邊加敏

(1.南京交通職業(yè)技術學院 江蘇省道路交通節(jié)能減排技術研發(fā)中心，南京　211188;2.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室,南京　210098)

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壓實弱膨脹土的膨脹變形特征及計算模式研究

邊加敏1,2

(1.南京交通職業(yè)技術學院 江蘇省道路交通節(jié)能減排技術研發(fā)中心，南京211188;2.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室,南京210098)

膨脹性是壓實弱膨脹土的典型特征，同時是造成膨脹土構筑物破壞的最重要的原因之一，合理地預估壓實弱膨脹土在特定條件下的變形量對于減小構筑物的破壞具有十分重要的作用。因此，建立壓實弱膨脹土的膨脹變形計算模式不僅顯得十分重要而且也十分必要?；诖?，在對壓實弱膨脹土線膨脹率的相關影響因素進行分析的基礎上，以高淳胥河某邊坡弱膨脹土為研究對象，進行了不同初始狀態(tài)下的膨脹土膨脹變形試驗，研究了增濕比、壓實度及上覆壓力等對膨脹土線膨脹率的影響，建立了考慮增濕比、壓實度及上覆壓力的壓實弱膨脹土線膨脹率變化模型，并采用其他學者的試驗數據對該模型進行了成果驗證，驗證結果表明該模型可以較好地擬合壓實弱膨脹土的膨脹變形量。

非飽和土；壓實度;弱膨脹土；變形； 線膨脹率

1　研究背景

膨脹性是弱膨脹土的基本特征，是造成路基破壞最重要的原因之一，研究弱膨脹土的膨脹特征是研究弱膨脹土路基破壞的基礎與核心。

目前對于弱膨脹土膨脹變形的研究取得了較多進展，李獻民等[1]研究了含水率及干密度對膨脹變形的影響，黃斌等[2]研究了K0應力狀態(tài)弱膨脹土膨脹模型試驗，張福海等[3]通過對試驗數據進行“歸一”化處理，提出了土樣線膨脹率的計算模型，并將其應用于路基膨脹量的計算中，張愛軍等[4]通過對陜西安康壓實弱膨脹土變形的研究，提出了容勢含水比的定義，并建立了基于容勢含水比的膨脹變形計算模型。

可以看出，對于弱膨脹土變形量的計算出現了以下特征：①研究從開始的一維線性模型發(fā)展到三維非線性模型；②從僅考慮單個影響膨脹量的典型因素發(fā)展到綜合考慮多因素的耦合效應。當前考慮多因素的耦合效應的研究方法使得弱膨脹土膨脹量的計算具有較高的精度，更能準確地反映弱膨脹土的膨脹變形性能，但實際工程中許多因素難以控制，且三維非線性模型的試驗設備較復雜，很難將三維非線性模型應用于實際工程中，因此，對于采用綜合考慮含水率、干密度及上覆壓力的一維模型更容易得到工程單位的推廣應用。本文擬通過K0狀態(tài)下的線膨脹率試驗，采用一維模型研究壓實弱膨脹土的膨脹變形模型。

2　膨脹變形的機理

弱膨脹土膨脹特性的形成主要是由土體內部的礦物成分不同所致，特別是與黏粒的礦物成分密切相關，黏土顆粒部分的結構單元包括簡單顆粒、集聚體和孔隙，可以將弱膨脹土的膨脹變形分為晶格間的擴張與顆粒(集聚體)間擴張2部分。

2.1晶格的擴張

弱膨脹土主要由蒙脫石、伊利石及高嶺石等礦物組成，蒙脫石的水穩(wěn)定性差、親水性強，由于晶格構造是以弱鍵結合并具有同晶置換的特性，導致晶格間骨架的活動性較強，水分子可以不定量地進入晶格，同時同晶置換的特性使得晶層間帶有負電，增大了其吸水能力，在2種因素的綜合作用下，水分大量進入晶格中，使得土體產生了膨脹變形。弱膨脹土晶格間膨脹是膨脹變形的主要部分。

