压实膨胀土饱和抗剪强度的变动性

马全国，张彦钧，汤致松，冯冬冬，张 斌，周葆春*

(1．信阳师范学院 土木工程学院，河南 信阳 464000； 2．桂林理工大学 土木与建筑工程学院，广西 桂林 541004)

0 引言

膨胀土是土中黏粒成分主要由亲水矿物组成，吸水膨胀、软化、崩解，失水收缩、开裂，并能产生往复胀缩变形与膨胀压力的黏性土.膨胀土在世界范围内分布广泛，中国是膨胀土分布面积广大、成因类型复杂的国家之一.膨胀土工程性质复杂多变，造成的地质与工程灾害十分严重.欧美自1930年代、国内自1960年代以来，膨胀土问题引起工程界的广泛关注，成为岩土工程领域的重要研究课题.作为膨胀土工程稳定分析的核心指标，膨胀土抗剪强度具有因持水状态变化导致的典型的变动性，且具有因胀缩性、裂隙性与超固结性引发的显著的衰减特性，是膨胀土工程领域中的基本问题[1].

从土结构性角度，膨胀土可区分为原状与压实膨胀土，即使对同种膨胀土，原状与压实土的力学性质亦有相当大差异[2].出于土地资源匮乏与经济性考量，水利、道路与地基工程中常直接利用弱膨胀土进行渠道、路基与地基填筑；此外，压实膨胀土常用作垃圾填埋场衬垫和高放射性核废料深地质处置库的缓冲与回填材料；因此提升压实膨胀土抗剪强度的认识水平对确保相关工程安全性十分必要.

近年来研究[3-7]表明，压实膨胀土抗剪强度主要受持水状态与膨胀性控制，水的入渗导致土体含水率上升、吸力降低、体积膨胀、抗剪强度降低.值得注意的是，采用常规饱和抗剪强度参数进行设计计算依然不能保证膨胀土工程的稳定[8-10]，即膨胀土饱和抗剪强度具有一定变动性.

此外，明确饱和抗剪强度特征是描述非饱和抗剪强度的基础.BISHOP[11]、FREDLUND[12]、卢肇钧[13]、LU[14]、孔令伟[15]等提出的非饱和抗剪强度公式均以饱和抗剪强度参数作为基准.

所以，膨胀土饱和抗剪强度变动规律如何？工程应用及描述非饱和抗剪强度时，膨胀土饱和抗剪强度参数如何取值？是本文试图回答的问题.

饱和土抗剪强度受应力状态、孔隙比e、土的组成、应力历史、温度、应变水平、加荷速率、土结构性等因素影响[16].抗剪强度τf与破坏面上法向有效应力σn′为应力状态变量，有效黏聚力c′与有效内摩擦角′为材料变量，体现上述因素对抗剪强度的影响.具体到压实膨胀土而言，土的组成不变，采用相同试验类型、试验方法、排水条件与剪切破坏判别标准，可回避温度、应变水平、加荷速率的影响，压实膨胀土的结构性、应力历史相对原状膨胀土简单，可归并到孔隙比对抗剪强度的影响中；即同种压实膨胀土饱和抗剪强度主要取决于所处应力状态与相应孔隙比.

然而，膨胀土孔隙比受膨胀势、外部荷载、湿度变化耦合作用，压实膨胀土饱和后在相同应力状态下并非存在着唯一孔隙比状态，这一点已通过三轴压缩试验[7]与一维膨胀-压缩试验[17]得到证实.因此，一个推测是：相同应力状态下孔隙比状态存在差别，是造成压实膨胀土饱和抗剪强度变动性的主因.

本文以荆门弱膨胀土为研究对象，在四联直剪仪上对6种制样压实度下的膨胀土开展一维无荷载膨胀-固结-慢剪试验，将试验结果与同一土样不同水化状态下的三轴压缩试验结果[7]进行对比.在此基础上探讨其饱和抗剪强度与孔隙比状态的相关关系规律，以期为压实膨胀土的工程实践提供可靠依据，为描述非饱和抗剪强度提供更合理的饱和抗剪强度参数.

