(南京交通職業(yè)技術學院 路橋與港航工程學院，南京 211188)

1 研究背景

膨脹土以顆粒高分散性的黏土礦物為主要成分，土體富含親水性礦物成分，對環(huán)境的濕熱變化極其敏感,導致其力學性能極易受季節(jié)氣候變化影響。表現(xiàn)為隨干濕循環(huán)次數(shù)的增加，力學性能逐漸劣化,而土體性能劣化造成了膨脹土地區(qū)路堤及邊坡的破壞，因此，開展干濕循環(huán)作用下膨脹土力學特征研究對膨脹土地區(qū)路基和邊坡治理極為重要。

近些年來，黃震等[1]、肖杰等[2]通過設置等幅度的干濕循環(huán)及低應力的干濕循環(huán)試驗條件，對膨脹土在干濕循環(huán)作用下的強度特性進行了研究，研究結論表明土體在低應力及等干濕循環(huán)幅度下的強度特征與采用試驗規(guī)范方法得到的強度特征具有明顯的差異，楊和平等[3]對位于南寧外環(huán)公路的膨脹土進行了大量干濕循環(huán)的直剪試驗研究，研究表明土體的凝聚力隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸減小，荷載對土體抗剪強度的衰減具有明顯的影響。呂海波等[4-5]進行了控制干濕循環(huán)幅度的干濕循環(huán)試驗，結果顯示，抗剪強度的穩(wěn)定值及達到穩(wěn)定的干濕循環(huán)次數(shù)均隨著干濕循環(huán)幅度的增大而減小，采用S型曲線可以較好地擬合脹縮性土凝聚力與干濕循環(huán)次數(shù)的關系。邊加敏[6]根據(jù)膨脹土的膨脹變形建立了膨脹土的膨脹變形模式。

可以看出，現(xiàn)有研究主要從設置試驗條件出發(fā)對膨脹土在干濕循環(huán)作用下抗剪強度進行研究，但這些結論主要針對單一干密度土體進行研究，對不同干密度土體經(jīng)過干濕循環(huán)后直剪強度特性的對比較少，本文選擇2種干密度的膨脹土進行干濕循環(huán)試驗，對干濕循環(huán)試驗后的直剪強度特征進行分析。

2 土樣參數(shù)及試驗方案

2.1 試驗材料的基本性質(zhì)

試驗用土取自南京高淳胥河邊坡的素膨脹土，取土深度為1.0～1.5 m左右，根據(jù)《公路土工試驗規(guī)程》 (JTG E40—2007)[7]的試驗方法，土樣的相關試驗參數(shù)如表1及圖1，按照文獻[8]，判斷該土為高液限弱膨脹土。

表1 膨脹土物理性質(zhì)Table 1 Physical properties of expansive soil

2.2 試驗方案

破碎后測定土體的含水率，向土體中加入剩余的水，使得土體的含水率達到16.8%，裝入密封塑料袋中放置24 h。制作時復測含水率，當含水率為(16.8±0.05)%認為含水率合格。分別按照1.80,1.65 g/cm3這2種初始干密度制作小環(huán)刀樣，環(huán)刀直徑為61.8 mm，高度為20 mm。將環(huán)刀樣放入水槽中進行浸水飽和試驗，為防止干濕循環(huán)過程中土樣浸水崩解破壞，水槽中水體低于透水石2 mm。飽和后進行風干脫水，直至干燥后土體的含水率為(16.8±0.05)%時停止，分別進行0～4次干濕循環(huán)試驗。每種干密度有20個小環(huán)刀試樣，放入直剪儀中進行快剪試驗，進行快剪試驗時土體的上覆壓力分別選擇50,100,150,200 kPa，浸水后的土樣如圖2。

圖1顆粒級配圖

Fig.1Particlesizedistribution

圖2浸水后的土樣

Fig.2Soilspecimensafterwaterimmersion

試驗中，可根據(jù)試驗結果求出凝聚力和剪應力。其中不同干濕循環(huán)次數(shù)下凝聚力的絕對衰減率δc的計算公式為

(1)

式中：c0，ci為第0次、第i次干濕循環(huán)時土體的最大剪應力。

不同干濕循環(huán)次數(shù)下土體抗剪強度的衰減率δτ為

(2)

