基于能量法的海洋黏土循环破坏准则试验研究

肖兴; 吉东伟; 吴琪; 李元曦; 陈国兴

doi:10.11779/CJGE20230730

基于能量法的海洋黏土循环破坏准则试验研究 English Version

肖兴^1,,
吉东伟¹,
吴琪^{1, 2, ,},
李元曦³,
陈国兴^{1, 2}

1.
南京工业大学岩土工程研究所, 江苏南京 210009
2.
江苏省土木工程防震技术研究中心江苏南京 210009
3.
中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司, 广东广州 510663

基金项目:

国家自然科学基金项目 51978334

详细信息

作者简介:
肖兴(1995—)，男，博士研究生，主要从事海洋土动力特性方面的研究工作。E-mail: xx_0524@126.com

通讯作者:
吴琪, E-mail: qw09061801@163.com

中图分类号: TU435
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出版历程
- 收稿日期: 2023-07-31
- 网络出版日期: 2024-05-10
- 刊出日期: 2024-10-31

Experimental investigation on cyclic failure criteria for marine clay based on energy method

XIAO Xing^1,,
JI Dongwei¹,
WU Qi^{1, 2, ,},
LI Yuanxi³,
CHEN Guoxing^{1, 2}

1.
Institute of Geotechnical Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 210009, China
2.
Civil Engineering and Earthquake Disaster Prevention Center of Jiangsu Province, Nanjing 210009, China
3.
China Energy Engineering Group Guangdong Electric Power Design Institute Co., Ltd., Guangzhou 510663, China

摘要

摘要: 海洋黏土循环强度的合理确定对确保海洋结构物全寿命服役期的稳定性有重要意义。针对不同塑性指数I_P长江口原状海洋黏土，开展了不同循环应力比CSR条件下的常体积循环单剪试验，结合能量法探究了原状海洋黏土的循环破坏准则。研究结果表明：原状海洋黏土存在门槛循环应力比CSR_th，当CSR < CSR_th时，单圈能量耗散W_i只在较小范围内线性发展，土体不会发生循环破坏；当CSR > CSR_th时，W_i随循环振次N的发展曲线因土体结构的严重破坏而出现突变点，并以该点作为破坏点确定了破坏振次N_f和破坏双幅剪应变 ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ ；长江口原状海洋黏土的CSR_th随I_P增大增长呈现幂函数关系。随着CSR和I_P的增大，W_i和 ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ 均逐渐增大，N_f逐渐减小。 ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ /I_P^1.5 -CSR-CSR_th的数据点分布在一条较窄的范围内，且 ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ /I_P^1.5随CSR-CSR_th增长服从线性函数关系，提出了适用于不同海域原状海洋黏土 ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ 的评价方法。
- 海洋黏土 /
- 循环单剪试验 /
- 能量耗散 /
- 循环强度 /
- 循环破坏准则
Abstract: The reasonable determination of the cyclic strength of marine clay is critical for ensuring the stability of marine structures throughout their service life. In order to study the cyclic failure criteria for the marine clay, a series of constant-volume cyclic direct simple shear tests are performed on the undisturbed saturated marine clay in the Yangtze River Estuary with different plasticity indexes (I_P) under different cyclic stress ratios (CSRs). The cyclic responses of the marine clay specimens are presented. The cyclic failure criteria are investigated by employing the energy method. The results indicate that there is a threshold cyclic stress ratio (CSR_th) in the undisturbed marine clay. When the CSR is smaller than the CSR_th, the energy dissipation per cycle (W_i) develops linearly only within a limited range that does not contribute to the cyclic failure of marine clay. However, when the CSR exceeds the CSR_th, the development curve of W_i with the number of cycles (N) shows an inflection point due to the serious damage of the soil structures. This point serves as the critical point for cyclic failure to determine the number of cycles to failure (N_f) and the double-amplitude shear strain to failure ( ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ ). The CSR_th of the marine clay in the Yangtze River Estuary exhibits a power function relationship with the increasing I_P. Additionally, with the increasing CSR and I_P, both W_i and ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ tend to increase, while the N_f gradually decreases. Furthermore, the data points of ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ /I_P^1.5 ~ CSR-CSR_th for all the tests are distributed in a narrow band, and a virtually positive linear relationship exists between the ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ /I_P^1.5and CSR-CSR_th. Finally, a ${\gamma _{{\text{DA,f}}}}$ evaluation method applicable to the marine clay in different seas is proposed for practical geotechnical engineering.
- marine clay /
- cyclic direct simple shear test /
- energy dissipation /
- cyclic strength /
- cyclic failure criterion

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0. 引言

随着环保理念的发展，众多学者尝试使用新型生物技术代替传统无机材料如硅酸盐水泥等进行土体加固^[1-3]。生物聚合物土体加固（biopolymer reinforced soil，简称BPRS）是一种绿色环保的新型土体固化技术，近年来得到了国内外众多学者的广泛关注^[4-6]。BPRS主要是利用微生物或藻类植物产生的胞外多糖与水和土体混合，饱和状态下以胶体形式填充于土体内部，干燥状态下其以纤维状或网状结构填充于土体孔隙中，粘结相邻土颗粒，以提高土体的物理力学性质^[7]。Cabalar等^[8]通过无侧限压缩试验研究了低掺量黄原胶对砂土的强度的影响。结果表明，1.5%含量黄原胶固化土的抗压强度提升了两倍以上。生物聚合物具有一定的水溶性，经加固处理的土壤遇水稳定性表现不佳。刘瑾等^[9]通过CT扫描技术和力学测试研究了干湿循环条件下黄原胶加固土的劣化机制。结果表明：黄原胶能够提高土体的抗压强度和耐干湿循环效果，但当1.5%含量黄原胶固化黏土干湿循环4次时，抗压强度仍具有14.04%的损失。王天亮等^[10]通过室内力学试验研究了黄原胶改良膨润土的力学性质。结果表明：经历3次干湿循环后，黄原胶改良土的无侧限抗压强度降低为未经干湿循环黄原胶改良土的0.3倍。Muguda等^[11]通过浸渍试验和耐久性试验表明了黄原胶在短期浸水后表现出较上等耐久性与吸湿性。宋泽卓等^[12]对干湿循环条件下黄原胶改良砂土的强度劣化特性进行了研究，但并未进一步提出改善水耐久性方案。