1 试验方案

在南京土壤仪器厂有限公司生产的ZJ型四联应变控制式直剪仪上对6种制样压实度(95%、90%、85%、80%、75%、70%)下的荆门弱膨胀土开展系统完整的一维无荷载膨胀(浸水饱和)-固结-慢剪试验，以获得不同孔隙比状态下的饱和抗剪强度特征.

1.1 试验土样

试验用土取自湖北荆门，为弱膨胀土，呈黄褐色、硬塑状态，含黑色铁锰结核，局部有白色填充物，其物性指标、矿物成分与颗粒组成参见文献[2]；重型击实试验表明，其最优含水率为15.5%，最大干密度为1.86 g/cm3[2]；该土样在塑性图上位于A线以上，液限wL大于40%且小于60 %，符合弱膨胀土在塑性图上的分布特征[18].

试验采用直径61.8 mm、高度20 mm的压实土样，制样控制指标见表1.这6种制样压实度均需制备4个有效试样，共用24个有效试样.

表1 制样控制指标

试样制备过程为：先测风干含水率，根据控制含水率计算加水量，每次取过2 mm筛的风干土2 kg平铺在瓷盘内，用喷雾器喷洒预计水量，静置30 min后装入密封袋中，再置于保湿缸内湿润7 d.根据控制干密度计算所需湿土质量，将相应质量湿土倒入预先装好环刀的模具内，拂平土样表面，以静压力将土压入环刀内.试样制备完成后，用游标卡尺量测试样高度(测4次，取均值)，直径取61.8 mm，以获得制样体积.

1.2 一维无荷载膨胀试验

进行一维无荷载膨胀试验目的是为后续固结-慢剪试验提供充分饱和的试样.

试验过程：依次将压制完成后的同一压实度下的4个试样从环刀中推出，置于四联直剪仪的剪切盒中浸水饱和至体积不变为止，试验过程中监测各试样的膨胀变形.试验参考行业标准中《无荷载膨胀率试验》方法执行[19]，试样稳定标准为隔6 h百分表读数不变.

对比真空饱和法，该方法好处是：① 避免重叠式饱和器对试样湿胀过程的约束，能够让试样自由吸湿膨胀至稳定状态，从而提供膨胀势完全释放的饱和试样；② 膨胀土饱和过程中会发生较大的体积变化且刚度急剧降低，置试样于直剪仪的剪切盒中浸水饱和，避免了将试样从重叠式饱和器中取出推入剪切盒过程中对试样的扰动.

1.3 固结-慢剪试验

进行固结-慢剪试验目的是获得不同孔隙比状态下膨胀土的饱和抗剪强度.试验参考行业标准中《直接剪切试验》方法执行[19].

一维无荷载膨胀试验完成后进行固结试验，对每种制样压实度下的4个试样，压力等级分别为25 kPa、50 kPa、100 kPa、200 kPa.试验过程中监测各试样的压缩变形量.固结稳定标准为24 h.

固结试验完成后进行慢剪试验，剪切速率为0.02 mm/min.试验过程中监测试样相应垂直位移、水平位移(剪切位移)与剪切力，直至水平位移达到6 mm时停机.剪切结束后，取出试样，测定剪切面附近土的含水率.

2 试验结果分析

2.1 试验过程中的孔隙比变化

6种制样压实度下荆门弱膨胀土浸水饱和-固结-慢剪试验过程中的孔隙比见表2.