式中：τ0，τi為第0次、第i次干濕循環(huán)時土體的最大剪應力。

3 土樣裂縫開展

圖3為試驗中干密度為1.80 g/cm3的土樣在第1次至第4次干濕循環(huán)時土樣的典型裂縫變化狀態(tài)。

由圖3可以看出，隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加, 土體裂縫的寬度、深度不斷增加。第1次浸水飽和后，土體沒有出現(xiàn)裂縫，土體出現(xiàn)明顯的膨脹凸起現(xiàn)象；第1次風干收縮后，土體邊緣出現(xiàn)了少量的裂縫，有些區(qū)域裂縫較寬，邊緣其余地方存在微裂隙，土體原有的結構出現(xiàn)了一定的破壞。第2次飽和后，土體裂隙明顯收窄，但沒有完全愈合，在原裂縫處仍存在微裂隙；第2次風干后，土體的裂隙在原有裂隙的基礎上明顯朝土樣中部擴展，邊緣出現(xiàn)了較多的微裂隙。第3次飽和后，土體的裂隙明顯收窄，在原裂隙處出現(xiàn)了一定的土體剝離破壞現(xiàn)象；第3次風干時，土體原有裂縫寬度進一步開展，主裂縫的形狀基本保持不變。第4次飽和時，土體裂隙愈合不完全，沿著裂隙處存在明顯的土體剝離現(xiàn)象；第4次風干時，土體裂隙寬度及形狀與第3次風干后變化不明顯。其原因在于土體蒸發(fā)脫濕的過程中，土體不同部位之間的脫濕速度不同，造成了土體表面與土體內(nèi)部的含水率存在明顯的含水率梯度。

圖3不同次數(shù)干濕循環(huán)過程裂縫變化

Fig.3Developmentofcracksunderdifferentdry-wetcycles

4 直剪試驗的結果與分析

4.1 土體剪應力試驗結果分析

將不同干濕循環(huán)次數(shù)下的土體分別在50,100,150,200 kPa的荷載作用下進行直剪試驗，限于文章篇幅，僅將干密度為1.80 g/cm3土樣的直剪試驗結果列出，如圖4所示。

由圖4可見，不同上覆壓力下的應力-位移曲線均呈現(xiàn)出明顯的位移軟化特征。在相同的干濕循環(huán)次數(shù)下，最大剪應力隨著上覆壓力的增大而逐漸增大。原因為土體受剪時，由于土體排列緊密，一部分土體顆粒翻過另一部分顆粒而產(chǎn)生相對錯動時，需要克服較大的“咬合”作用力，因而表現(xiàn)出較大的抗剪強度，當土體顆粒一旦繞過另一部分土體顆粒時，結構變松，抗剪能力減弱，表現(xiàn)為軟化特性。將2種干密度土樣在0～4次干濕循環(huán)時的最大剪應力分別列于表2。

圖4不同干濕循環(huán)次數(shù)剪應力與剪切位移關系曲線(1.80g/cm3)
Fig.4Relationshipbetweenshearstressandsheardisplacementunderdifferentdry-wetcycles(1.80g/cm3)

表2 不同上覆壓力下的抗剪強度Table 2 Shear strength under different overburden pressures

由表2可見：在相同的干濕循環(huán)次數(shù)下，土體的抗剪強度均隨著上覆壓力的增大而增大；干密度越大，抗剪強度越大。這是由于干密度越大，土體粒間的水膜越薄，原始凝聚力增大。不同干濕循環(huán)次數(shù)下的抗剪強度與上覆壓力的關系如圖5所示。

圖5上覆壓力與抗剪強度的關系

Fig.5Relationshipbetweenoverburdenpressureandshearstrength

由圖5可見，2種干密度的土體在不同干濕循環(huán)次數(shù)下的抗剪強度均隨著上覆壓力的增大而增大，呈現(xiàn)明顯的線性特征，線性擬合后的相關系數(shù)均達到0.95以上。這表明在相對較高的上覆壓力作用下，采用線性擬合的方式確定凝聚力與內(nèi)摩擦角具有一定的可靠性。

