鄒維列，陳 輪，謝 鵬，王 默，張 靖

(1. 武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,武漢 430072；2. 清華大學(xué) 水沙科學(xué)與水利水電工程國家重點實驗室，北京 100084)

1 引 言

工程實踐表明，膨脹土邊坡的破壞機制與一般土坡不盡相同，一般土坡的穩(wěn)定措施（如放緩邊坡）對膨脹土坡的穩(wěn)定效果不佳[1]。對于膨脹土渠坡，因長期處于充分的水環(huán)境中，其穩(wěn)定性問題可能會更嚴(yán)重、復(fù)雜。從1965年召開第一屆國際膨脹土?xí)h以來，特別是20世紀(jì)70年代非飽和土的研究在國際上再次受到關(guān)注以后，膨脹土坡的特性、變形和失穩(wěn)機制的研究已取得了豐碩的成果[2]。土-水特征曲線的提出，建立了非飽和土中基質(zhì)吸力與含水率之間的關(guān)系，其在理論、量測方法上的不斷完善，使其在實際工程中已得到應(yīng)用[3－4]。研究表明，對于非飽和膨脹土坡，坡面附近的基質(zhì)吸力較大，坡面下1.5 m深度左右開始下降[5－6]，水的進(jìn)入（包括雨水和渠水）是吸力下降和產(chǎn)生滑坡的主要原因[5,7]。這些認(rèn)識為渠道設(shè)計優(yōu)化和滑坡防治措施選擇提供了理論依據(jù)。

膨脹土邊坡多發(fā)生淺層滑動，主要發(fā)生在大氣影響范圍內(nèi)（2～3 m左右），滑動面上的正應(yīng)力較小，一般在60 kPa以內(nèi)。但是，在土的抗剪強度試驗中，直剪試驗的正應(yīng)力或三軸試驗的圍壓一般采用100～400 kPa范圍，由此所得到的強度參數(shù)用于膨脹土邊坡的穩(wěn)定分析，其結(jié)果往往是偏大的。另一方面，在雨季與旱季的交替變換中，膨脹土邊坡經(jīng)歷著干縮濕脹的循環(huán)變化，并伴隨大量裂隙的不斷擴展，從而加劇了膨脹土結(jié)構(gòu)的破壞。因此，研究膨脹土邊坡的穩(wěn)定性，不僅應(yīng)當(dāng)考慮到滑動面上實際為低應(yīng)力狀態(tài)，還應(yīng)當(dāng)考慮干濕循環(huán)對強度的衰減作用。

然而，把膨脹土邊坡的失穩(wěn)破壞完全歸結(jié)為單一的強度原因（滑面強度低、遇水強度下降）是不夠的，因為對一些極緩坡的情況即使按飽和土的強度來計算，其穩(wěn)定性也應(yīng)是足夠的，但仍然發(fā)生了滑坡[8－9]。為此，近年來不少學(xué)者都指出，除了考慮土體干濕循環(huán)、遇水強度降低以外，還應(yīng)當(dāng)計入膨脹變形的影響[8,10－12]。因此，最近一些文獻(xiàn)所提出的考慮膨脹變形影響的邊坡穩(wěn)定分析方法[10,12]中都用到了膨脹變形指標(biāo)，膨脹土的有荷膨脹變形與很多因素有關(guān)，如初始含水率、初始干密度、上覆壓力、加載方式和浸水路徑等[13]。

本文采用南水北調(diào)中線工程南陽試驗段的重塑膨脹土（以下簡稱南陽膨脹土）以及新鄉(xiāng)試驗段重塑膨脹性黏土巖（以下簡稱新鄉(xiāng)膨脹巖），開展一系列室內(nèi)試驗，研究干濕循環(huán)作用后膨脹土的強度特性，探討膨脹土邊坡穩(wěn)定分析中獲取強度參數(shù)的合理試驗方法，獲得膨脹土一維固結(jié)后有荷浸水膨脹的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，進(jìn)而探討與膨脹土渠坡穩(wěn)定處理相關(guān)的幾個問題。

