干湿循环作用下陕北Q2黄土强度及水土特性试验研究

白伟， 魏进， 卞海丁， 黄璜

(1.延安万凯交通工程有限责任公司， 延安 716099; 2.长安大学公路学院， 西安 710064)

黄土主要分布于干旱与半干旱地区，具有良好的非饱和工程特性，因此黄土高原是中国地质灾害的频发地区，水土流失极为严重[1]。黄土边坡在自然条件下处于蒸发-降雨的无限循环中，反复的蒸发-循环效应会导致土颗粒骨架损伤，从而造成坡体强度与土水特性发生变化[2-3]，甚至发生滑动，这将导致巨大的安全隐患。

基于此，岩土界学者在干湿循环作用下黄土的强度及土水特征曲线等方面做了大量研究。刘宏泰等[4]针对重塑黄土在干湿循环作用下的渗透性与强度问题进行了研究；袁志辉等[5]利用常规三轴试验发现黄土的结构与衰减强度皆伴随其含水率增大而降低，呈较好的对数函数关系，且试验证明了原状黄土在经反复多次干湿循环后与重塑黄土结构基本相同；王飞等[6]通过对压实黄土路基土在反复干湿循环作用下的变形特性进行分析，发现割线模量与反复干湿循环次数之间呈负相关指数函数关系，与初始压实度呈正相关指数函数关系；刘奉银等[7]对黄土干湿循环作用下的土水特征曲线的滞回特性规律进行了初步的研究探讨；赵天宇等[8]认为密度对黄土土水特征曲线的影响明显，VG(Van Genuhten)模型可对非饱和黄土土水特征曲线进行很好的预测与描述；孙志杰等[9]通过模型试验研究发现，干湿循环次数与幅度均会对黄土边坡坡面造成较为严重的影响；王铁行等[10]认为结构强化与动强度提升的主要影响因素是孔隙结构向均匀小孔隙演化和基质吸力使土样趋于密实；Chou等[11]认为Gardner模型更适合描述土-水特征曲线，通过Gardner模型和Childs&Collis-George模型实测的土-水特征曲线分别得到了与基质吸力呈指数关系、与体积含水量呈幂函数关系的非饱和黄土渗透系数预测模型；潘振兴等[12]研究表明，随着干湿循环次数的增加，因黄土内部颗粒的集散动态变化致使黄土损伤，故土体呈塑性指数及液限减小、孔隙率增大、塑限基本不变的规律。

综上可知，学者们针对黄土在干湿循环作用下强度衰减机理、物理力学性质及结构特性研究颇多，但对黄土抗剪强度与土水特征曲线在不同干湿循环次数下的衰减预测研究较少。基于此，现以陕西延安Q2黄土为研究对象，通过直剪试验、滤纸法探究Q2黄土土水特性与抗剪强度的干湿循环效应，希望能为黄土高原地区黄土滑坡灾害防灾减灾提供理论参考。

1 干湿循环试验研究

1.1 土样物理力学指标

试验土样取自延安市南泥湾樊庄边坡坡体中下部3 m处，为陕北Q2黄土，原状土与重塑土各取一部分，共取16个原状样。其中原状土采用聚氯乙烯(PVC)管装样，PVC管直径110 mm，高250 mm，装样后两端用保鲜膜包裹，并用胶带缠紧，最后刷一层蜡密封好。现场取样如图1所示。

根据《公路土工试验规程》(JTG 3430—2020)[13]，分别采用环刀法、烘干法、比重瓶法、液塑限联合测定法对黄土的基本物理力学性质指标进行了测试，土工试验结果如表1所示。

图1 现场取样Fig.1 Field sampling

表1 陕北Q2黄土基本物理力学性质指标

1.2 试验原理

1.2.1 土-水特征曲线理论

土-水特征曲线(soil-water characteristic curve，SWCC)反映了非饱和土中体积含水量随基质吸力的变化衰减规律。图2为典型SWCC的示意图，可以看出，体积含水量随着基质吸力的增大先保持不变，再急剧减小，最后趋于稳定。曲线上第一个反弯点M1对应的横坐标表示土的进气值，其含义为当土中孔隙气压力增大到一定程度时，使土体孔隙开始排水，此时的基质吸力称为进气值，用(ua-uw)b表示；曲线上第二个反弯点M2对应的横坐标表示土的残余吸力，其对应的纵坐标表示残余体积含水量。

图2 典型土-水特征曲线示意图Fig.2 Schematic diagram of typical soil-water characteristic curve

1.2.2 非饱和抗剪强度理论

Fredlund非饱和抗剪强度公式为

τf=c′+(σ-ua)tanφ′+(ua-uw)tanφb

(1)

式(1)中：τf为非饱和抗剪强度；σ为法向应力；ua为孔隙气压力；uw为孔隙水压力；φb为随基质吸力变化的内摩擦角。

由式(1)可知，τf由有效黏聚力c′、有效内摩擦力(σ-ua)tanφ′以及与基质吸力相关的吸附强度(ua-uw)tanφb组成。当土体含水率发生改变时，根据土-水特征曲线的定义，式(1)右边第三项中的基质吸力(ua-uw)与体积含水量θ呈函数关系。

