劉 翔 ，陳國興 ，孫 田

（1. 南京工業(yè)大學(xué) 巖土工程研究所，南京 210009；2. 南京工業(yè)大學(xué) 江蘇省土木工程防震技術(shù)研究中心，南京 210009）

1 引 言

土體的濕化變形是指土體被水浸濕使顆粒軟化，發(fā)生相互滑移、破碎和重新排列，從而改變了土體原有的結(jié)構(gòu)，造成強(qiáng)度損失和產(chǎn)生變形[1－2]。水庫的初次蓄水、庫水位的上下波動、地下水的上升和雨水的入滲或蒸發(fā)等都會引起土體的濕化變形[3－4]。20世紀(jì)70年代之前，各國學(xué)者均是采用一維固結(jié)儀進(jìn)行濕化變形試驗研究，試驗可以測得大主應(yīng)力方向的濕化變形。用一維固結(jié)儀研究濕化問題雖然簡單易行，但其只能測得垂直方向的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，很難正確反映復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的濕化變形特性，因此，局限性很大。20世紀(jì)70年代初期，Nobari等[5－6]開始采用三軸“雙線法”研究濕化變形問題，即分別進(jìn)行干態(tài)和飽和態(tài)下的試驗，得到相應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，然后將相同應(yīng)力狀態(tài)下的干態(tài)的變形減去飽和態(tài)的變形，以得到的差值作為該應(yīng)力狀態(tài)下的濕化變形量。三軸“雙線法”較一維固結(jié)儀法有了改進(jìn)，能夠測得復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的濕化變形特性，但此法改變了水與荷載對土體的作用次序，這樣的應(yīng)力狀態(tài)與變形條件均不符合實際。20世紀(jì)70年代末期，我國學(xué)者提出了三軸“單線法”來研究濕化問題，即在干態(tài)下沿某一加載路徑加載使土體處于某一應(yīng)力狀態(tài)，然后再保持該應(yīng)力狀態(tài)不變的情況下進(jìn)行反壓濕化，在此過程中產(chǎn)生的變形就是在該應(yīng)力狀態(tài)下的濕化變形量。這種方法較之前的兩種方法有了很大的改進(jìn)，能夠更加真實地模擬土體浸水濕化變形的實際過程[7]。隨后該方法在國內(nèi)外被普遍應(yīng)用于堆石料、粗粒土的濕化變形試驗研究，得到了土在復(fù)雜應(yīng)力條件下濕化過程中的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和附加濕化變形量[8－10]。據(jù)實際工程報道，細(xì)粒料甚至粉土、黏土在浸水過程中其體積沒有發(fā)生膨脹而是產(chǎn)生收縮變形，且該變形量有時很大，這一現(xiàn)象不容小視。因此，本文選用三軸“單線法”開展花崗巖全風(fēng)化土濕化變形特性的試驗研究，揭示了土體在浸水過程中產(chǎn)生的變形與濕化后強(qiáng)度的衰減規(guī)律，對理論及工程應(yīng)用都具有重要實際意義。

2 室內(nèi)試驗過程

2.1 試驗材料與制備

試驗材料選自某高速公路路基，是經(jīng)風(fēng)化作用形成且風(fēng)化較完全的花崗巖土。顏色呈棕黃色，顆粒大小不一，級配良好，具有砂粒和黏土的性質(zhì)。試驗的基本物理指標(biāo)見表1，級配曲線如圖1所示。

表1 土樣物理指標(biāo)Table 1 Physical properties of sample

圖1 風(fēng)化土顆粒級配分布曲線Fig.1 Grain-size distribution curve of weathered soil

試驗采用重塑土，試樣的主要制備過程如下：

（1）稱取一定數(shù)量的風(fēng)化土，放在烘箱里烘干至含水率w接近于0，取出后進(jìn)行碾壓使其分散。按照試驗要求的含水率 19.6%計算配置試樣所加的水量。

（2）將對應(yīng)稱得的水均勻地灑在土樣上并進(jìn)行攪拌，放入密封塑料袋里靜置24 h，使土樣吸水更加均勻。取出土樣反復(fù)測其含水率，直到含水率達(dá)到試驗要求。

