冻融条件下筋黏土含水率规律研究
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引言
我国季节性冻土面积约为514万km2，约占国土总面积的53．5％。在广大的季节性冻土地区，常因土体冻结－融化给工程造成冻害问题。研究表明，冻土土体加筋可以有效约束其变形，抑制水平冻胀力的增长［1－3］。同时，在土体融化时，加筋材料有利于融化水的均匀下渗，可有效降低土体不均匀沉降。因此，加筋土结构被广泛应用于季节性冻土地区的道路路堤、水工坝体、码头护墙和加筋垫层等。季节性冻土发生冻融破坏的主要原因是冻融后土体强度的改变。土的组成是影响土体强度的最基本因素，其中含水率是冻融后的主要变动因素［4］。文献［5－7］研究表明，加筋土体的整体抗剪强度随含水率的增多而减小。文献［8，9］对土体冻融条件下含水率的变化进行了一定研究，但国内外文献较为全面的对加筋土多次冻融条件下含水率变动影响因素的研究相对较少，至于冻融后各影响因素作用下土体含水率改变量的计算公式更是少见，无法满足工程中对加筋土体多次冻融后土中含水率的准确计算，无法实现对土体抗剪强度的有效控制。对双向塑料土工格栅加筋黏土试件多次冻融后试件上部含水率的变化值Δω进行测定，探讨填料压实度K，加筋间距δ和初始含水率ω0的变化对Δω值的影响规律，并建立Δω关于各因素的回归方程，为实际工程施工设计提供理论依据。
1试验设备、材料及方案
1．1试验设备冻融循环试验设备为改装的冰柜，冰柜内部温度控制范围为－35＋20℃，控制精度为±0．5℃。
1．2试验材料试验土料取自试验段工程现场。根据规范［10］进行土颗粒分析试验，利用光电式液塑限联合测定仪测其液、塑限，相应指标见表1。根据土体的土组分类标准，该土定义为低液限粉质黏土。通过重型击实试验，得出土体的最优含水率为16．1％，最大干密度为1．77g／cm3。
1．3试验方案为模拟现场加筋黏土结构的无侧向变形和单向冻结，冻融试验制样装置采用尺寸为Φ101×220mm的大刚度三轴试验饱和器，在其侧面和底部包上低传热系数、厚度为6mm的纳米气凝胶毡及1层棉被。同时，为考虑初始含水率对试验结果的影响，将制备好的试件置于密封塑料袋中。为得出各因素对试件上部含水率的变化值Δω的影响规律，采用二次正交旋转组合设计试验，以建立Δω值关于各因素的数学模型，共需进行23组试件的测试，其中每组测试包含2个试件，取2个试件的算术平均值作为实验结果，制定试验因素水平编码表如表2所示。冻融试件按3种方式加筋：加筋间距δ取50mm时，为4层加筋；加筋间距δ取70mm时，为3层加筋；加筋间距δ取100、130和150mm时，为2层加筋，各种加筋条件下，首层加筋距试件上部均为40mm。将制备好的试件置于冻融设备中进行30次密闭条件下的单向冻融循环，一个冻融周期为48h，试验温度为－12～＋6℃。冻融结束后，立刻将试件取出，为了描述此时水分在试件上部的分布变化情况，刻画出需测定含水率的位置，自顶至下为距顶面0～10mm处，并根据规范［10］进行含水率测定。试件上部含水率变化值Δω的计算公式为：Δω＝ω1－ω0（1）式中：ω1为冻融循环结束时测得试件上部的含水率，％；ω0为试件初始含水率，％。
2数学模型的建立及各因素对Δω的影响规律
2．1数学模型的建立
