干湿循环下非饱和粉质黏土抗剪强度特性试验研究

Experimental Study on Shear Strength Characteristics of Unsaturated Silty Clay under Wetting-Drying Cycles

摘要: 土的抗剪强度是土力学基本问题，路基路床区土体干湿循环导致性质劣化，影响稳定性和耐久性，易引发路基灾害，该问题受到广泛关注。基于此，本研究针对路基路床区土体，开展了针对不同干湿循环频次的非饱和三轴剪切实验，旨在探讨循环次数变化对抗剪强度指标的影响规律，并阐明干湿循环作用对粉质黏土路基强度衰减特性的影响机理。结果表明：在干湿循环下，粉质黏土展现出了应变软化特性的应力–应变响应，试件呈现剪切滑裂面；随着循环次数的递增，峰值应力呈现出递减趋势，具体而言，在经历了三次循环后，35 kPa、50 kPa和100 kPa净围压条件下，其峰值应力分别衰减了26.4%、13.0%和18.2%。此外，总粘聚力亦随循环次数的增加而逐渐降低，三次循环后降低了26.6%，而有效内摩擦角变化无规律，仅下降了4.0%，劣化程度远小于总粘聚力。

Abstract: The shear strength of soil is a basic problem of soil mechanics. The dry-wet cycle of soil in subgrade bed areas leads to deterioration of properties, affects stability and durability, and is easy to cause subgrade disasters. This problem has received extensive attention. Based on this, this study carried out unsaturated triaxial shear tests with different wetting-drying cycles for the soil in the subgrade bed area, aiming to explore the influence of the number of cycles on the shear strength index and to clarify the influence mechanism of wetting-drying cycles on the strength attenuation characteristics of silty clay subgrade. The results show that under the dry-wet cycle, the silty clay exhibits the stress-strain response of strain-softening characteristics, and the specimen exhibits a shear slip surface. As the number of cycles increases, the peak stress shows a decreasing trend. Specifically, after three cycles, the peak stress decreases by 26.4%, 13.0% and 18.2% under the net confining pressure of 35 kPa, 50 kPa and 100 kPa, respectively. In addition, the total cohesion also gradually decreased with the increase of the number of cycles, which decreased by 26.6% after three cycles, while the effective internal friction angle changed irregularly, only decreased by 4.0%, and the degree of deterioration was far less than the total cohesion.

1. 引言

土的抗剪强度是土力学研究的基本问题，是土体抵抗剪切破坏的极限能力。路基的路床区土体经历长期干湿循环作用，导致土体力学性质劣化，进而影响路基的稳定性和耐久性，容易造成路基失稳、沉陷等灾害。

目前，已有国内外学者对干湿循环下土体抗剪强度指标的演变规律开展了大量研究。Zhang等[1]的研究揭示，粉质黏土的粘聚力随干湿循环次数的增多而呈现递减趋势，且随初始含水率的提升先增后减。郝延周等[2]则聚焦于循环湿度变化对黄土三轴抗剪强度的效应，，压实黄土的三轴剪切强度因干湿循环次数的累积而逐渐退化。马学宁等[3]探究了干湿循环对非饱和黄土强度的影响机制，发现随着脱吸湿循环次数的增加，黄土的有效粘聚力、吸力摩擦角及有效内摩擦角均逐步减小，当循环次数达到5次时，上述指标分别降低了36.9%、34.7%和19.3%。方瑾瑾等[4]通过真三轴剪切试验，分析了经历多次脱吸湿后原状膨胀土的强度变化，结果显示，干湿循环后的膨胀土应力–应变关系均表现为硬化型，且该过程导致膨胀土的粘聚力和内摩擦角有所降低。Li等[5]的研究同样表明，膨胀土的粘聚力和内摩擦角均随干湿循环次数的增加而降低，且与抗剪强度的下降速率保持一致。胡旭辉等[6]通过分析不同循环次数下膨胀土抗剪强度的变化规律发现，土体的粘聚力随着干湿循环次数的增加逐渐减小并趋于稳定，而内摩擦角则在小范围内波动，未显示出明显的规律性。李嘉薏等[7]发现砂岩改良土在湿度增加过程中的粘聚力逐渐减小，但内摩擦角的变化并未呈现一致规律。

尽管国内外众多学者对土体经历干湿循环后抗剪强度的变化开展了研究，但针对非饱和粉质黏土的研究较少，并且未立足于工程实际。基于此，本研究针对路基路床区土体，开展了针对不同干湿循环频次的非饱和三轴剪切实验，旨在探讨循环次数变化对抗剪强度指标的影响规律，并阐明干湿循环作用对粉质黏土路基强度衰减特性的影响机理。

