冻融过程对高寒区渠道基土力学特性的影响

朱 锐，蔡正银，黄英豪，张 晨，郭万里

（1.南京水利科学研究院岩土工程研究所，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，南京 210098；3.南京工业大学交通运输工程学院，南京 211816）

0 引 言

为调节水资源时空分布区不均，中国近30年来建设了大量的输水渠道，服务于沿线城镇的工农业发展。渠道是线性工程，不可避免地穿越一些膨胀土区域。现场调研发现，位于膨胀土区域的输水渠道破坏异常严重[1-2]。对此，诸多学者对膨胀性渠道基土的物理力学特性展开了探索，取得了一定的成果。缪林昌等[3]对膨胀土的水分迁移特性进行了试验研究，认为干湿循环次数对无荷状态下的膨胀土水分迁移特性影响较大，膨胀土的水分迁移特性与其初始应力状态相关。在此基础上，Miao等[4]探讨了膨胀性渠道基土力学特性与微观结构之间的关系，认为土体剪切过程中大孔隙变化存在一定的变化规律。陈善雄等[5]开展了弱、中膨胀土的物理力学特性试验，发现中膨胀土吸水膨胀后软化明显，弱膨胀土的压实含水率应按最优含水率加3%左右控制；Lu等[6-7]通过冻融试验，探讨了冻融循环次数对压实膨胀土体变特性和抗压强度的影响，发现在冻融循环过程中，初始含水率较低的膨胀土呈“冻缩融胀”特征，而初始含水率较高的膨胀土表现为“冻胀融沉”的体积变化规律，同时第一次冻融循环过程对膨胀土的力学特性影响显著；除此以外，还有许多学者采用水泥[8]、石灰[9]、碱渣[10]、阳离子改性剂[11]等对冻融循环下的膨胀土进行了改良，以期获得更好的工程性质。

从上述研究可以看出，对于膨胀性渠道基土物理力学特性的研究多从干湿循环或冻融循环的角度展开。然而已有研究证实中国北方部分渠道处于湿干冻融耦合循环作用（下文简称为耦合循环）下，并因此发生劣化失稳[12-14]。针对这一现象，目前仅有少数学者进行了初步探索。曾志雄、孔令伟等[15-16]对干湿、冻融以及干湿冻融循环作用下的延吉膨胀泥岩开展了一系列室内试验，发现相较于干湿和冻融循环，干湿冻融循环对于土体剪切强度等影响更大。上述研究虽初步分析了干湿、冻融和湿干冻融循环作用下膨胀泥岩的力学特性，但针对耦合循环中的冻融过程对渠道基土力学特性的影响尚未得出明确结论。

鉴于此，本文通过模拟渠道现场复杂的环境边界，开展湿干循环及耦合循环作用下膨胀性渠道基土的三轴固结排水剪切试验，分析湿干循环及耦合循环作用下渠道基土的应力-应变关系、弹性模量、破坏强度和抗剪强度指标的变化特征，量化湿干循环及耦合循环作用下渠道基土的力学损伤演化规律，探讨耦合循环中的冻融过程对渠道基土力学特性的影响，以期为北疆供水工程建设与维护提供科学依据。

1 方法与试验

1.1 土壤样本

试验土料取自北疆阿勒泰地区渠系工程现场，外观呈黄色，具有一定区域代表性。将取回的土料采用筛分法和比重计法对所用土体的颗粒级配进行了分析，并绘制于图1。同时，依据土工试验方法标准[17]进行试验可知，所用土体的自由膨胀率为71%，具有中等胀缩性。塑限和液限分别为 18.4%和 52.6%，最优含水率为18.4%，最大干密度为1.70 g/cm3，可以看出，供试土壤为膨胀性黏土。