2．1．1数据分析和回归方程的建立根据表2及试验测得的试件上部含水率的变化值列出二次正交旋转组合设计试验数据及计算表如表3所示。表中b为冻融循环后关于试件上部含水率变化值Δω的回归方程中的系数，b＝B／d。其中，B＝∑xΔω，d＝∑x2，Q＝bB。根据表3中计算所得的b值和x′＝x2－0．594，可得冻融循环后试件上部的含水率变化值Δω的回归方程为：2．1．2回归方程的显著性检验对回归方程（2）进行显著性检验，各类偏差平方和为：由式（8）和式（9）可知回归正交旋转设计所得回归方程（2与实际情况拟合较好。
2．1．3回归系数的显著性检验采用t检验法对方程（2）中各回归系数进行检验。
2．1．4Δω的真实回归方程的建立将x1＝K－905，x2＝δ－100－30和x3＝ω0－163代入式（10），可得用填料压实度K，加筋间距δ和初始含水率ω0表示的试件上部含水率变化值Δω的回归方程为：
2．1．5回归方程的外推检验为检验所得回归方程的正确性，各因素按表4取值进行与上述回归正交旋转试验相同冻融循环条件下试件上部含水率变化值Δω。
2．2各因素对试件上部含水率变化值Δω的影响规律
2．2．1填料压实度K对Δω的影响规律为了分析填料压实度K对Δω的影响，可假设式（11）中δ和ω0为常数，式（11）可转换为：较大，贯通裂隙较丰富，土体冻结过程中，试件底部水分在上部毛细吸力作用下不断上升，造成试件在冻结终了时上部含水率较大。融化过程中，试件由上向下融化，上部水分因其下部冰晶体的存在而无法及时下渗，从而Δω得不到有效的降低。
2．2．2加筋间距δ对Δω的影响规律为了分析加筋间距δ对Δω的影响，可假设式（11）中的K和ω0为常数，式（11）可转换为：Δω＝（1．56×10－5δ＋0．026K－0．0245）δ＋24Kω0－9．96K－21．6ω0＋10．238（13式中：δmin为50mm，Kmin为0．82，则有δ前系数（1．56×10－5δ＋0．026K－0．0245）min＝0．0046，大于0。可知，随着加筋间距δ的减小，Δω呈减小趋势。即随着土体中加筋层数的增加，Δω呈减小趋势。其主要原因是：土体冻结过程中，试件底部水分在上部毛细吸力作用下上升，由于加筋量的增加阻断了水分的上升进程，使得试件在冻结终了时上部含水率较小融化过程中，试件由上向下融化，土工格栅的存在有利于土体中冰晶体的融化，同时，增强了孔隙的贯通性，有利于冻融后水分的下渗，从而使Δω得到有效的降低。
2．2．3初始含水率ω0对Δω的影响规律为了分析初始含水率ω0对Δω的影响，可假设式（11）中的K和δ为常数，式（11）可转换为：－1．92，小于0；Kmax为0．98，则有ω0前系数（24K－21．6）max＝1．92，大于0。当ω0前系数24K0－21．6＝0，有K0＝0．9。可知，当压实度小于0．9时，随着初始含水率ω0的增加，Δω呈减小趋势；当压实度大于0．9时，随着初始含水率ω0的增加，Δω呈增加趋势。其主要原因是：冻结锋面的移动速度随土体压实度和土中初始含水率的变化而变化。
3结语
（1）采用二次正交旋转组合设计试验，通过对试验数据的分析计算得到了多次冻融循环后用填料压实度K，加筋间距δ和初始含水率ω0表示的试件上部含水率变化值Δω的回归方程，并对方程和各影响因素进行了显著性检验，外推检验结果表明回归方程与实际情况拟合较好，可用于Δω的初步计算。（2）工程中可通过增大填料压实度K和减小加筋间距δ来减小加筋土上部含水率的变化值Δω。（3）工程中当土体初始含水率ω0较大时，可通过减小填料压实度至0．9以下，来减小加筋土上部含水率变化值Δω；当土体初始含水率ω0较小时，可通过增大填料压实度至0．9以上，来减小加筋土上部含水率变化值/.