（3）按照試樣的干密度1.68 g/cm3稱取所需已配好土的質(zhì)量。

（4）采用分層制樣。試樣共分4層裝置；每層質(zhì)量為總質(zhì)量的 1/4，充分?jǐn)嚢韬蟮谷胫茦悠鳎N擊，使土變得相對密實；每裝完一層先用直尺測量高度，用錘擊實來保證每層高度為總高度的 1/4，將每層表面進(jìn)行刨毛，直到最后一層，以保證土樣為一個整體。

2.2 試驗方案與方法

試驗考慮了不同初始有效圍壓及濕化應(yīng)力水平（即沿某一路徑加載后土樣在濕化前所處的應(yīng)力水平）對風(fēng)化土濕化變形量的影響，按圍壓σ3=200、400、800 kPa分3組進(jìn)行試驗，試驗工況設(shè)計見表2。

表2 試驗工況Table 2 Test conditions

試驗采用 GDS非飽和三軸儀，試樣直徑為39.1 mm，高為80 mm。各圍壓均包括5個試樣，1個干樣、4個濕樣（見表2）。試驗步驟為先均壓固結(jié)，再按相應(yīng)濕化應(yīng)力水平進(jìn)行偏壓固結(jié)至固結(jié)完成。采取反壓濕化飽和，試驗浸水壓力為100 kPa。對于浸水濕化結(jié)束點的判斷問題，目前尚無一個確定的標(biāo)準(zhǔn)。本試驗利用反壓控制器從試樣底部注水濕化，當(dāng)上部排水口出現(xiàn)穩(wěn)定滲出，同時濕化變形曲線在同點反復(fù)，則認(rèn)為浸水濕化結(jié)束。濕化后進(jìn)行剪切試驗，以0.03 mm/min的剪切速率加載，直至試樣破壞或至試樣軸向應(yīng)變的15%，加載過程如圖2所示。

3 試驗成果分析

圖3～5是初始有效圍壓σ3=200、400、800 kPa時的試驗成果曲線。

3.1 固結(jié)階段

固結(jié)階段分為均壓固結(jié)階段（圖3(a)、4(a)、5(a)的初始水平段）與偏壓固結(jié)階段（圖3(a)、4(a)、5(a)的初始上升段）。試驗采取兩次固結(jié)使土體達(dá)到既定的濕化應(yīng)力水平以更好地模擬土體實際受力情況。均壓固結(jié)階段的軸向應(yīng)變大于偏壓固結(jié)階段的軸向應(yīng)變，這是由于均壓固結(jié)時有大量的氣體排出造成的。從均壓固結(jié)階段可以看出，應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本重合，這也從側(cè)面反映了試驗制樣的均一性與可靠性。

圖3 σ 3 =200 kPa 的(σ 1 -σ 3)-ε a、ε v -ε a曲線Fig.3 Curves of (σ 1 -σ 3)-ε a, ε v -ε a (σ 3 =200 kPa)

圖4 σ 3 =400 kPa 的(σ 1 -σ 3)-ε a、ε v -ε a曲線Fig.4 Curves of (σ 1 -σ 3)-ε a, ε v -ε a (σ 3 =400 kPa)

圖5 σ 3 =800 kPa 的(σ 1 -σ 3)-ε a、ε v -ε a曲線Fig.5 Curves of (σ 1 -σ 3)-ε a, ε v -ε a (σ 3 =800 kPa)

3.2 濕化階段

濕化階段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線近似于水平線，而濕化階段體變卻近似線性增加。已達(dá)到固結(jié)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)的所有試樣均產(chǎn)生了軸向應(yīng)變Δεa和體變Δεv，詳見表3。在相同初始有效圍壓下，軸向應(yīng)變Δεa隨著濕化應(yīng)力水平的增加而增加，體變Δεv隨著濕化應(yīng)力水平的增加而減小。在較高的濕化應(yīng)力水平下，加之水的作用，土顆粒軟化效果明顯，使得土顆粒排列更加緊湊，因此，所產(chǎn)生的體變較小。在濕化試驗中并沒有類似等向壓縮試驗中出現(xiàn)的試樣的軸向應(yīng)變與體變之比Δεa/Δεv=0.33的情況，這反映了試樣經(jīng)過濕化變形后產(chǎn)生了各向異性。

