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近年来, 冻结法被广泛用于软土地铁建设中.人工冻结法利用人工制冷技术使土体温度降低, 形成临时冻结加固体, 可以达到提高土体强度和稳定性的目的.在沿海软土地区的地铁联络通道施工中, 冻结法施工突显出止水性好、强度高、安全性好等优势.施工后, 隧道周围冻土将进行解冻, 影响地基土的工程性质[1], 在列车循环荷载作用下, 地基土会出现差异沉降, 且持续较长时间.如杭州地铁1号线自2012年11月正式运营以来, 代表性区间采用冻结法施工的地铁道床(近联络通道处)6个月内的最大沉降量达到23.6 mm.
若差异沉降控制不当, 则容易导致联络通道漏水、管片错位.工程上常用跟踪注浆控制融土沉降, 但由于土体解冻周期长和跟踪注浆不到位等原因, 会给地铁长期稳定运营埋下隐患, 有必要针对地铁列车荷载下的冻融软土进行深入研究, 为控制冻结法施工后的长期沉降提供依据.
目前, 国内外主要从宏观上和微观上, 研究循环荷载作用下的土体变形机理.宏观上, 可以通过动三轴试验研究循环荷载作用下土体的动力特性, 包括动孔压和动应变的发展规律[2-4]；微观上, 主要通过扫描电子显微镜, 对加载前、后的软黏土微观结构进行定性和定量对比分析[5-7].目前国内外对于列车循环荷载作用下的人工冻融软土宏微观性能研究极少, 且绝大部分都是针对季节性冻土和多年冻土区, 人工冻结法研究的土体冻结温度更低、冻融速度更快.周萃英[8]认为：工程土体在宏观上所表现出来的非连续、不均匀、各向异性和非确定性等复杂性特征, 从根本上取决于土体微观结构的非连续性和非确定性.为了揭示地铁列车循环荷载下人工冻融土体的宏观变形机理及发展趋势, 迫切需要对其冻融前、后和加载前、后的微观性能进行深入研究.
本文主要以地铁联络通道冻结法施工为研究背景, 采用扫描电子显微镜对动三轴加载前、后的人工冻融软土微观结构进行定性和定量分析.研究成果有助于解释冻融软黏土在地铁振动荷载作用下参与变形和发生破坏的内在机理以及微观结构与宏观性质的对应关系, 对理论探索和工程实践都具有较高的参考价值.
1 制样及试验方案 1.1 试验设备及土样室内动三轴试验采用英国通用数据系统(global digital system, GDS)双向动三轴试验系统进行加载试验, 试验设备如图 1所示.微观试验利用荷兰FEI公司生产的QUANTA FEG 650型场发射扫描电镜对软土冻融和加载前、后的微观结构图像电子扫描(scanning electron microscope, SEM), 试验设备如图 2所示.
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图 1 GDS动三轴试验系统 Fig. 1 GDS three axis test system |
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图 2 场发射扫描电子显微镜 Fig. 2 Scanning electron microscope |
试验用土为杭州典型饱和软黏土, 取自杭州地铁二号线良渚站沿线.为了减小原状土均一性的差异对试验结果的影响, 采用自主研发的新型重塑土真空预压设备进行制样[9], 制得的土样如图 3所示.为了确保后续研究成果的可比性和精确度, 结合扫描电镜试验, 对重塑土样不同高度处水平和垂直断面的微观结构进行观测.对比孔隙结构参数, 孔隙分布结果表明了该重塑土样具有很好的均匀性[10].土样的物理参数指标如表 1所示, 包括土样的密度ρ、水质量分数w(水)、相对密度d、塑限wp、液限wL以及塑性指数IP.
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图 3 重塑土样 Fig. 3 Reconstituted soil sample |
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表 1 土体的物理参数指标 Table 1 Soil physical properties |
地铁联络通道冻结法施工时, 冻结壁设计平均温度一般为-10 ℃, 冷却介质选取-30 ℃左右, 因此试验分别设置冻结温度为-30、-20和-10 ℃；同时考虑地铁施工中土层可能存在的二次冻结施工[11], 设置了冻融循环周期为0~2次的冻融循环对比试验.
