压实弱膨胀土变形干湿循环效应试验研究

(南京交通职业技术学院 路桥与港航工程学院，南京 211188)

压实弱膨胀土变形干湿循环效应试验研究

边加敏

(南京交通职业技术学院 路桥与港航工程学院，南京 211188)

为研究干湿循环对弱膨胀土用于路堤填筑变形性能的影响，在对路堤内部和表面2种工作环境进行分析的基础上，通过模拟2种工作环境土体的干湿循环试验，对干湿循环后土样变形特征进行分析。结果显示：由干湿循环造成的膨胀土胀缩变形过程并不完全可逆，土样在第2次浸水膨胀时产生的膨胀量最大，而第1次干燥收缩时的收缩量最大；随着干湿循环次数的增加，土样的膨胀及收缩变形均逐渐减小并趋于稳定；稳定后的高度比原始高度有所变化；上覆荷载及含水量的变化对土样的干湿循环变形特征具有十分重要的影响。试验结果表明，干湿循环对用于路堤内部膨胀土的变形影响均小于路堤表面的工作状态，判断膨胀土路堤填筑的可行性及处治方式时应结合膨胀土的路堤填筑位置。

弱膨胀土；路堤填筑；上覆压力；干湿循环；胀缩变形

1 研究背景

膨胀土是一种特殊的黏性土，具有失水收缩、吸水膨胀的特征，对公路路基具有十分严重的破坏作用，被视为公路建设中的“癌症”。路基设计规范规定强膨胀土不得用于路堤填筑，中、弱膨胀土经过处理后可以用于路堤填筑。长沙理工大学的杨和平等[1]根据膨胀土的变形特性提出采用工程包边法将中、弱膨胀土用于路堤填筑，成功应用于国内多条高速公路的建设中，取得了较好的效果，节约了工程造价。

由干湿循环造成土样变形性能的降低是膨胀土路堤破坏最主要的原因，吴珺华等[2-3]、P.Delage[4]和黄珂等[5]均对极端状态下的干湿循环特性进行了研究，研究结果表明随着干湿循环的进行，土体的变形性能逐渐降低且逐渐趋于稳定。这些研究对用于路堤填筑的弱膨胀土不完全适用，主要存在2个方面的问题：①弱膨胀土一般用于路堤内部，表面常采用性质良好的土体包裹，因此，土体的干湿循环作用在一定的上覆压力下进行；②在大气影响深度范围内，含水率变化随着深度的增加逐渐较小[6]，与极端含水率变化范围不符，为此，唐朝生等[7]进行了控制含水率变化幅度的干湿循环试验，但其试验条件的设定没有考虑上覆荷载的作用。

本文通过模拟路堤内部及表面的上覆压力及含水率变化，设置土体的干湿循环条件，对2种工作环境下膨胀土干湿循环的变形进行对比分析，并通过研究成果分析土体用于路堤填筑的干湿循环变形特征。

2 试验概况

2.1 试验材料的基本性质

图1 土体颗粒级配Fig.1 Particle size distribution of test soil

试验用土取自南京芜申线东坝镇航道段某边坡，取土深度为1 m左右，根据《公路土工试验规程》的方法获得土样的液限为56%，塑限为25%，塑限指数为31，土体的自由膨胀率为50，土体重型击实的最大干密度为1.83 g/cm3，最优含水率为16.5%。土体的颗粒级配见图1，按照文献[5]，判断为高液限弱膨胀土。

2.2 试验仪器

试验仪器采用河海大学自行设计研制的温控气压固结仪，固结仪内部装有电热片，同时与温度传感器、温度测控仪相连；竖向荷载采用气压施加。进行膨胀试验时直接往固结仪内注入纯水，当进行收缩试验时，插入温度传感器，接通电源，温度测控仪开始工作，调整试验温度至40 ℃。温控气压固结仪实物图见图2，上部主体部分结构示意图见图3。

图2 温控气压固结仪实物Fig.2 Photos of temperature and air pressure control consolidation apparatus

图3 温控气压固结仪上部主体部分结构示意图Fig.3 Schematic diagram of the main upper part of temperature and air pressure control consolidation apparatus

2.3 试验方案

2.3.1 上覆荷载

杨和平等[1]及余飞等[8]对路堤的处治深度进行了研究，提出了不同的路堤处治深度确定方法，结论显示按此方法确定路堤处治深度均>1 m，本文试验选择路堤表面及2 m深度处土样的上覆荷载进行干湿循环试验。根据路基设计规范[9]对路堤2 m深度处的压实度要求，确定试验土样的干密度为1.74 g/cm3，据此选择2 m深度土样的上覆压力为35 kPa，路堤表面的上覆荷载选择0 kPa。