2.2顆粒間的擴張

雙電層中的水分子在電場引力的作用下，被吸附在土顆粒周圍，形成水化膜，當含水率增大時，水化膜的厚度不斷增大，導致土體發(fā)生膨脹變形。

集聚體間的脹縮變形存在于一般黏性土中，尤其是吸力勢，更具普遍性，雙電層及吸力勢均對弱膨脹土的變形起作用，但一般起次要作用。

由土樣的膨脹機理可以看出，當等量的水分進入土體后，由于產生膨脹變形的機理不同，所產生的膨脹量也不相同，對于含水率與膨脹量的關系，目前研究所得出的結論還不一致，文獻[5]的研究表明含水率與線膨脹率呈直線關系，而楊和平[6]的研究則認為當含水率大于土體的脹限時，增加含水量對土體變形的影響不大，從變形機理上分析，楊和平的試驗結論更符合弱膨脹土的變形機理。

3　試驗方法及方案

3.1土樣的試驗參數

試驗用土取自蕪申線東壩段胥河南岸工地，采用挖坑取土的方法取得大塊原狀土樣，取土深度約為1m，土樣取回后，敲碎后制成重塑土樣，取一部分土進行含水率、干密度、比重等基本物理性質試驗。試驗方法主要以《土工試驗規(guī)程》(JIGE40—2007)為準。土樣的基本物理性質見表1，試驗用高淳胥河邊坡弱膨脹土的顆粒級配見圖1。

表1　土樣的基本物理性質Table 1　Physical properties of swelling soil

圖1　顆粒級配Fig.1　Particle size distribution

3.2試驗方案

將土樣取回后置入105 ℃的烘箱烘干8h以上，用木錘敲碎并過2mm篩，根據要求配置成16.5%的含水率，按照98%,96%,90%三種壓實度壓制不同干密度的試樣，試驗前一天將透水石與試樣一同放在塑料袋中密封24h，使透水石與土樣的含水率一致。

0kPa下不同增濕幅度的無荷膨脹率采用如下方法進行：將土樣按照無荷膨脹試驗規(guī)程要求裝入無荷膨脹儀中，稱量儀器總質量，并記錄百分表初始讀數，按照15%含水率增量向土樣中加入水，待膨脹穩(wěn)定后讀取百分表讀數，將儀器用吹風機吹干表面水分后稱取質量，通過儀器兩次質量的差值計算土樣含水率的變化，繼續(xù)按相同的方法測定土樣的增濕量及膨脹量，當加水后的膨脹穩(wěn)定變形值<0.1%/h時停止試驗。

50kPa下不同增濕量的線膨脹率試驗在YZ-Ⅱ型固結儀中進行，試驗方法與無荷線膨脹率類似，不同處為試驗時稱取固結儀上部質量，并計算土樣的含水率變化。

李振等[7]對不同初始干密度及含水率的弱膨脹土進行了分級浸水和一次浸水膨脹變形試驗，同時測定了試樣在浸水前后不同上覆壓力下的變形過程。試驗結果表明不同的浸水路徑對弱膨脹土最終變形量影響不大，最終膨脹量基本一致,這表明了經過多次加水后土樣的膨脹量與一次加至某含水率后的變形量一致，表明可以采用分級加水的方式對最終變形量進行測定。

4　試驗數據分析

4.1考慮含水率與壓實度的膨脹模型的建立

從膨脹變形的機理可以看出，含水率對土體膨脹變形的影響不僅表現在初始含水率的大小上，同時也表現在含水率增量方面。為了反映含水率增量對膨脹變形的影響，采用增濕比表征含水率變化對弱膨脹土線膨脹率的影響，并定義增濕比如式(1)。

(1)

式中：Riw為增濕比;w 為過程含水率(%);wi為初始含水率(%);wsat為某干密度及上覆壓力下的飽和含水率(%)。

圖2為0kPa和50kPa下增濕比與線膨脹率的關系。

由圖2可以看出，在相同增濕比下，壓實度越大土體的線膨脹率越大，壓實度越小，土體的線膨脹率越小。而在相同的壓實度下，土樣的線膨脹率隨著增濕比的增大而增大，將線膨脹率與增濕比采用線性關系進行擬合，考慮到無荷狀態(tài)下，增濕比為0時土體的線膨脹率為0，將無荷狀態(tài)下的弱膨脹土線膨脹率與增濕比的關系擬合成正比關系?？芍翗拥木€膨脹率與增濕比呈線性關系，即兩者的關系可以采用式(2)計算。