为了使冻融循环过程更近于冻结法施工工况, 冻结时间的选取依照实际工程按比例换算[12], 本文的冻结试样厚度约为10 cm, 因此冻结时间选取为48 h.参照文献[13]、[14]对试样进行冻融循环, 在设置的实验温度下冻结48 h, 然后置于恒温恒湿养护箱中融化48 h, 完成一次冻融循环.将冻融后的土样制备成D×H=38 mm×76 mm尺寸的圆柱体, 为了确保试样的饱和度, 本文试样饱和分以下两步进行.1) 真空饱和：参考土工试验规程(SL37-1999), 将圆柱土样装入饱和器中, 置于-0.1 MPa的真空饱水机中抽真空饱和3 h, 并于大气压下浸泡12 h.2) 分级反压饱和：将试样装入GDS动三轴仪中进行.a)反压为130 kPa, 围压为150 kPa, 30 min；b)反压为200 kPa, 围压为180 kPa, 30 min；c)反压为250 kPa, 围压为230 kPa, 60 min.经过真空饱和及反压饱和后, 试样的孔隙水压力系数检测值Bp可以在5 min内达到0.97以上, 满足本文的试验需求.
地铁列车荷载不同于地震荷载和波浪荷载, 因此室内动三轴试验时需要选取合适波形进行模拟.丁智等[15]对比了多种形式的动荷载加载波形与地铁列车荷载的相似度, 指出偏压正弦波能够更好地体现地铁荷载的真实性.参照文献[15]可知, 动三轴试验循环应力比为0.2, 静偏应力为40 kPa, 固结度为100%.试验采用应力控制式循环加载模块, 不排水动三轴实验方案如表 2所示, 其中p为固结压力, f为频率, t为冻结温度, TF为冻融周期, N为加载次数.操作次序如下：首先按表 2对试样进行冻融(含二次冻融), 再用GDS仪器进行动力加载.
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表 2 GDS试验方案 Table 2 Scheme of GDS test |
SEM样品制备时, 分别留取不同条件下冻融土加载前、后的试样进行干燥处理.选取各试样水平断面作为观察面, 当试样达到半固体状态时, 选取试样的芯部, 切取1 cm(长)×1 cm(宽)×5 cm(高)的土条, 继续干燥.在土条中部刻一圈划痕, 沿划痕将试样掰开, 选取较平整的新鲜观察断面.在确保观察断面不受扰动的条件下, 将试样切削、打磨成5 mm(长)×5 mm(宽)×2 mm(高)的SEM样品, 用洗耳球吹去观测断面上松动的浮土颗粒, 经过喷金处理后即可进行电镜扫描试验, 获取微观结构图像[16].
2 循环加载下冻融软土微结构定性分析分别留取软土冻融后(即加载前)以及加载后试样, 拆卸试样过程尽量减小扰动.采用8 000倍放大倍数, 对各SEM样品具有代表性的区域拍摄15张微观图像, 从颗粒形态、联结方式以及孔隙形状、大小等方面观察软土在各试验条件下加载前、后微观结构的变化.如图 4、5所示分别为经历单次和二次冻融循环后冻融土加载前、后的微观图像.
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图 4 单次冻融土加载前、后的微观结构 Fig. 4 Microstructure of single freeze-thaw soil before and after loading |
在冻融土加载前, 从图 4(a)、(c)、(e)可以看出, 微观图像为絮凝和蜂窝絮凝结构, 土颗粒集合体多呈现絮状, 图中以椭圆形标注了典型结构.同时, 颗粒间孔隙较大, 形成结构局部弱化区, 这是由于冻结过程中冰晶的生长破坏土颗粒集合体间的联结作用, 颗粒间形成了更多的架空结构, 同时微小孔隙贯通形成了较大孔隙.经过循环加载后, 冻融土中大孔隙明显减少, 小孔隙增多(以矩形标注于图中), 破碎的土颗粒与土颗粒集合体同时存在(以椭圆形标注于图中), 加载过程中相邻土颗粒靠近、聚集、压密, 土骨架结构逐渐发生变化.随着加载次数的增加, 土颗粒压密作用越明显, 大孔隙减少, 骨架结构趋于稳定, 从微观角度解释了冻融土在加载过程中产生变形的主要原因.
对比不同冻结温度下冻融土加载后的微观结构, 从图 4(b)、(d)、(f)可以看出, 经过循环加载后, -30 ℃冻融土中大孔隙减少更明显, 结构变得较密实, 但总体结构较加载前有压密趋势, 表明长期加载后不同低温冻融土结构逐渐趋于稳定.因为软土在冻结过程中, 冻结温度越低, 孔隙水冻结成冰的总量越大, 冻胀率越大, 架空结构越多越大, 这意味着随着加载次数的增加, 大孔隙减少越多, 土颗粒压密作用越明显.从宏观上表现为冻结温度越低, 冻融土试样的轴向应变越大.
随着冻融循环次数的增加, 结构弱化效应更加明显.从图 5可以看出, 土体经二次冻融作用后, 架空结构明显更多, 因而孔隙显著更大, 土颗粒间的压密效果在加载后更明显.从宏观上表现为冻融次数越多, 冻融土试样的轴向应变越大.电镜扫描试验结果表明, 微观结构的变化可以在一定程度上解释冻融土加载后宏观动力特性的变化机制.
