王汝佳
(中铁十九局集团 第三工程有限公司， 沈阳 110136)
近年来，我国学者对软基土力学特性进行了较为广泛的研究，取得了较为丰富的成果。胡华等[1]通过对花岗岩残积土在渗流作用下的三轴剪切实验，分析了土样各力学参数随围压及渗流作用下的变化规律。付静[2]采用超细粉煤灰作为膨胀土的改良材料，对不同掺量下的土样进行了击实实验、自膨胀率测试及单轴抗压强度实验。崔世斌等[3]通过三轴加载实验，对宿州市某路基砂土进行了实验，分析了不同相对密实度下土样的应力-应变特性及体积变形特征。付宴菊等[4]通过常规三轴加载实验，对冰川泥石流区松散堆积体进行了实验，分析了土样的剪切破坏特征、孔隙水压力变化特征及强变形特征。杨爱武等[5]通过真三轴实验，对经过不同冻融循环次数后城市污泥固化土进行了研究，分析了主应力比和冻融循环次数土样的基本力学参数的影响规律。乔京生等[6]通过动三轴实验，采用粒化高炉矿渣微粉作为淤泥质土的固化材料，分析了不同掺量下土样的动强度、动弹模量及阻尼比变化规律。刘伟平等[7]通过一系列三轴加载实验，对受不同酸性条件侵蚀下的砂土进行了实验，分析了细颗粒的流失量及应力-应变特征。郭琳等[8]借助GDS三轴剪切实验系统对大庆地区碳酸盐渍土进行了冻融循环后的实验，分析了该地区土样的强度随冻融循环的变化情况。马昕杨等[9]采用木质素对季冻区路基土进行改良，分析了不同木质素掺量、不同冻融循环次数及不同养护龄期条件下土样的强度变形特征。Raja等[10]结合复合土工合成加固技术对加固后的地基进行了重复荷载实验研究。Hosseinpour等[11]采用二维数值分析方法，利用Plaxis二维有限元程序，研究了石柱和基底土工合成材料对软土地基路堤变形和稳定性的影响。
综上分析，已有研究对软基的力学特性进行了较为系统的分析，但并未将不同实验方法下的改良土进行对比分析。基于此，笔者在总结前人研究的基础上，结合辽宁某在建高速公路的工程实际项目，采用石灰作为软基土的固化剂，对改良后的土样分别进行三轴固结排水与不排水实验，分析不同试样条件下改良土的力学性质，为工程实际提供可靠的理论依据。
实验用土为辽宁某在建高速公路施工现场的砂质黏性土，经室内实验测试得到土样的物理力学指标见表1。其中，ρmax为最大干密度，ρ为相对密度，k为含水率，kw为最优含水率，kwp为液限，kwl为塑限，η为孔隙比。采用筛分法对土样进行筛分实验，得到颗粒级配曲线如图1所示，其中，小于某粒径颗粒的质量百分比为γ。根据土样颗粒级配曲线可知，文中实验用土级配不均。
表1 土样物理力学指标
图1 土样级配曲线Fig. 1 Soil sample grading curve
为研究石灰对软土的加固效果，石灰加固软土力学特性测试设备采用英国进口的GDS全自动三轴实验系统，如图2所示。三轴加载采用位移控制模式，加载速率为0.02 mm/min，轴向应变达到25%时终止实验。
图2 GDS多功能三轴实验系统Fig. 2 GDS multifunctional triaxial test system
文中拟配制石灰掺量分别为0、1.0%、2.0%和3.0%的改良粉砂质黏土试样。为分析路基不同深度处土样的力学行为，还考虑了围压效应，拟设置围压分别为50、100、150和200 kPa。首先将现场取回的土样进行碾碎筛分，然后根据原状土样的尺寸、含水率及干密度来计算所需土的质量。同时考虑石灰掺量，将混合料搅拌均匀，然后将搅拌好的混合料放入直径为39.1 mm，高为80.0 mm的标准土样模具中进行分层击实。制备好的试样采用保鲜膜密封，防止水分蒸发。
2.1 三轴固结排水
图3、4为石灰掺量1.0%，不同围压下改良土样的固结排水应力-应变曲线和体积应变曲线。
图3 不同围压下偏应力-轴向应变曲线Fig. 3 Deviatoric stress-axial strain curves under different surrounding pressures
从图3可以看出，不同围压下石灰改良土的偏应力-轴向应变曲线分布规律大体相同，均表现为相对较短的弹性阶段，此后便开始了相对较长的非线性变形阶段。该现象表明，改良土样在三轴加载条件下很快达到首次屈服面，从而很快进入塑性阶段，且不同围压下的曲线均在峰后产生了微弱的应变软化。不同点在于随着围压的逐渐增大，改良土样的峰值强度在逐渐递增，软化点对应的应变逐渐增大。根据图中给出的数据可知：当围压为50 kPa时，改良土样峰值强度为256.97 kPa，软化点对应的轴向应变为23.79%；
当围压提升至200 kPa时，改良土样峰值强度升高至863.44 kPa，软化点对应的轴向应变增大至25.34%。可见，围压能够显著提升石灰改良土的承载能力和变形能力。