2 試驗土樣、內(nèi)容與方案

2.1 試驗土樣

試驗采用的土樣包括南陽膨脹土（棕黃色黏土）和新鄉(xiāng)膨脹巖（褐紅色黏土巖），其基本物理性質(zhì)指標(biāo)見表1。

表1 膨脹土（巖）基本物理性質(zhì)指標(biāo)Table1 Physical property indexes of expansive soil/rock

2.2 試驗內(nèi)容與試驗方案

2.2.1 干濕循環(huán)后的直剪試驗

采用新鄉(xiāng)膨脹巖制備試樣6組（每組6個樣，共計36個試樣），其中1組作為備用。試樣干密度均為1.74 g/cm3，直徑為61.8 mm，高20 mm，分別進(jìn)行1～5次干濕循環(huán)后采用DJY―4四聯(lián)等應(yīng)變直剪儀進(jìn)行直剪（慢剪）試驗。法向應(yīng)力分別為20、40、60、100、200、400 kPa，共6級。

干濕循環(huán)步驟：①將試樣裝入重疊式飽和器抽真空后飽和；②采用烘箱使其在 70 ℃低溫下干燥脫水，當(dāng)試樣含水率達(dá)到縮限含水率時終止脫濕；③將試樣用重疊式飽和器固定后浸沒在盛水容器中至完全飽和，完成一次干濕循環(huán)。

2.2.2 一維固結(jié)后的有荷浸水膨脹試驗

采用用南陽膨脹土，利用固結(jié)儀進(jìn)行側(cè)限條件下的浸水有荷膨脹試驗。試樣的高度為20 mm，直徑為61.8 mm。

（1）控制初始干密度為1.50 g/cm3，變化初始含水率分別為12%、14%、16%、18%和20%。對各初始含水率下的試樣施加不同上覆荷載（分別為25、50、100、200 kPa），待各級壓力下壓縮穩(wěn)定后注水，并始終保持水面超過試樣頂面 5 mm，量測其膨脹變形直至讀數(shù)穩(wěn)定（穩(wěn)定的標(biāo)準(zhǔn)為2 h內(nèi)讀數(shù)變化不超過0.01 mm）。

（2）控制初始含水率為16%，變化初始干密度分別為1.40、1.45、1.50、1.55、1.60 g/cm3，同樣對各初始干密度下的試樣進(jìn)行與上述（1）相同的試驗。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 膨脹土強度的非線性特性

本次試驗結(jié)果表明，分別經(jīng)過1～5次干濕循環(huán)作用后的膨脹土試樣，其直剪（慢剪）強度都具有明顯的兩階段特性。圖 1 為經(jīng)歷5次干濕循環(huán)后試樣的強度包線[14]。根據(jù)其變化趨勢，對兩階段包線分別進(jìn)行線性擬合可以看到，在 0～60 kPa 的低應(yīng)力狀態(tài)下，膨脹土樣的強度指標(biāo)與 60～400 kPa 的高應(yīng)力狀態(tài)下的差別是十分明顯的。

（1）文獻(xiàn)[15]通過對未經(jīng)干濕循環(huán)作用的飽和膨脹土試樣進(jìn)行三軸固結(jié)排水剪切試驗，也得到十分相近的結(jié)果，并指出：從力學(xué)概念上講，低應(yīng)力下的黏聚力擬合值才是土體結(jié)構(gòu)強度，內(nèi)摩擦角隨應(yīng)力增大逐漸減小并趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定的內(nèi)摩擦角與高應(yīng)力下內(nèi)摩擦角擬合值基本一致。因此，在比較土的內(nèi)摩擦角大小時，可采用高應(yīng)力下內(nèi)摩擦角作為參數(shù)，以便具有可比性。

圖1 5次干濕循環(huán)后的強度包線Fig.1 Strength envelope after 5 dry-wet cycles

（2）由圖 1 可見，若采用正應(yīng)力100～400 kPa的常規(guī)試驗方法，可以得到該膨脹土樣的黏聚力c =26.9 kPa，內(nèi)摩擦角φ= 15.9°，由該強度參數(shù)計算正應(yīng)力處在0～60 kPa范圍的邊坡淺層膨脹土的抗剪強度顯然是偏大的。從本次試驗結(jié)果來看，0～60 kPa的黏聚力c ≈ 6 kPa，內(nèi)摩擦角φ= 30.9°。因此，測定低應(yīng)力條件下的強度參數(shù)用于膨脹土邊坡的穩(wěn)定分析才是合理的。