2. 试验概况

2.1. 试验仪器与原理

本研究采用了KTL-B&W型全自动静力三轴试验系统。此系统配置了两组标准容积的压力调控装置(分别用于调节反压力和轴向力)、一个双路径气体压力控制器、一套8通道静态数据采集系统以及一个压力室组件。

2.2. 试验材料

试验用土为取自山东省某高速的路基填料中，按照《公路土工试验规程(JTG 3430-2020)》中的相关试验步骤进行室内土工试验，得到其颗粒组成如表1所示，土样中粉粒与黏粒含量占97.0%，其中粉粒占85.9% (2~75 μm)，黏粒占11.1% (小于2 μm)。基本物理性质指标如表2所示。经判断，试验用土为粉质黏土。

Table 1. Particle composition of the test material

表1. 试验材料的颗粒组成

粒径/mm	500~2000	250~500	75~250	5~75	<5
质量/g	0	0	3.0	80.1	16.9

Table 2. Basic physical property indexes of test materials

表2. 试验材料的基本物性指标

土粒比重	塑限(%)	液限(%)	塑性指数	最大干密度(g/cm^3)	最优含水率(%)
2.78	20.0	31.2	11.2	1.92	12.0

2.3. 试件制备

本研究运用了橡胶薄膜水浸润增压加湿与烘干去湿的技术手段来制备经历干湿循环的试样。详细操作步骤概述如下：首先，利用橡皮筋将已湿润的滤纸及预先湿润的透水石分别固定于试样的两端，随后将其置于真空饱和装置中。接着，使用无气水完全浸没试样，并施加特定的压力值，维持此状态一段时间后释放压力。随后，再次将试样浸泡于水中约1天，以完成一次加湿过程。紧接着，将加湿后的试样转移至烘箱中，设定温度为40℃，直至试样的含水率与目标值相差不超过1%时，将其从烘箱中取出。最后，让试样在自然条件下风干至目标含水率，最后将其放置于保湿容器静置，使水分分布均匀，以完成一次脱湿过程。

2.4. 试验方案

根据《公路路基设计规范(JTG D30-2015)》[8]对于路基路床区压实度的要求，试件初始压实度为96%，经过0~3次干湿循环后进行非饱和三轴剪切试验。非饱和三轴剪切试验采用的方法是固结排水法，根据路基内部的应力范围，设置净围压为35 kPa、50 kPa、100 kPa。具体设置条件如表3所示。

试验分为吸力平衡、等吸力固结、等吸力剪切三个阶段。

1) 吸力平衡阶段的目的是使基质吸力达到预设的目标水平。判断该阶段达到稳定的依据是：在连续24 h的监测中，试样的吸水与排水量变动幅度小于试样总体积的0.05%。

Table 3. Unsaturated triaxial shear test scheme

表3. 非饱和三轴剪切试验方案

试件编号	干湿循环次数	基质吸力/kPa	净围压/kPa	剪切时围压/kPa
0~35	0	30	35	65
0~50			50	80
0~100			100	130
1~35	1		35	65
1~50			50	80
1~100			100	130
2~35	2		35	65
2~50			50	80
2~100			100	130
3~35	3		35	65
3~50			50	80
3~100			100	130

2) 等吸力固结阶段要使试件维持在吸力平衡阶段所达到的吸力状态，即保持孔隙气压与孔隙水压恒定，同时逐步增加围压至预设的净应力水平。确定等吸力固结阶段结束的标准为：在连续2 h，试样的体积变化量小于100 mm³，且反压排水量小于10 mm³。