对于海洋基础工程，海岸处的地基等建筑物在海水涨落、波浪侵蚀情况下会表现出较为显著的干湿循环特征，对钙质粉土地基等建筑物的稳定性产生影响。有学者在利用生物技术和材料加固海洋土方面开展了相关研究。Shi等^[13]通过无侧限抗压试验和剪切波速测量试验研究了不同生物聚合物固化钙质粉土的加固效果。结果表明，经过生物聚合物加固的钙质粉土强度得到较大提升，UCS强度从未加固土的0.254 MPa提升至10.099 MPa，接近40倍。但经一次浸水试验后，除卡拉胶外的BPRS强度下降明显。改良BPRS的水稳性具有重要意义。

植物脲酶诱导碳酸钙沉淀技术（EICP）利用大豆离心液中的脲酶诱导Ca²⁺沉淀，是一种环境友好型土体加固技术^[14]。目前有学者将EICP与BPRS结合，进行土体加固。Arab等^[15]通过无侧限抗压试验和3点弯曲试验研究了EICP和海藻酸钠联合胶结土的力学性能。结果表明，EICP和海藻酸钠联合固化生物砖的抗弯强度从未加固的0.76 MPa提升至2.09 MPa。Chiao- Lo等^[16]的进一步研究表明共聚物结合EICP可显著地改善固化土的遇水强度，且当Ca²⁺的存在时，共聚物会发生非共价交联，EICP沉淀会均匀嵌入聚合物基体中形成双网络形态。Hamdan等^[17]通过烧杯反应和水蒸汽试验研究了黄原胶氢化凝胶保水性对EICP沉淀的影响。其试验结果表明，黄原胶凝胶可以辅助EICP溶液保留反应基质，提高沉淀效率，减少氨气的产生。

鉴于EICP和生物聚合物各自的特点，以及在土体加固方面的作用方式，本文利用EICP联合黄原胶（XG）对南海钙质粉土进行加固，通过无侧限压缩试验和剪切波速测试试验对不同黄原胶含量、不同EICP浓度和不同干湿循环次数下XG固化土和XG-EICP固化土的力学特性进行研究，并利用扫描电子显微镜对固化土的微观孔隙结构进行了分析，意在为海洋地基加固工程提供新的思路与方法。

1. 试验材料与方法

1.1 试验材料

本试验中的钙质粉土取自中国南海地区。将所取土样干燥并利用筛机筛分去除大于1 mm的砂粒。通过标准击实试验得到的土壤最佳含水率为13.1%，最大干密度为1.94 g/cm³。土的塑限为15%，液限为27%^[13]。对土样的物理性质进行测定，其性质如表 1所示。试验材料的XRD图谱如图 1（a）所示，经X射线衍射分析发现黄原胶样品中以碳氢氧化合物组成的高聚物为主，钙质粉土中以碳酸钙为主，存在少量有机物。细粒和粗粒的扫描电镜图像分别如图 1（b），（c）所示。

表 1 土样物理性质^[13]

Table 1. Physical properties of soil

物理性质	数值
D₅₀	0.095 mm
C_u	16.8
C_c	0.05
相对质量密度	2.77
液限	27%
塑限	15%
最大干密度	1.94 g/cm³

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图 1 XRD图谱，钙质粉土形貌和钙质砂形貌

Figure 1. (a) Spectra of XRD; (b) Morphology of calcareous silt; (c) Morphology of calcareous sand

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本试验所用的生物聚合物为黄原胶。黄原胶是野油菜黄单胞菌发酵产生的胞外多糖，现被广泛应用于食品和化妆品行业。Freitas等^[18]验证了黄原胶的安全性能。本试验的黄原胶购自河南春祥化工产品有限公司，白色-浅黄色粉末，吸水，在冷水中不易溶解，在温水中充分搅拌可形成透明黏稠状溶液。

1.2 试验方法

为了研究在不同干湿循环次数下XG固化土和XG-EICP固化土的物理力学劣化特征，对不同黄原胶含量和EICP浓度的固化土进行了质量损失及尺寸变化测量试验，剪切波速测试试验和无侧限压缩试验。试验前，烘干钙质粉土和黄原胶粉末，根据土的干密度和最优含水率进行设计，初始含水率为14%。黄原胶的含量分别为1%，3%，5%。

EICP溶液通过黄豆粉末、尿素和无水氯化钙进行制备。称取黄豆粉末，按质量比1︰20加入去离子水，充分搅拌均匀。在离心速度和离心时间分别为2000转/min和10 min的条件下进行离心，取离心上清液，调节上清液脲酶电导率至100 μs/cm/min。尿素和无水氯化钙溶液体积比为1︰1，按1，1.5，2 mol/L配置尿素-氯化钙溶液。最后按体积比1︰1将离心上清液和尿素-氯化钙溶液进行充分混合，制得EICP溶液。本文中只对1%和5% XG含量试样联合EICP加固。