3.2 初始含水率和上覆壓力對膨脹變形的影響

初始干密度均為1.50 g/cm3，初始含水率分別為12%、14%、16%、18%和20%的南陽膨脹土試樣在不同上覆壓力下壓縮穩(wěn)定后的浸水膨脹率如圖 2所示。從圖可以看出，（1）相同初始干密度和初始含水率狀態(tài)下，由于上覆壓力的存在，抑制了膨脹土的膨脹量。上覆壓力越大，抑制作用越大，使膨脹率越低，甚至產(chǎn)生壓縮。

膨脹土浸水飽和后，膨脹率與壓力的關(guān)系曲線如圖3所示。由圖可以看出，當(dāng)壓力達(dá)到膨脹力大小時，膨脹率為0（即不產(chǎn)生膨脹變形），繼續(xù)增大壓力，將產(chǎn)生壓縮變形；隨著膨脹率的增大，膨脹壓力不斷減小。因此，對于膨脹土渠坡，如果允許膨脹土產(chǎn)生一定的膨脹變形，則可顯著減小對坡面混凝土襯砌板的膨脹壓力。先受壓力作用再浸水飽和與先浸水飽和再受壓力作用兩種不同應(yīng)力路徑下，膨脹土的膨脹率與壓力關(guān)系曲線有所不同，但曲線的走勢與圖3中的曲線都是一樣的[13]。因此，可以應(yīng)用土工泡沫（EPS）優(yōu)良的變形性能吸收膨脹土的一部分膨脹變形，達(dá)到減小作用在混凝土襯砌板上的膨脹壓力的目的。

圖2 不同上覆壓力下膨脹率隨初始含水率的變化Fig.2 Changes of expansion ratio with initial moisture content under different overburden pressures

圖3 膨脹土的膨脹率與壓力關(guān)系曲線Fig.3 Curve of expansion ratio vs overburden pressure

此外，EPS具有優(yōu)良的隔熱性能，也常被用著渠道防凍工程的保溫板[16－17]，同時，EPS保溫板還有一定的防水隔滲能力。溫度變化對非飽和土力學(xué)性能的影響要比對飽和土的影響大得多，原因是非飽和土中含有氣相和收縮膜。由熱力學(xué)膨脹理論可知，氣、膜兩相的宏觀性質(zhì)（如體積、抗剪強度）隨溫度的變化要比固、液兩相隨溫度的變化顯著得多。非飽和土中吸力的熱動力學(xué)定義本身就是溫度的函數(shù)。溫度升高，土-水特征曲線左移，說明土的持水能力降低，在含水率不變時，基質(zhì)吸力隨溫度升高而降低[18－20]。對于非飽和土，溫度升高對其宏觀力學(xué)性質(zhì)的影響表現(xiàn)為：彈性變形范圍減小，壓縮性增大，抗剪強度降低。但也有一些試驗結(jié)果顯示，溫度升高引起基質(zhì)吸力和抗剪強度提高[21－22]?？梢姲l(fā)揮EPS板的減載、防水和保溫性能，對減小膨脹力、保持吸力進(jìn)而維護(hù)渠坡穩(wěn)定有十分積極的作用。

（2）同一上覆壓力下，膨脹土的有荷膨脹率隨著初始含水率的增大而減小，并呈較好的線性關(guān)系，線性回歸方程為

式中：δep為試樣充分吸濕后的膨脹率(%)；w0為初始含水率(%)；A、B為擬合參數(shù)。當(dāng)土性和初始干密度一定時，A、B與上覆壓力 p 有關(guān)，見表2。

