不同大主应力方向角剪切对重塑盐渍土变形特性的影响

鲁生斌，马艳霞，聂思凡，李忠林

(青海大学土木工程学院，青海省建筑节能材料与工程安全重点实验室，青海 西宁 810016)

盐渍土作为一种特殊土，具有盐胀、溶陷、腐蚀等工程特性[1]，严重影响工程建设的安全运营，增加了工程建设的难度。在盐渍土路基工程中，通常要对盐渍土进行地基处理。常用的路基地基处理方法有去除土体中的盐分(洗盐是其中的一种方法)、隔断水分法、结构加固法3类[2]，由于盐渍土路基的复杂性，通常采用多种方法共同处理的方式，其中浸水预溶+强夯地基处理方法在工程中应用广泛[3-4]。黎盟等[5]针对饱和砂土开展定向剪切不排水应力路径下不同主应力方向角对轴向和扭剪应变影响的研究，发现不同角度下饱和砂土具有明显的各向异性特征。陈敦等[6]研究了主应力方向角对饱和冻结黏土的影响，发现剪切强度随着大主应力方向角的增大而减小。陈伟等[7]研究定向剪切应力路径下主应力方向角对重塑黄土强度及变形的影响，发现击实黄土的强度随主应力方向角的增加呈现先减小后增大的趋势。刘红等[8]对重塑黄土开展定向剪切和主应力轴旋转后的定向剪切研究时发现，经过旋转后不同主应力方向角下重塑黄土的强度差异很大，各向异性特征明显。目前针对重塑盐渍土在复杂应力路径下应力应变的关系研究较少。本研究采用洗盐+分层击实的方法模拟浸水预溶+强夯的路基处理方法，利用空心圆柱扭剪仪(HCA)，研究定向剪切应力路径下重塑盐渍土强度及变形特性，分析大主应力方向角条件下的八面体应力—应变关系和各应变分量的变化规律，以及偏应力—主应变的变化关系，以期为盐渍土地区建设时路基处理提供理论依据。

1 试样制备和试验方法

1.1 试样制备

图1 盐渍土颗粒级配曲线

制样前先将土样过5 mm筛后进行洗盐，当土样中Na2SO4含量小于1%时可消除盐胀的影响[10-11]，即可认为洗盐完成；然后将土样烘干碾碎，过2 mm筛并根据最优含水率(22%)分层配置土样。根据最大干密度计算土样的总土量，分十层装进成模桶内击实，将制成的圆柱试样分45 mm和60 mm，并两次掏空心，最终制成外径D=100 mm、内径d=60 mm、高度H=200 mm的空心圆柱试样(图2)。

图2 空心扭剪试样

1.2 试验设备及原理

本试验所用设备为英国GDS公司研发的空心圆柱扭剪仪(HCA)(图3)，该仪器通过台座中的轴向和扭转马达分别施加轴力W和扭矩MT，通过内外围压控制器向试样内外室施加内压Pi和外压PO，以此来控制大主应力方向角(α)、中主应力系数(b)、平均主应力(p)和剪应力(q)。空心圆柱试样的受力状况和加载形式如图4所示。

图3 空心圆柱扭剪仪图

图4 空心圆柱试样单元体受力及加载方式示意图

试验过程中参数的设定参照文献[12]。公式(1)～公式(4)给出了定向剪切过程中各应力参数与主应力和应力分量之间的关系：

(1)

(2)

(3)

(4)

不同主应力方向角下的定向剪切应力路径的实现需要保持p、b、q不变，只改变α。公式(5)～公式(8)给出了各应力分量与p、b、q、α等参数之间的关系：

(5)

σr=p+2(2bq-q)/3

(6)

σθ=p-2(2bq-q)/3-qcos 2α

(7)

τΖθ=qsin 2α

(8)

以上公式中，σ1为大主应力；σ2为中主应力；σ3为小主应力；σZ为轴向应力；σθ为环向应力；σr为径向应力；τZθ为扭剪应力。

1.3 试验方案

在固结不排水条件下设定(0°、30°、45°、60°、75°、90°)六个大主应力方向角进行定向剪切试验，应力路径如图5所示。当试样安装完成后，首先通过ttadvancedLoading模块对试样进行固结，直到试样的轴向位移变形量每小时不大于0.01 mm时认为固结完成[13]；其次选择stress paths模块对重塑盐渍土进行定向剪切试验，试验中先通过施加2 kPa的剪应力将角度调试到预设值，调试完成后保持定向剪切(p=100 kPa、b=0.5)；最后增加剪应力使试样破坏，整个过程保持剪应力的增加速率为2 kPa/min。定向剪切方案见表1。

