干湿循环条件对膨胀土强度指标的影响

2022-02-23胡旭辉张坤勇聂美军潘仁友

中南大学学报（自然科学版） 2022年1期

胡旭辉，张坤勇,2，聂美军，潘仁友

(1.河海大学岩土工程科学研究所，江苏南京，210024；2.河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏南京，210024；3.宁波市水利工程质量安全管理中心，浙江宁波，315032)

因特殊的矿物组成及微结构特征，膨胀土对气候环境变化敏感，具有吸水膨胀、失水收缩、反复变形的特性[1]，对工程建筑物造成严重破坏，并且这种破坏往往具有长期潜伏的特点[2]。工程实践表明，有的膨胀土边坡在施工阶段就已滑坡失稳，有坡比为1∶4甚至更缓的膨胀土边坡在完工后数年乃至数十年内出现滑坡破坏，但也有坡比为1∶2的膨胀土边坡能长期保持稳定。准确测定膨胀土抗剪强度指标[3-4]以反映工程实际，是开展膨胀土边坡稳定性分析[5]的首要条件。

干湿循环导致膨胀土裂隙开展，进而导致膨胀土抗剪强度降低，是膨胀土边坡失稳的主要原因[6-8]。已有的研究多从干湿循环作用产生裂隙进而导致强度降低的角度出发，对膨胀土强度特性展开分析。然而，已有的针对膨胀土干湿循环试验控制条件的规定并不统一，如脱湿方式人们普遍采用烘箱烘干的方式，但也有学者采用自然风干[9]、浴霸照射(96 h)[10]等其他脱湿方式；脱湿温度的设置也各不相同[11-13]。试验控制条件的差异不但会对试验结果造成影响，而且某些试验条件(如50 ℃和70 ℃的脱湿温度)与工程实际差异较大。

膨胀土边坡失稳多为浅层破坏[14-15]，深度一般为2.0～3.0 m，潜在滑动面上所受法向应力一般小于50.0 kPa[16-18]。根据“土工试验方法标准”[19]，常规直剪试验可供选择的最小施测压力为50 kPa 或100 kPa，与边坡发生破坏时的实际上覆压力[20-21]不同。此外，目前重塑样的制备多采用环刀击实法或静压法，而环刀侧壁约束土体，导致其在吸湿膨胀过程中受到完全刚性约束，与坡面膨胀土在吸湿过程中有限侧向膨胀情况也不相符。

为此，本文作者依托引江济淮试验段[22]项目，结合工程实际，开展干湿循环条件下膨胀土抗剪强度指标试验研究，分析不同试验控制条件对强度指标的影响。

1 试验用膨胀土基本性质及制备

1.1 膨胀土基本性质

试验用膨胀土样取自合肥引江济淮试验段工程K41+600三级边坡处，取土点距地表2.0～3.0 m，如图1所示。膨胀土土体呈灰黑色，天然含水率为26.3%，天然干密度为1.54 g/cm3，物理参数如表1所示。自由膨胀率为60.0%，根据GB50112—2013“膨胀土地区建筑技术规范”可知，试样为中膨胀土。

表1 试验用膨胀土物理参数Table 1 Physical parameters of the tested expansive soil

图1 K41+600三级边坡处膨胀土Fig.1 Expansive soil in section K41+600

1.2 试样制备

原状样制备过程如下：将K41+600 三级边坡处土样封闭后运回试验室，选用直径为61.8 mm、高度为20.0 mm的小环刀(内壁涂一薄层凡士林)垂直压入土体，边压边削，均匀用力，并利用切土刀整平环刀两端土体。选取密度相近(密度差值小于等于0.03 g/cm3)的8 个土样作为试验用样，如图2所示。

图2 膨胀土原状样Fig.2 Original expansive soil

重塑样制备过程如下：将现场取回的膨胀土风干、碾碎后过孔径为2 mm 的筛，按26.3%的含水率要求配置成湿土，闷料24 h 后测定土样各处含水率与目标含水率之差，若差值不大于±1%，则试样制备完成。为模拟天然土体单元真实情况下有限侧限的边界条件，设计一种直径可调节型环箍，制取饼状试样。首先，将环箍直径调节至95 mm，称取适量湿土采用静压法制成重塑土小饼样，控制干密度为1.54 g/cm3，误差不大于0.01 g/cm3；然后，调节环箍直径，使环箍侧壁与饼样保持一定距离以保证饼样在吸湿过程中能自由变形。试验结果表明距离2 mm 为宜。重塑土小饼样如图3所示。