2.3.2 含水率

李雄威[6]对不同深度处的含水率进行了检测，表明随着土体深度的增加，含水率的变化幅度逐渐减小，土体表面的含水率变化范围处于缩限至饱和含水率附近，在不考虑地下水作用的情况下，大气影响深度的含水率变化为0，按土工试验规范方法确定土样的平均缩限为16.5%。采用无荷膨胀仪进行土样的饱和含水率试验，加水至膨胀稳定后测定土样的平均含水率为37%，基于此，确定本文试验的2种工作状态为：①路堤内部采用姚海林等[10]关于路堤不同深度的含水率变化线性拟合方法，确定路堤2 m深度处的含水率变化为20%～27%;②土体表面含水率变化幅度采用初始含水率为16.5%直接加水至膨胀稳定。

2.4 试样制作

将土样风干后过2 mm筛并测定其含水率，按照试验方案要求的初始含水率分别向土样中加入剩余水，放入塑料袋中养护24 h使其水份分布均匀，取出测定土样的含水率，与试验要求含水率差值为0.05%时认为含水率符合要求，将养护完成的土样分别压制成干密度约为1.74 g/cm3、初始含水率分别为20%及16.5%的小环刀样，放入温控气压固结仪中按照试验方案进行干湿循环试验。

3 试验方案及控制

试验的含水率控制按图4进行，干湿循环的次数为 1～6次，其中含水率由最小值增湿至最大值时为1次增湿过程，而由最大值脱湿至最小值时为1次脱湿过程，1次增湿与1次脱湿过程为1次干湿循环。采用含水率控制法进行干燥收缩变形的控制，即控制收缩后的含水率为初始含水率±0.5%时停止收缩试验，而膨胀变形时的加水方法按照试验方案进行。

图4 干湿循环过程Fig.4 Process of wetting and drying cycles

3.1 极端状态下膨胀变形的含水率控制

极端状态下膨胀变形的含水率控制采用直接加水饱和至膨胀稳定，收缩试验的目标含水率控制采用质量控制的方法进行。

3.2 控制含水率变化幅度的含水率控制

李振等[11]对不同初始干密度及初始含水率的膨胀土进行了分级浸水和1次浸水膨胀变形试验，表明不同浸水方式对最终膨胀量影响不大,这说明可以采用分级加水的方式对土体的含水率进行控制。因采用1次加水的方法较难控制20%～27%的干湿循环幅度，本试验加水过程采用分级加水的方式进行，并对此干湿循环幅度下的含水率进行控制，收缩过程采用质量控制法控制土样的含水率，具体试验步骤如下：

(1) 按照20%的含水率拌制土样，并将拌制好的土样和已经烘干的透水石放入塑料袋中，密闭一昼夜，使透水板含水率与试样含水率保持一致。

(2) 按照要求将土样压制成小环刀样，并装入温控气压固结仪中，依次安装好上透水板、传力板和测杆，将百分表对准测杆中心，记录百分表的初始读数，称取固结仪上部土样的质量。

(3) 调节气压调压筒，施加35 kPa的竖向荷载，土样产生压缩变形，每1 h记录1次百分表读数，相邻2次百分表读数差值不超过0.01 mm，视为固结稳定。

(4) 计算需要加入水分的质量，用吸管吸取相同质量的水分，并缓慢自下而上加入土样，待膨胀稳定后，记录百分表读数，然后用吹风机吹干仪器表面水分，并称取仪器上部土样的质量。将土样装入仪器中，用滴定管补足所缺的水分，待膨胀稳定后重复记录百分表读数并称重，直至土体含水率处于(27±0.5)%时停止。注入纯水后，记录注入纯水的开始时间，每隔2 h记录1次百分表读数，当相邻2次百分表读数差值不超过0.01 mm，视为膨胀稳定。

(5) 将膨胀稳定的土样装入仪器中，插入温度传感器，接通电源，温度测控仪开始工作，调整试验温度在40 ℃，每隔2 h记录百分表读数和固结仪上部土样质量，计算土样含水率，直至土样的含水率为(20±0.5)%时断电，记录土样的含水率与百分表读数。

(6) 如此重复完成试验。

3.3 干湿循环过程中试样的高度

图5为2种控制条件下土体干湿循环后的高度变化。2种情况下试样浸水膨胀后的高度均随着浸水膨胀次数的增加先增大后减小，第2次浸水时土样膨胀后的绝对高度最大，随后随着浸水膨胀次数的增大而逐渐减小，在第5次浸水膨胀后，土体的绝对高度逐渐趋于稳定，分别达到20.8 mm及20.3 mm；对收缩后土样的高度，初次脱湿收缩后的绝对高度最小，分别为19.7 mm及19.9 mm，土样的收缩变形最大，随着脱湿收缩次数的增加试样稳定后的绝对高度逐渐增大，并逐渐趋于稳定，绝对高度值分别为20.036 mm及19.954 mm。

