气候边缘地带膨胀土强度特性随冻融循环劣化规律

王亮亮，王照腾，方薇，田建胜

(1.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏徐州，221116；2.长沙理工大学交通运输工程学院，湖南长沙，410114)

近年来，随着我国北方季节性冻土区域大规模基础设施建设的迅速发展，周期性冻融作用下的膨胀土边坡病害问题日渐突出。以膨胀土边坡拱形截水骨架护坡体系为例，长珲(长春—珲春)城际铁路、哈佳(哈尔滨—佳木斯)快速铁路沿线膨胀土(岩)边坡在建设期因受冬冻春融的影响而多次出现骨架变形、悬空以及部分防护体系整体滑移等病害[1-3]；内蒙古某铁路沿线17 处膨胀土路堑防护体系有12 处发生溜塌、浅层滑坡等病害[4]。此外，新疆北部膨胀土渠道边坡防护板在冻融作用下反复出现局部滑塌病害[5]等。与非季冻区膨胀土边坡的同类型防护体系相比，季冻区膨胀土边坡防护体系病害[6-7]具有时间早、比例高、反复性等特点，给现行膨胀土边坡防护技术带来了极大挑战。

冻融作用下膨胀土劣化问题已引起研究人员的高度重视[8-10]。许雷等[11-13]发现膨胀土无侧限抗压强度和弹性模量随着冻融循环次数的增加而不断减小并最终趋于稳定。曲娜[14]利用连续损伤变量D推导出了佳木斯高温冻结膨胀土统计损伤模型。高小云等[15]的试验结果表明，干湿-冻融循环后的膨胀土中微细孔隙与大孔隙数量、尺寸均减小，土体逐渐变得密实并伴随条状裂隙的产生，黏聚力大幅降低而内摩擦角则有所增大[16]。LU 等[17]发现击实膨胀土内部孔隙尺寸随着冻融循环次数增加而呈总体增大，最终趋于均匀化，且在高含水率和中等负温条件下时该现象更显著。ZOU 等[18]发现最优含水率膨胀土裂纹随着冻融循环次数增加而增多，且土体持水能力下降。

然而，目前针对气候交错边缘地带的季冻区膨胀土工程特性的研究较少。以郑渝(郑州—重庆)高铁和正在逐段建设的呼南(呼和浩特—南宁)高铁为例，2 条线路平顶山段均分布有弱-中膨胀土。平顶山地处我国暖温带和亚热带气候交错的边缘地区，根据气象统计资料，河南平顶山地区在1999—2020年间1月份的最低温度范围为-15 ℃～-3 ℃，其 中1999年，2008年 和2018年 均 出 现-15 ℃左右的极端低温。考虑到冻融循环可能导致浅表层膨胀土性质劣化，增加对微变形极其敏感的高速列车安全运营的潜在风险，本文以平顶山膨胀土为研究对象，对经过不同冻融循环次数后的膨胀土进行不固结不排水(UU)试验，研究不同初始含水率下膨胀土应力-应变关系、破坏强度和抗剪强度指标随冻融循环次数的演化规律。

1 试样制备及试验方法

1.1 重塑膨胀土试样制备

试验所用膨胀土取自河南平顶山地区，为棕红(黄褐)色黏土，其间掺杂灰白色矿物，以硬塑型、坚硬型为主，黏性较强，颗粒细腻具有滑感，裂隙较发育，土块极易沿灰白色矿物界面开裂。蒙脱石质量分数为8.0%～17.5%，自然膨胀率平均值为75%。按照TB 10038—2012“铁路工程特殊岩土勘察规程”分类标准，该膨胀土属于弱～中等膨胀性膨胀土，土体基本物理性质见表1。根据TB 10102—2010“铁路工程土工试验规程”要求，将扰动膨胀土过标准筛(孔径为2 mm)，按照表2制样标准采用静压一次成型方法制备三轴试样(直径为39.1 mm，高为80 mm)。

表1 膨胀土基本物理性质Table 1 Basic physical characteristics of expansive soil

表2 试样初始状态与冻融温度Table 2 Initial state of sample and freeze-thaw temperature

1.2 试验方法

冻融循环试验在中国矿业大学深部岩土力学国家重点试验室冻融循环试验箱内进行，温度控制精度为±0.5 ℃。为了防止出现水分损失，试样预先采用保鲜膜包裹，编号后放入冻融循环试验箱中进行冻融试验。土体工程特性通常在经过7～10次冻融循环后趋于稳定[19-20]，故试验采用的冻融方案如下。将试样在温度为-15 ℃的低温条件下进行冻结直至轴向和径向冻结变形趋于稳定且总冻结时间不小于8 h；然后调整实验箱温度至20 ℃，融化直至轴向和径向冻结变形趋于稳定且总融化时间不小于8 h，共进行10次冻融循环。为了更好地反映冻融循环对膨胀土力学特性(应力-应变关系、破坏强度、抗剪强度指标、弹性模量)的影响，在100，200 和300 kPa 这3 种围压下分别对经历0(未冻融)，1，2，3，5，7和10次冻融循环后的试样进行三轴剪切实验(UU)。轴向加载速率为0.8 mm/min，当试样轴向应变为20%时剪切停止。