εz=aRiw+b。

(2)

式中：εz為線膨脹率(%);Riw為增濕比;a，b為相關系數。

當弱膨脹土土樣的上覆壓力為0kPa時b值為0。分析圖2擬合公式可知，系數a隨著壓實度的增大而增大，將0kPa和50kPa的系數a與壓實度的關系擬合如圖3(a)。

(a)0kPa

(b)50kPa

圖2增濕比與線膨脹率的關系

Fig.2Relationshipbetweenhumidificationratioandlinearexpansiveratio

(a)系數a

由圖3(a)可以看出系數a與壓實度呈線性關系，圖3(b)為系數b與壓實度的關系圖，由于在0kPa的上覆壓實下，3種壓實度的系數b為0，此處僅擬合50kPa壓力作用下的系數b與壓實度的關系，可以看出，系數b與壓實度也可以采用線性關系表達，即系數a，b可以采用式(3)表達。

(3)

式中：a1，a2，b1，b2為系數;K為壓實度。

將式(1)、式(3)代入式(2)可得考慮壓實度及增濕比的線膨脹率計算模型為

(4)

4.2上覆壓力與線膨脹率的關系

針對線膨脹率與上覆壓力的關系，李獻民[1]、劉特洪[8]、GyselM[9]、徐永福等[10]、胡瑾[11]均對此進行了研究，并提出了上覆壓力與線膨脹率的關系模型，但這些計算模型均存在一定的問題。

劉特洪、胡瑾、GyselM的計算模型不能模擬無荷膨脹量，李獻民、徐永福的計算模型不能模擬荷載較大時弱膨脹土壓縮的情況。

鑒于此，結合以上學者計算式的優(yōu)缺點，并對上覆荷載進行無量綱化處理，并采用式(5)對弱膨脹土的線膨脹率與上覆荷載的關系進行擬合。

(5)

式中：a3，b3為擬合參數;P為上覆壓力;P0為標準大氣壓力;εz為線膨脹率。

采用此計算式對文獻[12]的干密度為1.60g/cm3不同試驗方法的高淳胥河重塑弱膨脹土土樣試驗數據進行擬合，擬合結果見表2。

表2　各種方法的線膨脹率表達式系數及相關系數Table 2　Coefficients of formulas of linear swelling ratioand coefficients of correlation

可以看出式(5)可以較好地擬合上覆壓力與線膨脹率之間的關系。在進行線膨脹率計算時，借用文獻[4]的處理方法，將式(4)與式(5)相乘得到弱膨脹土樣在過程含水率、壓實度及上覆壓力狀態(tài)下的計算式(6)，即

(6)

4.3計算模式的驗證

為了驗證以上計算模式的正確性，用式(4)對文獻[13]所給出10kPa壓力下的試驗結果進行了擬合，得到如式(7)的計算式,即εz=(30.84K-44.43)Riw+0.806 6K-3.27。

(7)

用上式模型計算得到的膨脹量與實際試驗數據的比較見圖4。

圖4　干密度為1.51 g/cm3的試驗值與計算值比較Fig.4　Comparison between calculated value and test valuein the presence of dry density of 1.51 g/cm3

圖中實線為計算數值曲線，可以看出，試驗值與計算值數據符合得很好，對于干密度為1.51g/cm3的土樣，最大誤差為1.14%，最小誤差為0.16%。表明式(6)能很好地擬合弱膨脹土土樣的線膨脹率，證明了本文的計算模式的正確性。

5　結　論

根據本文的研究，可以得出以下幾點結論：

(1)在對弱膨脹土變形機理進行分析的基礎上，得出含水率對膨脹變形的影響，不僅表現在初始含水率上，還表現在含水率的增量上，鑒于此，提出了土樣增濕比的定義。

(2)通過對增濕比、上覆壓力及壓實度等與膨脹變形關系的試驗研究，建立了考慮增濕比、壓實度及上覆壓力的膨脹變形計算模型。通過該模型可以計算出任意過程含水率的線膨脹率，采用前人的試驗數據對膨脹變形模型進行驗證，結論顯示試驗值與模型值吻合較好。

(3)本文基于K0狀態(tài)下建立的一維膨脹模型，由于試驗設備簡單，可以廣泛地應用于工程中，對工程建設中弱膨脹土的膨脹變形量的估算具有一定的工程意義。

[1]李獻民，王永和，楊果林，等.擊實膨脹土工程變形特性的試驗研究[J].巖土力學，2003，24(5)：826-830.