1.2 试验工况及试验方法

试验旨在探讨不同边界条件、不同循环次数以及不同干燥幅度对渠道基土力学特性的影响。

1.2.1 试样制备

试样制备过程中，依据土工试验方法标准[17]，取自现场的土料翻晒、风干，碾碎后过2 mm筛，取少量过筛后的土料测定其初始含水率。按照初始含水率为18.4%（最优含水率）配制土料，将称量好的水喷洒至一定质量的土中，搅拌均匀后密封48 h，以使土体含水率更为均匀。随后在制样模具内侧涂抹适量凡士林，采用分层击实法（共分3层）制备高80 mm、直径39.1 mm的圆柱形重塑样[17]共计152个试样，8个试样不经历循环，72个试样用于湿干循环试验，72个试样用于湿干冻融耦合循环试验。试样的干密度参考渠道现场实测干密度，取为1.60 g/cm3。

1.2.2 湿干冻融循环边界设计

基于许雷等[7-8,18]的研究，渠道基土的物理力学特性在3～7次干湿或冻融循环后即趋于稳定，故试样的循环次数设为0、1、3和7次，其中0次指的是未经历循环的试样。对于渠道基土力学特性试验而言，制备完毕的试样需在试样上机前分别施加干湿循环（WD）和湿干冻融耦合循环作用（WDFT，简称耦合循环）循环边界，如图2所示。

湿润、干燥、冻结和融化边界的具体实施过程如下：

1）湿润过程对应渠道的通水期，此时浅层渠道基土由于渠水渗漏而处于饱和或接近饱和状态，故试样的湿润过程采用抽气饱和法进行模拟；

2）干燥过程对应渠道的停水期，此时渠道基土处于持续失水过程，故将试样置于恒温恒湿环境中自然风干，温度控制在（20±0.5）℃，湿度控制在50%±3%。每个试样底部均垫有透水石。试样干燥幅度为试样由饱和试样干燥至目标饱和度（St）的饱和度变化幅度，即70%、30%、10%的干燥幅度分别对应30%、70%和90%的试样目标饱和度（St）。期间采用称质量法监测试样的饱和度变化，至目标饱和度（St）终止干燥过程；

3）冻结过程对应渠道现场低于 0℃的阶段，采用低温环境箱进行模拟，即将试样置于环境箱中冻结 24 h，冻结温度参考渠道现场冻结期平均温度，取-20 ℃；

4）融化过程对应渠道现场浅层基土解冻的阶段，将试样置于恒温环境（20 ℃）中自然解冻，融化时间为24 h。为防止冻结过程和融化过程中试样水分损失，采用保鲜膜包裹试样并装入密封袋后施加温度场，经称质量法测量并反算，冻融循环过程中试样水分损失小于0.5%。

1.2.3 三轴剪切试验过程

试样依次经历上述循环过程，至目标循环次数后将试样进行抽气饱和，随后进行三轴剪切试验，如图3所示。在三轴剪切试验过程中，每组试样的固结压力依次为100、200、300和400 kPa。待固结稳定后进行等应变剪切，试样轴向应变达到 16%即可停止剪切试验，剪切速率设为0.08 mm/min。

1.3 指标测定和计算

1.3.1 三轴试验数据处理方法

1）应力应变曲线

依据三轴剪切试验过程中采集的试样轴向应力、轴向应变数据，绘制相应工况下试样的应力应变曲线[18]。

2）弹性模量

一般来讲，依据试样应力-应变关系的试验结果，选取轴向应变为 1%时所对应的偏应力增量与轴向应变增量的比值，作为描述试样弹性的物理量，过往的研究中常称之为弹性模量[18]。但是，这种偏应力增量与轴向应变增量的比值并不完全符合弹性模量的定义，与传统意义上的弹性模量有一定区别。在本文中，以弹性模量代指偏应力增量与轴向应变增量的比值，作为渠道基土力学性能的一个评价指标。

3）破坏强度

对于应力-应变关系曲线而言，若在应变小于15%时偏应力峰值出现，则该值为试样的破坏强度；若应力-应变关系曲线为硬化型，则取应变为 15%时的偏应力作为试样的破坏强度[18]。

