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基于能量法的海洋黏土循环破坏准则试验研究

肖兴, 吉东伟, 吴琪, 李元曦, 陈国兴

肖兴, 吉东伟, 吴琪, 李元曦, 陈国兴. 基于能量法的海洋黏土循环破坏准则试验研究[J]. 岩土工程学报, 2024, 46(11): 2361-2370. DOI: 10.11779/CJGE20230730
引用本文: 肖兴, 吉东伟, 吴琪, 李元曦, 陈国兴. 基于能量法的海洋黏土循环破坏准则试验研究[J]. 岩土工程学报, 2024, 46(11): 2361-2370. DOI: 10.11779/CJGE20230730
XIAO Xing, JI Dongwei, WU Qi, LI Yuanxi, CHEN Guoxing. Experimental investigation on cyclic failure criteria for marine clay based on energy method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2024, 46(11): 2361-2370. DOI: 10.11779/CJGE20230730
Citation: XIAO Xing, JI Dongwei, WU Qi, LI Yuanxi, CHEN Guoxing. Experimental investigation on cyclic failure criteria for marine clay based on energy method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2024, 46(11): 2361-2370. DOI: 10.11779/CJGE20230730

基于能量法的海洋黏土循环破坏准则试验研究  English Version

基金项目: 

国家自然科学基金项目 51978334

详细信息
    作者简介:

    肖兴(1995—),男,博士研究生,主要从事海洋土动力特性方面的研究工作。E-mail: xx_0524@126.com

    通讯作者:

    吴琪, E-mail: qw09061801@163.com

  • 中图分类号: TU435

Experimental investigation on cyclic failure criteria for marine clay based on energy method

  • 摘要: 海洋黏土循环强度的合理确定对确保海洋结构物全寿命服役期的稳定性有重要意义。针对不同塑性指数IP长江口原状海洋黏土,开展了不同循环应力比CSR条件下的常体积循环单剪试验,结合能量法探究了原状海洋黏土的循环破坏准则。研究结果表明:原状海洋黏土存在门槛循环应力比CSRth,当CSR < CSRth时,单圈能量耗散Wi只在较小范围内线性发展,土体不会发生循环破坏;当CSR > CSRth时,Wi随循环振次N的发展曲线因土体结构的严重破坏而出现突变点,并以该点作为破坏点确定了破坏振次Nf和破坏双幅剪应变γDA,f;长江口原状海洋黏土的CSRthIP增大增长呈现幂函数关系。随着CSR和IP的增大,WiγDA,f均逐渐增大,Nf逐渐减小。γDA,f/IP1.5 -CSR-CSRth的数据点分布在一条较窄的范围内,且γDA,f/IP1.5随CSR-CSRth增长服从线性函数关系,提出了适用于不同海域原状海洋黏土γDA,f的评价方法。
    Abstract: The reasonable determination of the cyclic strength of marine clay is critical for ensuring the stability of marine structures throughout their service life. In order to study the cyclic failure criteria for the marine clay, a series of constant-volume cyclic direct simple shear tests are performed on the undisturbed saturated marine clay in the Yangtze River Estuary with different plasticity indexes (IP) under different cyclic stress ratios (CSRs). The cyclic responses of the marine clay specimens are presented. The cyclic failure criteria are investigated by employing the energy method. The results indicate that there is a threshold cyclic stress ratio (CSRth) in the undisturbed marine clay. When the CSR is smaller than the CSRth, the energy dissipation per cycle (Wi) develops linearly only within a limited range that does not contribute to the cyclic failure of marine clay. However, when the CSR exceeds the CSRth, the development curve of Wi with the number of cycles (N) shows an inflection point due to the serious damage of the soil structures. This point serves as the critical point for cyclic failure to determine the number of cycles to failure (Nf) and the double-amplitude shear strain to failure (γDA,f). The CSRth of the marine clay in the Yangtze River Estuary exhibits a power function relationship with the increasing IP. Additionally, with the increasing CSR and IP, both Wi and γDA,f tend to increase, while the Nf gradually decreases. Furthermore, the data points of γDA,f/IP1.5 ~ CSR-CSRth for all the tests are distributed in a narrow band, and a virtually positive linear relationship exists between the γDA,f/IP1.5and CSR-CSRth. Finally, a γDA,f evaluation method applicable to the marine clay in different seas is proposed for practical geotechnical engineering.
  • 粉土路基于中国东南沿海及内陆沿河流域广泛分布。粉土加固技术是当前世界岩土工程界研究的热点、难点之一。当下,粉土的工程性质可以靠水泥、粉煤灰、石灰等无机材料得到显著改善,但其抗裂性能靠加固土并无显著效果,通常表现为脆性破坏,在路面上显现出纵向、横向裂纹的缺点,并且在环境保护方面存在一定的局限性[1]。因此,在国家“十四五”规划坚持绿色发展、可持续发展要求下,积极研发高效、环境友好的粉土加固材料显得尤为重要与迫切。

