂率較小時，要注意地層含水率的變化；當含砂率較大時，地層壓力較小時，含水率對于該土層的影響較小，但要考慮工后沉降過大的問題；當?shù)貙訅毫^大時，含水率的變化對于土層的影響變大.

2.3 應力-應變曲線關系分析

圖7 軸向應變與主應力差的比值關系曲線

(1)

式中：a為直線的截距；b為直線的斜率；a、b都是與土的性質(zhì)有關的試驗常數(shù).

選取30%、50%、70%含砂率土樣在各自最優(yōu)含水率時的有效應力應變數(shù)據(jù)，計算參數(shù)a、b的值，如表4所示.

表4 參數(shù)a、b計算值

式(1)符合鄧肯-張對土體應力-應變曲線描述的模型，所以切線模量為

(2)

圖8為通過公式回歸求得a，從而得到初始彈性模量所呈現(xiàn)的不同圍壓條件下，初始彈性模量和含砂率的關系.從圖中可以明顯看出，低液限粉質(zhì)黏土-砂的初始彈性模量隨著含砂率的增大而增大，而且對于同一含砂率土樣，圍壓越高初始彈性模量越大.

圖8 初始彈性模量和含砂率關系曲線

圖9為通過公式回歸求得b，從而得到最大主應力差的值所呈現(xiàn)的不同含砂率土樣在不同圍壓條件下最大主應力差的對比曲線.在不同圍壓條件下，土體破壞的最大主應力差值隨土樣的含砂率增大而增大；當含砂率低于50%時，最大主應力差值變化幅度很??；當含砂率大于50%時，土樣的最大主應力差值明顯增大.

圖9 最大主應力差值和含砂率關系曲線

2.4 孔隙比對土樣最大主應力差值的影響

如圖10所示為土樣在最優(yōu)含水率、最優(yōu)含水率減2%、最優(yōu)含水率減4%時，各圍壓條件下的最大主應力差值，可以明顯看出：

1) 由圖10(a)可得在含砂率為70%下土樣最優(yōu)含水率時，隨著孔隙比的增大，最大主應力差值逐漸減小，并且在孔隙比較小時，最大主應力差值減小幅度明顯大于孔隙比較大時的最大主應力差值.當孔隙比為0.368時，土樣最大主應力差值隨著圍壓的增大變化幅度很小.

2) 由圖10(b)可得在含砂率為30%下土樣含水率從最優(yōu)含水率減2%時，最大主應力差值隨著孔隙比的增大先增大后減小.在100 kPa圍壓時，土樣孔隙比為0.386和0.332時，最大主應力差值基本一致，隨著圍壓的增大，孔隙比為0.332時最大主應力差值增大幅度明顯大于孔隙比為0.386時.當土樣孔隙比為0.368時，土樣最大主應力差值隨著圍壓的增大變化幅度很小.

3) 如圖10(c)在含砂率為30%下土樣含水率從最優(yōu)含水率減4%時，在100、200、300 kPa圍壓水平時，孔隙比為0.386時最大主應力差值明顯大于孔隙比為0.331時.孔隙比為0.370時各圍壓條件下的最大主應力差值變化幅度明顯.

通過對孔隙比的分析可以推斷：當含水率較高時，70%含砂率土樣中，含水率過高使粉質(zhì)黏土之間強度不高，含砂率很高可以使得砂粒和砂粒之間可以充分接觸，依靠砂粒之間的摩阻力可以抵抗較大的抗壓強度;當含水率較低時，30%含砂率土樣中，粉質(zhì)黏土之間的膠結(jié)作用可以提供較大的抗壓強度,并且有砂?；旌显谕翗又校鸬焦羌茏饔?，增大了土樣的抗壓能力.

(a) 最優(yōu)含水率

3 結(jié)論

1) 在低液限粉質(zhì)黏土-砂地層中，當土樣含砂率在50%以下，對土樣強度影響的主要因素是粉質(zhì)黏土，當含砂率達到70%以上時，土體抵抗變形主體為砂.

2) 對于低液限粉質(zhì)黏土-砂地層，當?shù)貙雍奥瘦^低時，對地層強度的影響主要考慮地層含水率的變化，當?shù)貙雍奥瘦^高時，主要考慮含砂率的影響，含水率次之.

3) 低液限粉質(zhì)黏土-砂的初始彈性模量隨著含砂率的增大而增大.在不同圍壓條件下，土體破壞的最大主應力差值隨土樣的含砂率增大而增大；當含砂率低于50%時，最大主應力差值變化幅度很??；當含砂率大于50%時，土樣的最大主應力差值明顯增大.

4) 在不同圍壓條件下，隨著土樣含水率的降低、孔隙比的增大，土樣的最大主應力差值由先急劇減小后緩慢增大變?yōu)橄染徛郎p小后急劇增大.