4）抗剪强度指标

依据破坏强度所对应的偏应力值，绘制不同围压下试样的莫尔圆，由莫尔圆公切线的截距和斜率可分别获取试样的黏聚力和内摩擦角[18]。

1.3.2 损伤度计算方法

参考李新明等[19-20]的研究成果，基于不同湿干及耦合循环次数下的试样弹性模量计算渠道基土的损伤度（SDnWD/WDFT），以评价渠道基土的损伤程度。

式中E0表示试样未经历湿干循环或耦合循环作用时的弹性模量，MPa；EnWD/WDFT表示试样经历n次湿干或耦合循环作用后所对应的弹性模量，MPa。

2 结果与分析

2.1 应力应变曲线

岩土体的轴向压缩破坏类型通常分为应变硬化型和应变软化型，刘祖典等[21]对硬化程度和软化程度进行了区分，将岩土体应力应变关系划分为强硬化、弱硬化、强软化、弱软化这 4种类型。在此基础上，吴旭阳等[22]又将其发展为强硬化型、一般硬化型、弱硬化型、强软化型、一般软化型和弱软化型，从而更好地描述岩土材料的应力-应变特性。

不同围压条件下应力-应变曲线趋势一致，故随机选取围压为100 kPa试验干燥幅度为70%时的曲线展示湿干循环和耦合循环作用下试样的应力和应变变化规律，如图4所示。可以看出，在湿干循环和耦合循环作用下，试样的应力-应变关系多呈硬化型。具体来讲，当循环次数为 0时，试样受轴向压缩呈现一般硬化型破坏特征。随着湿干和耦合循环次数的增长，试样的应力-应变关系逐渐转变为弱硬化型；值得注意的是，当WDFT循环次数为 7次时，试样的应力-应变关系已为弱软化型。故可以认为，湿干循环和耦合循环次数的增长使得渠道基土的应力-应变关系由一般硬化型往弱硬化型（弱软化型）发展，耦合循环过程中的冻融过程加剧了这一转变的发展。

2.2 弹性模量

图5为试样（干燥幅度为70%）弹性模量随循环次数的变化曲线。可以看出，试样的弹性模量随着湿干循环或耦合循环次数的增长均呈逐渐下降的趋势。当围压较低时，耦合循环作用下试样的弹性模量衰减幅度显著高于湿干循环作用下试样的弹性模量衰减幅度，此时耦合循环作用对试样的弹性模量损伤更为显著，可以认为耦合循环中的冻融过程加剧了浅层渠道基土的弹性模量衰减过程。当围压较高时，相比于湿干循环作用，试样的弹性模量在耦合循环作用初期衰减幅度较大；而随着耦合循环次数的增长，试样的弹性模量衰减速率逐渐减小。7次湿干循环和7次耦合循环后，试样的弹性模量分别衰减了约 13.1%～33.3%和22.3%～34.5%。可以认为耦合循环中的冻融过程易造成渠道深部基土或深挖方渠道基土的弹性模量在耦合循环初期大幅下降，而随着耦合循环次数的增长，耦合循环中的冻融过程对渠道基土弹性模量造成的影响逐渐减弱。

表1为7次湿干循环和7次耦合循环后试样的弹性模量汇总。可以看出，在7次湿干循环作用后，无论是低围压还是高围压下，试样的弹性模量均随着干燥幅度的减小而增长；而在7次耦合循环作用后，试样的弹性模量并不都是随着干燥幅度的减小而升高。对于干燥幅度为 10%和 30%的试样而言，在较高围压（200、300和400 kPa）的情况下，其弹性模量存在接近或小于试样（干燥幅度为 70%）弹性模量的情况，原因可能在于耦合循环中的冻融过程。可以认为，对于干燥幅度较小的试样，耦合循环中的冻融过程加剧了这些试样弹性模量的衰减。同时，可能存在的弹性模量误差量随着围压的增长呈现上升的趋势。在此基础上，基于显著性分析理论进行了干燥幅度的显著性检验，发现干燥幅度对于渠道基土弹性模量的影响是显著的。