2 试验结果分析

2.1 不同初始含水率及冻融循环次数对膨胀土应力-应变关系的影响

图1所示为压实系数为0.9，冻结温度为-15 ℃条件下膨胀土应力-应变关系随冻融次数和初始含水率w的变化规律。图1中，σ3为围压。由图1可知，在相同含水率条件下，土体应力-应变关系的硬化趋势随着围压的增加而不断增强；同一含水率和围压试验组的土体应力-应变关系随着冻融循环次数的增加而逐渐向应变轴方向靠拢，且土体初始含水率越大，这种靠拢幅度越大，反映出土体内部累积损伤随冻融循环次数增加而不断增大，且土体内水分越大，各次冻融循环诱发的内部损伤程度越大，从而大幅度降低土体承受外部荷载的能力。随着初始含水率增加，各围压条件下的应力-应变关系总体上呈现出由强硬化型向弱硬化型发展的趋势。

图1 不同初始含水率及不同冻融循环次数下膨胀土应力-应变关系Fig.1 Stress-strain behavior of soil subjected to different freeze-thaw cycle numbers under different initial moisture contents

2.2 不同初始含水率及冻融循环次数对膨胀土破坏强度的影响

破坏强度是表征土体承载力的重要指标。当土体的应力-应变关系为应变硬化型时，采用15%轴向应变对应的偏应力作为破坏强度，则不同围压条件下膨胀土破坏强度随冻融循环次数的变化规律如图2所示。由图2可知：不同状态下膨胀土破坏强度随着冻融循环次数增加而衰减的规律总体类似，符合如下拟合公式：

图2 不同初始含水率下膨胀土破坏强度随冻融循环次数的变化规律Fig.2 Variation law of failure strength of expansive soil with freeze-thaw cycle numbers under different initial moisture contents

式中：qf为膨胀土的破坏强度；A，B和C为通过不固结不排水(UU)试验拟合得到的试验参数；n为冻融循环次数。

在低初始含水率(w为20%和23%)和较高围压(200和300 kPa)条件下，首次冻融循环作用下土体的破坏强度衰减幅度最大。在围压为200 kPa，w分别为20%和23%条件下，土体破坏强度衰减幅度为9.3%和11.9%；在围压为300 kPa，w分别为20%和23%条件下，土体破坏强度衰减幅度为12.1%和15.1%。此后，破坏强度随着冻融循环次数的增加而呈小幅度波动衰减趋势；低围压(100 kPa)条件下破坏强度快速衰减阶段主要集中在前3 次冻融循环过程中。经过10 次冻融循环后，当围压为200 kPa时，膨胀土破坏强度衰减幅度为10.2%(w=20%)～31.4%(w=26%)；当围压为300 kPa时，膨胀土破坏强度衰减幅度为18.3%(w=20%)～32.9%(w=26%)。

2.3 黏聚力c和内摩擦角φ与冻融循环次数的关系

图3所示为不同初始含水率下膨胀土的黏聚力c、内摩擦角φ随冻融循环次数的变化规律。由图3可知：1)在相同次数冻融循环作用下，膨胀土黏聚力c和内摩擦角φ均随土体初始含水率增加而降低。当初始含水率分别为20%，23%和26%时，未经过冻融循环作用试样的黏聚力c分别为221.96，169.76 和133.06 kPa，内摩擦角φ分别为14.87°，9.15°和3.25°。2) 在相同初始含水率下，膨胀土黏聚力随冻融循环次数的增加而不断衰减，但衰减幅度逐渐减小并趋于稳定。首次冻融循环后，初始含水率为20%，23%和26%膨胀土的黏聚力c分别衰减为未冻融时的90.6%，92.7%和72.4%；而经过5次冻融循环后，c分别衰减为未冻融时的77.1%，81.5%和55.6%；至第10 次冻融循环后，c分别衰减为未冻融时的72.5%，69.3%和57.0%。3)各初始含水率条件下的土体内摩擦角在前3次冻融循环过程中总体保持不变，但第4次冻融循环后土体内摩擦角呈现出一定程度的增大趋势，且初始含水率越高，内摩擦角增幅越小。