试样采用模具直径为39.1 mm。称取180 g钙质粉土，并混合设计比例的黄原胶粉末，加入14%质量的水或EICP溶液拌匀后压样，制样干密度为1.843 g/cm³，试样高度为81 mm。为确保结果的可靠性，每组工况制备3个平行试样。将制备好的XG固化试样放入60℃的烘箱中干燥18 h，XG-EICP固化试样置于室温下反应12 h后进行相同的烘干操作。测量烘干后的试样的重量，尺寸和剪切波速。将试样置于静水中浸泡6 h，再放入60℃的烘箱中干燥18 h为1次干湿循环。本试验设置的干湿循环次数分别为0，4，8，12次。

Shi等^[19]的研究表明，弯曲元试验中采用Tip-tip的方式选取剪切波的传播时间具有较好的客观性。本试验利用一组弯曲元传感器，在激发幅值和频率分别为20 V和15 kHz的条件下进行剪切波速测量^[20]。为了保证弯曲元件与试样的紧密接触，在仪器顶部放置一个500 g砝码，剪切波速计算原理如下：

${V_{\text{s}}} = \frac{L}{{({T_2} - {T_1} - \Delta {\text{t}})}}。$

(1)

式中： ${V_{\text{s}}}$ 为剪切波速； $L$ 为试样高度； ${T_2}$ 为接收端波峰对应时间值； ${T_1}$ 为发射端峰值对应时间； $\Delta t$ 为仪器系统误差所延迟时间。

根据《土工试验方法标准》^[21]进行无侧限压缩试验，轴向位移加载速率为2 mm/min。循环结束后，通过测量质量损失，尺寸变化、剪切波速和无侧限抗压强度变化来量化物理与力学劣化特征。试验流程如图 2所示。扫描电镜试验使用的是赛默飞世尔公司生产的Quattro S型环境电子显微镜。

图 2 试样制备及试验流程

Figure 2. Sample preparation and test flow

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为进一步观察XG-EICP沉淀并验证XG与EICP混合反应机理，利用载玻片烧杯静置法收集沉淀进行SEM观察与EDS图谱分析。将100 mL烧杯、干净载玻片和透气封口膜高温灭菌，固定载玻片与烧杯中央，倒入50 mL EICP溶液和XG-EICP溶液于室温下反应12 h，如图 3所示。利用去离子水清洗载玻片，去除溶于水的有机物和Ca²⁺并在60℃的烘箱中烘干24 h后进行SEM测试和EDS图谱测试。

图 3 溶液试验

Figure 3. Solution tests

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2. 结果与讨论

2.1 物理与力学指标变化

图 4（a）~（c）为不同干湿循环条件下试样受干湿循环侵蚀导致的质量损失情况。损失的质量与原试样质量之比为质量损失百分率。通过图 4（a）可以看出，随着干湿循环次数的增加，XG固化土的质量损失率逐渐增大。由于循环浸泡导致黄原胶体积膨胀析出和浸水溶解量增加，5%含量的XG固化土质量损失率大于低含量XG固化土。图 4（b），（c）表明，相同黄原胶浓度和干湿循环次数条件下，XG-EICP固化土的质量率损失低于XG固化土。对于1%含量的XG，随着EICP溶液浓度的提高，质量损失率不断降低。以上试验结果表明，在EICP作用下，黄原胶与Ca²⁺发生交联反应^[22]，溶解度变小，稳定性增强。同时，EICP生成的碳酸钙沉淀可能会胶结土体颗粒并填充孔隙，增强试样整体性，减少干湿循环对固化土的侵蚀。

图 4 不同干湿循环次数下质量、尺寸与密度变化

Figure 4. Variation of mass, size and density under different wetting-drying cycles

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Cabalar等^[23]通过膨胀和收缩试验表明，黄原胶含量增加会导致黏土出现膨胀现象。干湿循环作用下，黄原胶会随着水分浸润和干燥而不断地膨胀和收缩，因此研究不同循环次数下固化土的尺寸变化显得十分必要。图 4（d）为不同黄原胶浓度的XG固化土高度变化情况。由于XG含量的增大会导致整体弹性增加，拆模后试样会出现回弹，因此对于不同XG含量的试样初始高度存在一定差别。5%XG试样初始高度为83 mm而1%和3%XG试样的初始高度为81 mm左右。

对于高度随干湿循环次数变化情况，1%和3% XG含量的试样高度变化幅度小于XG 5%的试样。当ECIP和XG共同加固试样时，如图 4（e），（f）所示，XG-EICP加固试样高度的降幅小于纯XG固化土试样，但EICP浓度的增加不会改变试样高度变化幅度和趋势，表明低浓度的EICP即可对XG加固试样起到稳定尺寸变化的作用。图 4（g）~（i）列出了不同EICP-XG固化土试样直径随干湿循环的变化情况。由图 4（g）可知，随着干湿循环次数的增加，XG加固试样的直径随干湿循环次数的增加而增加，其中，5%XG含量的试样增幅最为显著。这是由于，随着XG含量的增大，试样塑性增大，且初始试样较高，试样脱模后，XG固化土发生轴向收缩和横向膨胀的程度较大，导致直径增加较为显著。图 4（h），（i）对比了相同XG含量下不同EICP反应液浓度对径向变化的影响，可以看出，EICP对试样径向尺寸随干湿循环变化的影响较小。较高XG含量下，试样的径向膨胀性在干湿循环的作用下依旧显著。