表1 7次WD和WDFT循环后不同围压下弹性模量Table 1 Elastic modulus after 7 WD and WDFT cycles subjected to different confining pressures MPa

2.3 破坏强度

图6为试样（干燥幅度为70%）破坏强度随循环次数的变化曲线。可以看出，试样的破坏强度随着湿干或耦合循环次数的增长均呈下降的趋势。7次湿干循环和7次耦合循环后，试样的弹性模量分别下降了 21.2%～27.6%和22.2%～30.9%左右。同时试样的破坏强度在耦合循环作用初期下降幅度显著高于湿干循环初期，但是耦合循环下试样的破坏强度衰减速率随着循环次数的增长而逐渐减小，并于7次耦合循环作用后与7次湿干循环作用后的试样破坏强度较为接近。可以认为耦合循环中的冻融过程在耦合循环初期易造成渠道基土的破坏强度大幅衰减，这一影响随着耦合循环次数的增长逐渐弱化。

表2为7次湿干循环和7次耦合循环后试样的破坏强度汇总。可以看出，在 7次湿干循环或耦合循环作用后，无论是低围压还是高围压下，试样的破坏强度均随着干燥幅度的增长而减小，同时经历 7次耦合循环作用后试样的破坏强度均低于经历 7次湿干循环作用后的试样，表明耦合循环中的冻融过程加剧了渠道基土破坏强度的衰减。此外，还可以发现这种由耦合循环中的冻融过程造成的试样破坏强度衰减与试样干燥幅度有着一定联系。以围压为400 kPa为例，耦合循环中的冻融过程造成不同干燥幅度试样（10%、30%、70%）的破坏强度衰减幅度分别为14.4%、4.6%、1.4%。可以认为耦合循环中的冻融过程对干燥幅度较低的渠道基土破坏强度弱化更为明显。同时，可能存在的破坏强度误差量随着围压的增长也呈现逐渐增长的趋势。显著性分析结果表明干燥幅度这一因素对于渠道基土破坏强度的影响是显著的。

表2 7次WD和WDFT循环后不同围压下破坏强度Table 2 Failure strength after 7 WD and WDFT cycles subjected to different pressures kPa

2.4 抗剪强度指标

图7为试样（干燥幅度为70%）黏聚力和内摩擦角随循环次数的变化曲线。可以看出，无论是湿干循环作用下还是耦合循环作用下，试样的黏聚力和内摩擦角均随着循环次数的增长而减小。对于这一现象，主要原因在于：土体在干燥失水过程中逐渐收缩，进而产生了一定的裂隙，试样的完整性也因此遭到破坏，故湿干循环下土体的黏聚力逐步下降；在随后的冻融过程中，分凝冰穿刺[23]等作用造成土体内部的裂隙再次拓展，进一步降低了土体的完整性。反复的耦合循环过程使得裂隙在土体内部不断拓展、连通，具体表现在土体的表面裂隙率、切片裂隙率、裂隙深度、非水平裂隙长度以及连通性等指标的增长[24]，导致土体完整性随耦合循环次数的增长而显著降低，土体黏聚力也由此不断衰减。

对于试样黏聚力而言，耦合循环作用比湿干循环作用导致的试样黏聚力衰减更为显著，表明耦合循环中的冻融过程促进了渠道基土的黏聚力衰减。同时相较于试样的初始黏聚力，7次湿干循环和7次耦合循环后试样的黏聚力分别下降了约39.1%和44.0%。对于试样内摩擦角而言，受湿干循环作用和耦合循环作用同样明显降低，但耦合循环作用下试样的内摩擦角衰减并未显著不同于湿干循环作用下的试样，在 7次湿干和耦合循环过后试样内摩擦角的下降幅度分别约为15.6%和11.7%。可以推测，耦合循环中的冻融过程对于渠道基土内摩擦角的衰减影响较小。