4.2 土體凝聚力試驗結果分析

將土樣線性擬合后獲取的不同干濕循環(huán)次數(shù)的凝聚力繪于圖6。

圖6凝聚力與干濕循環(huán)次數(shù)的關系

Fig.6Relationshipbetweencohesionanddry-wetcycle

由圖6可見，2種干密度土體的凝聚力均隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸減小，干密度為1.80 g/cm3的土體在干濕循環(huán)次數(shù)為1，2，3，4時的凝聚力絕對衰減率差值分別為30.9%,21.2%,17.2%,9.0%；干密度為1.65 g/cm3的土體在干濕循環(huán)次數(shù)為1，2，3，4時的凝聚力絕對衰減率差值分別為49.3%,17.5%,8.7%,5.6%。可見，第1次干濕循環(huán)時土體的凝聚力降低幅度最大，隨后隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加凝聚力的衰減率逐漸減小。干密度為1.65 g/cm3的土體經(jīng)過4次干濕循環(huán)后凝聚力絕對衰減率的差值為5.6%，基本接近穩(wěn)定，而對于干密度為1.80 g/cm3的土體，經(jīng)過4次干濕循環(huán)后土體的凝聚力絕對衰減率差值為9.0%，仍然沒有達到穩(wěn)定值。這表明在相同的干濕循環(huán)試驗條件下，不同干密度的土體達到凝聚力穩(wěn)定的干濕循環(huán)次數(shù)不同。干密度越大，達到凝聚力穩(wěn)定值的干濕循環(huán)次數(shù)越多。

土體干濕循環(huán)過程中凝聚力降低的根本原因是由干濕循環(huán)過程中裂縫的開展，結合上文土體裂隙的開展過程可以看出，凝聚力絕對衰減率穩(wěn)定所需的干濕循環(huán)次數(shù)與土體開裂所需的干濕循環(huán)穩(wěn)定次數(shù)基本一致，從另一方面驗證了文獻[9]的研究結論。文獻[4]通過汞試驗研究干濕循環(huán)后土體的微孔隙特征，得出干濕循環(huán)后膨脹性土體強度降低的主要原因是干濕循環(huán)效應使得土體內(nèi)部的顆粒間黏結產(chǎn)生了不可逆損傷，土體凝聚力的降低是微結構劣化的結果。2種結論并無本質(zhì)的差異，認為由于裂隙開展導致土體凝聚力的降低主要從宏觀角度分析，而認為土體凝聚力降低是微結構劣化的結果則是從微觀方面分析。事實上，土體裂隙開展的主要原因之一也是土體干濕循環(huán)過程中土體顆粒產(chǎn)生不可逆的損傷。

由圖6還可以看出，干密度越大，土體的凝聚力越大，但不同干密度的土體經(jīng)過一定次數(shù)的干濕循環(huán)后，土體的凝聚力逐漸接近，在0-4次干濕循環(huán)下，2種干密度的凝聚力差值分別為26,19.5,15.5,6.5，3 kPa。可見隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加，不同干密度土體的凝聚力差值逐漸減小，至第4次干濕循環(huán)時2種干密度凝聚力的差值只有3 kPa?？紤]到干密度為1.80 g/cm3的土體在第4次干濕循環(huán)時凝聚力還未完全穩(wěn)定，表明不同干密度的土體經(jīng)過一定次數(shù)的干濕循環(huán)后土體的凝聚力逐漸趨于同一值，這是由于經(jīng)過一定次數(shù)的干濕循環(huán)后，土體的干密度逐漸趨于穩(wěn)定造成的。國外學者Basma等[10]和Tripathy等[11]發(fā)現(xiàn)在相同的固結壓力下，經(jīng)過一定的干濕循環(huán)次數(shù)后，土體的干密度保持不變，且此干密度與土樣的初始干密度無關，證明了本試驗出現(xiàn)的現(xiàn)象的合理性。

這種現(xiàn)象的出現(xiàn)可以采用以下理論解釋，膨脹土內(nèi)部微觀結構具有典型的雙尺度特性，即土體內(nèi)部雙重結構可以采用圖7表示。

(a)微觀結構和微觀孔隙 (b)宏觀結構和宏觀孔隙

圖7膨脹土的雙重結構示意圖

Fig.7Illustrationofdual-structureofexpansivesoil

膨脹土干濕循環(huán)中體積變化的原因為集聚體單元由于含水率變化而引起土體顆粒的膨脹與崩解或收縮與聚合，體積變化是這種結構變化在宏觀上的表現(xiàn)。對于干密度較小的土樣，土顆粒集聚體之間存在大空隙，集聚體的膨脹與崩解作用將引起土體宏觀大孔隙的減小，土體的膨脹更多是由于水嵌入土體空隙及集聚體內(nèi)部而造成，因此，膨脹變形較小。而對于干密度較大的土樣，在浸水吸濕過程中，土體的吸力減小，導致集聚體單元有效應力降低，在集聚體內(nèi)部因吸附水的作用使得集聚體的體積變大，進而產(chǎn)生膨脹作用。在土顆粒的膨脹過程中，部分較大的集聚體崩解為較小的集聚體，對于處于緊密狀態(tài)的膨脹土土樣，土體顆粒的崩解及膨脹均可以造成土體宏觀體積的增大，進而產(chǎn)生膨脹效應。