图 4（j）~（l）列出了不同工况下的试验密度随干湿循环变化情况。从图 4（j）可以得出，初始密度随着XG含量的增加而减小，黄原胶含量越高，固化土密度随干湿循环下降幅度越明显。这是由于黄原胶粉末密度小于钙质粉土的密度，随着XG含量和干湿循环次数的增加，固化试样体积膨胀愈显著，但试样质量在干湿侵蚀作用下不断降低，进而导致密度减小。图 4（k），4（l）表明，EICP反应会增大XG固化土的密度。EICP溶液会产生碳酸钙沉淀，2.0 mol/L浓度下最为显著。同时EICP会降低质量损失率，相同XG含量和干湿循环次数下，较高EICP浓度会得到较大试样质量，但对于5% XG试样，未经历干湿循环时2.0 mol/L试样的密度依旧最高，但随着干湿循环次数的增加，密度与其他加固试样趋于一致，表明较高XG浓度下，EICP对土体的作用发生了变化。

图 5（a）为不同XG含量条件下，XG固化土在未经历干湿循环情况下的应力应变曲线。黄原胶含量会显著影响XG固化土的应力应变曲线。黄原胶含量越高，无侧限抗压强度越大，且达到峰值应力对应的应变值越大，表明试样延展性更好。5%XG试样的最大无侧限抗压强度为3.425 MPa，相较于未加固土的UCS强度，即0.208 MPa，增大约16倍。图 5（b）~（d）给出了不同XG含量试样在经历干湿循环作用下的强度变化情况，可以看到，随着干湿循环次数的增加，XG固化土都呈现不同程度的强度劣化现象。第4次干湿循环后，1%，3%，5% XG试样的最大UCS强度分别降低了0.342，0.79，0.47 MPa。强度降低幅度在4循环时不受XG含量的影响。同时，可以观察到，第四次循环时试样的峰值强度应变增大，表明试样延性增加。第8次循环后，1%，3%，5% XG含量的试样UCS峰值强度分别为1.13，1.95，2.01 MPa，相较未经干湿循环处理的试样，XG固化土强度降幅显著但仍高于未加固试样。峰值强度应变在1% XG含量下继续增大，但3%，5%情况下呈现减小的趋势。12次干湿循环后，试样强度低于初始值一半，峰值强度应变减小，试样脆性增加。

图 5 不同干湿循环次数下固化土应力应变曲线

Figure 5. Stress-strain curves of treated soil under different wetting-drying cycles

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图 5（e）~（f）表示的是1%，5% XG与不同浓度EICP溶液联合加固试样未经历干湿循环的UCS强度情况。可以看出，联合EICP加固后，试样的强度得到明显提升。对于1% XG的试样，试样无侧限峰值强度从无EICP条件下的1.87 MPa提高至2.0 mol/L EICP条件下的3.77 MPa，强度提升一倍。同时，峰值强度应变向后移动，表明由于碳酸钙的生成，导致试样脆性增加。5% XG含量下EICP作用更加显著，2.0 mol/L对应的试样其峰值强度达到7.21 MPa，同样强度提升是未掺入EICP强度3.41 MPa接近一倍。以上可以看出，在未经历干湿循环时，EICP联合XG加固钙质粉土加固效果显著。图 5（g）~（i）为1% XG含量下不同EICP溶液浓度加固试验在干湿循环作用下的强度表现。对于1 mol/L EICP溶液，试样在经历干湿循环后强度出现劣化，但劣化的幅度较小，12次循环后UCS峰值强度为1.98 MPa，而未经干湿循环峰值强度为2.63 MPa。当EICP溶液浓度为1.5，2.0 mol/L时，试样强度随干湿循环劣化的程度更加显著。这是由于在Ca²⁺充足的条件下，XG会与Ca²⁺产生无机交联反应，生成强度较高且不溶于水的复合生物高分子聚合物沉淀^[24-25]。其中，2.0 mol/L下试样12次干湿循环后强度降低近50%，但仍高于图 5（b）中未联合EICP加固的试样强度。此外，峰值强度应变随干湿循环次数增加不断增大，试样延性增加。图 5（j）~（l）为5% XG含量下的试样强度变化情况。可以看出，强度劣化随干湿循环次数的增加依旧显著，对比相同干湿循环次数但不同EICP浓度试样的强度发现，较高EICP浓度对应着较高的强度，表明在干湿循环作用下，EICP仍能提供试样的加固作用。

为了更直观的展示XG和EICP的加固效果，图 6（a）~（c）绘制了加固试样的UCS峰值强度随干湿循环次数的变化情况。由于纯XG加固试样在经历12次干湿循环后的峰值强度较为接近，而初始强度差别较大，因此，高XG含量的试样峰值强度降低较快。对于1% XG含量的加固试样，峰值强度随干湿循环的的变化规律与EICP溶液浓度无明显的相关性，下降规律较为一致。然而对于5%含量的试样，4~8次干湿循环阶段纯在一个强度下降平缓阶段，在此阶段内，峰值强度变化较小，当干湿循环次数大于8时，强度降低幅度再次加大。

图 6 不同干湿循环次数下峰值强度、割线模量、剪切波速与初始剪切模量变化

Figure 6. Variation of peak intensity, secant modulus, shear wave velocity and initial shear modulus under different wetting-drying cycles

