压实弱膨胀土的膨胀变形特征及计算模式研究

边加敏

(1.南京交通职业技术学院 江苏省道路交通节能减排技术研发中心，南京　211188;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)



压实弱膨胀土的膨胀变形特征及计算模式研究

边加敏1,2

(1.南京交通职业技术学院 江苏省道路交通节能减排技术研发中心，南京211188;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)

膨胀性是压实弱膨胀土的典型特征，同时是造成膨胀土构筑物破坏的最重要的原因之一，合理地预估压实弱膨胀土在特定条件下的变形量对于减小构筑物的破坏具有十分重要的作用。因此，建立压实弱膨胀土的膨胀变形计算模式不仅显得十分重要而且也十分必要。基于此，在对压实弱膨胀土线膨胀率的相关影响因素进行分析的基础上，以高淳胥河某边坡弱膨胀土为研究对象，进行了不同初始状态下的膨胀土膨胀变形试验，研究了增湿比、压实度及上覆压力等对膨胀土线膨胀率的影响，建立了考虑增湿比、压实度及上覆压力的压实弱膨胀土线膨胀率变化模型，并采用其他学者的试验数据对该模型进行了成果验证，验证结果表明该模型可以较好地拟合压实弱膨胀土的膨胀变形量。

非饱和土；压实度;弱膨胀土；变形； 线膨胀率

1　研究背景

膨胀性是弱膨胀土的基本特征，是造成路基破坏最重要的原因之一，研究弱膨胀土的膨胀特征是研究弱膨胀土路基破坏的基础与核心。

目前对于弱膨胀土膨胀变形的研究取得了较多进展，李献民等[1]研究了含水率及干密度对膨胀变形的影响，黄斌等[2]研究了K0应力状态弱膨胀土膨胀模型试验，张福海等[3]通过对试验数据进行“归一”化处理，提出了土样线膨胀率的计算模型，并将其应用于路基膨胀量的计算中，张爱军等[4]通过对陕西安康压实弱膨胀土变形的研究，提出了容势含水比的定义，并建立了基于容势含水比的膨胀变形计算模型。

可以看出，对于弱膨胀土变形量的计算出现了以下特征：①研究从开始的一维线性模型发展到三维非线性模型；②从仅考虑单个影响膨胀量的典型因素发展到综合考虑多因素的耦合效应。当前考虑多因素的耦合效应的研究方法使得弱膨胀土膨胀量的计算具有较高的精度，更能准确地反映弱膨胀土的膨胀变形性能，但实际工程中许多因素难以控制，且三维非线性模型的试验设备较复杂，很难将三维非线性模型应用于实际工程中，因此，对于采用综合考虑含水率、干密度及上覆压力的一维模型更容易得到工程单位的推广应用。本文拟通过K0状态下的线膨胀率试验，采用一维模型研究压实弱膨胀土的膨胀变形模型。

2　膨胀变形的机理

弱膨胀土膨胀特性的形成主要是由土体内部的矿物成分不同所致，特别是与黏粒的矿物成分密切相关，黏土颗粒部分的结构单元包括简单颗粒、集聚体和孔隙，可以将弱膨胀土的膨胀变形分为晶格间的扩张与颗粒(集聚体)间扩张2部分。

2.1晶格的扩张

弱膨胀土主要由蒙脱石、伊利石及高岭石等矿物组成，蒙脱石的水稳定性差、亲水性强，由于晶格构造是以弱键结合并具有同晶置换的特性，导致晶格间骨架的活动性较强，水分子可以不定量地进入晶格，同时同晶置换的特性使得晶层间带有负电，增大了其吸水能力，在2种因素的综合作用下，水分大量进入晶格中，使得土体产生了膨胀变形。弱膨胀土晶格间膨胀是膨胀变形的主要部分。