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图 5 二次冻融土加载前、后的微观结构 Fig. 5 Microstructure before and after two freeze-thaw cycles |
土体结构存在孔隙是土体的重要特征之一, 孔隙结构的特征直接影响土体的宏观工程性质.软土经过冻融循环和动力加载后, 孔隙特征的变化是影响冻融软土结构特性的主要因素.本文采用专业图像分析软件(image-pro plus, IPP)对微观照片进行二值化处理, 识别和标记得到一系列微观结构特征参数.
选取以下特征参数对孔隙结构的变化情况进行分析.
1) 直径D.
直径是描述孔隙大小最基本的特征.孔隙直径为通过形心的孔隙轮廓边缘上两点长度的平均值, 可以通过IPP直接测得.
2) 圆形度R0.
用圆形度来描述目标形状接近圆形的程度, 计算公式为
| ${R_0} = {L^2}/\left( {4{\rm{ \mathsf{ π} }}S} \right).$ | (1) |
式中：S为孔隙的面积, L为孔隙的周长.R0越小, 则孔隙越接近圆形.
3) 定向频率Pi(α).
为了表示单元体在某一方向分布强度的变化情况, 将0°~180°分成n等分(区位), 则每个区位代表方向的角度范围为α=180°/n, 由此可以求出在0°~180°内n个区位中第i个区位单元体定向分布频率：
| ${P_i}\left( \alpha \right) = \frac{{{m_i}}}{M} \times 100\% $ | (2) |
式中：mi为椭圆形单元体长轴方向在第i个区位内的个数, M为单元体或孔隙总数.改变α, 即改变划分的区位个数, 可得不同的频率分布情况, 本文取α=10°.
4) 概率熵Hm.
施斌等[16]将现代系统论中概率熵的概念引用到微结构研究中, 用Hm来表示土的微结构单元体的有序性的排列情况, 定义为
| ${H_{\rm{m}}} = - \sum\limits_{i = 1}^n {{P_i}\left( \alpha \right) = \frac{{\ln {P_i}\left( \alpha \right)}}{{\ln \;n}}} .$ | (3) |
式中：Hm可以有效表示单元体分布的有序性, Hm越小, 说明单元体排列的有序性越高, 反之越低.
利用IPP软件进行测量计数时, 首先需要对空间刻度校准[17], 本文试验统一采用8 000倍的放大倍数, 因此可以采用统一的参考空间刻度进行校准.此外, 由于拍照过程中光线和镀金均匀度的差异, 图像中不可避免地存在孤点与瑕疵点或者由于阈值选取的原因使得图像的微孔隙中存在土颗粒.为了消除孤点、瑕疵点和微孔隙对试验数据的影响, 设置孔隙直径计数起始值为0.3 μm.
3.1 孔隙等效直径分布如图 6、7所示分别为不同冻结温度下单次冻融土和二次冻融土在动力加载前、后孔隙等效直径D′分布的变化规律.图中，E为不同孔径组含量占所有统计孔隙总量的百分比.可以看出, 循环加载后大孔隙数量明显减少, 微小孔隙有增加趋势.这是因为在动力加载过程中, 土颗粒之间将发生滑移, 部分土颗粒之间的联结作用将受到破坏, 导致土颗粒集合体较破碎；同时, 较大孔隙受到挤压而减小, 周围的小颗粒会相互聚集、压密.土颗粒集合体通过滑移、破碎、聚集、压密作用后, 重新排列并形成一个新的平衡状态.加载过程的宏观残余变形和超孔压的累积, 是由于土颗粒集合体之间的孔隙被压密而引起的, 这进一步解释了宏观动力试验的应变发展规律, 如图 8所示.图中，ε为轴向应变.
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图 6 单次冻融孔隙等效直径 Fig. 6 Equivalent diameter of single freeze-thaw pore |
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图 7 二次冻融孔隙等效直径 Fig. 7 Equivalent diameter of two freeze-thaw pore |
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图 8 冻结温度影响下的应变发展规律 Fig. 8 Influence of freezing temperature on development of strain of frost-thawed soil |
结合图 7、8可知, 冻融土在循环加载下宏观应变的发展, 本质在于孔隙结构的变化.在动力加载初期, 孔隙受到外部荷载的挤压, 进而发生应变累积.随着加载次数的增多, 土颗粒集合体将逐渐靠近, 孔隙结构的挤密作用减小, 此时土体结构较密实, 达到一种较稳定的状态, 宏观体现为轴向应变的累积速率减小.