    纤维加筋能有效提高土体承载力及韧性,削弱裂隙发育程度及胀缩性。再生聚酯纤维主要来源于废旧聚酯瓶,具有韧度强、抗老化、成本低等良好性能[2-3]。将再生聚酯纤维应用于土体改良领域符合国家可持续发展与绿色发展战略大计。不少学者对纤维改良土体特性也进行了一定的研究。王德银等[4]指出,纤维加筋土的黏聚力随纤维含量及干密度的增加成正相关增大趋势,但含水率因素会导致其负相关发展。Akbulut等[5]和唐朝生等[6]开展了短纤维加筋软黏土试验,加筋土强度最高提升达到115%。Miller等[7]在黏土压实衬垫试验中得到最佳聚丙烯纤维掺量为0.4%~0.5%,可有效控制黏土垫层裂隙率,并提高其强度。Kumar等[8]指出,相比于平直形纤维加筋土,波浪形纤维加筋土劈裂抗拉能力具有明显优势。Shao等[9]和唐朝生等[10]对纤维加筋土进行龟裂试验和干燥试验,指出纤维能有效解决张拉裂缝产生与发展。Changizi等[11]以聚乙烯瓶(PET)为原料,采用纳米SiO2为稳定剂,指出掺入再生聚酯纤维和纳米二氧化硅可以提高低液限黏性土样的强度,此外,Foad通过提高再生聚酯纤维和纳米SiO2在土体中的含量,提高了土体的抗剪强度和抗压强度。

    热导率作为岩土温度场分析和热力学计算的重要参数之一。不少研究也发现,土体中加入石灰、粉煤灰等改良剂之后,土体的力学性能得到提升,同时土体中产生新的化学成分,在土体力学性能改变的过程中,土体的热传导特性也随之发生变化。岩土材料的热特性广泛应用于岩土工程领域,如石油和天然气管道、地下电缆、地下热交换器系统等。并且,随着地下能源结构以及路面融雪/冰系统的广泛应用与推广,与地下能源结构相关的基础设施会贯穿改良土体或者靠近改良土体,因此,长期的反复热作用会改变地下能源结构岩土体渗透与力学特性,导致孔隙水压力与有效应力变化,进一步影响岩土体变形与沉降。因此,土体热学与力学的相关性研究在岩土工程中具有工程应用价值[12]

    本文采用再生聚酯纤维与无机固化剂改良路基粉土,对不同掺量和养护龄期的改良粉土进行了微宏观测试与热导率测试,分析改良粉土孔隙分布与微观结构的演化规律,定性/定量评价热导率与重度、无侧限抗压强度和回弹模量的联系,进而明确再生聚酯纤维与无机固化剂改良粉土热学与力学性能的相关性。

    (1) 粉土

    试验用土取自江苏省盐城市东台市某公路施工现场,其颗粒分布曲线如图 1所示。其中土体黏粒(d < 5 μm)、粉粒(5 μm < d < 75 μm)和砂粒(75 μm < d < 200 μm)在图中的含量分别为11.3%,79.8%,8.9%。粉土基本物理化学性质:天然含水率=25.4%,液限=31.6%,塑限=22.8%,塑性指数=8.8,最大干密度=1.81 g/cm3,最优含水率=16.45%,相对质量密度=2.71,pH值=8.21。土样液限含水率wL < 50%,塑性指数IP < 10,属于低液限粉土(土工试验规程(SL 237—1999))[13]。粉土的化学成分及含量,主要成分为SiO2(61.32%),Al2O3(13.24%),CaO(6.68%),Fe2O3(3.41%),K2O (2.61%),MgO(2.47%),Na2O(2.17%),SO3(0.23%),P2O5 (0.18%),其他(2.01%)。烧失量为5.68%。

    图  1  粉土颗分曲线
    Figure  1.  Grain-size distribution curve of silt

    (2) 再生聚酯纤维

    再生聚酯纤维(Renewable Polyester Fiber),简称RP纤维,来自于泰安某纺织厂,密度为1.31~1.37 g/cm3,抗拉强度(束状单丝)为200~400 MPa,断裂伸长率为140.6%~154.7%,熔点 > 265℃,燃点 > 590℃,热传导性为0.015~0.025,抗酸碱性强,弹性模量 > 9.0×103 MPa,热膨胀系数为5~6×10-5/℃)-1

    (3) 无机固化剂

    本文无机固化剂选用粉煤灰、生石灰与再生建筑石膏。生石灰相对质量密度为3.31,pH为12.4,黏粒、粉粒与砂粒含量分别为5.4%,42.7%,51.9%。主要化学成分:CaO为65.23%,SiO2为2.62%,Al2O3为1.16%,Fe2O3为0.74%,MgO为0.46%,SO3为0.13%,Na2O为0.20%,K2O为0.18%,TiO2为0.053%,SrO为0.029%,MnO为0.028%,烧失量为24.36%。生石灰属于钙质III级生石灰,石灰作为碱性激发剂,可提供碱性环境。