表2 擬合參數(shù)A、B隨上覆壓力的變化Table2 Change of A,B with overburden pressure

擬合本次試驗數(shù)據(jù)可得

將式（2）代入式（1），可得

即為初始干密度一定時，考慮初始含水率、上覆壓力雙因素影響的膨脹率表達(dá)式。

（3）采用靜止側(cè)壓力系數(shù)k0（ k0=1-sin φ′，φ′ 為15.1°）近似計算試樣圍壓 σ2=σ3=k0σ1，可以發(fā)現(xiàn)，各初始含水率下，其體積膨脹率（在固結(jié)試驗條件下可取為豎向線膨脹率）與平均應(yīng)力σm的對數(shù)有如式（4）所示的近似線性關(guān)系，見圖4，擬合的相關(guān)性系數(shù)見表3。

圖4 不同初始含水率下體積膨脹率與平均應(yīng)力的關(guān)系Fig.4 Relationships between volume expansion ratio and average stress under different initial water contents

表3 各初始含水率下式（4）擬合的相關(guān)性系數(shù)Table3 Correlation coefficients of fitting with equation (4)

式中：εv為試樣充分吸濕所引起的體積膨脹應(yīng)變(%)；σm為試樣平均應(yīng)力(kPa)；a、b為與土性及初始含水率有關(guān)的擬合參數(shù)。

式（4）為膨脹土一維壓縮后浸水膨脹的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，與文獻(xiàn)[15]采用三軸試驗所得到的關(guān)系一致，可見這一規(guī)律具有普遍性。

初始干密度一定時，式（4）的參數(shù)a、b隨初始含水率而變化，根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，可得擬合關(guān)系式為

將式（5）代入式（4），可得到考慮初始含水率影響的膨脹土體積應(yīng)變率與平均應(yīng)力的擬合關(guān)系式：

即為考慮了初始含水率影響的南陽中膨脹土一維固結(jié)后浸水膨脹的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。

3.3 初始干密度和上覆壓力對膨脹變形的影響

初始含水率為16%，初始干密度分別為1.40、1.45、1.50、1.55、1.60 g/cm3的南陽膨脹土試樣，在不同上覆壓力下壓縮穩(wěn)定后的浸水膨脹率如圖 5所示。

圖5 不同上覆壓力下膨脹率隨初始干密度的變化Fig.5 Changes of expansion ratio with initial dry density under different overburden pressures

由圖5可以看出，（1）同一初始干密度下，上覆壓力越大，有荷膨脹率越低；（2）同一上覆壓力下，初始干密度越大，有荷膨脹率也越大。膨脹后土體強度降低，壓縮性增大，更容易破壞、失穩(wěn)。這對邊坡和坡腳處上覆壓力很小甚至無上覆壓力的土更為嚴(yán)重。Head[23]早在1980 年就提出了“適當(dāng)壓 實”（proper compaction）的概念。他指出：適當(dāng)壓實的土抗剪強度高，穩(wěn)定性好；壓縮性低，靜載下沉降小；CBR值高，重復(fù)荷載下變形?。粷B透性低；吸水傾向?。粌鼋Y(jié)和凍脹的可能性也小。他同時指出：不“過分壓實”（over-compaction）與“適當(dāng)壓實”同樣重要。過分壓實不僅存在能量浪費問題，而且對于細(xì)粒土，壓實度過高，土體更易于吸水膨脹[24]。表明隨著干密度（壓實度）的增加，濕化變形潛勢降低，但在低壓力范圍內(nèi)的膨脹潛勢卻增大，這與Rao等[25]的結(jié)論是一致的。因此，對膨脹土邊坡的淺層部分和坡腳，壓實度不應(yīng)過高。（3）不同上覆壓力下的膨脹率與起始干密度均具有良好的線性關(guān)系，即

式中：m、n為擬合參數(shù)。當(dāng)土性和初始含水率一定時，與上覆壓力有關(guān)，由試驗數(shù)據(jù)擬合可得

將式（8）代入式（7），可得考慮起始干密度、上覆壓力雙因素影響的膨脹率表達(dá)式：

4 結(jié) 論

（1）膨脹土強度隨豎向應(yīng)力增大表現(xiàn)出明顯的兩階段特性，低應(yīng)力狀態(tài)下與高應(yīng)力狀態(tài)下的強度參數(shù)差別很大。對于以淺層滑動為常見的膨脹土邊坡，應(yīng)采用低應(yīng)力狀態(tài)下的強度參數(shù)用于穩(wěn)定分析。