图8为7次循环后试样抗剪强度指标对比。可以看出，试样干燥幅度对于抗剪强度指标有着显著的影响，干燥幅度较小，则试样黏聚力和内摩擦角相对较高。耦合循环作用下和湿干循环作用下试样黏聚力的差值随着干燥幅度的减小而增大，而内摩擦角的差值则并未与干燥幅度表现出明显的比例关系，佐证了耦合循环中的冻融过程加剧了黏聚力衰减而对试样内摩擦角影响较小这一推测。

3 冻融过程对土体力学损伤特性的影响

前已述及，渠道基土在湿干循环及耦合循环作用下劣化明显，具体表现在弹性模量衰减、破坏强度下降等方面。因此，湿干循环及耦合循环作用可以看作是对渠道基土的一种损伤行为。

图9为不同围压下试样损伤度随循环次数的变化曲线。可以看出，无论是湿干循环作用下还是耦合循环作用下，试样的损伤度均随着循环次数的增长而增大。但在不同循环作用下，试样损伤度随循环次数的变化趋势则不一致，分别呈缓增（湿干循环作用下）和先陡增后缓增（耦合循环作用下）的特点。另外，围压对于试样的损伤度也具有一定的影响。在湿干循环作用下，试样经历7次循环后的损伤度分别为0.13、0.15、0.26和0.33（试验围压分别为100、200、300和400 kPa）；在耦合循环作用下，试样经历 7次循环后的损伤度则分别为0.22、0.26、0.27和0.35。可以发现，围压越大，循环作用过程造成的试样损伤程度越高。同时，可以发现当围压较高时，7次湿干循环和耦合循环后的试样损伤度较为接近，而当围压较低（分别为100和200 kPa）时，7次耦合循环后的试样损伤度则明显较高，分别高出 7次湿干循环后的试样损伤度约92%和73%。这表明在低围压下，耦合循环中的冻融过程造成渠道基土损伤程度显著增高。

图10为不同围压下试样损伤度随干燥幅度的变化曲线。可以看出，在湿干循环作用下，试样的损伤度大多随着干燥幅度的减小而下降。而在耦合循环作用下，试样的损伤度随干燥幅度的变化趋势则不完全一致。取围压为400 kPa为例，干燥幅度为70%、30%和10%的试样的损伤度分别为 0.35、0.37和 0.28。可以发现干燥幅度较小时，试样的损伤度同样较高，推测认为这可能与耦合循环中的冻融过程相关。

另外，对岩土体力学损伤程度的表征存在多种形式，除应用广泛的弹性模量表征方法[25]以外，还有学者采用破坏强度[19]进行计算，即未损伤试样的破坏强度减去n次循环后试样的破坏强度与未损伤试样的破坏强度之比，计算结果绘于图11中。可以发现，以试样破坏强度计算而得的土体损伤度显著高于以传统弹性模量所得的土体损伤度。这在循环次数为7次、干燥幅度为30%时最为明显，此时以试样破坏强度所得的土体损伤度分别为0.22（湿干循环作用下）和0.29（耦合循环作用下），约为以传统弹性模量计算的土体损伤度的3倍和1.6倍。这表明采用弹性模量表征土体损伤度在一定程度上低估了湿干循环及耦合循环过程对于渠道基土的损伤程度。因此，在高寒区膨胀土渠系工程中，还应充分考虑渠道基土的破坏强度衰减，从而更好地进行相关的计算与分析。