    作为废物再利用材料,相比水泥,粉煤灰价格便宜,并且粉煤灰加固土的冻融循环能力要强于水泥[14-15]。粉煤灰主要化学成分:CaO为2.8%,Fe2O3为7.9%,Al2O3为28.4%,SiO2为46.2%。粉煤灰主要性能指标:相对密度为2.15,最佳含水率为23.2%,最大干密度为1.34 g/cm3

    再生建筑石膏来源于废弃石膏再加工[16]。废弃石膏相较于原生石膏,其力学性能与后者相平甚至更优,这不仅能减少原材料成本、节约土地以及保护环境等,还能节约天然石膏的矿产资源,因而,有助于石膏行业持续、绿色、健康的发展[16]。本文石膏采用再生建筑石粉,主要成分为半水硫酸钙(CaSO4·1/2H2O)。

    林彤等[17]指出生石灰与粉煤灰比例为1︰2时,粉煤灰加固软土效果最好。因此,本文生石灰与粉煤灰的质量比(质量比=外加剂质量/试样总质量)分别为4%,8%。参考刘祖德的软土加固方案[17],掺入3%建筑石膏粉(CaSO4·1/2H2O)作为外掺剂,提高土样的早期强度。参考Chaduvula [18]与唐朝生等[19]的研究成果,选用纤维掺量(质量比=纤维质量/试样总质量)为0,0.1%,0.2%,0.3%,0.5%,0.7%,纤维长度为6,9,12,15,17 mm。试样含水率为最佳含水率,力学试验均参照《公路土工试验规程》[20]进行。本文素改良粉土为未掺入纤维的改良粉土。

    采用荷兰代尔夫特公司生产的MTN01装置测试土体热导率。热探头直径3.5 mm,长度120 mm。设备包括Hukseflux热传感器,不锈钢管和铜管的热电偶[21]图 2为测试装置和热探头结构,测试时间为5~6 mim。首先将不同含水率土体制成不同干密度试样,采用静压制样(直径5 cm、高度15 cm)。测试开始前,将热探针缓慢、垂直插入试样中心[21]。然后对热探针进行热平衡处理(室内温度最好维持在20℃,相对湿度为95%,静止24 h),热平衡时间为60 s。下一步开始土体热导率测试,整个热导率测试流程由设备自动完成,持续时间为300 s。

    图  2  土体热导设备与结构示意图
    Figure  2.  Schematic diagram of soil thermal conductivity equipment and structure

    本文对7,28 d养护龄期改良粉土进行压汞试验(MIP)与电镜扫描试验(SEM),进而评价改良粉土的微观结构特性。采用静压法制样,试样直径为50 mm,高度为100 mm,密封后置于标准养护室,从中取出新鲜的断面,分别进行MIP试验与SEM试验。

    图 3为不同纤维掺量下养护龄期对改良粉土热导率的影响,初始含水率取为14.5%。可以看出:改良粉土热导率随养护龄期增加呈指数型函数减小,30 d养护后,改良粉土热导率趋于稳定。当纤维掺量为0,土体初始热导率变化较为明显,1 d养护龄期下,0%,1%,2%,3%,5%纤维掺量改良粉土的热导率分别为1.3,1.25,1.2,1.1,1.0 W/m·K。在养护初期,土体组成特性是影响不同纤维含量改良土体热导率的主要因素。再生聚酯纤维的热导率远低于土体颗粒的热导率,导致改良土热导率随着纤维含量增加逐渐降低;此外,养护时间增长,纤维和土体矿物之间相互作用愈加明显,当养护时间为60 d时,纤维增强土体的热导率主要由新形成的土体结构控制。

    图  3  不同纤维掺量下龄期对改良粉土热导率的影响
    Figure  3.  Influences of curing age on thermal conductivity of improved silt with different fiber contents

    图 4为不同含水率下养护龄期对土体热导率的影响,初始含水率取为10.5%,14.5%,19.5%,纤维含量为0.2%。可以看出:同图 3热导率曲线变化类似,不同初始含水率下,随着养护龄期增加,改良粉土热导率也呈指数型函数减小。此外,改良粉土的初始含水率差异会造成其热导率的不同。适当增加养护龄期,则热导率间的差异会逐渐缩小,30 d养护龄期后,改良粉土试样热导率基本稳定发展。Zhang等[22]指出,土体热导率随着含水率的增加而增加。当含水率处于最优含水率(14.5%)时,改良粉土内部结构处于最密集的状态,颗粒间接触最紧密,最有利于固体颗粒之间传热。水的热导率(0.58 W/m·K)小于土,并且水的热导率远大于空气(0.024~0.031 W/m·K),因此,19.5%含水率下改良粉土的热导率大于10.5%含水率状态下的热导率。