图5 定向剪切应力路径

表1 定向剪切方案

2 结果与分析

2.1 八面体剪应力—剪应变关系

空心圆柱试样在试验应力路径下会产生轴向εZ、径向εr、环向εθ、剪应变γZθ等应变分量，同时在不同角度下剪切时试样会受到轴力和扭矩的耦合作用，因此在重塑盐渍土变形分析中引入八面体剪应力qoct和八面体剪应变γoct[14]进行描述。

(9)

(10)

图6为不同大主应力方向角下八面体剪应力—剪应变变化关系曲线。从图6可以看出，剪切过程中重塑盐渍土的八面体剪应力—剪应变曲线呈现出应变硬化特性。α=60°的初始剪切模量大于α=45°的剪切模量，但随着剪应力的增大，α=60°的强度逐渐降低，总体趋势以α=60°为界限。当α<60°时，随着大主应力方向角的增大，产生相同八面体剪应变需要的剪应力逐渐降低；当α>60°时，八面体剪应力随着α的增大而增大，这与王烽[15]和陈伟等[7]研究的大主应力方向角对砂土和黄土产生各向异性的结果一致。

图6 八面体剪应力—剪应变关系曲线

不同大主应力方向角剪切时对重塑盐渍土的剪应力—剪应变关系可以分为两个阶段：(1)屈服前阶段。在此阶段，不同的大主应力方向角下八面体剪应力—剪应变曲线具有几乎相同的初始割线模量，剪应力—剪应变关系呈直线发展，整个屈服前的阶段八面体剪应变不到1%。这是因为在加载的初期，重塑盐渍土试样未洗完的部分难溶盐和盐结晶颗粒与土颗粒之间紧密接触，黏聚力增大，土颗粒之间具有较大的胶结作用，土体刚度大，试样未发生变形。(2)屈服阶段。随着八面体剪应力的继续增大，土颗粒与盐颗粒无法承受剪力作用而被迫产生剪切位移，颗粒滑动，试样开始屈服，在八面体剪应力增加很小的情况下产生较大的八面体剪应变，当八面体剪应变达到4%以后，重塑盐渍土试样的强度下降明显，说明重塑盐渍土的结构在扭剪作用下被破坏，随后以塑性变形为主。

2.2 主应变—偏应力关系

重塑盐渍土在不同大主应力方向角下剪切时，偏应力与大、中、小主应变之间的变化关系曲线见图7。

图7 不同大主应力方向角下偏应力与主应变关系曲线

从图7可知，当沿α≤75°剪切时，剪切初期3个主应变随偏应力的变化较小，整个过程中主应变基本不发生变化；当试样开始破坏时，主应变随偏应力的变化较大，且大主应变均向正向发展，小主应变均向负向发展，中主应变出现小的变化。当α=0°时，偏应力大于120 kPa，大主应变和小主应变开始增加，直至偏应力达到235 kPa时试样的主应变迅速增大，试样被破坏。当α从30°到60°的增大过程中，大、小主应变开始增加时需要的偏应力先减小后增大，但是随着剪切的继续进行，α=60°的试样在主应变达到15%时被破坏，而α=45°的试样随着偏应力的增大具有了很好的延性，抗剪强度大于α=60°的试样。当α从60°到75°的变化过程中，大、小主应变开始增加时需要的偏应力分别呈增加的趋势(90、140 kPa)，且主应变从开始增加到试样屈服过程需要的偏应力减小。当α=90°时，随着偏应力的增大，大主应变先负向发展，随后在偏应力达到105 kPa时朝着正向发展，由于大、小主应变对称发展，小主应变呈现与大主应变相反的变化规律。由此可见，不同大主应力方向角下试样出现破坏时所需的偏应力不同，呈现出的应力—应变关系也各有差异，体现出重塑盐渍土在应力—应变上的各向异性。

2.3 剪应力和各应变分量关系

图8为在不同大主应力方向角定向剪切时，重塑盐渍土轴向应变εZ、环向应变εθ、径向应变εV和剪应变γZθ与剪应力q的关系曲线。从图8可以看出，剪切初期各应变分量几乎不增大，随着剪切的进行，各应变分量之间开始出现差异，且在大主应力方向上的应变呈现出各向异性。