表2 试验过程中的孔隙比

由表2可见：① 同一制样压实度试样浸水饱和后孔隙比差别不大，最大相对误差为7.1 %(制样压实度90%试样)，系制样不均匀性和浸水饱和过程中剪切盒与上覆透水石对试样膨胀的约束不均匀性导致.② 试样浸水饱和后的孔隙比随制样压实度降低而规律性增大，表明无荷载条件下压实膨胀土并非存在一个唯一的饱和状态，而是受先期应力历史的影响，如文中的不同制样压实度.③ 固结完成后同一制样压实度下，试样孔隙比e0随竖向有效应力的增大规律性降低，这是典型的压缩行为.④ 固结完成后同一竖向有效应力下，e0随制样压实度的降低而规律性增大，即固结完成后在相同应力状态下也并非存在着唯一的孔隙比状态，同样受先期应力历史影响.

通常情况下，土的抗剪强度定义为破坏面上的剪应力峰值，将文中直剪试验剪应力峰值对应孔隙比定义为ef，列在表2中，以便下文探讨压实膨胀土饱和抗剪强度与孔隙比的相关关系规律.

2.2 剪应力-垂直位移-水平位移关系

依据不同的竖向(法向)有效应力σv′，将6种制样压实度下的剪应力τ-垂直位移dv-水平位移dh关系绘制在图1中，每幅图中6个e0(见表2)为固结完成后、剪切开始前的孔隙比，对应6种制样压实度.

实际上，图1是不同e0下压实膨胀土的饱和剪切抗力特征.由图1可见：σv′为25 kPa下试样表现为应变软化；随e0增大，应变软化现象显著趋缓；峰值剪应力随e0增大显著降低，这说明，相同应力状态下孔隙比差别会导致抗剪强度的显著变化.此外，随水平位移的增大，剪应力趋于水平，呈现出聚拢现象.由垂直位移-水平位移关系可见：随e0的增大，试样由剪胀(垂直位移dv负为胀)转变为剪缩，且剪缩的趋势随e0增大而规律性增大.

LAMBE[20]从力学机制上将黏土抗剪强度分为凝聚力、剪胀分量与摩擦分量.凝聚力源于无任何外部应力下土体颗粒间的吸引力与胶结力，包括静电引力、范德华力与氢键力、化学键力、化学胶结力.凝聚力在小应变下达到最大值，随后迅速消失.剪胀分量源于剪切过程中土体颗粒间的干扰(particle interference)导致的体胀，为平衡外部应力对体胀的阻力，引起的剪切抗力提高.一方面，剪胀分量与剪切面上法向有效应力正相关；另一方面，随剪胀趋于稳定，剪胀分量逐渐消失.广义的摩擦分量包含了剪胀分量，是与法向有效应力正相关的剪切面上的滑动阻力，包括颗粒接触点的滑动阻力、剪胀、颗粒重新排列、颗粒破碎引起的阻力.摩擦分量随应变增大而增大，当剪应力趋于稳定时，摩擦成为唯一的抗剪强度分量.总体而言，凝聚力、剪胀分量、摩擦分量达到各自峰值所需的应变是不同的，三者并非同时达到最大值.[16,20]

LAMBE假说可较好解释σv′为25 kPa下不同e0试样的剪切抗力行为：①e0小的试样在较低水平位移时达到剪应力峰值，然后剪应力迅速降低；e0大的试样较为缓慢地达到剪应力峰值；说明e0主要影响的是凝聚力，土体凝聚力随e0增大而降低.② 随水平位移的增大，不同e0下剪应力呈现聚拢现象；说明不同e0下摩擦分量差别不大.③e0最小的2个试样呈现剪胀现象，因剪胀分量亦与剪切面上σv′正相关，广义的摩擦分量包含剪胀分量[16, 20]；因此可将剪胀引起的剪切抗力提高归结到广义摩擦分量中.

当σv′为50 kPa、100 kPa、200 kPa时，试样剪应力-垂直位移-水平位移关系表现出与σv′为25 kPa时类似的特征.差别之处在于：① 随σv′的增大，应变软化现象趋于平缓；同一制样压实度试样的峰值剪应力对应的水平位移随σv′增大而增大.说明随σv′的增大，峰值剪应力中广义的摩擦分量所占比例增大.②σv′为50 kPa、100 kPa、200 kPa时，试样均表现为剪缩，这体现出竖向有效应力对剪胀抑制作用明显.