2.2颗粒间的扩张

双电层中的水分子在电场引力的作用下，被吸附在土颗粒周围，形成水化膜，当含水率增大时，水化膜的厚度不断增大，导致土体发生膨胀变形。

集聚体间的胀缩变形存在于一般黏性土中，尤其是吸力势，更具普遍性，双电层及吸力势均对弱膨胀土的变形起作用，但一般起次要作用。

由土样的膨胀机理可以看出，当等量的水分进入土体后，由于产生膨胀变形的机理不同，所产生的膨胀量也不相同，对于含水率与膨胀量的关系，目前研究所得出的结论还不一致，文献[5]的研究表明含水率与线膨胀率呈直线关系，而杨和平[6]的研究则认为当含水率大于土体的胀限时，增加含水量对土体变形的影响不大，从变形机理上分析，杨和平的试验结论更符合弱膨胀土的变形机理。

3　试验方法及方案

3.1土样的试验参数

试验用土取自芜申线东坝段胥河南岸工地，采用挖坑取土的方法取得大块原状土样，取土深度约为1m，土样取回后，敲碎后制成重塑土样，取一部分土进行含水率、干密度、比重等基本物理性质试验。试验方法主要以《土工试验规程》(JIGE40—2007)为准。土样的基本物理性质见表1，试验用高淳胥河边坡弱膨胀土的颗粒级配见图1。

表1　土样的基本物理性质Table 1　Physical properties of swelling soil

图1　颗粒级配Fig.1　Particle size distribution

3.2试验方案

将土样取回后置入105 ℃的烘箱烘干8h以上，用木锤敲碎并过2mm筛，根据要求配置成16.5%的含水率，按照98%,96%,90%三种压实度压制不同干密度的试样，试验前一天将透水石与试样一同放在塑料袋中密封24h，使透水石与土样的含水率一致。

0kPa下不同增湿幅度的无荷膨胀率采用如下方法进行：将土样按照无荷膨胀试验规程要求装入无荷膨胀仪中，称量仪器总质量，并记录百分表初始读数，按照15%含水率增量向土样中加入水，待膨胀稳定后读取百分表读数，将仪器用吹风机吹干表面水分后称取质量，通过仪器两次质量的差值计算土样含水率的变化，继续按相同的方法测定土样的增湿量及膨胀量，当加水后的膨胀稳定变形值<0.1%/h时停止试验。

50kPa下不同增湿量的线膨胀率试验在YZ-Ⅱ型固结仪中进行，试验方法与无荷线膨胀率类似，不同处为试验时称取固结仪上部质量，并计算土样的含水率变化。

李振等[7]对不同初始干密度及含水率的弱膨胀土进行了分级浸水和一次浸水膨胀变形试验，同时测定了试样在浸水前后不同上覆压力下的变形过程。试验结果表明不同的浸水路径对弱膨胀土最终变形量影响不大，最终膨胀量基本一致,这表明了经过多次加水后土样的膨胀量与一次加至某含水率后的变形量一致，表明可以采用分级加水的方式对最终变形量进行测定。

4　试验数据分析

4.1考虑含水率与压实度的膨胀模型的建立

从膨胀变形的机理可以看出，含水率对土体膨胀变形的影响不仅表现在初始含水率的大小上，同时也表现在含水率增量方面。为了反映含水率增量对膨胀变形的影响，采用增湿比表征含水率变化对弱膨胀土线膨胀率的影响，并定义增湿比如式(1)。

(1)

式中：Riw为增湿比;w 为过程含水率(%);wi为初始含水率(%);wsat为某干密度及上覆压力下的饱和含水率(%)。

图2为0kPa和50kPa下增湿比与线膨胀率的关系。

由图2可以看出，在相同增湿比下，压实度越大土体的线膨胀率越大，压实度越小，土体的线膨胀率越小。而在相同的压实度下，土样的线膨胀率随着增湿比的增大而增大，将线膨胀率与增湿比采用线性关系进行拟合，考虑到无荷状态下，增湿比为0时土体的线膨胀率为0，将无荷状态下的弱膨胀土线膨胀率与增湿比的关系拟合成正比关系。可知，土样的线膨胀率与增湿比呈线性关系，即两者的关系可以采用式(2)计算。