从图4可以看出，不同围压下改良土样的体积应变-轴向应变曲线的变化趋势大体一致，均在轴向应变达到12%以前呈相对较短的线性变化，且体变速率相对较快，试样表现为体积压缩状态。不同点在于随着围压的逐渐增大，试样由体缩转为体胀所对应的轴向应变在逐渐增大，体胀现象逐渐减弱。根据图中曲线可知：当围压为50 kPa时，试样由体缩转为体胀所对应的轴向应变为18.52%；
当围压达到200 kPa时，试样由体缩转为体胀所对应的轴向应变增大至29.82%。可见，围压能够显著抑制试样的轴向变形，使得体积变形逐渐减小。
图4 不同围压下体积应变-轴向应变曲线Fig. 4 Volume strain-axial strain curve under different surrounding pressures
图5、6为围压100 kPa，不同石灰掺量下改良土样的固结排水应力-应变曲线和体积应变曲线。
图5 不同石灰掺量下偏应力-轴向应变曲线Fig. 5 Deviatoric stress-axial strain curve under different lime contents
从图5可以看出，不同石灰掺量下改良土样的偏应力-轴向应变曲线分布规律大体相同，不同围压下的曲线同样表现为相对较短的弹性阶段，此后便开始了相对较长的非线性变形阶段。该现象表明，改良土样在三轴加载条件下很快达到首次屈服面，从而很快进入塑性阶段，且不同石灰掺量下的曲线均在峰后产生了微弱的应变软化。不同点在于随着石灰掺量的逐渐增大，改良土样的峰值强度在逐渐递增，软化点对应的应变逐渐增大。根据图中给出的数据可知：当石灰掺量为0时，改良土样峰值强度为462.56 kPa，软化点对应的轴向应变为21.73%；
当石灰掺量提升至3.0%时，改良土样峰值强度升高至690.48 kPa，软化点对应的轴向应变增大至29.88%。可见，石灰掺量能够显著提升土样的承载能力和变形能力。
从图6可以看出，不同石灰掺量下改良土样的体积应变-轴向应变曲线的变化趋势大体一致，均在轴向应变达到12%以前呈相对较短的线性变化，且体变速率相对较快，试样表现为体积压缩状态。不同点在于随着石灰掺量的逐渐增大，试样由体缩转为体胀所对应的轴向应变在逐渐增大，体胀现象逐渐减弱。根据图中曲线可知：当石灰掺量为0时，试样由体缩转为体胀所对应的轴向应变为19.96%；
当石灰掺量提升至3.0%时，试样由体缩转为体胀所对应的轴向应变增大至22.89%。原因可解释为，活性石灰与土中水分及微量矿物质产生水化反应，产生了强度更高的反应物，使得试样的整体刚度得到提升，进而导致承载能力和变形能力增强。
图6 不同石灰掺量下体积应变-轴向应变曲线Fig. 6 Volume strain-axial strain curve under different lime contents
2.2 三轴固结不排水
图7～9为石灰掺量1.0%，不同围压下改良土样的固结不排水应力-应变曲线、超孔隙水压-应变曲线及应力-平均有效主应力曲线。
从图7可以看出，不同围压下改良土样的固结不排水三轴加载偏应力-轴向应变曲线与固结排水三轴加载实验曲线的变化趋势较为相似，在达到首次屈服前，不同围压下的改良土样均经历了短暂的弹性变形阶段，此后便开始了相对较长的非线性阶段，且改良土样的峰值强度均随围压的增大逐渐递增。与固结排水三轴加载实验不同的是，固结不排水实验的偏应力-轴向应变曲线未出现应变软化趋势，而是均表现为应变-硬化型。
图7 固结不排水情况下偏应力-轴向应变曲线Fig. 7 Deviatoric stress-axial strain curve of undrained consolidation
从图8可以看出，不同围压条件下的试样均在达到峰值强度前出现相对较短的线性阶段，此后便开始进入非线性阶段，当超孔隙水压力达到峰值后便开始逐渐递减，但减幅相对较小。根据图8中数据可知：当围压为50 kPa时，石灰改良土样的超孔隙水压力最大值为97.25 kPa，对应的轴向应变为5.66%；
当围压升高至200 kPa时，试样的超孔隙水压力最大值增大至358.58 kPa，对应的轴向应变为10.02%。可见，围压的升高，使得试样内部的超孔隙水压也随之升高。原因可解释为，不排水三轴加载实验土样内部水分无法排出，加载过程中试样整体受到挤压，导致水分可自由迁移的孔隙减少，进而导致试样内部水分承受的超孔隙压力逐渐增大，且围压越大，孔隙减少的越多，致使超孔隙水压越大。
图8 超孔隙水压力-轴向应变曲线Fig. 8 Excess pore water pressure-axial strain curve
从图9可以看出，不同围压下的曲线分布规律基本一致，加载前期几乎处于平行状态。随着偏应力的逐渐增大，平均有效主应力表现为先缓慢递减，而后快速递减，最后又逐渐增大的变化趋势。当围压为50 kPa时，平均有效主应力由减小转为增大拐点处的偏应力为97.31 kPa，平均有效主应力为36.44 kPa；