    图  4  不同含水率下龄期对改良粉土热导率的影响
    Figure  4.  Effects of curing age on thermal conductivity of improved silt under different moisture contents

    土的含水率对土体所能达到的密实度起着至关重要作用,研究其击实特性,确定土体最优含水率OMC与最佳干密度ρdmax对基础施工具有重要意义。图 5为不同纤维掺量下改良粉土击实曲线。可以看出:改良粉土的击实曲线均位于素改良粉土之上。相同击实条件下,随着纤维含增加,改良粉土的最优含水率缓慢增加;相比素改良粉土,纤维含量0.1%的改良粉土最优含水率增加幅度为9.3%。改良粉土最大干密度在纤维含量0.2%时达到最大,为1.82 g/cm3,但各维掺量下改良粉土最大干密度相差不大,最大偏差为1.56%。再生聚酯纤维的掺入使得路基粉土的最大干密度先增加后减小,由此表明土体颗粒间的孔隙随着纤维含量增加先“箍紧”后“松弛”,最佳纤维含量下,纤维与加固土的连接形式类似“哑铃”状,发挥纤维的加筋作用。当纤维含量过高,纤维与纤维之间存在搭接现象,纤维之间无黏聚力且摩擦力微弱,进而造成土样整体压不密实,出现“越击越松”的现象[23]。此外,生石灰在水化反应过程中需要吸收很多水分,还会产生大量热量,且会消耗孔隙中的水分,从而引起改良粉土最优含水率增加。通过不同材料对粉土改良的击实试验的结果的探究,发现不同材料的改良机理是有差异的。

    图  5  改良粉土击实特性
    Figure  5.  Compaction characteristics of improved soil

    图 6为不同压实度(94%,96%,98%)下改良粉土无侧限抗压强度变化。可以看出:改良粉土无侧限抗压强度随纤维掺量增加而增加,0.2%纤维掺量下改良粉土强度最高,当纤维掺量超过0.2%时,改良土强度逐渐降低,并趋于稳定。图 7为改良粉土试样破坏形态。可以看出:随着纤维掺量增加,其破坏形态由“脆性破坏”逐渐向“塑性破坏”发展,且破坏面逐渐上移。1 d养护龄期时,不同纤维掺量改良粉土强度相差不大,且与素改良粉土强度(170 kPa)相当。7 d养护龄期时,0.2%纤维掺量改良粉土强度达到695 kPa(94%压实度),满足规范[24]要求;28 d养护龄期下,0.2%纤维掺量改良粉土强度增幅约362%(96%压实度)。此外,随着压实度增加,改良粉土强度差ΔUCS281ΔUCS71逐渐增加,最大差值分别为达到913,661 kPa。Mishra等[25]、Prabakara等[26]、Mattone等[27]采用不同的纤维改良黏土发现,过高的纤维掺量会造成土体无侧限抗压强度降低。对于江苏地区路基粉土,其无侧限抗压强度的最优纤维掺量约为0.2%。

    图  6  不同压实度下改良粉土无侧限抗压强度变化
    Figure  6.  Change of unconfined compressive strength of improved soil under different degrees of compaction
    图  7  无侧限抗压试验改良粉土试样破坏形态
    Figure  7.  Failure modes of improved soil samples in unconfined compression tests

    土体回弹模量是表征路基填料力学特性的重要指标[24, 28]图 8为不同压实度下改良粉土回弹模量变化。94%,96%压实度下路基粉土的回弹模量均小于20 MPa,不能满足规范要求。在7 d养护龄期时,回弹模量只有在0.2%和0.3%纤维掺量的改良粉土(94%压实度)可以满足交通公路路基填料规定(大于30 MPa),不过,在28 d养护龄期后,不同纤维掺量改良粉土回弹模量皆符合规范规定。与前述无侧限抗压强度变化趋势类似。然而,0.2%纤维掺量改良粉土的回弹模量高于12%木质素约7.1%~15.3%,进一步说明0.2%纤维掺量对于路基粉土的改良效果更好。

    图  8  不同压实度下改良粉土回弹模量变化
    Figure  8.  Change of resilience modulus of improved soil under different degrees of compaction

    目前,己有不少学者开展了土体微观孔隙的分类标准研究[29]图 9为粉土与改良粉土累计孔隙分布与孔隙体积分布曲线。土样的进汞量随养护龄期增加而减小,说明改良粉土内部微观孔隙体积逐渐减小,产生了更为致密的微观孔隙结构。此外,可以看出,粉土的孔径分布呈“双峰”结构形式,与张涛[21]、蔡光华[30]的研究结果一致,但是张涛[21]指出当在木质素的含量超过一定限度,微观结构发生相应的变化,比如当含量超过8%时,孔径分布从“双峰”变为“单峰”。蔡光华[30]得到碳酸镁土的孔径分布呈现明显的“单峰”结构。丁建文等[31]指出随着水泥掺入量的增加,水泥土的孔径分布从双峰结构转变为单峰结构。掺入混合料(粉煤灰、石灰、建筑石膏)后,改良粉土孔径由“双峰”结构改为“单峰”。改良粉土的孔分布曲线变化表明改良粉土的孔体积和粒径发生一定的变化。

