非饱和重塑膨胀土各向等压加载试验研究

刘敏捷，姚志华，覃小华，汪龙

(1中铁二十二局集团第二工程有限公司，北京100043；2后勤工程学院军事建筑工程系，重庆401331；3岩土力学与地质环境保护重庆市重点实验室，重庆401331)

膨胀土对外界湿度的变化非常敏感，随着湿度的变化而出现膨胀力，或者出现失水收缩并伴随裂缝产生[1-2]。这主要由于膨胀土由强亲水性矿物蒙脱石和伊利石组成，使其具备了超固结性、胀缩性和裂隙性3种独特的力学特性[3-4]。膨胀土工程问题已经成为一个世界难题，而工程中出现的问题往往由于水渗入膨胀土土体引发湿胀作用产生、又随着水分逐渐散失而引起土体干缩。往复的干湿循环导致裂隙的产生和闭合，再加之雨水侵蚀，从而引发大量的膨胀土地区基础设施破坏。

Alonso和Gens等人的非饱和土弹塑性模型[5]和膨胀土弹塑性模型框架(BExM)[6]，均利用屈服特性及临界状态概念先后建立。陈正汉等[7]通过试验改进了Barcelona模型，并确定三轴剪切条件下的屈服应力的新方法，并根据实验资料建立了一个考虑剪切因素的土水特征曲线；黄海等[8]通过试验提出了LC和SI屈服曲线为一条统一的屈服线，对非饱和土的屈服特性进行新的认识。然而，胀缩性和裂隙性如何影响膨胀土的屈服以及水量变化特性，这方面的研究还很少见。

本文着力研究结构损伤对屈服和水量变化的影响，以后勤工程学院研制成功的非饱和土多功能土工三轴仪为工具，首先对膨胀土进行制造结构损伤的干湿循环试验，再对损伤后的膨胀土试样进行等吸力条件下各向等压加载试验，寻求干湿循环对其屈服和水量变化的影响，并对同一干湿循环和不同吸力条件下的膨胀土屈服和水量变化特性进行比较，为进一步认识和了解非饱和膨胀土物理力学特性提供一定的试验基础。

1 试验概况

1.1 符号说明

本文采用非饱和土力学中的双应力状态变量，即净总应力张量(σij-uaδij)和吸力张量(ua-uw)δij，(σij，ua和uw分别代表总应力张量，孔隙气压力和和隙水压力，δij是Kronecker记号)。净总应力和吸力分别由以下2式代表：

式中，为净平均应力，为吸力；，和分别是3个方向的主应力。表示试样的体应变，表示水的体变，其定义如下：

式中，△V为加载前后试样体积之差，△Vw为试样加载前后的水相体积变化，V0为试样对应的原始体积。

试验体变和水相体变与试样比容及含水率通过式(5)和(6)联系，即：

式中，e0是试样的初始孔隙比，w0为初始含水率，Gs为土粒的相对密度。

1.2 试验方案制定和制样方法

本文所用膨胀土取自南水北调中线工程陶岔引水渠坡，过2mm筛后，配制初始含水率为26.55%。重塑制样后的试样直径为3.91cm，高度为8cm，试样初始干密度控制在1.5g/cm3，土粒相对密度2.73。

首先对重塑试样进行干湿循环，控制烘箱温度始终为为35℃，在无鼓风状态下干燥24h；试样增湿控制时，饱和度始终为88.58%。试样增湿至目标饱和度要通过多次增湿，直至试样体积变化趋于稳定，且达到饱和度要求。增湿时必须将试样放在保湿罐中72h以上，已达到水分充分均匀。

以多功能土工三轴仪为研究工具[9](如图1所示)，以6个重塑膨胀土试样为对象，进行不同干湿循环次数和控制吸力以及净平均应力为常数的各向等压加载试验，试验方案的选定以及试样初始状态参数参见表1。对0#试样以及进行干湿循环1次、2次、3次和4次的1至4#试样分别进行控制吸力为50kPa的各向等压加载试验，而对5号试样干湿循环4次并进行控制吸力为100kPa的各向等压加载试验。净平均应力分级施加，施加的应力分别是25、50、75、100、150、200、250和350kPa，荷载稳定后同时记录试样的变形和排水量。试验过程中排水孔隙水压力始终为0，所以试验只需控制净围压。表中0#试样为无干湿循环的初始试样，即为初始的重塑状态。