图8 不同主应力方向角下重塑盐渍土应力—应变关系曲线

由图8a和图8b可知，在不同大主应力方向角定向剪切时，环向应变εθ和轴向应变εZ呈对称发展趋势。这是因为在剪切过程中，当α=0°时，只有轴向方向受到的轴力被压缩，而环向方向没有剪力，试样只在轴力的作用下被破坏，所以轴向方向表现为负应变，而环向方向表现为正应变的膨胀状态。当0°<α<45°时，试样所受的轴向应力分量大于环向应力分量，所以试样主要表现为轴向的压缩状态，而环向方向为正应变的膨胀状态。当α=45°时，试样所受的轴向和环向应力分量相等，处于纯扭剪状态，轴向方向被拉伸，表现为负应变，环向方向被压缩，表现为正应变。当45°<α<90°时，试样所受的环向应力分量大于轴向，环向方向被挤压，表现为正应变，导致轴向方向被拉伸，表现为负应变。当α=90°时，剪力沿环向方向，轴向方向不受力，使得试样被侧向挤压，轴向被拉伸，轴向应变为负值，环向方向表现为压缩的正应变。这与扈萍等[16]对粉细砂在不同角度下定向剪切的结果一致，说明了中砂类硫酸盐渍土具有与粉细砂相似的性质。

由图8c可知，随着剪应力的增大，不同主应力方向角下的径向应变先向负向发展，在试样破坏时又向正向发展。当α=0°、α=30°、α=75°、α=90°时，径向应变小于0.5%。当α=45°、α=60°时，试样破坏时径向应变大于1.5%。由图8d可知，当α=0°、α=90°时，试样产生的剪应变几乎为0，这是因为试样在0°和90°时均不受剪力的影响。当α=30°、α=45°、α=60°、α=75°时，随着剪应力的增大，试样的扭剪应变也随之增大，且大主应力方向角从30°～75°变化过程中，试样的强度随着剪应力的增大呈现先减小后增大的趋势。

2.4 归一化强度

图9为重塑盐渍土在不同的大主应力方向角下峰值八面体剪应变归一化强度变化曲线。从图9可知，当α=0°时，试样的峰值八面体强度最大。当0°<α<60°时，随着大主应力方向角的增大，试样的剪切强度下降较大，且从30°到45°的范围内强度下降速率最大，并在α=60°时达到最小值，在60°≤α<90°的范围内，试样剪切强度随着大主应力方向角α的增加而增大。整个强度曲线呈现出近似“勺”型的变化，这与沈扬等[17]对原状黏土的归一化强度试验的强度取决于所受大主应力作用方向的定向抗剪强度的结论相似。大主应力方向角对重塑盐渍土的抗剪强度的影响同样明显，且α从0°～90°变化过程中，重塑盐渍土的强度变化趋势更加显著，说明大主应力方向角对盐渍土次生各向异性的影响较大。

图9 不同大主应力方向角下峰值八面体剪应变归一化强度

3 讨论与结论

浸水预溶+强夯的方法对盐渍土路基有着很好的效果[3～4]。目前针对复杂应力路径下重塑盐渍土应力—应变及变形的研究较少，所以本研究基于盐渍土路基处理方法，模拟浸水预溶+强夯法处理后的路基进行了定向剪切作用下土体的变形特性和强度的研究，结果如下：

(1)大主应力方向角的变化对重塑盐渍土八面体剪应力—八面体剪应变具有较大的影响，随着大主应力方向角的增大，八面体剪应力—剪应变呈现出先减小后增大的变化趋势，其中大主应力方向角α=60°时重塑盐渍土的强度最低，这与王烽[15]和陈伟等[7]的研究结果相似。八面体峰值归一化强度也随着主应力方向角的增大表现为先减小后增大的趋势。

(2)当沿α=0°、α=30°、α=45°、α=60°、α=75°剪切时，剪切初期3个主应变变化较小，当试样开始破坏时，大主应变均向正向发展，小主应变均向负向发展，中主应变出现小的变化。而α=90°时，大主应变先负向发展而后正向发展，小主应变正好相反。

(3)当沿α=0°和α=90°剪切时，扭矩为0，扭剪应变不发生变化，其余角度下，随着剪力的增大，扭剪应变也随之增大。这与沈扬等[18]的研究结果相符。