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图 6（d）~（f）为试样的割线模量E50随干湿循环次数的变化情况。从图中可以看出，随着干湿循环次数的增加，1%含量的XG固化试样的平均刚度大于5%含量的XG固化试样，且随着EICP溶液浓度的提高，XG-EICP固化试样平均刚度增加。经历12次干湿循环后，XG固化试样和XG-EICP固化试样的平均刚度降幅较大，但相较于未处理的钙质粉土试样的刚度（图 7（d）仍具有较高的平均刚度。此外，对于XG-EICP联合加固，1.5，2.0 mol/L试样的割线模量大小相近，明显高于1.0 mol/L和无EICP参与的试样，且随干湿循环的变化规律也相近。

图 7 含量固化土浸水侵蚀情况: 1%黄原胶

Figure 7. Immersion erosion of soil treated with xanthan gum of 1%

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~为不同循环次数下，XG固化土和XG-EICP固化土的剪切波速 ${V_{\text{s}}}$ 随着干湿循环次数的增加，试样的剪切波速逐渐减小。通过对比可以看出，低浓度的XG固化土具有更高的剪切波速，这可能是由于高浓度的黄原胶过量填充于钙质粉土的空隙中，导致钙质粉土颗粒间隔增大，黄原胶胶体阻隔剪切波传输，使得5%含量的XG固化土剪切波速减小。这与Shi等^[13]和Ta等^[26]的结论规律性一致。

1%含量的XG固化土在经历12次干湿循环后的剪切波速减少率为7.6%，大于XG-EICP固化土。这是由于随着干湿循环次数的增加，固化土内部孔隙开始增大，钙质粉土颗粒间距增大，粒间连接减少。这与宋泽卓等^[12]的结论一致。但是掺入EICP溶液后，EICP生成的碳酸钙沉淀使得XG-EICP固化土内部孔隙填充较紧密，浸水侵蚀得以缓解。由于EICP产生的碳酸钙沉淀降低了由黄原胶填充导致的剪切波传播阻隔，使得XG-EICP固化土在多次浸水循环条件下的剪切波速较纯XG固化土明显增大。同样，在5% XG含量，相同干湿循环次数下，XG-EICP固化土的剪切波速大多高于XG固化土，4次干湿循环次数后的波速情况认为是试验误差导致的。

~为不同循环次数下，XG固化土和XG-EICP固化土的初始剪切模量 ${G_{{\rm{max}}}}$ 变化情况， ${G_{{\rm{max}}}}$ 可由剪切波速推到而出，具体公式可见文献[]。随着干湿循环次数的增加，试样初始剪切模量 ${G_{{\rm{max}}}}$ 逐渐减小，1%和5%含量的XG-EICP固化土变化规律与剪切波速类似。但是由于5%含量的XG试样由于体积膨胀和开裂导致密度减小，5%含量XG试样的初始剪切模量较其他试样更低。

2.2 干湿循环试样形貌特征与微观机理

干湿循环侵蚀物理与力学测试结果表明，EICP的掺入为XG固化土提供了抗水侵蚀保护。但是Shi等^[13]发现由于黄原胶具有水溶性，水分浸泡会导致高浓度的黄原胶膨胀析出或遇水溶解。在本试验中，通过循环浸水-烘干试验发现XG固化土会出现显著的裂纹。图 7中列出了1%含量纯XG固化土不同干湿循环次数下，试样裂缝开展情况。可以看出，对于纯XG加固试样，第8次循环时，试样上端部出现裂缝；第12次循环时，上端部裂缝加深，下端部出现裂纹。图 8中5%含量纯XG固化土浸水侵蚀情况表明，4次干湿循环时，试样两端部出现明显的膨胀，第8次干湿循环上下端部开始出现明显裂缝，并随干湿循环次数进一步加深。图 7中同样列出了1%黄原胶含量，不同浓度XG-EICP固化土随干湿循环次数增加，裂缝开展情况。可以看出，12次干湿循环几乎不会导致1%的XG-EICP试样产生裂缝。图 8中为5%黄原胶含量，不同浓度XG-EICP固化土的侵蚀情况。在第8次干湿循环时，1 mol/L的XG-EICP固化土端部出现鼓胀现象，同时伴随有裂缝开展，但是其深度和广度均小于5%含量XG固化土。

图 8 含量固化土浸水侵蚀情况: 5%黄原胶

Figure 8. Immersion erosion of soil treated with xanthan gum of 5%

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图 9为5%黄原胶含量，不同浓度XG-EICP固化土下端部侵蚀情况图。从图 9可以看出，XG固化土的下端部随干湿循环次数增加，出现明显的坑洞与裂缝。第八次干湿循环时，2 mol/L固化土的端部裂纹明显少于其他试样，且随着EICP浓度的降低，裂纹愈发显著，表明EICP能够缓解试样开裂情况，但当干湿循环达到12次时，虽然较高EICP浓度下裂纹较少，但仍出现了显著的开裂情况。