图1 非饱和土多功能土工三轴仪

表1 试样方案选定和初始状态参数

1.3 试验稳定规定和校正排水量误差

根据以往经验和相关著作，各向等压加载试验采用的稳定标准为：在2h内，试样的体变小于0.0063cm3，排水量小于0.012cm3。各向等压加载试验试验周期较长，完成一个试验大约需要半月左右(表2)。

表2 试验过程中的排水量与校正值的比较[13]

较长的试验周期势必导致水中溶解的气体在陶土板底部出现，多余的气体会阻碍水分的顺畅排出，记录含水率时必须对排水量测值进行校正。试验结束后，将试样切为3段，快速量测各段的含水率，将其平均值作为校正标准。通过计算得到试样的实际排水量，即可以得到校正值。各个试样的含水率校正值如表2所示。本文均将校核值作为分析水量变化特征的基础。

2 试验结果分析

2.1 干湿循环宏观反映分析

图2 3#试样干湿循环过程后的形态

图2(a)和(b)分别是3#试样增湿和烘干时的状态，限于篇幅本文不再列出其他试样干湿循环过程图片。总体来看，试样产生的裂隙主要集中在表层，这与试样水份蒸发有关；这也与实际情况完全符合，膨胀土地区土样水份先通过地表蒸发，会产生大量的微裂纹，地表处最先遭到破坏，从而产生开裂现象。当发生开裂现象时，初始裂隙延伸较短，开裂深度较浅；随着湿干循环的进行，原有的主裂隙不断扩大并向试样内部不断深入，在原有裂隙周边产生新的次生裂隙向四周扩散，次生裂隙的规模要小于主裂隙。主裂隙和次生裂隙在湿干循环过程中不断扩展、扩散直至贯通。从以上分析来看，干湿循环过程中试样裂隙产生呈现随机性和不规则性。

加水和失水导致膨胀和收缩对膨胀土裂隙的产生及闭合均产生较大影响。随干湿循环过程，主裂隙不断扩展并向试样内部不断楔入，次生裂隙逐渐形成叶脉状并连接构成网格状分布。在无约束条件下，试样浸湿和干燥都能引发裂隙的产生和闭合；试样增湿过程小裂隙会闭合，大裂隙会扩展；干燥过程小裂隙会扩展，而大裂隙会收缩变窄。烘干后的试样水份大量消散，试样表面存在较多裂隙，这些裂缝为下次水份进入试样内部提供了便利的通道，进而使得膨胀土表层更易吸水而产生软化[10-11]。

2.2 干湿循环对屈服应力、水量变化指标的影响

图3 不同干湿循环次数试样的v-lgp关系(吸力50kPa)

图3是0#至4#试样比容与净平均应力(v-lgp)关系图。可将加载过程中的试验点近似归一到直线上。根据文献[12]可将交点对应的净平均应力作为屈服应力。由该图可知，0#至4#试样的屈服应力分别是150.34、134.58、116.61、94.25和82.14kPa，结合以上分析可知，同一吸力条件下，伴随着干湿循环次数增加，试样屈服应力则相应地减小。

屈服点前后直线段斜率可称为压缩指数，通过最小二乘法拟合得到各试样的压缩指数，并列于表3中。由该表可知，在试样屈服前，随着干湿循环次数的增加其压缩指数的绝对值逐渐增大；当屈服发生后，5个试样的直线段斜率，除1#试样外基本变化不大，由以上分析可知，干湿循环对试样屈服后的压缩指数没有质的影响[13]。

表3 与各向同性加载试验相关的压缩指标和水量指标[13]

干湿循环次数越多，试样结构损伤越大，裂隙和孔隙发育越加明显，其抵御外部荷载的能力同时减小，造成了在同一净平均应力作用下，试样变形越大，这也是屈服前干湿循环次数较多试样压缩指数偏大以及屈服发生提前的原因。

图4 不同干湿循环次数试样的εw-p和w-p关系

由图4可知，相同吸力条件下，干湿循环对试样的排水会产生一定的影响，突出表现在较多的干湿循环次数造成含水率下降更快。出现以上现象与试样干湿循环次数越多含水率越大有关，并且与干湿循环次数越多、试验每级荷载所需时间较长有关。