图3 重塑土饼样Fig.3 Pie-shaped remolded expansive soil

当饼样完成相应次数干湿循环后，再利用标准环刀于饼样内切取土样并用于直剪试验[23]。

2 干湿循环试验

2.1 试验条件

2.1.1 脱湿温度

试验段工程地处安徽省中部，江淮分水岭两侧。该地梅雨季通常自6月中下旬开始，之后进入炎热的夏季，局部地区气温达40 ℃。可见，阴雨连绵的梅雨季及酷热的盛夏是干湿循环作用最为强烈的一个阶段。参照现场气温观测数据，脱湿温度分别设定为20 ℃及40 ℃以模拟膨胀土在梅雨季和盛夏时所经历的最低与最高气温。

2.1.2 干湿循环幅度

目前室内干湿循环试验的脱湿方式主要有自然风干[9]及烘箱烘干2 种[24-26]。根据工程现场取土点含水率监测结果得知，膨胀土最低含水率wmin约为8%。而通过对烘箱内膨胀土含水率的定时监测得知，其最低含水率wmin约为4%。无论是喷水加湿亦或是抽气饱和，土样饱和含水率均在31%左右。综上，将Δw1(8%～31%)及Δw2(4%～31%)定为膨胀土可能经历的干湿循环幅度。

2.1.3 干湿循环次数

根据对已有的膨胀土干湿循环试验结果[9-11]分析可知，通常对膨胀土进行4～6次干湿循环，且在3 次循环后，膨胀土的抗剪强度衰减程度大幅减弱，最终趋于稳定。因此，本试验将膨胀土的干湿循环最大次数设定为5次。

2.1.4 制样方式

考虑到重塑样已经失去了结构构造及土颗粒间的胶结力，其抗剪强度指标值与原状样抗剪强度指标值存在差异，故对2种制样方式下测得的原状样及重塑样强度指标展开对比分析。

2.1.5 直剪试验的法向应力

膨胀土边坡失稳多为浅层破坏[14-15]，其受到的法向应力一般小于50.0 kPa[16-18]。故本次试验在100～400 kPa 常规应力范围基础上，采用等质量干砂配合杠杆施加低应力上覆压力(12.5～50.0 kPa)，以模拟法向应力对膨胀土边坡滑弧对应深度土体单元抗剪强度的影响。

2.2 试验方案

表2所示为不同脱湿温度、不同循环幅度、不同干湿循环次数以及不同法向应力条件下的试验方案。其中条件0为未经干湿循环的对照试验。

表2 试验设计方案Table 2 Test design schemes

下面以试验条件4为例进行说明。试验以8个土样为1组，进行5次干湿循环；试样装入叠式饱和器后置于真空缸内进行抽气饱和，抽气时间及浸泡时间分别控制为1 h 和12 h；饱和完成后，称取各个土样总质量，计算饱和度，当饱和度低于95%时，继续抽气饱和；经测试，土样饱和含水率约为31%；将饱和后的土样依次装入烘干箱(40 ℃)内进行脱湿；通过称质量来监测土样含水率的变化。当土样含水率降至4%时取出并用保鲜膜密封养护，由此完成1次干湿循环。

3 试验结果及分析

3.1 不同应力条件下的直剪试验结果

对0～5次干湿循环后的膨胀土原状样及重塑样进行不同应力条件下的快剪试验，结果分别如图4与图5所示。

图4 不同法向应力下膨胀土原状样抗剪强度随干湿循环次数的变化Fig.4 Variations of shear strength of original expansive soil under different normal stresses with number of dry and wet cycles

图5 不同法向应力下膨胀土重塑样抗剪强度随干湿循环次数的变化Fig.5 Variations of shear strength of remolded expansive soil under different normal stresses with number of dry and wet cycles

3.2 试验结果分析

3.2.1 干湿循环后膨胀土抗剪强度衰减分析

受干湿循环作用影响，膨胀土抗剪强度均随干湿循环次数增加而出现一定程度的衰减。由图4和图5可见，膨胀土抗剪强度的衰减可以分为2个阶段：第1～3次干湿循环为第1阶段，此时曲线斜率较大，膨胀土抗剪强度衰减速度较快；第4～5次干湿循环为第2阶段，此时膨胀土抗剪强度衰减速度放缓，抗剪强度趋于稳定。