3) 等吸力剪切阶段指维持原本的基质吸力水平，保持上个阶段设定的围压值不变，以一定的速率增加竖向应力。当轴向应变达到预设的目标值时，试验结束。

3. 试验结果与分析

3.1. 应力–应变关系分析

干湿循环作用下粉质黏土的应力–应变曲线如图1所示。

(a) 干湿循环0次 (b) 干湿循环1次

(c) 干湿循环2次 (d) 干湿循环3次

Figure 1. Stress-strain curve of silty clay under wetting-drying cycles

图1. 干湿循环下粉质黏土的应力–应变曲线

由图1可知，应力–应变曲线均表现出了应变软化的特性。在剪切初始阶段，随着轴向应变的累积，土体的偏应力逐渐增大，同时曲线斜率逐步减小。当偏应力达到一个最大值，即所谓的峰值后，随着轴向应变的继续增加，偏应力开始逐渐减小，并最终稳定在一个近似恒定值附近波动，此时轴向应变的进一步增大对偏应力的影响变得微乎其微。在相同的干湿循环频次下，那些承受较高净围压的试样，在轴向应变增加的过程中，展现出了更高的偏应力峰值，并且当偏应力趋于稳定时，其水平也相应提高。然而，净围压的增加并未导致偏应力峰值对应的轴向应变呈现出一个统一的变化模式。另外，一个值得注意的现象是，未经干湿循环处理(即干湿循环次数为0)的应力–应变曲线，在达到峰值后会迅速“下降”到一个特定的偏应力水平并呈现波动状态；而随着干湿循环次数的增加，应力–应变曲线在达到峰值后，其下降趋势变得更为平缓。

剪切试验结束后的三轴试件如图2所示。

Figure 2. Schematic diagram of soil sample after shearing

图2. 剪切后的土样示意图

由图2可知，受损试样展现出显著的剪切滑动破裂面，此现象归因于反复干湿循环过程中土体微观结构的转变。具体而言，这种循环作用诱发了土体内部微小裂隙的生成，并且随着循环频次的累积，这些微裂隙经历了持续的扩展与增长。在剪切加载过程中，这些微裂隙通道进一步恶化，显著削弱了粉质黏土颗粒间的胶结强度，最终促成了剪切滑裂面的形成。徐彬等[9]和涂义亮等[10]研究亦得出了相似的结论，从而证实了裂隙的发展是引起土体强度降低的主要因素。

干湿循环作用下粉质黏土峰值应力变化如图3所示。

Figure 3. The peak stress of silty clay under wetting-drying cycles

图3. 干湿循环下粉质黏土的峰值应力

由图3可知，在相同的干湿循环条件下，峰值应力展现出随净围压增长而增强的趋势。对于未经干湿循环处理(即0次循环)的粉质黏土试件，净围压的增长对峰值应力的提升效果最为有限。具体而言，当净围压由35 kPa增大至100 kPa时，峰值应力增大了58.9%。相比之下，在历经两次干湿循环后，净围压的增加对峰值应力的增大更为明显，在同样条件下峰值应力增长了80.6%。此外，在各个净围压水平下，峰值应力均随干湿循环次数的累积而逐步减小，特别是净围压分别为35 kPa、50 kPa及100 kPa时，经过三次干湿循环后，峰值应力分别下降了26.4%、13.0%和18.2%。这表明，在较高的净围压环境下，粉质黏土在剪切过程中的峰值应力受干湿循环影响而产生的衰减幅度相对较小。

3.2. 干湿循环对抗剪强度指标的影响

参考高登辉等[11]提出的抗剪强度指标确定方法，已知偏应力为：

$q={\sigma }_1-{\sigma }_3$ (1)

定义净平均应力为：

$p\text{'}=\frac{{\sigma }_1+{\sigma }_2+{\sigma }_3}{3}-u_a$ (2)

式中：u_a为孔隙气压(kPa)。

净平均应力–偏应力平面内的强度包线如图4所示，由此可见经历相同干湿循环次数作用的试验结果近似位于同一条直线上，因此强度指标可表示为：

$q=\xi +p\text{'}\tan \omega$ (3)

式中：ζ为直线的截距；tanω为直线的斜率。

联立可解得土的有效内摩擦角和总粘聚力：

$\sin \phi \text{'}=\frac{3\tan \omega }{6+\tan \omega }$ (4)

$c=\frac{3-\sin \phi \text{'}}{6\cos \phi \text{'}}\xi$ (5)

Figure 4. The strength envelope in the net mean stress-deviatoric stress plane under different wetting-drying cycles

图4. 不同次数干湿循环下净平均应力–偏应力平面内的强度包线

如图4所示，干湿循环次数的累积导致抗剪强度包线的斜率呈现递减趋势，这表明净平均应力对土体抗剪强度的作用随着干湿循环次数的增加而逐渐减弱。同时，随着干湿循环次数的增加，强度包线在净平均应力–偏应力平面内逐渐向左下方移动，意味着土体的破坏应力值在逐渐减小。这是因为，随着干湿循环次数的增加，土颗粒间的水分不断蒸发和重新吸入，使得土体的微观结构经历了一系列重构和破坏。在加湿阶段，水分子渗透进入土颗粒间的微小孔隙，使得土颗粒表面的双电层增厚，增加了颗粒间的排斥力，但同时也可能通过润滑作用减弱了颗粒间的摩阻力。在随后的脱湿阶段，随着水分的蒸发，双电层变薄，土颗粒间的胶结力减弱，同时土体内部产生收缩应力和微裂隙。这些微观结构的变化直接影响到土体的宏观力学性质。由于土颗粒间胶结力的减弱和微裂隙的产生，土体的整体强度和稳定性下降。在剪切过程中，这些微裂隙成为应力集中的薄弱环节，使得土体更容易发生破坏。因此，随着干湿循环次数的增加，土体的破坏应力逐渐减小，表现为抗剪强度包线在净平均应力–偏应力平面内向左下方移动。