图5 干湿循环后试样的高度Fig.5 Heights of specimens after different wetting-drying cycles

为定量分析试样在干湿循环过程中的胀缩变形规律，本文定义相对于起始点的膨胀率为绝对膨胀率，而相对于前1次收缩终点的膨胀率为相对膨胀率，相对线收缩率的定义方法以此相同，具体采用式(1)—式(4)表示。引进4个变量，分别为绝对膨胀率δa、相对膨胀率δr、绝对收缩率ηa、相对收缩率ηr，分别定义如下：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：h0为试样初始高度；hwi和hdi分别为试样第i次膨胀和收缩稳定后的高度；hpi和hsi分别为试样第i次膨胀前和收缩前的高度。

4 试验成果分析

4.1 土体的线膨胀率与干湿循环次数的关系

将试验得到不同干湿循环次数的绝对与相对线膨胀率绘于图6。

图6 干湿循环次数与线膨胀率关系Fig.6 Relationship between wetting-drying cycle number and linear swelling ratio

由图6可以看出：

(1) 2种控制条件下，土样的绝对与相对线膨胀率随着干湿循环的进行呈现相似的变化规律，第2次膨胀变形时土样的绝对线膨胀率达到最大，随后随着干湿循环次数的增加逐渐减小，至第5次干湿循环时土样的变形量基本稳定，此试验结论与杨和平等[12]试验结论基本一致，所不同的是达到最大膨胀变形量的次数不同。本文为第2次而文献[13]为第1次，本文结论与唐朝生等[7]全干燥试验的最大膨胀变形的次数相同，这可能是土样的初始干密度及含水率变化综合作用的结果，也有可能是由干湿循环的试验方式不同造成，具体还有待进一步的研究。

(2) 在相同干湿循环次数下，极端状态下土体的绝对及相对膨胀变形均大于控制含水率变化幅度时的膨胀变形，这表明上覆压力及含水率变化对于土体膨胀变形的影响较大，将膨胀土用于路堤内部填筑时土体的膨胀变形量明显小于位于表面时的膨胀变形量。这主要是由于在不同的上覆压力下土体干湿循环过程中塑性势能的集聚及释放不同，在极端状态下，上覆压力较小，含水率变化较大，土体脱湿时的塑性势能集聚较多，而增湿时的释放彻底。

工程上对膨胀性能的判定目前还没有形成统一的标准，公路工程中主要采用自由膨胀率、塑性指数及<0.002 mm颗粒含量来综合判定，但并不唯一，土体的变形性能较差并不代表用于路堤填筑膨胀土的最终变形量大，土体的最终变形量还与干湿循环的外部环境密切相关，因此，对用于路堤填筑膨胀土的最终变形量主要由线胀缩总率eps及膨胀土的干湿循环变形特征综合决定。《公路路基设计规范》(JTG D30—2004)[9]根据膨胀土eps的不同，给出了不同的处治方法，如何合理计算土体用于路堤填筑的eps，是判断膨胀土能否及如何用于路堤填筑的重要指标。文献[13]给出了eps的定义，可以看出，eps确定土体在实际工作环境中的最大胀缩变形总量，因此，根据土体的使用环境合理确定eps对于判断膨胀土能否用于路堤填筑及选择恰当的处治方法十分重要。

通常在eps的计算中采用土样直接加水膨胀与直接脱湿收缩的变形量进行计算，这默认了土体第1次膨胀变形的膨胀量最大，但根据本文及文献[7]的试验结果，在一定的试验条件下，可能在第2次膨胀时出现最大的膨胀量，采用第1次膨胀变形的膨胀量计算eps可能会减小线胀缩总率的计算值，因此，在计算土体的eps时，应选择干湿循环的最大膨胀量。

由上文的试验结论可以看出，极端状态下的变形量远大于控制含水率变化的变形量，2种状态下的最大及稳定变形量差值分别达到4.02%和2.48%，占控制含水率变化膨胀变形量的141%和187%，可见当土体用于路堤内部填筑时的膨胀变形量远小于路堤表面。考虑到弱膨胀土的路堤使用位置，在分析土体的干湿循环变形特性及确定eps时，应采用实际工作环境的干湿循环变形特性及含水率变化更为合理。

4.2 土体的线收缩率与干湿循环次数的关系

图7给出了2种控制条件下土样的相对及绝对线收缩率随干湿循环次数的变化。

图7 干湿循环次数与线收缩率的关系Fig.7 Relationship between wetting-drying cycle number and linear shrinkage ratio

由图7可以看出：

(1) 2种控制条件下，土样的绝对线收缩率均随着干湿循环次数的增加而逐渐减小，第1次收缩时土体的绝对收缩变形最大，在控制含水率变化幅度的条件下，第3次收缩变形后出现收缩后试样高度大于初始高度的现象，第4次收缩后土体的绝对收缩逐渐趋于稳定。