图 9 5%黄原胶含量固化土下端部浸水侵蚀情况

Figure 9. Bottom erosion of samples treated with xanthan gum of 5%

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图 10（a）为黄原胶粉末的电镜图，干燥状态下黄原胶粉末显现出单颗粒状形态。图 10（b）为无侧限压缩试验后裂缝位置处XG固化土的局部电镜图。钙质粉土颗粒间的黄原胶呈现纤维状结构，充斥于土壤孔隙间，连接不同土颗粒。部分颗粒之间由带状的胶体连接，起到加固土体的作用。图 10（c）为无侧限压缩试验后裂缝位置处XG-EICP固化土的局部电镜图，可以看出经过EICP溶液中Ca²⁺的无机交联改性，钙质粉土颗粒间的纤维状黄原胶减少，大部分黄原胶以凝胶状沉淀存在于土体孔隙中。黄原胶胶状沉淀中存在EICP产生的细颗粒碳酸钙沉淀，两者相互结合，这使得XG-EICP固化土强度和整体性更高。图 10（d）为连接体的局部放大图，可以看出凝胶的表面和内部存在大量EICP产生的细颗粒碳酸钙沉淀。

图 10 XG和XG-EICP固化土扫描电镜图

Figure 10. SEM images of treated soil

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Bergmann等^[24]将黄原胶胶体与钙离子进行室温下进行混合交联反应，生成了离子交换的黄原胶联合胶体。他们发现联合胶体的力学特性要显著优于纯黄原胶胶体。本文中，为了探究EICP和黄原胶之间的交联反应，对两者溶液混合后得沉淀物进行了微观分析。图 11（a）为EICP溶液沉淀的SEM图，EICP生成的碳酸钙晶体大小大致介于1~3 μm，这与Ahenkorah等^[28]的结论一致。图 11（b）为EICP溶液沉淀的EDS图谱，试验结果表明：在喷金时间一致情况下，EICP溶液沉淀中Ca含量占全部元素的65.28%，C元素占全部元素的9.5%。这表明经过去离子水清洗过的EICP沉淀中Ca元素的含量远高于其他元素，与试验预期相符。图 11（c）为XG-EICP溶液沉淀的SEM图，可以看出掺入XG的EICP溶液中出现较大颗粒的XG-EICP沉淀。对其中一个颗粒进行EDS分析，如图 11（d）所示，可以看出其组成成分中C元素的含量明显高于纯EICP沉淀中C元素含量，且与图 2（a）中的XG的XRD图谱较为相近，由于拍摄电镜之前已将试样用去离子水反复冲洗，且在电镜图中未观测到XG胶状体，可以认为，所观测到的固体颗粒为XG-EICP混合溶液中XG与Ca²⁺反应生成的联合产物与EICP生成的碳酸钙混合体。根据图 3中的直观观测，这种混合体较纯XG胶体不易溶于水，对改善加固土体在干湿循环作用下的劣化具有正面作用。

图 11 溶液沉淀扫描电镜图与EDS图谱

Figure 11. SEM images of solution precipitation and EDS spectrum

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3. 结果与讨论

通过无侧限压缩试验，剪切波速测试试验和干湿循环试验对不同黄原胶含量、不同EICP溶液浓度和不同干湿循环次数条件下的XG-EICP固化土的劣化特性进行研究，并利用扫描电子显微镜对无侧限压缩试验后裂缝位置处的XG-EICP固化土的微观孔隙结构进行了分析，由试验结果可以得到4点结论。

（1）黄原胶与EICP技术联合应用对钙质粉土的耐水性具有显著改善。在相同次数的干湿循环条件下，XG-EICP固化土受浸泡侵蚀造成的质量损失明显小于XG固化土。胶体遇水膨胀造成的质量损失率随着黄原胶浓度的增加而增大。随着干湿循环次数的增加，XG-EICP固化土高度降低率，直径增长率和密度降低率均小于XG固化土。

（2）黄原胶和EICP对钙质粉土的无侧限抗压强度有较大的影响。相较于未处理的钙质粉土，XG固化土强度有明显提升。掺入2.0 mol/L的EICP溶液时，最大抗压强度为7.21 MPa。

（3）由于高浓度的黄原胶过量填充于钙质粉土的空隙，剪切波速随着XG固化土中黄原胶含量的增加而减小。随着干湿循环次数的增加，固化土内部孔隙增大，粒间连接减少，剪切波速降低。掺入EICP溶液后，碳酸钙沉淀使得固化土内部孔隙填充较紧密，剪切波速有所提升。经历12次干湿循环时，XG固化土和XG-EICP固化土的剪切波速降幅显著，高浓度XG固化土剪切波速和剪切模量的下降幅度大于低浓度XG固化土。

（4）通过SEM和EDS分析可以得出，纯XG固化土经历干湿循环和烘干后其内部会出现针状黄原胶和带状黄原胶两种土颗粒连接形式，而XG-EICP固化土中针状黄原胶数量显著下降，XG和钙离子联合反应会生不易溶于水的沉淀产物，碳酸钙颗粒会嵌入进联合沉淀产物中，对改善加固土体在干湿循环作用下的劣化性质具有正面作用。

图 1 EMDSS循环单剪仪示意图

Figure 1. Sketch of cyclic direct simple shear test apparatus

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图 2 长江口取样场地地理位置（来源：谷歌地图）

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图 3 测试试样在土分类表中的分布

Figure 3. Positions of tested marine soils in plasticity chart

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图 4 代表性试样Y8-3剪应变时程和应力应变曲线

Figure 4. Shear strain time-history curves and shear stress-shear strain curves of specimen Y8-3

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图 5 代表性试样的循环剪应变和双幅剪应变时程曲线

Figure 5. Typical time-history curves of cyclic shear strain and double-amplitude shear strain of specimens

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图 6 代表性试样Y8-3的法向应力和超静孔压时程

Figure 6. Typical time-history curves of normal stress and excess pore water pressure for specimen Y8-3