表3 不同初始有效圍壓下試樣濕化時的Δε a與Δε vTable 3 Relationships of and due to slaking under different initial effective confining pressures

表3 不同初始有效圍壓下試樣濕化時的Δε a與Δε vTable 3 Relationships of and due to slaking under different initial effective confining pressures

圍壓 濕化應(yīng) 軸向應(yīng)變 體積變形 Δε/Δε/kPa力水平 Δε Δε a v a v 0.025 00 0.712 1.811 0.39 2000.250 00 1.103 1.348 0.82 0.500 00 1.532 1.271 1.21 0.750 00 2.201 1.087 2.02 0.012 50 1.212 2.424 0.5 4000.250 00 1.814 2.284 0.79 0.500 00 2.214 1.986 1.11 0.750 00 2.621 1.504 1.74 0.006 25 2.579 2.714 0.95 0.250 00 2.941 2.331 1.27 8000.500 00 3.678 2.229 1.65 0.750 00 4.125 0.874 4.72

3.3 濕化后剪切階段

由圖3(a)、4(a)、5(a)可以看出，土體在濕化后剪切階段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線先近似線性快速上升，繼而轉(zhuǎn)為非線性緩慢上升。在濕化過程中土體的變形屬于塑性變形，土體濕化后應(yīng)力狀態(tài)尚未改變，但其在塑性范圍內(nèi)的屈服面經(jīng)濕化作用已向外擴(kuò)大并產(chǎn)生新的歷史最大屈服面，故在該屈服面內(nèi)加載就相當(dāng)于在彈性區(qū)加載，剪切時土體先彈性變形到新的屈服面再發(fā)生塑性變形。

當(dāng)初始有效圍壓相同時，各濕化應(yīng)力水平下的試樣經(jīng)浸水濕化剪切后強(qiáng)度相近，但與干樣相比，濕樣的強(qiáng)度明顯低于干樣的強(qiáng)度。這是因為土體的宏觀整體抗剪強(qiáng)度是由微觀顆粒的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度決定的。土體濕化后軟化系數(shù)有所降低，但經(jīng)過完全濕化后，其軟化系數(shù)為一定值，故土體的抗剪強(qiáng)度不隨濕化應(yīng)力水平而變。

根據(jù)三向應(yīng)力狀態(tài)下摩爾-庫侖準(zhǔn)則可推算出干樣與濕樣的抗剪強(qiáng)度參數(shù)，見表4。

表4 干樣與濕樣的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)Table 4 Shearing strength indices of dry and wetting samples

從表4可以看出，風(fēng)化土經(jīng)濕化后c值由38kPa降為 22.8kPa，降幅達(dá) 40%，而φ值由 23.4°降為22.05°，下降1.35°，降幅值5.8%，這說明濕化對其c值影響大，對φ值影響不大。風(fēng)化土在抵抗剪切時所表現(xiàn)出的“凝聚力”并不同于黏土顆粒之間黏結(jié)力，而是顆粒間互相錯動時表現(xiàn)出的“咬合力”。從干態(tài)土浸水濕化后土顆粒軟化發(fā)生滑移，使得土顆粒排列更加緊湊，所以其c值下降明顯；而內(nèi)摩擦角主要反映了顆粒的粗糙程度、顆粒間的摩擦特性等，對于濕化前后的花崗巖風(fēng)化土，母巖屬性沒有變化，所以其φ值變化也不大。

