水泥/玄武岩纤维复合固化剂分别对泥炭质土静力特性的影响

屈俊童，刘关栋，朱云强，刘 超，张 翔，崔茂俊，张 健，赵 涛

(1.云南大学建筑与规划学院,昆明 650504；2.云南省水利水电勘测设计研究院,昆明 650021；3.金科地产集团股份有限公司,潍坊 261021)

0 引 言

昆明滇池地区的高原湖相泥炭质土沉积年代较晚(主要为第四纪和第三纪)，具有天然含水率高、抗剪强度低、次固结时间长、变形量大和地区差异性明显等特性，因此给相关工程建设带来了极大的难度[1-5]。目前，国内外学者对一般性软土[6]、冻土[7]、膨胀土[8]等土类的力学特性都有了一定的研究，而对滇池地区高原湖相泥炭质土的研究和改良仍然较少。

对于不良软土的改良加固主要以添加无机化合物、有机化合物、微生物酶类和复合固化剂为主[9]，水泥在软土加固中已有广泛应用，但单掺水泥对有机质软土的改良效果非常有限，有机质中的腐殖酸对软土改良有不利影响[10]。土体中加入离散的纤维丝，可以在土体中形成分布较为均匀的纤维网络体系，增强土体的连接作用，提高土体的韧性，从而有效提高土体的强度[11]。玄武岩纤维具有绿色环保、抗拉强度高、材料来源广等特点，在边坡处理和围岩加固等岩土工程中拥有广阔的应用前景[12]。为了研究单掺水泥及复合固化剂对滇池地区高原湖相泥炭质土静力特性的影响，本文从四种外加剂的作用机理出发，配制了一种新型的由水泥、生玄武岩纤维、石灰和生石膏组成的复合固化剂。通过室内静三轴试验对比分析不同掺量水平下单掺水泥和单掺复合固化剂对改良泥炭质土的三轴应力应变关系、抗剪强度特性的变化及影响，得出最佳改良方案，为滇池高原湖相泥炭质土的改良加固和工程应用提供一定的帮助。

1 实 验

1.1 材料与仪器

本文研究的对象为滇池高原湖相泥炭质土，取土地点为昆明滇池旅游度假区滇池宜城项目建筑基坑，取土深度约13 m。基本物理性质如表1所示。

表1 泥炭质土的基本物理性质指标Table 1 Basic physical properties of peat soil

外加材料包括32.5级矿渣硅酸盐水泥(PSA)、生石灰(CaO)、生石膏(CaSO4·2H2O)和规格12.0 mm的玄武岩纤维。PSA水泥与玄武岩纤维的基本性能指标如表2、表3所示。

表2 PSA水泥试验指标Table 2 PSA cement test index

表3 玄武岩纤维基本性能指标Table 3 Basic performance indicators of basalt fiber

试验所用的仪器为TSZ-2型全自动应变控制三轴仪，该仪器由微机(含数据采集分析软件)、试验机、压力室、围压控制器、反压控制器以及孔隙压力测量系统组成。测试原理为三轴仪压力室提供围压和反压，围压、反压控制器在试验过程中保持特定的围压、反压，试验机提供的偏斜应力对试验土体进行剪切，由上部应变控制型传感器将测试数据传输到微机进行分析并绘制试验图像。静三轴仪的主要技术指标如表4所示。

表4 静三轴仪主要技术指标Table 4 Main technical indicators of static triaxial instrument

1.2 玄武岩纤维复合固化剂与水泥固化剂作用机理

为了得到最优的复合固化剂配比，本文探究了各外加剂成分对泥炭质土的作用机理，通过响应面法研究配比中各外加剂之间的相互作用，基于模型计算得到最优解。响应面法是通过函数关系来建立多种不同的响应因素与最终响应值之间的联系，通过分析建立起来的回归方程，筛选出目标响应值对应响应因素参数，从而实现求解多个响应因素最优化参数的数学统计方法[13]。

(1)生石灰提高土体孔隙溶液的pH值

水泥水化反应在pH值较高的条件下能够更快地进行，同时孔隙溶液中钙离子和氢氧根离子浓度是生成水化硅酸钙的重要影响因素，因此本文通过添加生石灰来提高土体孔隙溶液的pH值促进水泥水化反应的进行。

(2)生石膏减小土体孔隙比

泥炭质土的孔隙比大，压缩系数大，固结系数小，在外荷载作用下易发生较大变形。因此可以通过添加生石膏(CaSO4·2H2O)使其与火山灰反应生成的水化铝酸钙反应，从而提供足够的膨胀性水化钙矾石(3CaO·Al2O3·3CaSO4·31H2O)，足量的钙矾石可以填充并挤压黏土团粒间隙和黏土矿物颗粒间的孔隙。水化钙矾石的反应式如式(1)所示。