相关研究表明[14-15]，不同含水率下土样的内摩擦角几乎是不变的，而黏聚力随含水率的变化有明显的改变。因此，可将式(1)右边第一项和第三项合并为一项，称为表观黏聚力c，即

c=c′+(ua-uw)tanφb

(2)

式(2)中：(ua-uw)可根据土-水特征曲线确定，代入式(2)即可得到不同含水率土体的抗剪强度参数c′、φb。

1.3 试验方案

1.3.1 土-水特征曲线实验方案

降雨-蒸发实际上是一个干湿循环的过程。试验采用真空饱和器饱和土样，模拟土体降雨增湿的过程，设置烘箱温度为40 ℃，模拟太阳照射下土体蒸发脱湿的过程。通过将原状土样进行不同的干湿循环次数，测定其土-水特征曲线并进行分析，研究陕北Q2黄土土-水特性随干湿循环次数的变化规律。

同时根据相关研究[16-17]，经3次干湿循环后，土体的持水性能逐渐呈现稳定趋势。因此，试验设定土样的干湿循环次数分别为1、2、3、5。将经过干湿循环后的土样制成环刀样，烘干，每两个环刀样一组，采用滴定法将各组环刀样配制成不同的质量含水率，然后用滤纸法测定Q2黄土的土-水特征曲线，试验方案设计如表2所示。

表2 土-水特征曲线试验方案

1.3.2 非饱和抗剪强度实验方案

为研究不同的干湿循环次数对原状非饱和黄土的抗剪强度特性的影响，试验采用慢剪法并结合土水特征曲线试验结果，研究不同干湿循环条件下陕北Q2黄土的抗剪强度变化规律。试验方案设计如表3所示。

表3 非饱和抗剪强度试验方案

2 试验结果分析

2.1 不同干湿循环次数下Q2黄土的土-水特征曲线分析

图3为不同干湿循环次数下陕北Q2黄土脱湿与增湿的土-水特征曲线，总体而言，不同干湿循环次数下土-水特征曲线呈现出的变化趋势大体相同。

图3 不同干湿循环次数下的土-水特征曲线Fig.3 Soil-water characteristic curve under different drying-wetting cycles

同时由图3可知：土体经脱湿后，在吸湿过程中由于土体孔隙大小差异，孔隙水涌入后会产生“瓶颈效应”，导致吸湿后的体积含水量小于脱湿时的体积含水量，因此，脱湿曲线与吸湿曲线之间由于高度差会形成滞回圈，同一干湿循环次数下脱湿曲线始终位于增湿曲线的上方。

第五次脱湿曲线的斜率明显小于第一次脱湿曲线的斜率，这是由于第一次脱湿时土体孔隙比较大，持水能力很弱，因此脱湿速率较快，随着干湿循环次数的增多，土体体积不断发生变化，其内部骨架结构也在逐渐发生重分布，导致孔隙比逐渐减小，持水能力持续加强，因此脱湿速率会随着干湿循环次数的增多而持续减小，由表4可知，第二次脱湿时的脱湿速率降幅最明显，相比较第一次脱湿下降约30%。

随着干湿循环次数的增加，脱湿曲线第一个拐点M1的位置逐渐向左移动，进气值逐渐降低，且下降幅度逐渐减小，第二次脱湿时的进气值约为第一次的2/3。其原因是在反复干湿循环条件下，土体体积含水量不断减小，土体骨架结构不断收缩，但同时造成土体内部分中、小孔隙向深部扩展逐渐形成大孔隙，因此，第一次脱湿时进气值最大，随着干湿循环次数的增加，进气值不断减小直至趋于稳定。

在反复干湿循环条件下，土骨架不断收缩造成

表4 最大脱湿速率与进气值随干湿循环次数变化

土体饱和体积含水量不断减小，由图3可以看出，每次干湿循环时脱湿曲线与吸湿曲线都会产生高度差，且第一次干湿循环时产生的高度差最大，第五次干湿循环时脱湿曲线与吸湿曲线近似重合，高度差已经不明显，因此，每次干湿循环由于均能产生滞回效应，随着干湿循环次数的增加，土样的持水能力逐渐增强，脱湿曲线与吸湿曲线逐渐逼近，滞回效应逐渐减弱，土体内小孔隙以及孔隙内残余的气泡量趋于稳定。

2.2 土-水特征曲线的拟合分析

分别采用Van Genuhten(VG)模型、Brooks-Corey(BC)模型及Fredlund-Xing(FX)模型对试验结果进行拟合对比，分析3种模型对陕北Q2原状黄土的适用性。3种模型的表达式如式(3)～式(5)所示，拟合结果如图4所示。

(1) VG模型。

(3)

(2) BC模型。

(4)

(3)FX模型。

(5)

式中：θ为体积含水量；θs为饱和体积含水量；θr为残余体积含水量；ψa为进气值；ψ为基质吸力；m、n为拟合参数，m=1-1/n；a为与进气值有关的参数；e为自然对数常量。