[2]黃斌，何曉民，譚凡.K0應力狀態(tài)膨脹土膨脹模型試驗研究[J].巖土力學，2011，33(增1):442-447.

[3]張福海，王保田，劉漢龍.壓實膨脹土路基的膨脹變形規(guī)律研究[J].巖土力學，2010，31(1)：206-210.

[4]張愛軍，哈岸英，駱亞生.壓實膨脹土的膨脹變形規(guī)律與計算模式[J].巖石力學與工程學報，2005,24(7):1236-1421.

[5]范臻輝,王永和,肖宏彬.南寧膨脹土膨脹變形規(guī)律的試驗與應用研究[J].鐵道學報，2007,29(1):86-89.

[6]楊和平.公路膨脹土工程[M].北京：人民交通出版社，2009.

[7]李振，邢義川.側限條件下膨脹土增濕變形計算模式研究[J].西北農林科技大學學報(自然科學版)，2011,39(5):215-222.

[8]劉特洪.工程建設中的膨脹土問題[M].北京：中國建筑工業(yè)出版社，1997.

[9]GYSELM.DesignMethodsforStructureinSwellingRock[J].RockMechanicsandRockEngineering,1987,20(4):219-242.

[10]徐永福,史春樂.寧夏膨脹土的膨脹變形規(guī)律[J].巖土工程學報,1997,19(3):95-98.

[11]胡瑾.膨脹土膨脹特性試驗研究[D].南京：河海大學,2012.

[12]邊加敏.加載方式對膨脹土有荷膨脹量測定影響[J].公路，2013，(5):156-160.

[13]徐永福，龔友平.寧夏膨脹土膨脹變形特征的試驗研究[J].水利學報，1997，(9)：27-30.

(編輯：趙衛(wèi)兵)

Swelling Deformation Characteristic and Calculation Model ofCompacted Weak Swelling Soil

BIAN Jia-min1,2

(1.JiangsuResearchCenterofEnergySavingandEmissionReductionTechnologyofTrafficEngineering,NanjingVocationalInstitutionofTransportTechnology，Nanjing211188,China;2.KeyLaboratoryofGeomechanicsandEmbankmentEngineeringofMinistryofEducation,HohaiUniversity,Nanjing210098,China)

Swellingisthetypicalcharacteristicofweakswellingsoil,andisthemostimportantcauseofthedamageofswellingsoilstructures.Itisofgreatimportancetoestimatethedeformationofswellingsoilinsomespecificconditions,anditisnotonlyimportantbutalsonecessarytoestablishthecalculationmodelforweakswellingsoil.

unsaturatedsoil;degreeofcompaction;weakswellingsoil;deformation;linearswellingratio

2015-07-22;

2015-09-07

邊加敏(1979-)，男，江蘇南京人，副教授，博士，主要從事非飽和土的教學與科研工作，(電話)15951670241(電子信箱)bianjiamin1114@aliyun.com。

10.11988/ckyyb.20150613

2016,33(09):107-110，137

TU443

A

1001-5485(2016)09-0107-04

Inviewofthis,onthebasisofanalyzingtheinfluencefactorsoflinearswellingratio,wecarriedoutswellingdeformationtestsonweakswellingsoiloftheslopeofXuheriverindifferentinitialstatus.Wealsostudiedtheinfluencesofhumidificationratio,degreeofcompactionandoverburdenpressureonthelinearswellingratio,andestablishedthecalculationmodelforlinearswellingratioinconsiderationofhumidificationratio,degreeofcompactionandoverburdenpressure.Finallyweusedthetestdataofotherscholarstoverifythecalculationmodel,andtheverificationresultsshowedthatthecalculationmodelcouldwellfittheswellingdeformationofcompactedweakswellingsoil.