(1)

(3)玄武岩纤维提高土体的韧性

泥炭质土经过水泥等材料改良后一般能够获得较高的强度，与此同时水泥改良土的韧性大幅度降低，脆性显著增大。加入玄武岩纤维在保证其强度提高的同时又具备一定的韧性进而提高土体的强度。

本文根据上述响应面法考虑了各外加剂对泥炭质土的影响，得到一种最优的复合固化剂配比：水泥质量分数为90.93%，生石灰质量分数为4.27%，石膏质量分数为3.90%，玄武岩纤维质量分数为0.90%。

硅酸盐水泥往往被用作固化剂，水泥中的熟料中主要有硅酸二钙(C2S)、硅酸三钙(C3S)、铝酸三钙(C3A)和铁铝酸四钙(C4AF)，其中硅酸二钙和硅酸三钙能够为阳离子交换和絮凝作用提供钙源。水化反应可以在室温下进行，如式(2)、(3)所示。

(2)

(3)

水泥熟料中的硅酸三钙与土体孔隙溶液中的自由水发生水化反应可以生成大量的水化硅酸钙和氢氧化钙等产物，使改良土的强度大幅度提高，而硅酸二钙可以与土中的自由水发生水化反应生成水化硅酸钙和氢氧化钙等产物，使改良土的后期强度进一步提高。

1.3 试验方法

相关研究表明水泥作为固化剂时的掺量范围宜在12%～20%[14-15]，根据相关工程实际和泥炭质土特性，本文对于水泥的掺量按质量替代设计为5%、10%、15%、20%、25%，改良泥炭质土时，复合固化剂的掺量水平与水泥的掺量水平保持一致，试验所用的土样制备方法及养护方法也均相同。水泥改良土与复合固化剂改良土的制备流程如图1所示。

图1 玄武岩纤维复合固化剂改良土制备流程图Fig.1 Preparation flow chart of basalt fiber composite curing agent modified soil

水泥改良土具有较高的水稳特性，因此进行静三轴试验时与常规软土采用的方法不同[16-17]。根据《水泥土配合比设计规程》(JGJ/T 233—2011)[18]的建议，在一般工程中不需要考虑水泥固化土的排水与固结问题，所以本文对水泥改良土和复合固化剂改良土采用不固结不排水(UU)的研究方法。试验代号A～E代表水泥掺量分别为5%、10%、15%、20%、25%的水泥改良土，试验代号A1～E1则代表复合固化剂掺量分别为5%、10%、15%、20%、25%的复合固化剂改良土。

2 结果与讨论

2.1 改良土的应力-应变关系

本文分别在围压为100 kPa、200 kPa、300 kPa的条件下进行不同掺量的水泥和复合固化剂改良的泥炭质土静三轴试验，得到的三轴应力应变关系曲线如图2、图3、图4所示。

由图2可以看出，随着水泥和复合固化剂掺量水平的增加，水泥改良土和复合固化剂改良土的主应力差和压缩模量增大。当水泥和复合固化剂掺量达到15%时，两种类型改良土的主应力差和压缩模量均有显著提升；当水泥掺量达到20%后，水泥固化土在100 kPa围压下的曲线类型由应“变硬化型”向“应变软化型”转化，复合固化剂掺量达到15%后，复合固化剂改良土在100 kPa围压下的曲线类型由“应变硬化型”向“应变软化型”转化；水泥与复合固化剂掺量在10%以下时，两种改良土的主应力差接近，掺量超过15%时，复合固化剂改良土的主应力差大于水泥改良土的主应力差。

图2 100 kPa围压下不同掺量改良土应力应变关系Fig.2 Stress-strain relationship of different dosages improved soil under 100 kPa confining pressure

由图3、图4可以看出，在200 kPa、300 kPa围压条件下两种改良泥炭质土的应力应变关系曲线与100 kPa围压条件下的应力应变关系曲线规律类似。随着围压的增加，两种改良土的主应力差均增大，且残余强度也有提高。两种改良土中都加入了水泥，水泥中的硅酸三钙与土体孔隙溶液中的自由水发生水化反应可以生成大量的水化硅酸钙和氢氧化钙等产物，使改良土的强度大幅度提高，而硅酸二钙也可以与土中的自由水发生水化反应生成水化硅酸钙和氢氧化钙等产物，使改良土的后期强度进一步提高。此外复合固化剂中加入的生石灰促进了水泥的水化反应，加强了上述加固效果；生石膏与火山灰反应生成的钙矾石可以填充并挤压黏土团粒间隙和黏土矿物颗粒间的孔隙，增强了土体间的相互连接作用；玄武岩纤维则增加了土体的韧性，从而提高了改良土的残余强度。