在脫濕的過程中，土顆粒的吸力增大，作用于集聚體單元的有效應力升高，導致集聚體單元內(nèi)孔隙減小，使得土顆粒集聚體本身的體積變小，部分集聚體在較大的壓力或者持續(xù)較長時間的壓力作用下將聚集為更大的集聚體。脫濕過程中顆粒的集聚及收縮均會導致土體宏觀體積減小，產(chǎn)生干縮或者壓縮特性。經(jīng)過多次干濕循環(huán)后，土體的顆粒逐漸由較大的顆粒分解為較小的顆粒，由集聚體顆粒重排列引起的不可逆的土體變形逐漸減小，經(jīng)過一定次數(shù)的干濕循環(huán)后，由土體顆粒的崩解引起的重新排列對土體體積的影響逐漸減小，最后保持不變。由集聚體顆粒之間重排列引起的土體體積變化見圖8，因此，對于不同干密度的土體，在一定的干濕循環(huán)次數(shù)下，土體的最終穩(wěn)定干密度達到穩(wěn)定值，穩(wěn)定干密度的大小與初始干密度無關，而與固結壓力有關，這在文獻[10-11]中得到驗證。

圖8集聚體干濕循環(huán)顆粒重排列

Fig.8Rearrangementofparticlesafterdry-wetcycles

4.3 土體內(nèi)摩擦角試驗結果分析

以干濕循環(huán)次數(shù)為橫坐標，內(nèi)摩擦角為縱坐標，將2種干密度土體所測得的內(nèi)摩擦角與干濕循環(huán)次數(shù)的關系繪于圖9。

圖9內(nèi)摩擦角與干濕循環(huán)次數(shù)的關系

Fig.9Relationshipbetweeninternalfrictionangleanddry-wetcycle

由圖9可知，內(nèi)摩擦角與干濕循環(huán)次數(shù)關系的規(guī)律性不明顯，本文試驗土樣的內(nèi)摩擦角均在19°～23°之間，總體而言，土體的內(nèi)摩擦角均存在隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加而呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢，黃震等[1]、韋秉旭等[2]也得出了類似的結論，可以從土體自身性質(zhì)和試驗本身2方面解釋其原因。

(1)從土體自身性質(zhì)來看：①對連續(xù)完整土體，影響土體內(nèi)摩擦角的主要因素有初始含水率、孔隙比及顆粒組成，對于制樣含水率相同的土體來說，決定土體內(nèi)摩擦角的主要因素為孔隙比及顆粒組成，干濕循環(huán)后土體的體積逐漸減小，孔隙比減小，內(nèi)摩擦角增大；②干濕循環(huán)后土體顆粒發(fā)生了一定程度的重組，顆粒分布逐漸趨于穩(wěn)定，由顆粒重組造成的內(nèi)摩擦角的變化與干密度的變化密切相關；③土體干濕循環(huán)后的裂隙擴展較大，土體裂隙的擴展對于土體內(nèi)摩擦角具有明顯的減小作用。以上幾種因素對內(nèi)摩擦角影響的相對大小決定了土體最終內(nèi)摩擦角，因此，內(nèi)摩擦角隨干濕循環(huán)呈現(xiàn)的變化規(guī)律性不明顯。

(2)從試驗本身來看，內(nèi)摩擦角的測定具有一定的尺寸效應，對于有結構、構造且各向異性的膨脹土，小尺寸試件的試驗結果較難完全反映其真實的內(nèi)摩擦角狀態(tài)。

4.4 上覆荷載對抗剪強度衰減的影響

2種干密度的土體在上覆壓力下不同上覆壓力下的剪應力衰減率與干濕循環(huán)次數(shù)的關系如圖10所示。

圖10不同上覆壓力下的剪應力衰減率與干濕循環(huán)次數(shù)的關系

Fig.10Relationshipbetweendecayrateofshearstressanddry-wetcycleunderdifferentoverburdenpressures