    图  9  粉土与不同养护龄期改良粉土MIP结果
    Figure  9.  MIP results of silt and improved soil at different curing ages

    Li等[32]得到,可以利用高斯函数来拟合饱和固结黏土与击实土的内部孔隙体积分布形态。拟合结果可以定量描述团聚体间孔隙体积、团聚体间平均孔隙、团聚体内部孔隙、团聚体内部平均孔隙[33],高斯函数方程为

    f1(d)=A1w1π /2e2(lgdu1)2w12
    (1)
    f2(d)=A2w2π /2e2(lgdu2)2w22
    (2)
    f(d)=f1(d)+f2(d)
    (3)

    式中,A1为团聚体内部孔隙体积(mL/g),μ1为团聚体内部平均孔径(μm),A2为团聚体间孔隙体积(mL/g),μ2为团聚体间平均孔径(μm)。

    本文基于Origin 9.0软件对不同龄期改良粉土的孔径密度与孔径数据进行高斯拟合,如图 10所示。表 1为粉土与不同龄期改良粉土试样孔隙体积分布曲线的高斯拟合结果。可以看出:粉土团聚体内部平均孔径μ1=1.078 μm与团聚体间平均孔径μ2=8.647 μm;7 d龄期改良粉土团聚体内部平均孔径为μ1=1.012 μm;28 d龄期改良粉土团聚体内部平均孔径为μ1=0.804 μm。28 d龄期养护的改良粉土团聚体内部平均孔径μ1较粉土减小34.69%,团聚体内部孔隙体积A1较粉土减少42.85%。MIP试验结果进一步验证了SEM试验观察得到的土体微观结构演化规律,随着养护龄期增加,导致团聚体之间以及团聚体内部孔隙体积减小,孔隙分布形式发生转变。

    图  10  粉土与不同龄期改良粉土试样孔隙体积分布曲线的高斯拟合
    Figure  10.  Gaussian fitting of pore volume distribution curves of silt and improved soil samples at different curing ages
    表  1  粉土与不同龄期改良粉土试样孔隙体积分布曲线的高斯拟合结果
    Table  1.  Gaussian fitting results of pore volume distribution curves of silt and improved soil samples at different curing ages
    土类型 曲线类型 μ1 w1 A1 μ2 w2 A2
    粉土 双峰 1.078 0.802 0.357 8.647 3.227 2.241
    7 d龄期改良粉土 单峰 1.012 0.561 0.295
    28 d龄期改良粉土 单峰 0.804 0.327 0.204
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    对改良粉土的胶结物增加、孔隙变化以及微观结构改变的定性观察,更有助于理解粉土改良的内在机理。

    图 11为粉土与改良粉土的扫描电镜照片。可以看出,盐城粉土颗粒间存在较多大孔隙,颗粒边缘不规则、菱角分明(图 11)。当掺加剂(粉煤灰、石灰与石膏)掺入至粉土中,试样养护龄期达到7 d,改良粉土中仍存在较多的大小孔隙,粉土颗粒表面以及颗粒之间开始出现某种胶状物质,包裹或连接土颗粒(图 12),纤维与颗粒间接触存在一定的孔隙,不密实。14 d养护龄期改良粉土的微观结构明显比纯粉土密实,纤维与颗粒间接触存在一定的孔隙,大量胶结物质连接粉土颗粒,填充颗粒间孔隙(图 13)。28 d养护龄期改良粉土内部胶结物质的包裹与填充作用更加显著,土颗粒间接触更加紧密,形成更加稳定、致密结构(图 14)。

    图  11  粉土试样SEM照片[20]
    Figure  11.  SEM photos of silt samples
    图  12  改良粉土试样SEM照片(7 d养护龄期)
    Figure  12.  SEM photos of improved soil samples (7 days)
    图  13  改良粉土试样SEM照片(14 d养护龄期)
    Figure  13.  SEM photos of improved soil samples (14 days)
    图  14  改良粉土试样SEM照片(28 d养护龄期)
    Figure  14.  SEM photos of improved soil samples (28 days)

    由于胶结物质的包裹粉土颗粒及钙矾石连接粉土颗粒作用[32],其团聚体数量与颗粒直径明显增加,胶结物质填充颗粒孔隙,提高了其密实度。因此,改良粉土粒径与最大干密度增加,力学与路用性能指标提高。

    图 15为不同土体热导率与重度的关系。可以看出:与其他土体类似,改良粉土热导率与重度呈现出线性相关的关系,当前者增加的时候,后者也会相应的跟着增加,切相关系数较高,R2=0.956,其表达式为