图3 200 kPa围压下不同掺量改良土应力应变关系Fig.3 Stress-strain relationship of different dosages improved soil under 200 kPa confining pressure

图4 300 kPa围压下不同掺量改良土应力应变关系Fig.4 Stress-strain relationship of different dosages improved soil under 300 kPa confining pressure

为了更好地定量分析水泥和复合固化剂掺量对泥炭质土的改良效果，本文对比分析了不同围压下两种改良土的主应力差峰值强度与掺量的关系，并使用线性函数对其进行拟合，结果如图5、图6、图7所示。

图5 100 kPa围压下两种改良土主应力差峰值强度与掺量的关系Fig.5 Relationship between principal stress difference peak strength and dosage of two improved soil under 100 kPa confining pressure

由图5、图6、图7可以看出，在不同围压条件下，水泥改良土和复合固化剂改良土的主应力差和掺量水平基本满足线性关系，且拟合效果较好。当围压一定时，随着掺量的增加，水泥改良土和复合固化剂改良土的主应力差均增大；在相同掺量下，复合固化剂改良土的主应力差大于水泥改良土；当掺量小于10%时，两种改良土差异较小。当掺量相同时，随着围压的增加，两种改良土的主应力差均增大，且复合固化剂改良土的主应力差的增量明显大于水泥改良土的主应力差的增量。

图6 200 kPa围压下两种改良土主应力差峰值强度与掺量的关系Fig.6 Relationship between principal stress difference peak strength and dosage of two improved soil under 200 kPa confining pressure

图7 300 kPa围压下两种改良土主应力差峰值强度与掺量的关系Fig.7 Relationship between principal stress difference peak strength and dosage of two improved soil under 300 kPa confining pressure

2.2 改良土的三轴抗剪强度特性

泥炭质土在经过水泥或复合固化剂改良后，水泥、外加剂等与泥炭质土中的黏土矿物颗粒发生一系列化学反应胶结在一起，形成的结构对改良土的静力学特性具有显著的影响，因此改良土的莫尔强度包线不再是一条直线[19]，变成由两条直线组成的折线。不同掺量水平下改良土的莫尔强度包线如图8～图17所示，A～E为不同掺量水平下水泥改良土的静三轴剪切实验结果，A1～E1为不同掺量下复合固化剂改良土的静三轴剪切实验结果。

图8 5%掺量水平下水泥改良土莫尔强度包线Fig.8 Cement improved soil mohr strength line at 5% content level

图9 5%掺量水平下复合固化剂改良土莫尔强度包线Fig.9 Compound curing agent improved soil mohr strength line at 5% content level

图10 10%掺量水平下水泥改良土莫尔强度包线Fig.10 Cement improved soil mohr strength line at 10% content level

图11 10%掺量水平下复合固化剂改良土莫尔强度包线Fig.11 Compound curing agent improved soil mohr strength line at 10% content level

图12 15%掺量水平下水泥改良土莫尔强度包线Fig.12 Cement improved soil mohr strength line at 15% content level

图13 15%掺量水平下复合固化剂改良土莫尔强度包线Fig.13 Compound curing agent improved soil mohr strength line at 15% content level

图14 20%掺量水平下水泥改良土莫尔强度包线Fig.14 Cement improved soil mohr strength line at 20% content level

图15 20%掺量水平下复合固化剂改良土莫尔强度包线Fig.15 Compound curing agent improved soil mohr strength line at 20% content level

图16 25%掺量水平下水泥改良土莫尔强度包线Fig.16 Cement improved soil mohr strength line at 25% content level

图17 25%掺量水平下复合固化剂改良土莫尔强度包线Fig.17 Compound curing agent improved soil mohr strength line at 25% content level

莫尔强度包线与水平线的夹角为土体的内摩擦角，与纵坐标的截距为土体的黏聚力。由图8～17可知，水泥改良土和复合固化剂改良土的莫尔强度包线均随掺量的增加而变得更陡，与纵坐标的截距也不断增大。由此可知，泥炭质土经过改良后内其摩擦角和黏聚力都得到了提高。

定义强度包线中两条折线的交点对应的法向应力为改良土中胶结结构的屈服应力σcr，当改良土受到的法向应力小于σcr时，莫尔强度包线相对平缓，莫尔强度包线与纵坐标的截距即黏聚力c相对较大。当改良土受到的法向应力大于σcr时，莫尔强度包线变得更陡，莫尔强度包线与纵坐标的截距c相对较小。由此可知，当改良土受到的法向应力小于σcr时，改良土内部形成的胶结结构基本不变，所以莫尔强度包线相对平缓。而当改良土受到的法向应力大于σcr时，改良土内部的胶结结构则发生一定程度的破损，所以莫尔强度包线变陡。