3.2 孔隙圆形度如图 9所示为动力加载前、后孔隙圆形度的变化情况.可知, 冻融土经历冻融循环作用后, 孔隙的圆形度较加载前急剧下降, 且冻结温度越低, 圆形度下降越明显.说明软土经过动力加载后, 孔隙变得更加规则, 更加接近于圆形.这是因为在循环加载过程中, 土颗粒集合体重新分布, 再次形成一个较稳定的平衡态；此时孔隙压缩导致土颗粒集合体间排列更紧密, 形成形状规则的小孔隙, 使得孔隙均一化程度提高, 圆形度减小.从图 9可以发现, 加载前不同温度冻结下的冻融软土圆形度变化较大, 但加载后的圆形度变化量明显减少, 且更具有规律性.这表明在同一列车加载工况下, 随着加载振次的增加, 孔隙均一化程度趋近于一致.这反映了不同冻结温度和冻融周期下冻融软土的应变发展规律应保持一致, 图 9所示的宏观动力试验应变结果验证了上述结论.
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图 9 加载后孔隙圆形度的变化图 Fig. 9 Change of pore circular degree after loading |
从图 10所示的玫瑰风向图可以看出, 冻融土经历动力加载后在0~180°下某个区位孔隙定向频率Pi(10) 明显增大, 如-20 ℃下一次冻融土经动三轴加载后, 孔隙定向角集中在80°~110°, 说明动力加载使得冻融土中孔隙朝着某一特定方向发展, 孔隙分布具有更好的定向性.这可能是因为冻融循环破坏了土颗粒集合体之间的胶结作用, 使得某一方向的胶结作用明显弱于其他方向, 在动力加载过程中较弱的方向结构率先被破坏；随着加载的进行, 土体结构会沿着该方向不断破坏, 直至破坏线延伸到整个截面.图 10表明, 不同冻结温度、不同冻融周期加载后的土颗粒排列方向不一致, 说明不同工况下土颗粒虽沿一定方向排列, 但最终达到稳定状态的定向角不完全集中在相近区域, 这表明冻融土颗粒集合体在加载过程中的排列方向具有一定的随机性.可以认为, 冻融软土的变形乃至破坏是不均匀的、随机的, 且变形破坏往往集中在某些部位, 而有的部位几乎没有变化.后续研究有必要进一步深刻了解冻融软土加载后的颗粒排列规律, 这有助于从本质上掌握冻融软土变形稳定性能的内在规律, 具有现实的工程指导意义.
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图 10 加载后孔隙定向频率分布图 Fig. 10 Directional frequency distribution of pore after loading |
如图 11所示为动力加载前、后孔隙概率熵的变化情况.可知, 土体冻结温度越低, 冻融循环次数越多, 孔隙概率熵越大.说明动力加载后, 孔隙变得更加有序, 这对应于孔隙在某个区位定向频率Pi(10) 明显增大, 两者所得出的结论一致, 即加载过程使得孔隙沿着某一特定方向发展, 孔隙分布变得更加有序.图 12表明, 加载前-30 ℃状态下的冻融土结构单元体分布的概率熵最大, 说明软黏土颗粒在该状态下的定向性和有序性最差.这表明该工况下黏土微结构的有序性实现过程相对来说比较缓慢, 动力作用下的应变增长过程大于其他工况, 这一点与宏观加载试验结果相一致.同时, 二次冻融-30 ℃状态下冻融土的概率熵最大, 加载后的概率熵最小, 宏观动力加载应变更大, 这表明低温冻结下二次冻融地基土的循环荷载长期变形更应予以重视.
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图 11 加载前、后的概率熵变化图 Fig. 11 Probability entropy change before and afterloading |
(1) 在冻融土加载前, 微观图像为絮凝和蜂窝絮凝结构, 集合体多呈现絮状, 颗粒间孔隙较大, 形成结构局部弱化区；在冻融土加载后, 大孔隙受到挤压而减小, 结构变得较密实.土体大颗粒破碎与小颗粒聚集同时发生, 土颗粒集合体结构呈片状相互镶嵌.
(2) 在动力加载过程中, 大孔隙结构发生挤压和破碎, 导致孔隙尺寸差距和孔隙圆形度减小, 均一化程度提高, 表明动力加载后, 冻融土内部结构将逐渐趋于稳定.冻结温度越低, 冻融周期越多, 冻融循环弱化效应越明显, 在加载过程中上述微观结构参数的变化程度越大.
(3) 在冻融土加载后, 在0~180°下某个区位孔隙定向频率Pi(10) 明显增大, 说明动力加载使得冻融土中孔隙朝着某一特定方向发展, 孔隙具有更好的定向性.概率熵减小, 说明冻融土加载后, 孔隙变得更加有序, 应变增长大于未冻融土, 微观试验成果进一步验证了宏观应变规律.
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