    TC=0.053γ + 0.256
    (4)
    图  15  热导率与重度关系
    Figure  15.  Relationship between thermal conductivity and gravity

    式中,TC为改良粉土热导率(W/m·K)。

    Lee等[34]表示,粉煤灰改良尾矿的热导率与体重度存在良好的线性关系。Roshankhah等[35]发现伊利诺伊州粉土热导率与重度之间存在线性增加关系。土体中掺入的颗粒数量越多,土体中间接接触的颗粒就会更接近,因此土体导热性越好,从而热导率越小。

    图 16中为改良粉土热导率与力学指标关系。可以看出:随着龄期增加,热导率随无侧限抗压强度的增加而减小,且图 16(b)展现的回填模量变化趋势与图 16(a)无侧限抗压强度相似。28 d龄期后,改良土的无侧限抗压强度和弹性模量稍高,此外,粉煤灰、石灰、石膏与粉土矿物,这几种物质的相互作用基本完成。改良粉土强度和回弹模量的提高与土体含水率、矿物组成等内部因素有关,与养护条件等外部因素也密切相关[22]

    图  16  改良粉土热导率与力学指标相关关系
    Figure  16.  Correlation between thermal conductivity and mechanical indexes of improved soil

    通过一系列物理化学措施,改良剂和土形成了具有较高黏聚力和强度的胶结物质,填充孔隙,连接各土颗粒,形成新的土体结构。土体热导率的影响因素与力学特性的影响因素类似,此外,包括改良剂本身对土体的热导率有重要影响。固化剂与土体矿物通过一系列的物理化学作用,产生胶结物质、连接土颗粒和填充孔隙,最终形成新的土体结构,宏观上改良土干密度、强度与回弹模量等物理力学性能得到改善,但是水化反应和火山灰反应产生的胶结物质对土体内部传热有存在一定的抑制作用,因而逐渐降低了改良粉土热导率,所以从整体上来看,改良粉土的热特性与力学性能参数表现为负相关关系。但是,随着养护龄期增加,观察发现改良土的热学性质和力学性质呈现出不同的发展规律。

    (1) 路基粉土的路用性能可由再生聚酯纤维有效提高,在经过28 d的养护后,其CBR值以及回弹模量皆能符合公路路基设计的规定。

    (2) 改良土的热导率随掺量与龄期的增加而减小,改良土在最佳含水率下的热导率最大,28 d养护龄期后,含水率变化对土体热导率的影响微弱。

    (3) 改良土微观结构的变化使得其力学性能得到改善,但产生的胶结物质降低了土体的热传导性能,改良土热导率随抗压强度、回弹模量的增加而减小,一定养护龄期后,土体热导率与力学指标间的相关关系趋于平缓。

    本文研究成果对后期改良土热力学理论研究与数值研究的参数选取、结果验证,数据演化预测具有重要参考价值。此外,地下能源结构温度变化对改良土力学特性的影响程度表征及改良土热导率对地下能源结构发散传热的量化影响研究有待于更进一步的研究与应用。

  • 图  1   EMDSS循环单剪仪示意图

    Figure  1.   Sketch of cyclic direct simple shear test apparatus

    图  2   长江口取样场地地理位置(来源:谷歌地图)

    Figure  2.   Geographical location of sampling site in Yangtze River Estuary (Base map data © 2023 Google)

    图  3   测试试样在土分类表中的分布

    Figure  3.   Positions of tested marine soils in plasticity chart

    图  4   代表性试样Y8-3剪应变时程和应力应变曲线

    Figure  4.   Shear strain time-history curves and shear stress-shear strain curves of specimen Y8-3

    图  5   代表性试样的循环剪应变和双幅剪应变时程曲线

    Figure  5.   Typical time-history curves of cyclic shear strain and double-amplitude shear strain of specimens

    图  6   代表性试样Y8-3的法向应力和超静孔压时程

    Figure  6.   Typical time-history curves of normal stress and excess pore water pressure for specimen Y8-3

    图  7   代表性海洋黏土的超静孔压比时程曲线(CSR = 0.18)

    Figure  7.   Typical time-history curves of excess pore water pressure ratio of marine clay (CSR=0.18)

    图  8   滞回圈面积计算示意图

    Figure  8.   Sketch of area calculation of hysteresis curve

    图  9   海洋黏土单圈能量耗散与循环振次的关系曲线

    Figure  9.   Relationship curves of energy dissipation per cycle versus number of cycles of marine clays

    图  10   循环破坏振次确定方法示意图

    Figure  10.   Sketch of method for determining number of cycles to failure

    图  11   试样Y1的循环应力比CSR与破坏振次Nf的关系

    Figure  11.   Relationship between CSR and Nf of specimen Y1

    图  12   长江口海洋黏土的循环强度曲线

    Figure  12.   Curves of cyclic strength of marine clay in Yangtze River Estuary

    图  13   长江口海洋黏土CSRthIP的变化

    Figure  13.   Variation of CSRth with IP of marine clay in Yangtze River Estuary

    图  14   长江入海口海洋黏土γDA,f随CSR和IP的变化云图

    Figure  14.   Variation of γDA,f with CSR of marine clay in Yangtze River Estuary