干湿循环次数越多，试样结构破坏越大，在同一吸力和净平均应力条件下，水分越容易沿着裂隙和孔洞流动而被排除，这也是图4中干湿循环次数越多的试样排水越加容易的原因。

图5 相同干湿循环次数不同吸力试样的v-lgp关系

图6 4#和5#试样的εw-p和w-p关系

图4表示了0#至的εw-p和w-p关系。由该图可知水量变化指标和体变指标与净平均应力之间的关系曲线可用一条直线代替，用最小二乘法拟合直线的斜率，其值分别用λ(s)和β(s)表示并列于表3中。 λw(s)和β(s)的关系可由式(2.8)对p两边求导得来。并满足关系式(7)：

2.3 吸力对屈服应力、水量变化指标的影响

本文除对比干湿循环对膨胀土力学特性的影响外，还对同一干湿循环次数不同吸力下的试样进行屈服和水量变化比较[13]。4#和5#试样在干湿循环4次后进行不同吸力下的均压试验，图5、图6(a)和6(b)分别是两个试样的v-lgp、εw-p和w-p关系。由图5可知，5#试样屈服应力为166.74kPa，要稍大于4#试样的屈服应力，这与试样受到的吸力有关，说明了吸力越大，屈服应力越大。

图6与图4较为相似，εw-p和w-p的关系也可采用直线代替，2条直线的斜率之间差距较小，由于本文只进行了一个不同吸力以及干湿循环次数相同的均压试验，故只能初步认为相同损伤不同吸力条件下的试样水量变化指标和体变指标相等(其值见表3)。

3 结语

为研究裂隙和胀缩对非饱和重塑膨胀土屈服和水量变化特性的影响，首先对重塑膨胀土试样进行不同次数的干湿循环，再以应力控制式多功能土工三轴仪为工具，对干湿循环后的试样进行控制吸力和净平均应力为常数的各向等压加载试验，试验结果表明：

(1)随着干湿循环次数的增加，膨胀土试样裂隙和孔洞发育愈加明显；裂隙和孔洞为水分的运移提供了捷径，使得结构损伤越大的试样，排水能力显著提高；

(2)同一吸力条件下，屈服应力随着干湿循环次数的增大而减小；同一干湿循环次数条件下，试样所受吸力越大，屈服应力越大；

(3)随着干湿循环次数的增大，屈服前的压缩指数一直增大，而屈服后的压缩指数则近似为一常数。

[1]刘特洪.工程建设中膨胀土问题[M].北京：中国建筑工业出版社，1997：1-3.

[2]廖世文，曲永新，朱永林.全国首届膨胀土科学研讨会论文集[C].成都：西南交通大学出版社，1990：1-2.

[3]Bao C G，Ng C W W.Some Thoughts and Studies on the prediction of slope stability in expansive soils(Key-notelecture)[R].SingaPore，2000：15-31.

[4]Zhan Liangtong.Field and Laboratoy Study of an Unsaturated Expansive soil，Associated with Rain-indueed Slope Instability[D].HongKong：The Hongkong University of Science and Technology(HKUST)，2003.

[5]Alonso，E.E.，Gens，A.&Josa，A.A constitutive model for partially saturated soils[J].Geotechnique，1990，40(3)：405-430.

[6]Gens A，Alonso， E.E.A framework for the behaviour of unsaturated expansive clays[J].Canadian Geotechnique Journal，1992，29：1013-1032.

[7]陈正汉.重塑非饱和黄土的变形、强度、屈服和水量变化特性[J].岩土工程学报，1999，21(1)：82-90.

[8]黄海，陈正汉，李刚.非饱和土在p-s平面上屈服轨迹及土-水特征曲线的探讨[J].岩土力学，2000， 21(4)：316-321.

[9]陈正汉，孙树国，方祥位，等.多功能土工三轴仪的研制及其应用[J].后勤工程学院学报，2007，23(4)：34-38.

[10]姚志华.裂隙膨胀土在三轴浸水和各向等压加载过程中的细观结构演化特性研究[D].重庆：后勤工程学院，2009.

[11]姚志华，陈正汉，朱元青，等.膨胀土在湿干循环和三轴浸水过程中细观结构变化的试验研究 [J].岩土工程学报，2010，32(1)： 68-76.

[12]Delage P，Graham J.Mechanical behaviour of unsaturated soils：Understanding the behavior of unsaturated soils requires reliable conceptual model[A].Proceedings of the First international Conference on Unsaturated Soils[C].Paris：Balkema A A.1995，3：1223-1256.

[13]姚志华，陈正汉，黄雪峰，等.结构损伤对膨胀土屈服特性的影响[J].岩石力学与工程学报，2010，29(7)：1503-1512.