εz=aRiw+b。

(2)

式中：εz为线膨胀率(%);Riw为增湿比;a，b为相关系数。

当弱膨胀土土样的上覆压力为0kPa时b值为0。分析图2拟合公式可知，系数a随着压实度的增大而增大，将0kPa和50kPa的系数a与压实度的关系拟合如图3(a)。

(a)0kPa

(b)50kPa

图2增湿比与线膨胀率的关系

Fig.2Relationshipbetweenhumidificationratioandlinearexpansiveratio

(a)系数a

由图3(a)可以看出系数a与压实度呈线性关系，图3(b)为系数b与压实度的关系图，由于在0kPa的上覆压实下，3种压实度的系数b为0，此处仅拟合50kPa压力作用下的系数b与压实度的关系，可以看出，系数b与压实度也可以采用线性关系表达，即系数a，b可以采用式(3)表达。

(3)

式中：a1，a2，b1，b2为系数;K为压实度。

将式(1)、式(3)代入式(2)可得考虑压实度及增湿比的线膨胀率计算模型为

(4)

4.2上覆压力与线膨胀率的关系

针对线膨胀率与上覆压力的关系，李献民[1]、刘特洪[8]、GyselM[9]、徐永福等[10]、胡瑾[11]均对此进行了研究，并提出了上覆压力与线膨胀率的关系模型，但这些计算模型均存在一定的问题。

刘特洪、胡瑾、GyselM的计算模型不能模拟无荷膨胀量，李献民、徐永福的计算模型不能模拟荷载较大时弱膨胀土压缩的情况。

鉴于此，结合以上学者计算式的优缺点，并对上覆荷载进行无量纲化处理，并采用式(5)对弱膨胀土的线膨胀率与上覆荷载的关系进行拟合。

(5)

式中：a3，b3为拟合参数;P为上覆压力;P0为标准大气压力;εz为线膨胀率。

采用此计算式对文献[12]的干密度为1.60g/cm3不同试验方法的高淳胥河重塑弱膨胀土土样试验数据进行拟合，拟合结果见表2。

表2　各种方法的线膨胀率表达式系数及相关系数Table 2　Coefficients of formulas of linear swelling ratioand coefficients of correlation

可以看出式(5)可以较好地拟合上覆压力与线膨胀率之间的关系。在进行线膨胀率计算时，借用文献[4]的处理方法，将式(4)与式(5)相乘得到弱膨胀土样在过程含水率、压实度及上覆压力状态下的计算式(6)，即

(6)

4.3计算模式的验证

为了验证以上计算模式的正确性，用式(4)对文献[13]所给出10kPa压力下的试验结果进行了拟合，得到如式(7)的计算式,即εz=(30.84K-44.43)Riw+0.806 6K-3.27。

(7)

用上式模型计算得到的膨胀量与实际试验数据的比较见图4。

图4　干密度为1.51 g/cm3的试验值与计算值比较Fig.4　Comparison between calculated value and test valuein the presence of dry density of 1.51 g/cm3

图中实线为计算数值曲线，可以看出，试验值与计算值数据符合得很好，对于干密度为1.51g/cm3的土样，最大误差为1.14%，最小误差为0.16%。表明式(6)能很好地拟合弱膨胀土土样的线膨胀率，证明了本文的计算模式的正确性。

5　结　论

根据本文的研究，可以得出以下几点结论：

(1)在对弱膨胀土变形机理进行分析的基础上，得出含水率对膨胀变形的影响，不仅表现在初始含水率上，还表现在含水率的增量上，鉴于此，提出了土样增湿比的定义。

(2)通过对增湿比、上覆压力及压实度等与膨胀变形关系的试验研究，建立了考虑增湿比、压实度及上覆压力的膨胀变形计算模型。通过该模型可以计算出任意过程含水率的线膨胀率，采用前人的试验数据对膨胀变形模型进行验证，结论显示试验值与模型值吻合较好。

(3)本文基于K0状态下建立的一维膨胀模型，由于试验设备简单，可以广泛地应用于工程中，对工程建设中弱膨胀土的膨胀变形量的估算具有一定的工程意义。

[1]李献民，王永和，杨果林，等.击实膨胀土工程变形特性的试验研究[J].岩土力学，2003，24(5)：826-830.