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图 7 代表性海洋黏土的超静孔压比时程曲线(CSR = 0.18)

Figure 7. Typical time-history curves of excess pore water pressure ratio of marine clay (CSR=0.18)

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图 8 滞回圈面积计算示意图

Figure 8. Sketch of area calculation of hysteresis curve

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图 9 海洋黏土单圈能量耗散与循环振次的关系曲线

Figure 9. Relationship curves of energy dissipation per cycle versus number of cycles of marine clays

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图 10 循环破坏振次确定方法示意图

Figure 10. Sketch of method for determining number of cycles to failure

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图 11 试样Y1的循环应力比CSR与破坏振次N_f的关系

Figure 11. Relationship between CSR and N_f of specimen Y1

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图 12 长江口海洋黏土的循环强度曲线

Figure 12. Curves of cyclic strength of marine clay in Yangtze River Estuary

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图 13 长江口海洋黏土CSR_th随I_P的变化

Figure 13. Variation of CSR_th with I_P of marine clay in Yangtze River Estuary

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长江入海口海洋黏土 ${\gamma _{{\text{DA}},{\text{f}}}}$ 随CSR和I_P的变化云图

Variation of ${\gamma _{{\text{DA}},{\text{f}}}}$ with CSR of marine clay in Yangtze River Estuary

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长江入海口海洋黏土 ${\gamma _{{\text{DA}},{\text{f}}}}$ /I_P^1.5随CSR-CSR_th的变化

Variation of ${\gamma _{{\text{DA}},{\text{f}}}}$ /I_P^1.5 with CSR-CSR_th of marine clay in Yangtze River Estuary

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图 16 辽东湾海洋黏土CSR随N_f的变化及 ${\gamma _{{\text{DA}},{\text{f}}}}$ 预测值与实测值的对比

Figure 16. Variation of CSR with N_f and comparison of predicted and measured values of ${\gamma _{{\text{DA}},{\text{f}}}}$ of marine clay in Liaodong Bay

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表 1 循环单剪仪传感器的量程、误差以及精度

Table 1 Measuring ranges, errors and precisions of sensors for cyclic direct simple shear test apparatus

传感器	量程	误差	精度
法向荷重传感器	5 kN	0.1%F_S	0.2 N
第一剪切荷重传感器	5 kN	0.1% F_S	0.2 N
第二剪切荷重传感器	5 kN	0.1% F_S	0.2 N
LVDT法向位移传感器	± 2.5 mm	0.1% F_S	0.1 μm
LVDT剪切位移传感器	± 10 mm	0.1% F_S	0.4 μm
加载频率	≤5 Hz	—	—
位移传感器	± 25 mm	0.1% F_S	0.8 μm
注：F_S =满量程。

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表 2 海洋黏土基本物理指标

Table 2 Basic physical properties of marine clay

取样区域	土样编号	海床以下深度H/m	相对质量密度G_s	天然含水率w₀/%	天然密度ρ₀/(g·cm^-3)	初始孔隙比e₀	饱和度S_r/%	塑限w_p/%	液限w_L/%	塑性指数I_P	土类
长江入海口	Y1	6.6	2.71	37.85	1.82	1.05	97.78	23.8	81.6	57.8	CH
	Y2	8.6	2.65	40.10	1.79	1.07	99.41	30.9	71.0	40.1	CH
	Y3	16.6	2.69	41.21	1.79	1.12	98.60	30.2	65.6	35.4	CH
	Y4	7.6	2.69	37.52	1.83	1.03	98.33	27.5	62.3	34.8	CH
	Y5	22.0	2.70	39.28	1.81	1.07	98.75	26.4	58.5	32.1	CH
	Y6	28.1	2.71	38.56	1.82	1.06	98.49	29.2	60.0	30.8	CH
	Y7	15.1	2.69	40.12	1.80	1.09	97.81	25.4	48.9	23.5	CL
	Y8	16.6	2.68	37.80	1.82	1.03	98.38	23.8	39.9	16.1	CL
	Y9	20.6	2.68	39.11	1.78	1.10	95.46	18.4	34.7	16.3	CL
	Y10	19.2	2.69	44.80	1.76	1.21	99.68	19.3	30.8	11.5	CL
辽东湾营口段近海域	L1	17.3	2.68	40.50	1.79	1.11	98.17	16.7	32.8	16.1	CL
	L2	35.6	2.65	34.60	1.85	0.93	98.17	23.7	37.5	13.8	CL
	L3	55.6	2.67	33.20	1.85	0.92	96.18	21.7	38.2	16.5	CL
注：辽东湾营口段近海域的试样仅作验证用。