由圖3(b)、4(b)、5(b)可以看出，在初始有效圍壓較低情況下，試樣在軸向應(yīng)變達(dá) 10% 左右時體積變形由剪縮變?yōu)榧裘洠诔跏加行鷫狠^高的情況下則沒發(fā)生類似現(xiàn)象。土體經(jīng)濕化后呈亞穩(wěn)結(jié)構(gòu)，剪切時軸向表現(xiàn)為壓縮，徑向表現(xiàn)為膨脹。在初始有效圍壓較低時，一方面基質(zhì)吸力降低快，另一方面浸水徑向膨脹會大于圍壓的約束，故表現(xiàn)為剪脹。

4 結(jié) 論

（1）濕化階段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線近似于水平線，而濕化階段體變卻近似線性增加。在濕化過程中試樣均產(chǎn)生了軸向應(yīng)變Δεa和體變Δεv，在相同初始有效圍壓不同濕化應(yīng)力水平下，軸向應(yīng)變Δεa隨著濕化應(yīng)力水平的增加而增加，體變Δεv隨著濕化應(yīng)力水平的增加而減小。

（2）土體在濕化后剪切階段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線先近似線性快速上升，繼而轉(zhuǎn)為非線性緩慢上升至逐漸平穩(wěn)。

（3）土體經(jīng)濕化后濕樣的強(qiáng)度明顯低于干樣的強(qiáng)度，其c值減少明顯，φ值變化不大。

（4）在初始有效圍壓較低情況下，試樣在軸向應(yīng)變達(dá)10%左右時體積變形由剪縮變?yōu)榧裘?，而在初始有效圍壓較高的情況下則沒發(fā)生類似的現(xiàn)象。

綜上所述，土體濕化現(xiàn)象使路基產(chǎn)生了變形及強(qiáng)度衰減，給實際工程帶來極為不利的影響，這一點應(yīng)引起工程界的重視。

[1]魏松. 粗粒料浸水濕化變形特性試驗及其數(shù)值模型研究[D]. 南京: 河海大學(xué), 2006.

[2]左永振. 粗粒料的蠕變和濕化試驗研究[D]. 武漢: 長江科學(xué)院, 2008.

[3]傅旭東, 邱曉紅. 巫山縣污水處理廠高填方地基濕化變形試驗研究[J]. 巖土力學(xué), 2004, 25(9): 1385－1389.FU Xu-dong, QIU Xiao-hong. Experiment research on slaking deformation of high fill of Wushan municipal sewage treatment plant[J]. Rock and Soil Mechanics,2004, 25(9): 1385－1389.

[4]VERDUGO R. Evaluation of the deformation modulus of coarse materials from the analysis of dam behavior[C]//Proceedings of the 15th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering. Netherlands:A.A. Balkema, 2001: 559－562.

[5]NOBARI E S, DUNCAN J M. Effect of reservior filling on stresses and movements in earth and rockfill dams[R].Berkeley: University of California, 1972.

[6]NOBARI E S, DUNCAN J M. Movements in dams due to reservoir filling[C]//Proceedings of the ASCE Specialty Conference on Performance of Earth and Earth-Supported Structure. Lafayette: Purdue University, 1973: 797－815.

[7]梁晨, 蔣剛. 土體濕化試驗研究現(xiàn)狀[J]. 江蘇建筑,2010, (6): 65－68.LIANG Chen, JIANG Gang. Present study of soil wetting test[J]. Jiangsu Architecture, 2010, (6): 65－68.

[8]魏松, 朱俊高. 粗粒土料濕化變形三軸試驗研究[J]. 巖土力學(xué), 2007, 28(8): 1609－1614.WEI Song, ZHU Jun-gao. Study of wetting behavior of coarse grained soil in triaxial text[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(8): 1609－1614.

[9]李鵬, 李振, 劉金禹. 粗粒料的大型高壓三軸濕化試驗研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2004, 23(2): 231－234.LI Peng, LI Zhen, LIU Jin-yu. Slaking test study of coarse aggregate under high triaxial stress condition[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004,23(2): 231－234.

[10]張少宏, 張愛軍, 陳濤. 堆石料三軸濕化變形特性試驗研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2005, 24(2): 5938－5942.ZHANG Shao-hong, ZHANG Ai-jun, CHEN Tao.Triaxial slaking test research on rock fill deformation feature[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(2): 5938－5942.