（2）隨著膨脹率的增大，膨脹力不斷減小。因此在膨脹土渠坡的混凝土襯砌板下設(shè)置具有優(yōu)良壓縮性能的土工泡沫（EPS），允許渠坡膨脹土產(chǎn)生一定的膨脹變形，即可顯著減小膨脹土對混凝土襯砌板的膨脹力。同時，土工泡沫還有防水保溫作用，從而保持膨脹土的基質(zhì)吸力，維護(hù)渠坡的穩(wěn)定。

（3）同一上覆壓力下，初始干密度越大，膨脹土的有荷膨脹率也越大。由于膨脹后土體強度降低，壓縮性增大，更容易破壞、失穩(wěn)。因此對于上覆壓力較小的邊坡淺層和坡腳的壓實度不應(yīng)過高。

[1]湖北省水利學(xué)會膨脹土研究課題組. 鄂北崗地膨脹土特性及渠道滑坡防護(hù)與整治研究報告[R]. 武漢: 武漢大學(xué)圖書館工學(xué)分管,1991.

[2]BAO C G,NG C W W. Some thoughts and studies on the prediction of slope stability in expensive soils[C]//Proceedings of the Asian Conference on Unsaturated Soils. Rotterdam,Netherland: BALKEMA A A,2000: 15－32

[3]謝妮,鄒維列,嚴(yán)秋榮,等. 黃土路基邊坡降雨響應(yīng)的試驗研究[J]. 四川大學(xué)學(xué)報(工程科學(xué)版),2009,41(4):31－36.XIE Ni,ZOU Wei-lie,YAN Qiu-rong,et al.Experimental research on response of a loess subgrade slope to artificial rainfall[J]. Journal of Sichuan University (Engineering Science Edition),2009,41(4):31－36.

[4]NG CW W,ZHAN L T,BAO C G,et al. Performance of an unsaturated expansive soil slope subject to artificial rainfall infiltration[J]. Geotechnique,2003,53(2): 143－157.

[5]LOW T H,FAISAL F A,SARAVANAN M. Suction and infiltration measurement on cut slope in highly heterogeneous residual soil[C]//Proceedings of the Asian Conference on Unsaturated Soils. Rotterdam,Netherland:BALKEMA A A,2000: 807－812.

[6]王釗,龔璧衛(wèi),包承綱. 鄂北膨脹土坡基質(zhì)吸力的量測[J]. 巖土工程學(xué)報,2001,23(1): 64－67.WANG Zhao,GONG Bi-wei,BAO Cheng-gang.Measurement of matrix suction of expansive soil slope in Northern Hubei[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,2001,23(1): 64－67.

[7]HAN K K,RAHARDJO H. Mechanism of rain-induced slope failure in residual Soils[C]//Proceedings of the Asian Conference on Unsaturated Soils. Rotterdam,Netherland: BALKEMA A A,2000: 505－508.

[8]殷宗澤,呂擎峰,袁俊平. 膨脹土邊坡的穩(wěn)定性分析[C]//膨脹土處治理論、技術(shù)與實踐. 北京: 人民交通出版社,2004: 61－69.

[9]孫小明,武雄,何滿潮,等. 強膨脹性軟巖的判別與分級標(biāo)準(zhǔn)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2005,24(1): 128－132.SUN Xiao-ming,WU Xiong,HE Man-chao,et al.Differentiation and grade criterion of strong swelling soft rock[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(1): 128－132.

[10]尹宏磊,徐千軍,李仲奎. 膨脹變形對膨脹土邊坡穩(wěn)定性的影響[J]. 巖土力學(xué),2009,30(8): 2506－2510.YIN Hong-lei,XU Qian-jun,LI Zhong-kui. Effect of swelling deformation on stability of expansive soil slope[J]. Rock and Soil Mechanics,2009,30(8): 2506－2510.