2.3 抗剪强度(直剪试验结果)

选取剪应力峰值作为各试样抗剪强度，见表3，抗剪强度相应孔隙比ef见表2.

(a) σv′=25 kPa (b) σv′=50 kPa

(c) σv′=100 kPa (d) σv′=200 kPa

将τf-ef-σv′关系绘制在图2中，可见相同σv′下，制样压实度大的试样具有更低的ef及更高的τf.不同的制样压实度(先期应力历史)引起的孔隙比差别导致了饱和抗剪强度的显著差异.证实前文提出的假设：相同应力状态下孔隙比状态的差别造成压实膨胀土饱和抗剪强度的变动性.

表3 抗剪强度(直剪试验)

图2 抗剪强度-相应孔隙比-竖向有效应力关系

τf=c＇+σ＇vtanφ＇,

2.营养物质缺乏。当日粮缺钙或钙磷比例不当，日照不足或缺乏运动，维生素源不能转变成维生素时均可导致血钙浓度降低，胃肠蠕动减弱、胃液分泌量下降、食欲下降和消化障碍。

(1)

得到相应有效黏聚力c′、有效内摩擦角φ′与决定系数R2见表4.

表4 抗剪强度参数(直剪试验)

由表4可见，c′随制样压实度降低(孔隙比增大)而规律性降低，证实了前文土体凝聚力随e0的增大而降低的论断，而有效内摩擦角φ′变化不大，这说明在相应e0范围内(0.720～1.174)，e0变化对φ′影响不大.因此，可对各制样压实度下的φ′取均值，为20.1°.

2.4 直剪试验与三轴压缩试验结果对比

文献[7]对压实度为95 %的同一土样开展了2种典型水化状态下的三轴压缩试验.

第1种水化状态采用常规饱和方法，即将三轴试样置入饱和器中，进行真空抽气饱和后，再置于蒸馏水中浸水饱和21 d后取出.该水化状态下，由于抽气与浸水饱和过程中受饱和器约束，试样虽能达到饱和状态，但不能吸湿膨胀至稳定状态(饱和完成，膨胀势未完全释放).

图3 抗剪强度-竖向有效应力关系

第2种水化状态为真空抽气饱和后，将试样从饱和器中取出，安装到三轴仪中进行反压饱和，直至试样吸湿膨胀至稳定状态(与文中直剪试验试样饱和方法相同；饱和完成，膨胀势完全释放).

重新整理三轴压缩试验所获剪切破坏点相应广义剪应力qf-孔隙比ef-有效平均正应力p关系见图4.

图4 广义剪应力-孔隙比-有效平均正应力关系

图4表明：在相同p时，第1种水化状态下的ef明显低于第2种水化状态下的ef.第1种水化状态下的qf明显高于第2种水化状态下的qf.不同水化饱和状态引起的孔隙比差别导致饱和抗剪强度的显著差异.同样证实：相同应力状态下孔隙比状态差别是造成压实膨胀土饱和抗剪强度变动性的主因.

文献[7]所获抗剪强度参数见表5.由表5与表4对比可见，压实膨胀土浸水膨胀稳定后，三轴试验所得到φ′为20.6°，直剪试验所获φ′为18.9～21.5°，十分接近；三轴试验所获c′为12.9 kPa，直剪试验所获c′为8.8～20.9 kPa，差别亦不大.析其原因，一方面试样固结前状态均为膨胀势完全释放后的饱和状态；另一方面，三轴试样相应ef为0.675～ 0.754，直剪试样相应ef为0.720～1.174，大体接近.

然而，第1种水化状态下的φ′(25.5～26.7°)明显高于第2种水化状态下的φ′(18.9～21.5°)，这说明孔隙比亦会对φ′产生影响.