    图  15   长江入海口海洋黏土γDA,f/IP1.5随CSR-CSRth的变化

    Figure  15.   Variation of γDA,f/IP1.5 with CSR-CSRth of marine clay in Yangtze River Estuary

    图  16   辽东湾海洋黏土CSR随Nf的变化及γDA,f预测值与实测值的对比

    Figure  16.   Variation of CSR with Nf and comparison of predicted and measured values of γDA,f of marine clay in Liaodong Bay

    表  1   循环单剪仪传感器的量程、误差以及精度

    Table  1   Measuring ranges, errors and precisions of sensors for cyclic direct simple shear test apparatus

    传感器 量程 误差 精度
    法向荷重传感器 5 kN 0.1%FS 0.2 N
    第一剪切荷重传感器 5 kN 0.1% FS 0.2 N
    第二剪切荷重传感器 5 kN 0.1% FS 0.2 N
    LVDT法向位移传感器 ± 2.5 mm 0.1% FS 0.1 μm
    LVDT剪切位移传感器 ± 10 mm 0.1% FS 0.4 μm
    加载频率 ≤5 Hz
    位移传感器 ± 25 mm 0.1% FS 0.8 μm
    注:FS =满量程。
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    表  2   海洋黏土基本物理指标

    Table  2   Basic physical properties of marine clay

    取样区域 土样编号 海床以下深度H/m 相对质量密度Gs 天然含水率w0/% 天然密度ρ0/(g·cm-3) 初始孔隙比e0 饱和度Sr/% 塑限wp/% 液限wL/% 塑性指数IP 土类
    长江入海口 Y1 6.6 2.71 37.85 1.82 1.05 97.78 23.8 81.6 57.8 CH
    Y2 8.6 2.65 40.10 1.79 1.07 99.41 30.9 71.0 40.1 CH
    Y3 16.6 2.69 41.21 1.79 1.12 98.60 30.2 65.6 35.4 CH
    Y4 7.6 2.69 37.52 1.83 1.03 98.33 27.5 62.3 34.8 CH
    Y5 22.0 2.70 39.28 1.81 1.07 98.75 26.4 58.5 32.1 CH
    Y6 28.1 2.71 38.56 1.82 1.06 98.49 29.2 60.0 30.8 CH
    Y7 15.1 2.69 40.12 1.80 1.09 97.81 25.4 48.9 23.5 CL
    Y8 16.6 2.68 37.80 1.82 1.03 98.38 23.8 39.9 16.1 CL
    Y9 20.6 2.68 39.11 1.78 1.10 95.46 18.4 34.7 16.3 CL
    Y10 19.2 2.69 44.80 1.76 1.21 99.68 19.3 30.8 11.5 CL
    辽东湾营口段近海域 L1 17.3 2.68 40.50 1.79 1.11 98.17 16.7 32.8 16.1 CL
    L2 35.6 2.65 34.60 1.85 0.93 98.17 23.7 37.5 13.8 CL
    L3 55.6 2.67 33.20 1.85 0.92 96.18 21.7 38.2 16.5 CL
    注:辽东湾营口段近海域的试样仅作验证用。
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    表  3   循环单剪试验方案