为了更好地对改良土的抗剪强度进行定量研究，分别对水泥改良土和复合固化剂改良土在不同掺量水平下的抗剪强度指标c、φ进行曲线拟合，并研究其变化规律。定义Y1为改良土受到的法向应力小于σcr时对应的黏聚力与内摩擦角，Y2为改良土受到的法向应力大于σcr时对应的黏聚力与内摩擦角。得到的拟合曲线如图18、图19所示。

图18 黏聚力变化曲线Fig.18 Cohesion change curves

图19 内摩擦角变化曲线Fig.19 Internal friction angle change curves

由图18可知，整体拟合效果较好，图18(b)中Y1的多项式拟合效果较差，当复合固化剂掺量为10%时，对应的两段摩尔强度包线斜率相近且与纵坐标的截距接近，Y1第二个数据点在坐标分布上与Y2的点较为接近。此外，Y1的数据点较为离散，方差较大，线性关系较弱。水泥改良土和复合固化剂改良土在胶结结构破坏前后的黏聚力均随着掺量的增加而增大，水泥改良土内部胶结结构破坏前后黏聚力的差值大于复合固化剂改良土内部胶结结构破坏前后黏聚力的差值。说明改良土受到的法向应力大于σcr时，水泥改良土内部形成的胶结结构破坏严重，黏聚力损失较大而复合固化剂改良土中的胶结结构破坏情况相对较轻，黏聚力损失较小。

复合固化剂改良土内部胶结结构破坏前后的黏聚力随着水泥掺量的增加先出现大幅度增长而后趋于平稳增长，当复合固化剂掺量达到15%时，相比5%、10%两个掺量水平，复合固化剂改良土的黏聚力显著提高。

由图19可以看出，水泥改良土和复合固化剂改良土胶结结构破坏前后的内摩擦角均随着掺量的增加而增大，水泥改良土内部胶结结构破坏前后内摩擦角的差值大于复合固化剂改良土内部胶结结构破坏前后内摩擦角的差值，但是复合固化剂改良土内部胶结结构破坏前后的内摩擦角始终大于水泥改良土。对水泥改良土来说，内部胶结结构破坏前后的内摩擦角随着水泥掺量的增加先出现大幅度增大而后趋于平稳增大，当水泥掺量达到15%后，内摩擦角增大不明显，当水泥改良土内部胶结结构破坏后，水泥改良土内摩擦角随掺量增加出现大幅度增大。复合固化剂改良土内部胶结结构破坏前后的内摩擦角随着复合固化剂掺量的增加先缓慢增大而后大幅度增大，最后增大的速度再趋于缓慢。当复合固化剂掺量达到15%时，复合固化剂改良土就能够获得较大内摩擦角，且内部胶结结构破坏后，内摩擦角随掺量增加变化不明显。

上述结果表明，复合固化剂改良土中玄武岩纤维与水泥水化矿物以及泥炭质土矿物之间存在较强的摩擦作用，同时，胶结结构发生破坏后，玄武岩纤维与水泥水化矿物以及泥炭质土黏土矿物之间仍然能保持较大的黏聚力，从而使复合固化剂改良土内摩擦角增大不明显。水泥改良土胶结结构发生破坏后，由于黏聚力损失较多，水泥水化矿物颗粒之间的摩擦力增加的幅度随水泥掺量的增加相对较大。

3 结 论

(1)在围压相同时，随着固化剂掺量的增加，水泥改良土和复合固化剂改良土的主应力差均增大，且在相同掺量下，复合固化剂改良土的主应力差大于水泥改良土，复合固化剂改良土总体强度增长率和残余强度相比水泥改良土均有所提高。

(2)复合固化剂中加入生石灰促进了水泥的水化反应，生石膏与火山灰反应生成的钙矾石填充并挤压黏土团粒间隙和黏土矿物颗粒间的孔隙从而增强土体间的相互连接作用，玄武岩纤维提高了土体的韧性。

(3)改良土受到的法向应力大于改良土内部形成的胶结结构所具备的屈服应力σcr时，水泥改良土内部形成的胶结结构破坏严重，黏聚力损失较大，而复合固化剂改良土中的胶结结构破坏情况相对较轻，黏聚力损失也较小。复合固化剂改良土内部胶结结构破坏前后的黏聚力随着水泥掺量的增加先快速增加后缓慢增加，当复合固化剂掺量达到15%时，相比5%、10%两个掺量水平，复合固化剂改良土的三轴应力应变关系由“应变硬化型”转变为“应变软化型”，且抗剪强度显著提高。

(4)当改良土内部的胶结结构发生破坏时，水泥改良土的黏聚力和内摩擦角出现大幅度减小，而复合固化剂改良土的黏聚力和内摩擦角变化的幅度均较小。所以，在相同的掺量水平下，复合固化剂相对于水泥可以获得更好的改良效果。