表5 不同水化状态下的抗剪强度参数(三轴压缩试验)[7]

其原因在于,第1种水化状态下膨胀势未能完全释放.所谓膨胀势，是土体膨胀性大小，膨胀土遇水膨胀受约束时，表现为膨胀力Pe；膨胀未受约束时，表现为膨胀变形(孔隙比变化)；遇水膨胀所受约束较小而不足以完全抑制土体膨胀时，膨胀力与膨胀变形同时发生.图5为同一土样的Pe-e关系[17]，表明膨胀势(图5中是膨胀力)随e降低而规律性增大.第1种水化状态下排水剪与不排水剪相应ef分别为0.593～0.645与0.606～0.647，显著低于第2种水化状态下三轴试样相应ef(0.675～0.754)和直剪试样相应ef(0.720～1.174)，说明第1种水化状态下试样具有更大的膨胀势.

图5 膨胀力-孔隙比关系[17]

第1种水化状态下，由于采用常规饱和方法，饱和过程受约束，膨胀势未能完全释放.随后的固结过程导致孔隙比降低，相应膨胀势增大.剪切过程中，由于膨胀势的存在，试样有体胀趋势，体胀受p抑制，剪切力需克服这种抑制作用，导致剪切抗力的提高，而其提高幅度与p正相关，表现为φ′增大.本文认为，膨胀势的存在是压实膨胀土饱和抗剪强度区别于一般黏土的特殊之处.

3 讨论与结论

3.1 压实膨胀土饱和抗剪强度变动性规律

压实膨胀土饱和抗剪强度具有明显变动性，表现为相同应力状态下孔隙比小的试样具有更高的抗剪强度，相同应力状态下孔隙比状态的差别是造成饱和抗剪强度变动性的主因.

相同应力状态下压实膨胀土孔隙比状态存在差别的主因有两方面：① 先期应力历史影响，不同制样压实度试样浸水饱和后在相同应力状态下并非存在唯一的孔隙比状态；② 水化饱和状态的影响，试样饱和过程中所受约束程度会直接影响试样孔隙比状态.

孔隙比对压实膨胀土饱和抗剪强度参数的影响有以下规律：

(1)浸水膨胀稳定后的饱和状态下，有效黏聚力随孔隙比增大而规律性降低，有效内摩擦角对孔隙比变化并不敏感，可视为一个稳定值，如文中的20.1°.

(2)膨胀势未完全释放的饱和状态下，有效内摩擦角(25.5°～26.7°)显著高于浸水膨胀稳定后的有效内摩擦角(18.9°～20.6°)，其原因是膨胀势导致的剪胀效应造成的剪切抗力提高，反映于有效内摩擦角的增大.

3.2 压实膨胀土饱和抗剪强度参数取值建议

压实膨胀土工程应用中，宜充分认识到孔隙比状态对饱和抗剪强度参数的影响，宜采用实际工况相应的水化饱和状态下的抗剪强度参数.

若不能充分考虑到工程寿命期内的水-力路径，鉴于浸水膨胀稳定后的有效内摩擦角是低且稳定的，建议选取浸水膨胀稳定后的饱和抗剪强度参数作为设计指标.

压实膨胀土非饱和抗剪强度公式中用到饱和抗剪强度参数时，亦应充分认识到孔隙比状态对饱和抗剪强度参数的影响.实际上，土体吸力随孔隙比减小而增大[21]，进而会提高土体表观凝聚力(吸力对抗剪强度的贡献)，如何区分孔隙比分别对饱和抗剪强度与表观凝聚力的影响，是值得进一步探讨的问题.一个简化处理方法是：在非饱和抗剪强度公式中采用浸水膨胀稳定后的饱和抗剪强度参数，将孔隙比变化的影响归结到表观凝聚力中.

致谢本文主要内容曾于2014年5月23～25日在上海大学举行的“第二届全国岩土本构理论研讨会”上由通讯作者(周葆春)做过报告，在此说明并致谢.