[11]龔壁衛(wèi),李青云,譚峰屹,等.膨脹巖渠坡變形和破壞特征研究[J]. 長江科學(xué)院院報,2009,26(11): 47－52.GONG Bi-wei,LI Qing-yun,TAN Feng-yi,et al.Study on the deformation and failure characteristics for the canal slope of expansive rock[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute,2009,26(11): 47－52.

[12]李青云,程展林,龔壁衛(wèi),等. 南水北調(diào)中線工程膨脹土(巖)渠坡破壞機理及處理技術(shù)研究[J]. 長江科學(xué)院院報,2009,26(11): 1－10.LI Qing-yun,CHENG Zhan-lin,GONG Bi-wei,et al.Failure mechanism and treatment technology of expansive soil slope of middle route project[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute,2009,26(11): 1－10.

[13]謝鵬. 南陽重塑膨脹土浸水變形特性試驗研究[碩士論文D]. 武漢: 武漢大學(xué),2011.

[14]王默. 膨脹土抗剪強度影響因素試驗研究[碩士論文D].武漢：武漢大學(xué),2011.

[15]程展林,李青云,郭熙靈,等. 膨脹土邊坡穩(wěn)定性研究[J]. 長江科學(xué)院院報,2011,28(10): 102－111.CHENG Zhan-lin,LI Qing-yun,GUO Xi-ling,et al.Study on the stability of expansive soil slope[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute,2011,28(10): 102－111.

[16]吳富平,那文杰,張濱. 渠道防凍脹工程EPS保溫板設(shè)計參數(shù)的選擇[C]//全國第六屆土工合成材料學(xué)術(shù)會議論文集. 香港: 現(xiàn)代知識出版社,2004: 642－646.

[17]那文杰,張濱,吳富平. 寒區(qū)水工建筑物EPS保溫板性能的實驗研究[C]//全國第六屆土工合成材料學(xué)術(shù)會議論文集. 香港: 現(xiàn)代知識出版社,2004: 545－552.

[18]王協(xié)群,鄒維列,駱以道,等. 考慮壓實度時的土水特征曲線和溫度對吸力的影響[J]. 巖土工程學(xué)報,2011,33(3): 368－372.WANG Xie-qun,ZOU Wei-lie,LUO Yi-dao,et al.SWCCs and influence of temperature on matrix suction under different compaction degrees[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,2011,33(3): 368－372.

[19]WU W H,LI X K,R COLLIN C F. A thermo-hydromechanical constitutive model and its numerical modeling for unsaturated soils[J]. Computers and Geotechnics,2004,31: 155－167.

[20]TANG A M,CUI Y J. Controlling suction by the vapour equilibrium technique at different temperatures and its application in determining the water retention properties of MX80 clay[J]. Canadian Geotechnical Journal,2005,42(1): 287－196.

[21]KRISHNAIAH S,SINGH D N. A methodology to determine soil moisture movement due to thermal gradients[J]. Experimental Thermal and Fluid Science,2003,27: 715－721.

[22]謝云,陳正漢,李剛. 溫度對非飽和膨脹土抗剪強度和變形特性的影響[J]. 巖土工程學(xué)報,2005,27(9): 1082－1085.XIE Yun,CHEN Zheng-han,LI Gang. Research of thermal effects on shear strength and deformation characteristics of unsaturated bentonite soils[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,2005,27(9): 1082－1085.

[23]HEAD K H. Manual of soil laboratory testing[M].London: Pentech Press,1980.

[24]鄒維列,王協(xié)群,金亞兵,等. 高路堤過度壓實的負(fù)面影響[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報,2009,31(6): 81－85.ZOU Wei-lie,WANG Xie-qun,JIN Ya-bing,et al.Negative influence of over-compaction for high roadembankment[J]. Journal of Wuhan University of Technology,2009,31(6): 81－85.

[25]RAO S M,REVANASIDDAPPA K. Role of soil structure and matric suction in collapse of a compacted clayed soil[J]. Geotechnical Testing Journal,2003,26(1): 102－110.