为便于分析，以原状样试验为例进行说明。当法向应力为100 kPa 时的原状样抗剪强度如图6所示。

由图6可见，膨胀土抗剪强度衰减主要集中在前3次干湿循环过程中。经历3次干湿循环后，膨胀土抗剪强度衰减幅度已达到其最终衰减幅度的92%～94%。这说明膨胀土边坡开挖后需及时进行坡面防护，以防雨水渗入造成膨胀土抗剪强度锐减。

图6 100 kPa法向应力下原状样抗剪强度Fig.6 Shear strength of undisturbed soil at 100 kPa of normal stress

3.2.2 低应力条件对膨胀土抗剪强度指标的影响

选取重塑样在高法向应力条件下(法向应力分别为100，200，300 和400 kPa)的抗剪强度，对其进行直线拟合并计算其抗剪强度指标c和φ。据此强度指标计算出低法向应力点所对应(法向应力分别为12.5，25.0，37.5 和50.0 kPa)的抗剪强度，并与这4个低法向应力点的抗剪强度实测值进行对比分析，结果如表3所示。

表3 低应力条件下重塑样抗剪强度实测值与计算值对比Table 3 Comparison of measured and calculated shear stresses under low stress kPa

以重塑样第0次干湿循环为例，重塑样抗剪强度计算值与实测值对比如图7所示。由图7可见：当法向应力为12.5，25.0，37.5 和50.0 kPa 时，其抗剪强度实测值分别为19.2，23.2，27.1 和30.6 kPa，而按摩尔-库仑准则[27]拟合计算得到的抗剪强度分别为29.7，30.1，30.5 和31.0 kPa，分别为实测值的1.55，1.30，1.13 和1.01 倍；当重塑样经历5次干湿循环，抗剪强度衰减达到稳定时，相同法向应力下抗剪强度计算值与实测值的比值进一步扩大到1.92，1.36，1.22 和1.04 倍。可见，在低应力条件下，重塑样抗剪强度实测值与计算值存在差异，法向应力越小，两者差异越明显。

图7 重塑样抗剪强度计算值与实测值对比(N=0)Fig.7 Comparison of measured and calculated shear stresses of remolded expansive soil(N=0)

这是因为，在高应力条件下，膨胀土体积膨胀变形得到限制，按摩尔-库仑准则[27]计算低应力条件下的抗剪强度时未考虑膨胀土体积膨胀变形的影响，导致抗剪强度实测值小于计算值。因膨胀土边坡多发生浅层失稳，故在对膨胀土抗剪强度指标测定时需包含低应力条件。

3.2.3 脱湿温度对膨胀土抗剪强度指标的影响

根据图4和图5可计算得到干湿循环作用下原状样与重塑样的抗剪强度指标(黏聚力c和内摩擦角φ)。原状样和重塑样抗剪强度指标与干湿循环次数的关系分别如图8和图9所示。

图9 重塑样抗剪强度指标与干湿循环次数的关系Fig.9 Relationship between shear strength parameters of remolded soil and wetting-drying cycle numbers

由图8可见：随着干湿循环次数增加，各试验条件下的原状样黏聚力c均逐步降低并最终趋于稳定；内摩擦角φ虽在第1 次干湿循环后小幅减小，但在第2～5次干湿循环中并没有表现出明显的规律性，而是呈小幅波动的现象。

由图8还可知：膨胀土黏聚力及内摩擦角明显受到脱湿温度影响。分析试验条件1 和3、试验条件2 和4 所得结果可知：当保持干湿循环幅度一定，仅升高脱湿温度时，稳定阶段的黏聚力与内摩擦角均进一步降低。

将未经历干湿循环试样的抗剪强度指标和经历N次干湿循环试样的抗剪强度指标之差，与未经历干湿循环试样的抗剪强度指标的比值定义为该试样的抗剪强度指标绝对衰减率，则原状样抗剪强度指标绝对衰减率与干湿循环次数的关系如图10所示。由图10可见：以试验条件2和4为例，当脱湿温度为20 ℃时，黏聚力绝对衰减率为42.0%～55.9%；当温度上升至40 ℃时，黏聚力绝对衰减率为51.7%～65.1%，可见其受脱湿温度影响明显。因此，在进行膨胀土室内干湿循环试验时，需结合工程实际，选取合适的脱湿温度。与黏聚力类似，内摩擦角衰减幅度亦随脱湿温度的升高而有所增大，但由于其自身衰减幅度有限(内摩擦角最大绝对衰减率约12.7%)，内摩擦角受脱湿温度的影响较小。

图10 原状样抗剪强度指标绝对衰减率与干湿循环次数的关系Fig.10 Relationship between reduction ratio of shear strength parameters and wetting-drying cycle numbers of original soil