[2]黄斌，何晓民，谭凡.K0应力状态膨胀土膨胀模型试验研究[J].岩土力学，2011，33(增1):442-447.

[3]张福海，王保田，刘汉龙.压实膨胀土路基的膨胀变形规律研究[J].岩土力学，2010，31(1)：206-210.

[4]张爱军，哈岸英，骆亚生.压实膨胀土的膨胀变形规律与计算模式[J].岩石力学与工程学报，2005,24(7):1236-1421.

[5]范臻辉,王永和,肖宏彬.南宁膨胀土膨胀变形规律的试验与应用研究[J].铁道学报，2007,29(1):86-89.

[6]杨和平.公路膨胀土工程[M].北京：人民交通出版社，2009.

[7]李振，邢义川.侧限条件下膨胀土增湿变形计算模式研究[J].西北农林科技大学学报(自然科学版)，2011,39(5):215-222.

[8]刘特洪.工程建设中的膨胀土问题[M].北京：中国建筑工业出版社，1997.

[9]GYSELM.DesignMethodsforStructureinSwellingRock[J].RockMechanicsandRockEngineering,1987,20(4):219-242.

[10]徐永福,史春乐.宁夏膨胀土的膨胀变形规律[J].岩土工程学报,1997,19(3):95-98.

[11]胡瑾.膨胀土膨胀特性试验研究[D].南京：河海大学,2012.

[12]边加敏.加载方式对膨胀土有荷膨胀量测定影响[J].公路，2013，(5):156-160.

[13]徐永福，龚友平.宁夏膨胀土膨胀变形特征的试验研究[J].水利学报，1997，(9)：27-30.

(编辑：赵卫兵)

Swelling Deformation Characteristic and Calculation Model ofCompacted Weak Swelling Soil

BIAN Jia-min1,2

(1.JiangsuResearchCenterofEnergySavingandEmissionReductionTechnologyofTrafficEngineering,NanjingVocationalInstitutionofTransportTechnology，Nanjing211188,China;2.KeyLaboratoryofGeomechanicsandEmbankmentEngineeringofMinistryofEducation,HohaiUniversity,Nanjing210098,China)

Swellingisthetypicalcharacteristicofweakswellingsoil,andisthemostimportantcauseofthedamageofswellingsoilstructures.Itisofgreatimportancetoestimatethedeformationofswellingsoilinsomespecificconditions,anditisnotonlyimportantbutalsonecessarytoestablishthecalculationmodelforweakswellingsoil.

unsaturatedsoil;degreeofcompaction;weakswellingsoil;deformation;linearswellingratio

2015-07-22;

2015-09-07

边加敏(1979-)，男，江苏南京人，副教授，博士，主要从事非饱和土的教学与科研工作，(电话)15951670241(电子信箱)bianjiamin1114@aliyun.com。

10.11988/ckyyb.20150613

2016,33(09):107-110，137

TU443

A

1001-5485(2016)09-0107-04

Inviewofthis,onthebasisofanalyzingtheinfluencefactorsoflinearswellingratio,wecarriedoutswellingdeformationtestsonweakswellingsoiloftheslopeofXuheriverindifferentinitialstatus.Wealsostudiedtheinfluencesofhumidificationratio,degreeofcompactionandoverburdenpressureonthelinearswellingratio,andestablishedthecalculationmodelforlinearswellingratioinconsiderationofhumidificationratio,degreeofcompactionandoverburdenpressure.Finallyweusedthetestdataofotherscholarstoverifythecalculationmodel,andtheverificationresultsshowedthatthecalculationmodelcouldwellfittheswellingdeformationofcompactedweakswellingsoil.