当围压增大至200 kPa时，拐点处的偏应力为358.66 kPa，平均有效主应力为156.71 kPa。可见，围压的增大使得改良土样在三轴固结不排水条件下的平均有效主应力能够显著增大，进而使得拐点处的平均有效主应力增大。
图9 偏应力-平均有效主应力曲线 Fig. 9 Deviatoric stress-average effective principal stress curve
图10～12为围压100 kPa，不同石灰掺量下改良土样的固结不排水应力-应变曲线、超孔隙水压-应变曲线及应力-平均有效主应力曲线。
图10 固结不排水不同石灰掺量下的偏应力-轴向应变曲线Fig. 10 Deviatoric stress-axial strain curve of undrained consolidated with different lime content
从图10可以看出，不同石灰掺量下改良土样的固结不排水三轴加载偏应力-轴向应变曲线与固结排水三轴加载实验曲线的变化趋势同样较为相似。在达到首次屈服前，不同石灰掺量下的改良土样均经历了短暂的弹性变形阶段，此后便开始了相对较长的非线性阶段，且改良土样的峰值强度均随石灰掺量的增大逐渐递增。与固结排水三轴加载实验不同的是，固结不排水实验的偏应力-轴向应变曲线未出现应变软化趋势，而是均表现为应变-硬化型。
从图11可以看出，不同石灰掺量条件下的试样均在达到峰值强度前出现相对较短的线性阶段，此后便开始进入非线性阶段。当超孔隙水压力达到峰值后便开始逐渐递减，但减幅相对较小。根据图中数据可知：当石灰掺量为0时，改良土样的超孔隙水压力最大值为158.08 kPa，对应的轴向应变为5.41%；
当石灰掺量升高至3.0%时，试样的超孔隙水压力最大值增大至233.08 kPa，对应的轴向应变为11.06%。可见，石灰掺量的增大，使得试样内部的超孔隙水压也随之升高。原因可解释为，活性石灰与图中水分基矿物质发生水化反应，产生了强度较高的水化产物，填充了土样中原有的孔隙，使得自由水运移空间减小，进而导致未进行水化反应的水被严重挤压，最终导致超孔隙水压增大。
图11 不同石灰掺量下的超孔隙水压力-轴向应变曲线Fig. 11 Excess pore water pressure-axial strain curve under different lime content
从图12可以看出，不同石灰掺量下的曲线分布规律基本一致，加载前期几乎处于平行状态，随着偏应力的逐渐增大，平均有效主应力表现为先缓慢递减，而后快速递减，最后又逐渐增大的变化趋势。当石灰掺量为0时，平均有效主应力由减小转为增大拐点处的偏应力为172.82 kPa，平均有效主应力为36.58 kPa；
当石灰掺量增大至3.0%时，拐点处的偏应力为250.33 kPa，平均有效主应力为156.77 kPa。可见，石灰掺量的增大使得改良土样在三轴固结不排水条件下的平均有效主应力能够显著增大，进而使得拐点处的平均有效主应力增大。
图12 不同石灰掺量下的偏应力-平均有效主应力曲线Fig. 12 Deviatoric stress-average effective principal stress curve with different lime content
2.3 改良土抗剪强度参数
根据前文不同实验条件下石灰改良路基土的三轴实验结果，结合摩尔库伦强度准则，计算不同实验条件下改良土样的黏聚力和内摩擦角见表2。
表2 改良路基土的抗剪强度参数
由表2可以看出：在相同三轴实验条件下，改良土的黏聚力和内摩擦角均随石灰掺量逐渐递增；
在相同石灰掺量下，三轴固结排水条件下的抗剪强度参数明显大于三轴固结不排水。
(1)在三轴固结排水条件下，随着围压的逐渐增大，改良土样的峰值强度逐渐递增，软化点应变逐渐增大，体缩转为体胀所对应的轴向应变逐渐增大，体胀现象逐渐减弱。随着石灰掺量的逐渐增大，改良土样的峰值强度逐渐递增，软化点应变逐渐增大，体缩转为体胀所对应的轴向应变逐渐增大，体胀现象逐渐减弱。
(2)在三轴固结不排水条件下，改良土样的偏应力-轴向应变曲线未出现应变软化趋势，而是均表现为应变-硬化型。随着围压的逐渐增大，改良土样的峰值强度、超孔隙水压力最大值及有效主应力拐点逐渐增大。随着石灰掺量的逐渐增大，改良土样的峰值强度、超孔隙水压力最大值及有效主应力拐点值逐渐递增。
(3)在相同三轴实验条件下，改良土的黏聚力和内摩擦角均随石灰掺量逐渐递增。在相同石灰掺量下，三轴固结排水条件下的抗剪强度参数明显大于三轴固结不排水。
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