4 讨 论

通过三轴剪切试验，得到了湿干循环及耦合循环下渠道基土力学特性的演化规律。在试验结果分析过程中，发现了一些值得进一步探讨的地方：湿干循环下渠道基土的弹性模量、破坏强度、黏聚力均随着干燥幅度的增大而减小（表1、表2和图7），这与文献[18]中报道的一致；而在耦合循环下，渠道基土的弹性模量、破坏强度以及黏聚力随干燥幅度的变化趋势则并非如此。在某些工况中，相较于干燥幅度为 70%的渠道基土，干燥幅度为10%和 30%的渠道基土的力学性能下降更为明显，这一现象也与笔者课题组过往所得无侧限抗压强度试验结果较为一致。推测，这种差异主要是由于耦合循环中的冻融过程造成的。

依据已有的研究可知[13,26]，无论是湿干过程还是冻融过程，水分场的变化都是土体损伤行为产生的根源。前已述及，土体的损伤程度一般随着干燥幅度的增大而增高，而冻融作用造成的土体损伤程度则随着土体含水率增大而增高，如图12所示。在耦合循环过程中，土体首先经历干湿过程，干燥幅度的增大造成湿干循环效应的增强，但是由于干燥至较低饱和度，在随后的冻融过程中土体所受到的冻融循环效应较小，如图13a所示；反之，较小的干燥幅度使得湿干循环效应并不显著，但在随后的冻融过程中土体的损伤则较为显著，如图13b所示。

通过上述分析，可以认为干燥幅度越大，湿干冻融耦合循环中湿干过程造成的土体损伤程度较高；反之，干燥幅度越小，湿干冻融耦合循环中冻融过程造成的土体损伤程度则越高。湿干冻融耦合循环是湿干过程、冻融过程的耦合，故耦合循环下土体的损伤应为上述 2种作用过程造成的损伤总和，这也较好地解释了随着干燥幅度的减小，渠道基土弹性模量的衰减、破坏强度的降低、黏聚力、内摩擦角的减小和损伤程度的增高。

此外，所开展的三轴剪切试验仅设置了 3个试样干燥幅度，难以精确地判别耦合循环下渠道基土力学性能与干燥幅度之间的关系。推测，在耦合循环下，可能存在某个干燥幅度使得渠道基土的综合损伤程度最高。

5 结 论

1）湿干循环和耦合循环次数的增长使得渠道基土的应力-应变关系由一般硬化型往弱硬化型（弱软化型）发展，耦合循环过程中的冻融过程加剧了这一转变的发展。同时，耦合循环中的冻融过程易造成高围压下试样的弹性模量在耦合循环初期大幅下降。

2）耦合循环中的冻融过程在耦合循环初期易造成渠道基土的破坏强度大幅衰减，尤其是对干燥幅度较低的渠道基土，而这一影响随着耦合循环次数的增长逐渐弱化。

3）7次湿干循环后，试样的弹性模量、破坏强度、黏聚力和内摩擦角分别衰减了约13.1%～33.3%、21.2%～27.6%、39.1%和15.6%，而 7次耦合循环后，试样的弹性模量、破坏强度、黏聚力和内摩擦角分别下降了22.3%～34.5%、22.2%～30.9%、44.0%和11.7%左右，表明耦合循环中的冻融过程加剧了渠道基土力学性能的衰减，但对试样内摩擦角影响较小。

4）无论是湿干循环还是耦合循环作用下，渠道基土的损伤程度均随着循环次数的增长而增高。在低围压下，耦合循环中的冻融过程造成了渠道基土损伤程度显著增高。另外，以传统弹性模量形式表征渠道基土的损伤度在在一定程度上低估了湿干循环及耦合循环过程对于渠道土体的损伤程度，在高寒区膨胀土渠系工程相关计算与分析中，还应充分考虑渠道土体的破坏强度衰减。

5）耦合循环作用下土体的损伤为湿干过程、冻融过程造成的损伤总和，在湿干冻融耦合循环作用下应存在某个干燥幅度使得渠道基土的综合损伤程度最高，这一方面在后续的研究中值得进一步探索。