图3 不同初始含水率下膨胀土抗剪强度参数随冻融次数的变化规律Fig.3 Variation law of shear strength parameters of expansive soil with freeze-thaw cycle numbers under initial different moisture contents

2.4 弹性模量与冻融循环次数的关系

弹性模量是表征土体刚度的主要参数，同时也反映出土体的变形，是进行力学分析和结构设计的指标。图4所示为不同围压条件下膨胀土弹性模量随冻融循环次数和初始含水率的变化规律。由图4可知：不同围压条件下3种初始含水率的膨胀土弹性模量均随冻融循环次数的增加呈现出先快速衰减后趋于稳定的变化规律。其中，第1次冻融循环后弹性模量衰减幅度最大，此后其衰减幅度逐次减小并在第7 次冻融循环后基本趋于稳定。在同一围压和冻融次数条件下，膨胀土的弹性模量随着含水率增加而降低。

图4 不同围压条件下膨胀土弹性模量随冻融循环次数和初始含水率的变化规律Fig.4 Variation law of elastic modulus of expansive soil with freeze-thaw cycle numbers under different initial moisture contents

为进一步研究不同围压σ3和初始含水率w条件下膨胀土在冻融循环稳定阶段的弹性模量的衰减规律，定义弹性模量衰减率ζ为

式中：Eσ3,w为膨胀土未经冻融循环作用时的弹性模量；E′σ3,w为膨胀土冻融循环稳定后的弹性模量。

按照式(2)计算的不同围压条件下3种初始含水率膨胀土在冻融循环稳定后的弹性模量衰减率见表3。由表3可知，最优含水率(w=20%)状态下冻融循环稳定后膨胀土弹性模量约为未经冻融作用膨胀土弹性模量的60.31%～64.77%，而高初始含水率(w=26%)状态下膨胀土弹性模量衰减率为51.92%～56.64%；相同初始含水率膨胀土冻融循环稳定后的弹性模量衰减率总体呈现出随围压增大而小幅减小的变化趋势。

表3 不同初始含水率下10次冻融循环后膨胀土弹性模量衰减率Table 3 Attenuation rate of elastic modulus for expansive soil after 10 freeze-thaw cycles under different initial moisture contents %

3 冻融所致膨胀土强度衰减内因分析

在环境因素的影响下，土体微细结构发生改变，从而导致土体力学性能改变。在冻结过程中，膨胀土中颗粒间孔隙内自由水凝结成冰产生的挤压作用[21]及分凝冰穿刺[22]等作用会对土体颗粒施加接触应力，但由于土颗粒的矿物组成、形态、排列方式等具有各向异性特点，使得这种接触应力也存在显著差异，导致颗粒间产生聚合或分裂[23]，且随着土中含水率增大其分裂程度也会增大。不仅如此，试验中3种膨胀土初始含水率均大于或等于最优含水率，此时膨胀性矿物本身已经处于部分或完全膨胀状态，矿物层间水分子层厚度总体上随土体湿度增加而增大；在孔隙水凝冰抽吸作用下，矿物层间水分子存在向冷锋面迁移趋势，造成膨胀性矿物“失水”收缩，土颗粒团聚体内部矿物间因张拉作用而分离。在融化过程中，试样温度由外向内逐步升高，外层土体中的冰融水因内部土体尚处于冻结状态无法向内渗透而全部滞留在外层，并在渗透梯度作用下向膨胀性矿物颗粒内部迁移直至达到新的平衡状态，引起膨胀性矿物膨胀变形；而此时内部土体还处于冻结状态，使得这种膨胀变形只能沿试样外层方向发展，从而导致土体内部出现“拉裂”现象。因此，在反复冻融作用下膨胀土内部微裂纹[24]和孔隙数量不断增大，从而造成土体破坏强度和黏聚力大幅下降、摩擦因数微幅增大的现象。

4 结论

1)冻融循环作用下膨胀土应力-应变关系曲线簇整体上随着冻融次数的增加而呈现出由强硬化型逐渐向弱硬化型发展的趋势。

2)在膨胀土冻融稳定阶段，其破坏强度的衰减幅度随初始含水率的增加而大幅度增加，随围压的增加则呈现小幅增大趋势。

3)膨胀土黏聚力随着冻融循环次数的增加整体呈衰减趋势，内摩擦角则呈现出先衰减后小幅波动性增大趋势。

4)在最优含水率(w=20%)下，冻融循环稳定阶段的膨胀土弹性模量约为未经冻融作用膨胀土弹性模量的60.31%～64.77%，而高初始含水率下(w=26%)膨胀土弹性模量衰减率为51.92%～56.64%。