利用公式(4)与(5)进行计算后，所得抗剪强度指标已整理汇总于表4中，并且相应的变化趋势通过图5中的曲线进行了直观展示。

Table 4. Unsaturated triaxial shear test scheme

表4. 干湿循环下总粘聚力及有效内摩擦角的计算值

循环次数	总粘聚力/kPa	有效内摩擦角/˚
0	69.1	37.7
1	55.3	39.0
2	50.4	36.9
3	50.7	36.2

(a) 总粘聚力 (b) 有效内摩擦角

Figure 5. Total cohesion and effective internal friction angle under wetting-drying cycles

图5. 干湿循环下总粘聚力和有效内摩擦角

由表4可知，粉质黏土的总体粘聚性能随着干湿循环次数的递增而呈现下降趋势。在历经三次干湿循环后，其总体粘聚力减少了26.6%。值得注意的是，首次干湿循环对粉质黏土总体粘聚力的削弱作用最为突出，从未经循环至经历一次循环，粘聚力降低了19.9%；而随后从一次循环至两次循环，粘聚力的降幅仅为8.8%。当土样经历三次循环后，其粘聚力值与两次循环时相比基本保持稳定，据此可以推测，粉质黏土在经历三次干湿循环后，其粘聚力的衰减趋势逐渐趋于平稳。另一方面，有效内摩擦角随干湿循环次数的增加并未发现一致的变化规律，而是呈现出先增加后减少的趋势。在三次干湿循环后，有效内摩擦角仅减小了4.0%，表明其受干湿循环影响的劣化程度远低于总体粘聚力。在受三次干湿循环作用之后，粉质黏土的粘聚性能展现出一种逐渐趋向稳定的衰减模式。另一方面，关于有效内摩擦角的变化，其并未随着干湿循环次数的增多而呈现出一种统一的变化规律；相反，它表现出一种初期增大随后减小的动态变化过程。尽管如此，值得注意的是，在经历了三次干湿循环之后，有效内摩擦角的减小幅度仅为4.0%，这一数据有力地说明，相较于总体粘聚力而言，有效内摩擦角受干湿循环作用的劣化影响显著较小。

粉质黏土的总粘聚力随干湿循环次数增加的变化趋势呈现指数形式(图5(a))，由此建立总粘聚力随干湿循环次数的模型：

$c=a+b{\text{e}}^{-mN}$ (6)

式中：c为总粘聚力(kPa)；N为干湿循环次数，N = 0，1，2，3；e为自然对数；a，b，m为拟合参数，拟合结果见图6。

Figure 6. The effect of wetting-drying cycles on the total cohesion

图6. 干湿循环次数对总粘聚力的影响

由图6可知，总粘聚力随干湿循环次数变化的模型R² > 0.95，代表该模型拟合精度较高。

4. 结论

基于非饱和土三轴仪，开展了对应路床区的不同循环次数下的非饱和土剪切试验，通过分析不同循环次数下抗剪强度指标的变化规律，揭示了干湿循环影响下粉质黏土路基的强度衰减特性，主要结论如下。

1) 在干湿循环效应的影响下，粉质黏土的应力–应变关系展现出了典型的应变软化特征，且试样在发生剪切破坏时，呈现出显著的剪切滑移面。

2) 峰值应力随着干湿循环次数的递增呈现出减小的趋势，在净围压为35 kPa、50 kPa和100 kPa下峰值应力经历三次干湿循环分别衰减了26.4%、13.0%和18.2%。26.6%。

3) 随着干湿循环次数的递增，粉质黏土的总粘聚力呈现下降趋势，在经历了三次干湿循环后，其总粘聚力减小了26.6%。相比之下，有效内摩擦角并未在循环次数增加的过程中展现出明确的规律性变化，经过相同的三次干湿循环后，仅减小了4.0%。由此可见，干湿循环对有效内摩擦角造成的劣化影响远低于其对总粘聚力的影响。

NOTES

^*通讯作者。