    Table  3   Schemes for cyclic direct simple shear tests

    试样编号 σv/kPa CSR wc/% ec Δe/e0 质量等级 Nf/次 γDA, f/% 试样编号 σv/kPa CSR wc/% ec Δe/e0 质量等级 Nf/次 γDA, f/%
    Y1-1 50 0.202 36.55 1.013 0.034 1 664 6.61 Y6-1 190 0.152 35.94 0.989 0.068 2 > 1000
    Y1-2 0.221 36.62 1.015 0.032 1 237 7.83 Y6-2 0.178 36.09 0.993 0.064 2 330 6.26
    Y1-3 0.248 36.62 1.015 0.032 1 81 8.53 Y6-3 0.202 36.02 0.991 0.066 2 60 7.08
    Y1-4 0.271 36.73 1.018 0.029 1 47 9.61 Y6-4 0.221 35.87 0.987 0.070 2 20 8.11
    Y2-1 60 0.170 36.94 1.007 0.058 2 > 1000 Y7-1 100 0.139 37.61 1.042 0.043 2 > 1000
    Y2-2 0.201 36.68 1.000 0.065 2 223 6.94 Y7-2 0.158 37.50 1.039 0.046 2 657 5.08
    Y2-3 0.221 36.79 1.003 0.062 2 42 7.85 Y7-3 0.181 36.56 1.013 0.070 2 67 6.50
    Y2-4 0.249 36.57 0.997 0.068 2 20 8.94 Y7-4 0.221 36.85 1.021 0.062 2 16 8.18
    Y3-1 110 0.164 37.55 1.032 0.082 3 > 1000 Y8-1 120 0.124 36.30 1.000 0.029 1 > 1000
    Y3-2 0.182 37.88 1.041 0.074 3 654 6.38 Y8-2 0.148 36.12 0.995 0.034 1 621 5.27
    Y3-3 0.199 38.31 1.053 0.063 2 188 6.80 Y8-3 0.179 36.05 0.993 0.035 1 51 6.83
    Y3-4 0.219 38.09 1.047 0.069 2 70 7.46 Y8-4 0.221 35.94 0.990 0.038 1 5 8.23
    Y4-1 50 0.162 35.99 0.992 0.033 1 > 1000 Y9-1 140 0.124 35.72 1.014 0.076 3 > 1000
    Y4-2 0.181 35.27 0.972 0.052 2 486 6.18 Y9-2 0.150 35.89 1.019 0.072 3 638 5.16
    Y4-3 0.203 35.38 0.975 0.049 1 103 7.84 Y9-3 0.180 36.00 1.022 0.069 2 51 6.74
    Y4-4 0.222 34.83 0.960 0.064 2 30 8.92 Y9-4 0.221 36.39 1.033 0.059 2 8 8.13
    Y5-1 145 0.153 36.48 1.001 0.068 2 > 1000 Y10-1 130 0.105 42.24 1.140 0.058 2 > 1000
    Y5-2 0.182 36.69 1.007 0.063 2 304 6.10 Y10-2 0.117 42.37 1.152 0.048 2 596 4.41
    Y5-3 0.205 37.17 1.020 0.050 2 86 7.60 Y10-3 0.148 41.82 1.137 0.059 2 159 5.89
    Y5-4 0.225 36.84 1.011 0.059 2 25 9.09 Y10-4 0.179 42.23 1.148 0.050 2 19 6.99
    L1-1 120 0.151 34.52 0.953 0.138 4 382 5.06 L3-1 370 0.163 27.08 0.763 0.149 4 173 5.22
    L1-2 0.181 33.69 0.930 0.159 4 46 6.39 L3-2 0.180 26.90 0.758 0.177 4 40 6.31
    L1-3 0.202 33.83 0.934 0.155 4 13 7.43 L3-3 0.201 26.97 0.760 0.152 4 5 7.28
    L2-1 240 0.180 31.66 0.874 0.057 2 429 5.58 Y1-5 50 0.195 36.37 1.008 0.039 1 1342 4.88
    L2-2 0.200 31.23 0.862 0.062 2 64 6.46 Y1-6 0.185 36.19 1.003 0.044 2 > 2000
    L2-3 0.222 31.52 0.870 0.054 2 33 7.46 Y1-7 0.175 36.01 0.998 0.049 2 > 1000
    注:Y1 ~ Y10为长江入海口海洋黏土,L1 ~ L3为辽东湾营口段近海域海洋黏土,其中Y1-5 ~ Y1-7和L1 ~ L3仅作验证使用,试样质量等级评价详见表 4wc为固结后试样的含水率;Δe为固结前后试样孔隙比的变化量;Nf为达到循环破坏标准所需的循环振次;γDA, f为达到循环破坏标准所需的循环破坏双幅剪应变。σv和CSR为试验的控制变量,wcec和Δe/e0为固结完成后的计算结果,NfγDA, f为测试结果。
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    表  4   试样质量等级评价[41]

    Table  4   Criteria for evaluation of specimen quality[41]

    OCR Δe/e0
    1 ~ 2 < 0.04 0.04 ~ 0.07 0.07 ~ 0.14 > 0.14
    2 ~ 4 < 0.03 0.03 ~ 0.05 0.05 ~ 0.10 > 0.10
    质量等级 1 2 3 4
    试样质量 好~极好 好~差 极差
    扰动程度 不扰动 轻微扰动 显著扰动 完全扰动
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    表  5   不同海域海洋黏土的拟合方程参数

    Table  5   Fitting parameters for marine clay in different seas

    试样编号 a b CSRth 可决系数R2
    Y1 1.088 -0.675 0.191 0.982
    Y2 0.313 -0.479 0.173 0.927
    Y3 0.844 -0.671 0.172 0.957
    Y4 0.280 -0.502 0.170 0.964
    Y5 0.214 -0.396 0.160 0.966
    Y6 0.186 -0.366 0.158 0.999
    Y7 0.336 -0.547 0.148 0.991
    Y8 0.143 -0.315 0.135 0.984
    Y9 0.182 -0.346 0.132 0.994
    Y10 0.221 -0.402 0.112 0.804
    L1 0.201 -0.494 0.135 0.920
    L2 0.284 -0.454 0.160 0.958
    L3 0.146 -0.428 0.137 0.981
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出版历程
  • 收稿日期:  2023-07-31
  • 网络出版日期:  2024-05-10
  • 刊出日期:  2024-10-31

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