由圖10可以看出，相同的干密度下，土體的剪應力衰減率隨著上覆壓力的增大逐漸減小。干密度為1.65 g/cm3的土體第4次干濕循環(huán)時，上覆壓力50 kPa下的剪應力衰減率比200 kPa大21%，干密度為1.80 g/cm3土體第3次干濕循環(huán)時，上覆壓力50 kPa下的剪應力衰減率比200 kPa大17%，這表明直剪試驗所使用的上覆壓力對于膨脹土干濕循環(huán)剪應力測定的衰減約束作用十分明顯。楊和平等[3]對邊坡破壞的深度進行分析，指出膨脹土低應力下的抗剪強度更能反映土體抗剪強度的實際狀態(tài)，干濕循環(huán)過程中的上覆荷載對于土體強度的衰減具有明顯的約束作用。結合本文的研究結論，可見荷載對于土體的干濕循環(huán)強度衰減具有較大的影響，干濕循環(huán)及試驗過程中的約束荷載越小，干濕循環(huán)對土體強度的衰減影響越大。在進行膨脹土邊坡穩(wěn)定性分析時，應采用低上覆壓力下的干濕循環(huán)直剪強度參數(shù)，使得分析結果更符合土體破壞的實際狀態(tài)。

5 結 論

通過對2種干密度的膨脹土土樣進行0-4次的干濕循環(huán)試驗，分析了不同干濕循環(huán)次數(shù)下不同干密度土體的直剪強度及抗剪強度參數(shù)，得到了以下主要結論：

(1)在不同的干濕循環(huán)次數(shù)下，土體的裂隙擴展具有不可逆性，隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加，土體的新裂隙不斷生成，原有裂隙不斷拓寬增長。

(2)土體的凝聚力隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加不斷降低，不同干密度的土體經(jīng)過一定次數(shù)的干濕循環(huán)后，土體的凝聚力差值逐漸減小，干濕循環(huán)后的穩(wěn)定凝聚力逐漸趨于一致。

(3)干濕循環(huán)與土體內(nèi)摩擦角關系的規(guī)律性不明顯，本文試驗用土在不同干濕循環(huán)次數(shù)下，土體的內(nèi)摩擦角均處于19°～23°范圍內(nèi)。

(4)直剪試驗時的上覆壓力對于不同干濕循環(huán)次數(shù)的剪應力衰減的抑制作用十分明顯，上覆荷載越大，抗剪強度的衰減率越低，在脹縮性土的邊坡穩(wěn)定性分析中,采用低應力下的直剪強度參數(shù)作為分析參數(shù)可更準確反映出干濕循環(huán)對于土體直剪強度的影響。

參考文獻：

[1] 黃 震,傅鶴林,韋秉旭,等.等幅干濕循環(huán)條件下膨脹土的低應力抗剪強度特征[J].四川大學學報(工程科學版)，2016,48(1):70-77.

[2] 肖 杰,楊和平,李晗峰,等.低應力條件下不同密度的南寧膨脹土抗剪強度試驗[J].中國公路學報，2013,26(11):15-21.

[3] 楊和平,王興正,肖 杰.干濕循環(huán)效應對南寧外環(huán)膨脹土抗剪強度的影響[J].巖土工程學報，2014,36(5)：949-954.

[4] 呂海波,曾召田,趙艷林,等.膨脹土強度干濕循環(huán)試驗研究[J].巖土力學，2009,30(12):3797-3802.

[5] 呂海波,曾召田,趙艷林,等.脹縮性土強度衰減曲線的函數(shù)擬合[J].巖土工程學報，2013,35(增2):157-162.

[6] 邊加敏.壓實弱膨脹土的膨脹變形特征及計算模式研究[J].長江科學院院報，2016,33(9):107-110.

[7] JTG E40—2007,公路土工試驗規(guī)程[S].北京：人民交通出版社，2010.

[8] 李雄威.膨脹土濕熱耦合性狀與路塹邊坡防護機理研究[D].武漢:中國科學院武漢巖土力學研究所,2008.

[9] 劉華強,殷宗澤.裂縫對膨脹上抗剪強度指標影響的試驗研究[J].巖土力學，2010,31(3):727-731.

[10] BASMA A A, AL-HOMOUD A S, MALKAWI A I H,etal. Swelling-shrinkage Behavior of Natural Expansive Clays[J]. Applied Clay Science, 1996, 11(2/4): 211-227.

[11] TRIPATHY S, RAO K S S, FREDLUND D G. Water Content-void Ratio Swell-shrink Paths of Compacted Expansive Soils[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2002, 39(4): 938-959.

[12] 韋秉旭,劉 斌,歐陽運清,等.干濕循環(huán)作用對膨脹土結構性的影響及其導致的強度變化[J].工業(yè)建筑,2015,45(8):99-103.