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表 3 循环单剪试验方案

Table 3 Schemes for cyclic direct simple shear tests

试样编号	σ_v/kPa	CSR	w_c/%	e_c	Δe/e₀	质量等级	N_f/次	γ_{DA, f}/%	试样编号	σ_v/kPa	CSR	w_c/%	e_c	Δe/e₀	质量等级	N_f/次	γ_{DA, f}/%
Y1-1	50	0.202	36.55	1.013	0.034	1	664	6.61	Y6-1	190	0.152	35.94	0.989	0.068	2	> 1000	—
Y1-2		0.221	36.62	1.015	0.032	1	237	7.83	Y6-2		0.178	36.09	0.993	0.064	2	330	6.26
Y1-3		0.248	36.62	1.015	0.032	1	81	8.53	Y6-3		0.202	36.02	0.991	0.066	2	60	7.08
Y1-4		0.271	36.73	1.018	0.029	1	47	9.61	Y6-4		0.221	35.87	0.987	0.070	2	20	8.11
Y2-1	60	0.170	36.94	1.007	0.058	2	> 1000	—	Y7-1	100	0.139	37.61	1.042	0.043	2	> 1000	—
Y2-2		0.201	36.68	1.000	0.065	2	223	6.94	Y7-2		0.158	37.50	1.039	0.046	2	657	5.08
Y2-3		0.221	36.79	1.003	0.062	2	42	7.85	Y7-3		0.181	36.56	1.013	0.070	2	67	6.50
Y2-4		0.249	36.57	0.997	0.068	2	20	8.94	Y7-4		0.221	36.85	1.021	0.062	2	16	8.18
Y3-1	110	0.164	37.55	1.032	0.082	3	> 1000	—	Y8-1	120	0.124	36.30	1.000	0.029	1	> 1000	—
Y3-2		0.182	37.88	1.041	0.074	3	654	6.38	Y8-2		0.148	36.12	0.995	0.034	1	621	5.27
Y3-3		0.199	38.31	1.053	0.063	2	188	6.80	Y8-3		0.179	36.05	0.993	0.035	1	51	6.83
Y3-4		0.219	38.09	1.047	0.069	2	70	7.46	Y8-4		0.221	35.94	0.990	0.038	1	5	8.23
Y4-1	50	0.162	35.99	0.992	0.033	1	> 1000	—	Y9-1	140	0.124	35.72	1.014	0.076	3	> 1000	—
Y4-2		0.181	35.27	0.972	0.052	2	486	6.18	Y9-2		0.150	35.89	1.019	0.072	3	638	5.16
Y4-3		0.203	35.38	0.975	0.049	1	103	7.84	Y9-3		0.180	36.00	1.022	0.069	2	51	6.74
Y4-4		0.222	34.83	0.960	0.064	2	30	8.92	Y9-4		0.221	36.39	1.033	0.059	2	8	8.13
Y5-1	145	0.153	36.48	1.001	0.068	2	> 1000	—	Y10-1	130	0.105	42.24	1.140	0.058	2	> 1000	—
Y5-2		0.182	36.69	1.007	0.063	2	304	6.10	Y10-2		0.117	42.37	1.152	0.048	2	596	4.41
Y5-3		0.205	37.17	1.020	0.050	2	86	7.60	Y10-3		0.148	41.82	1.137	0.059	2	159	5.89
Y5-4		0.225	36.84	1.011	0.059	2	25	9.09	Y10-4		0.179	42.23	1.148	0.050	2	19	6.99
L1-1	120	0.151	34.52	0.953	0.138	4	382	5.06	L3-1	370	0.163	27.08	0.763	0.149	4	173	5.22
L1-2		0.181	33.69	0.930	0.159	4	46	6.39	L3-2		0.180	26.90	0.758	0.177	4	40	6.31
L1-3		0.202	33.83	0.934	0.155	4	13	7.43	L3-3		0.201	26.97	0.760	0.152	4	5	7.28
L2-1	240	0.180	31.66	0.874	0.057	2	429	5.58	Y1-5	50	0.195	36.37	1.008	0.039	1	1342	4.88
L2-2		0.200	31.23	0.862	0.062	2	64	6.46	Y1-6		0.185	36.19	1.003	0.044	2	> 2000	—
L2-3		0.222	31.52	0.870	0.054	2	33	7.46	Y1-7		0.175	36.01	0.998	0.049	2	> 1000	—
注：Y1 ~ Y10为长江入海口海洋黏土，L1 ~ L3为辽东湾营口段近海域海洋黏土，其中Y1-5 ~ Y1-7和L1 ~ L3仅作验证使用，试样质量等级评价详见表 4。w_c为固结后试样的含水率；Δe为固结前后试样孔隙比的变化量；N_f为达到循环破坏标准所需的循环振次；γ_{DA, f}为达到循环破坏标准所需的循环破坏双幅剪应变。σ_v和CSR为试验的控制变量，w_c，e_c和Δe/e₀为固结完成后的计算结果，N_f和γ_{DA, f}为测试结果。

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表 4 试样质量等级评价^[41]

Table 4 Criteria for evaluation of specimen quality^[41]

OCR	Δe/e₀
1 ~ 2	< 0.04	0.04 ~ 0.07	0.07 ~ 0.14	> 0.14
2 ~ 4	< 0.03	0.03 ~ 0.05	0.05 ~ 0.10	> 0.10
质量等级	1	2	3	4
试样质量	好~极好	好~差	差	极差
扰动程度	不扰动	轻微扰动	显著扰动	完全扰动

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表 5 不同海域海洋黏土的拟合方程参数

Table 5 Fitting parameters for marine clay in different seas

试样编号	a	b	CSR_th	可决系数R²
Y1	1.088	-0.675	0.191	0.982
Y2	0.313	-0.479	0.173	0.927
Y3	0.844	-0.671	0.172	0.957
Y4	0.280	-0.502	0.170	0.964
Y5	0.214	-0.396	0.160	0.966
Y6	0.186	-0.366	0.158	0.999
Y7	0.336	-0.547	0.148	0.991
Y8	0.143	-0.315	0.135	0.984
Y9	0.182	-0.346	0.132	0.994
Y10	0.221	-0.402	0.112	0.804
L1	0.201	-0.494	0.135	0.920
L2	0.284	-0.454	0.160	0.958
L3	0.146	-0.428	0.137	0.981

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