(2) 2种控制条件下土体的相对线收缩率也呈现相似的规律，即第2次收缩时相对线收缩率达到最大，这是由于本次试验土体第2次膨胀变形时的膨胀变形量最大，第2次至第3次干湿循环所对应的相对线收缩率下降较快，第3次至第6次干湿循环所对应的相对线收缩率逐渐减小，但减小幅度不大，表明土样在经过3次收缩后，相同含水率减小幅度下土体的收缩量逐渐趋于稳定。

根据图7绝对线收缩率计算结果，试样干燥后的高度随干湿循环次数的增加有递增的趋势，第6次试验完成后2种状态的试样高度与初始高度分别变化约0.108 mm和0.360 mm，说明试样在干湿循环过程中发生了不可逆的体积变形，与许多学者所观察到的结论一致。这是由于干湿循环的过程中宏观孔隙比的扩大削弱了土中集聚体之间的相互限制状态，土体的塑性势能得到释放，同时土样干燥收缩过程也伴随着土样聚集体之间的崩解与重组2个方面原因综合作用的结果。

(3) 将2种状态下土体的收缩变形比较后发现，极端状态下土体的最大及稳定线收缩率(-1.34%和-0.32%)均大于控制含水率变化状态下土体的收缩变形(-0.31%及0.17%)，占控制含水率变化膨胀变形量的332%及288%，可见用于路堤内部填筑的膨胀土收缩变形量远小于路堤表面膨胀土的收缩变形量，计算上文2种工作环境下的最大线收缩系数分别达到0.065和0.045，差值为0.02，两者之间差值较大，因此计算土体的eps时应采用实际工作环境的线收缩率及含水率变化。

5 结 论

本文模拟路堤表面及内部2种工作状态的含水率及上覆压力变化，研究2种工作环境下弱膨胀土土体的干湿循环变形性能，得出以下几点结论：

(1) 2种试验条件下，弱膨胀土的变形呈现相似的变形规律，土体的干缩湿胀变形不完全可逆，随干湿循环次数的增加，试样的相对胀缩率和绝对胀缩率均逐渐减小，第2次循环过程中土体膨胀变形最大，随后逐渐减小并逐渐趋于稳定，而土样第1次绝对收缩变形最大，随后逐渐减小并趋于稳定，相对收缩变形第2次最大。

(2) 将膨胀土用于路堤内部填筑时，土体的上覆压力较大,含水率变化较小，土体的变形量明显小于路堤表面环境下的变形量，这表明膨胀土土体的变形在一定的工作条件下可以满足路堤的变形要求，在确定弱膨胀土用于路堤铺筑的位置或深度时，应结合该位置的含水率及荷载状态综合确定。

(3) 应结合膨胀土的使用环境，并根据使用环境条件确定土样的线胀缩总率eps及干湿循环变形特性，判断膨胀土能否用于路堤填筑及确定土样的处治方式。

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[11]李 振,邢义川,张爱军.膨胀土的浸水变形特性[J].水利学报,2005,36(11):1386-1391.

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[13]杨和平.公路膨胀土工程[M].北京:人民交通出版社,2009.

(编辑：姜小兰)

Effect of Wetting-drying Cycles on Deformationof Weak Expansive Soil

BIAN Jia-min
(Department of Road, Bridge and Port Navigation Engineering, Nanjing Vocational Institute of Transport Technology, Nanjing 211188, China)

The effect of wet-dry cycles on the deformation characteristics of compacted weak expansive soil used in subgrade was investigated by simulating two working conditions (changes in loading and changes in moisture content). Results revealed that the swelling-shrinkage deformation of expansive soil was not completely reversible. Thelinear swelling ratio in the second wetting cycle was the largest, while the linear shrinkage ratio in the first shrinkage cycle was the largest. With the increasing of wetting-drying cycles, the swelling and shrinkage of specimens both reduced and stabilized gradually. The height of stabilized soil was different from that of the origin specimen. Moreover, changes in loading and moisture content both had great effect on the deformation characteristic of expansive soil. The results suggest that the influence of wet-dry cycle on the deformation of expansive soil used inside subgrade is smaller than that of working conditions on the subgrade. The position of filling expansive soil should be considered when determining the feasibility and treatment measures of subgrade.

weak expansive soil; subgrade filling; loading; wetting-drying cycle; deformation

2016-06-06；

：2016-08-03

边加敏(1979-)，男，江苏南京人，副教授，博士，主要从事非饱和土的教学与科研工作，(电话)15951670241(电子信箱)1085972499@qq.com。

10.11988/ckyyb.20160576

2017,34(9):127-131,136

TU443

：A

：1001-5485(2017)09-0127-05