分析其原因，膨胀土上表面和下表面脱湿速率并不均匀，土样上部由于与热空气直接接触所以其脱湿速率要高于土样下部脱湿速率，因而造成土样上下收缩不均并产生裂缝。随着脱湿温度升高，膨胀土样脱湿速率也在逐步加快，但受制于自身的低渗透性，土样下部脱湿速率对温度变化的响应比上层土体的响应慢，土样上下收缩不均匀程度增大，裂隙发育更充分。

3.2.4 干湿循环幅度对膨胀土抗剪强度指标的影响

进一步分析图10中的试验条件1和2、试验条件3和4可以发现，膨胀土抗剪强度指标亦受干湿循环幅度的影响。但与脱湿温度不同的是，随着干湿循环幅度的增加，黏聚力c衰减幅度稍增大，但内摩擦角φ衰减幅度基本不变。

各试验条件下的原状样抗剪强度指标绝对衰减率见表4。由表4可见：与参照组(试验条件1)相比，当保持脱湿温度为20 ℃，仅增大干湿循环幅度(试验条件2)时，5次循环后原状样黏聚力绝对衰减率增大3.9%；当保持干湿循环幅度为8%～31%不变，仅增大脱湿温度(试验条件3)时，5次循环后原状样黏聚力绝对衰减率增大9.9%；当脱湿温度与循环幅度同时增加(试验条件4)时，5次循环后原状样黏聚力绝对衰减率增大13.1%。因本文试验脱湿温度及干湿循环幅度均通过现场实际测得，可见在引江济淮试验段工程所处的自然环境中，脱湿温度对黏聚力的影响较干湿循环幅度的影响大。对比各组试验内摩擦角绝对衰减率发现，当保持脱湿温度不变，仅增大循环幅度时，内摩擦角绝对衰减率基本没有变化。

表4 各试验条件下的原状样抗剪强度指标绝对衰减率Table 4 Reduction ratio of shear strength parameters of undisturbed soil at different working conditions %

综上可知，随着干湿循环幅度增大，黏聚力衰减幅度虽有一定程度的增加，但相较于脱湿温度，干湿循环幅度的变化对黏聚力影响程度较小，对内摩擦角则基本无影响。总体而言，脱湿温度对膨胀土抗剪强度参数的影响要比干湿循环幅度的影响大。在进行室内试验时，需尤其注意试验脱湿温度的设置，使其贴近工程实际。

3.2.5 制样方式对膨胀土抗剪强度指标的影响

由图8和图9可知，虽然干湿循环试验中重塑样强度指标变化规律与原状样的变化规律类似，但在数值上存在显著差异。低应力条件下原状样与重塑样强度指标随循环次数的变化分别如图11和图12所示。

图11 原状样和重塑样黏聚力随干湿循环次数的变化Fig.11 Change of cohesion between original and remolded soils with wet-dry cycle number

由图11和图12可以发现重塑样黏聚力变化曲线整体低于原状样变化曲线，说明重塑样黏聚力更小。

由图11和图12还可以发现：未经历干湿循环的重塑样抗剪强度指标c和φ(分别为15.5 kPa 和17.6°)与原状样初始抗剪强度指标c和φ(分别为38.1 kPa和16.5°)存在一定差异，而与原状样经历5次循环衰减稳定后的抗剪强度指标c和φ比较接近；当脱湿温度为40 ℃时，8%～31%干湿循环幅度下(试验条件3)原状样衰减稳定后(即5次循环后)的抗剪强度指标c和φ分别为14.5 kPa 和14.5°；4%～31%循环幅度下(试验条件4)原状样衰减稳定后(即5 次循环后)的抗剪强度指标c和φ分别为13.3 kPa和14.8°。

图12 原状样和重塑样内摩擦角随干湿循环次数的变化Fig.12 Change of internal friction angle between original and remolded soils with wet-dry cycle number

综合分析可知，原状样和重塑样的初始抗剪强度指标值差异较大。随着干湿循环的进行，原状样结构逐步破坏，2种土样强度指标值差异逐渐缩小，总体上，原状样强度指标值要高于重塑样强度指标值。考虑到工程现场难以取得均质原状土样，且通过重塑饼样可以消除环刀侧壁对土样的约束，保证试样在吸湿膨胀过程中自由变形，因此，在对膨胀土边坡的长期稳定性进行分析时，推荐选用重塑样抗剪强度指标值；但在对新开挖边坡稳定性进行分析时，选用原状样抗剪强度指标值更合理。