图4 土-水特征曲线拟合情况Fig.4 Fitting of soil-water characteristic curve

2.3 不同干湿循环次数下土-水特征曲线的预测模型分析

自然界中的边坡处于长期反复的降雨-蒸发循环中，对于黄土边坡，测定其多次干湿循环下的土水特征曲线是一项费时费力的工作，为此以VG模型的拟合数据作为基础，分析土-水特征曲线各项基本参数随干湿循环次数的变化规律，通过拟合得到不同干湿循环次数下的VG模型预测公式，如图5所示。

由图5可知，随着干湿循环次数的增加，土样的土水特征参数θs、θr、与进气值有关的参数a先逐渐减小然后趋于稳定，而土性参数n随干湿循环的次数增加先逐渐增加然后趋于稳定，相比θs、θr的干湿循环效应不明显；在第5次干湿循环时，4种基本参数的变化曲线斜率已经基本与x轴平行，因此，可以认为5次干湿循环条件下土-水特征曲线的干湿循环效应基本消失。

采用指数函数可以很好地对VG模型各项基本参数随干湿循环次数的变化曲线进行拟合，拟合结果如表5所示。

联立表5中各参数拟合公式与式(3)，即可得到该土样任意干湿循环次数下VG模型脱湿过程与吸湿过程的SWCC。为了检验预测模型的精度，用本文模型计算第4次干湿循环的SWCC，并与试验数据进行对比，结果如表6及图6所示。

用预测模型计算的第4次干湿循环脱湿与吸湿曲线与试验数据点拟合度分别为0.996、0.994，吻合度较高，从而证明了本文模型具有较好的适用性。

2.4 剪应力-剪切位移曲线分析

4组不同干湿循环次数下的固结慢剪试验结果如图7～图10所示，取剪切位移为4 mm时对应的剪应力作为每组试样的抗剪强度。

图5 干湿循环次数对VG模型基本参数的影响Fig.5 The influence of the number of drying-wetting cycles on the basic parameters of the VG model

表5 VG模型参数随干湿循环次数变化拟合公式

表6 第4次干湿循环预测模型与试验数据对比

图6 第4次干湿循环试验数据拟合曲线与预测曲线对比Fig.6 Comparison of fitting curve and prediction curve of the 4th drying-wetting cycles test data

图7 第1次干湿循环Fig.7 The first drying-wetting cycles

图8 第2次干湿循环Fig.8 The 2nd drying-wetting cycles

由图7～图10可得出如下结论。

(1)随着干湿循环次数的增加，土样的剪应力-剪切位移曲线的峰值越发明显，应变软化特性逐渐增强，这可能是因为土样在反复的吸湿-脱湿过程中微观结构发生了变化，土体内产生了微小裂隙，剪切时沿着剪切面周围分布的微小裂隙促成了破坏面的形成。

(2)随着干湿循环次数的增加，土样达到相同剪切位移时所需的剪应力逐渐减小，土样的抗剪强度也逐渐减小。

2.5 干湿循环条件下非饱和原状黄土抗剪强度参数分析

为预测不同干湿循环次数下土样的抗剪强度，分别通过试验做出不同干湿循环次数下土样抗剪强度参数的变化曲线，并对其进行拟合，结果如图11所示。

由图11可知，反复的干湿循环可较显著地削弱土样的抗剪强度，随着干湿循环次数的增加，非饱和强度参数φ′、c′及φb均有所降低，强度降低是土微观结构发生变化的宏观反映。曲线拟合公式如表7所示。

根据拟合结果可知，非饱和抗剪强度参数均与干湿循环次数成指数函数关系，拟合度较高。由指数函数变化特征可知，随着干湿循环次数的增加，抗剪强度参数减小的速率逐渐降低，其中第1次干

图9 第3次干湿循环Fig.9 The 3rd drying-wetting cycles

图10 第5次干湿循环Fig.10 The 5th drying-wetting cycles

图11 原状黄土抗剪强度参数随干湿循环变化规律Fig.11 Variation of shear strength parameters of undisturbed loess with drying-wetting cycles

表7 非饱和抗剪强度参数随干湿循环次数变化拟合公式

湿循环时各参数减幅最大，φ′值减小10.3%，c′减小21.8%，φb减小14.4%。

3 结论

主要通过直剪试验及滤纸法探究了陕北Q2黄土在不同干湿循环次数下其土水特性及强度的变化规律，得出的结论主要如下。

(1)随着干湿循环次数的增加，黄土的进气值逐渐降低，且降低的速率逐渐减小，第2次脱湿时进气值较第1次约降低1/3。

(2)随着干湿循环次数的增加，黄土脱湿曲线斜率逐渐变缓，持水能力逐渐加强，脱湿速率逐渐减小，第2次脱湿的最大速率比第1次脱湿约降低30%。

(3)随着干湿循环次数的增加，土样的抗剪强度应变软化特性更加明显，达到相同剪切位移时所需的剪应力越来越小。

(4)得到了土样的非饱和抗剪强度参数及土水特征曲线参数随干湿循环次数变化的拟合公式，并预测了第4次干湿循环次数下土样的土水特征参数，结果表明预测效果较为精确。