崩解性砂软岩改良弱膨胀土性状实验研究*

李国维 巩齐齐 李 涛 吴建涛 陈 伟 曹雪山

(①河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，南京 210098，中国)(②河海大学道路与铁道工程研究所，南京 210098，中国)(③河海大学岩土工程研究所，南京 210098，中国)(④安徽省水利水电勘测设计研究总院有限公司，合肥 230088，中国)

0 引 言

膨胀土是一种具有超固结性、裂隙性、胀缩性的黏性土(冉龙洲等，2011；冷挺等，2018)，其危害性大，特别是在干湿循环作用下会使土体产生不可逆的强度衰减(李国维等，2018a)，造成的工程问题突出。

引江济淮工程是一项重大跨区域调水工程，工程线路需要穿过大量的膨胀土地区。为了保证膨胀土地区工程的稳定，必须进行膨胀土的治理，在众多的治理方法中，膨胀土改良技术得到了更为广泛的应用。现有关于膨胀土改良技术的研究主要有：石灰改良膨胀土(张小平等，2003；谭松林等，2009)；水泥改良膨胀土(张晨辰等，2012；吴建涛等，2017)。引江济淮工程有改善工程周边水生态环境和提供城市农村居民饮用水的功能，石灰改性的方法由于污染水质不能使用(程钰等，2008；李国维等，2018b)；工程地区雨季较长，沿线膨胀土天然含水率高，导致膨胀土破碎困难，水泥改良法水泥掺拌的均匀性很难保证，而且改良过程中膨胀土的翻晒场地面积受限，导致水泥改良膨胀土方案规模化实施困难。

近年来，膨胀土的改良方法趋于多样化，改性剂改良法(谷建晓等，2018)、生物改良法(杨和平等，2007；杜静等，2012)、物理改良法等广泛应用于膨胀土的改良。物理改良法由于有保护生态环境、合理利用废弃资源、节约工程造价的优点得到了许多学者的重视，其改良机理是将改性材料掺入到膨胀土中，改良后的膨胀土黏土矿物的占比减小，改良土的级配得到明显改善，当土体膨胀时会受到掺料的约束从而抑制土体的膨胀。引江济淮河(航)道工程的下伏地层崩解性砂岩储备丰富(图1)，常规情况下，砂岩弃料不具备植被生长的基本条件，其废料堆砌存在较为严重的环境问题。因此，若能在膨胀土改良方案中将砂岩弃料进行合理利用，不仅能解决工程非膨胀土资源短缺问题，同时能解决砂岩弃料的排放问题，大大节省工程造价。

图1 引江济淮工程沿线地层分布情况Fig.1 Distribution of strata along the Yangtze River to Huaihe River project

已有关于物理改良法改良膨胀土的研究主要针对石英砂、风化砂及工业矿砂等，研究方向主要是关于掺料的掺量问题。Yong et al.(1986)研究指出，在相同密度下，石英砂改良膨胀土的膨胀变形较纯的膨胀土要小的多；三峡大学杨俊等研究发现风化砂有助于改善膨胀土的胀缩特性(杨俊等，2013a)、力学强度特性(杨俊等，2013b)以及水稳定性(杨俊等，2015)，合适的掺砂比例有助于降低改良土土体对环境变化的敏感性(杨俊等，2014)；赵辉等(2017)针对工业废料、铁尾矿砂改良膨胀土的可行性和改良效果进行分析，发现改良土的膨胀性降低，适宜的矿砂掺量可以提高改良土的强度。

引江济淮工程所产砂弃料天然成块石土状，遇水极易崩解，与已有研究所涉及的单粒砂(石英砂、风化砂及工业矿砂)存在较为明显的区别，利用砂岩改良膨胀土需先将砂岩进行破碎，故研究掺入砂岩的合理级配是本实验的重要任务之一。本文以引江济淮项目膨胀土、崩解性砂岩为研究对象，研究利用崩解性砂岩改良弱膨胀土的可行性，通过室内物理力学实验，讨论了不同砂岩掺量和不同砂岩级配对膨胀土性状的影响，以此得到砂岩改良膨胀土的合理掺量和合理掺入级配，同时对砂岩改良土进行室内干湿循环实验，探究砂岩改良膨胀土的强度稳定性。为崩解性砂岩改良膨胀土在工程上的应用提供理论支持。

1 实验材料

实验膨胀土与崩解性砂岩均取自引江济淮工程。该膨胀土粒径分布主要为粉粒，大约占62%，黏粒含量32%；崩解性砂岩为红色(图2)，浸水2h后完全崩解，崩解后的粒径小于2mm，粒径分布主要为砂粒，大约占57%，粉粒含量35%。其他物理性指标和X射线衍射实验统计结果如表1、表2所示。

图2 未崩解(a)，遇水崩解(b)Fig.2 No disintegrating(a)，Water disintegrates(b)

表1 物理性指标Table 1 Physical indicators

表2 矿物成分X射线衍射实验结果(质量分数)Table 2 Results of X-ray mineral composition(mass fraction)

2 实验方案

2.1 崩解性砂岩的掺量比选

崩解性砂岩用机械破碎后过筛剔除大于2mm颗粒，作为实验备用材料。

定义崩解性砂岩掺量为：

式中：D为改良土的砂岩掺量；mR为砂岩烘干状态下的质量；mS为膨胀土烘干状态下的质量。

改良土中砂岩掺量为0、10%、20%、30%、40%、50%、60%，分别进行击实实验，确定最优含水率和最大干密度。

以各自掺量下的最优含水率与0.95倍的最大干密度制作试样，测定各改良土试样的自由膨胀率、无荷膨胀率、有荷膨胀率、抗剪强度和渗透系数。

根据实验结果确定崩解性砂岩合理掺量。

2.2 砂岩合理掺量下的级配比选

本实验依据改性土现场施工级配要求设计掺入砂岩级配。现场改性土施工级配粒组含量见表3，级配曲线如图3，最大粒径为60mm。

表3 级配缩尺处理Table 3 Scale processing of particle size distribution(PSD)

图3 施工级配曲线与参考级配曲线Fig.3 PSD of construction and reference

实验条件限制掺入砂岩的最大粒径为20mm，不能大于剪切实验环刀的厚度。以现场改性土施工和室内实验的最大粒径关系，用相似级配法对改性土施工级配进行缩尺处理(郭万里等，2016)，粒径为3倍关系，对应的含量相同，如表3，级配曲线见图3。依据参考级配设计砂岩掺入级配，列入表4，级配曲线如图4。

表4 实验级配的级配组合Table 4 PSD combination of experimental PSD

图4 崩解性砂岩组的颗粒级配曲线Fig.4 PSD of disintegrated sandstone

由于掺入砂岩最大粒径为2mm，接近环刀的厚度，为防制样过程影响砂岩设计级配，不能采用静压法制样(SL237-1999)。本实验采用击实方法制样，按照砂岩最优掺量的最优含水率配土，击实到0.95倍最大干密度，制样模型箱尺寸为30×30×20cm3，养护24h后采用环刀(61.8mm×20mm3)在击实土模型中取样，控制密度差异不大于0.02g·cm-3。改良后的各土样的粒组成分结果见表5，各土样均为细粒土。

表5 改良土的粒组成分Table 5 Particle composition of improved soil

根据剪切实验结果确定砂岩的合理掺入级配。然后利用合理掺量和合理掺入级配的砂岩进行改良膨胀土，通过干湿循环后的直接剪切实验判断砂岩改良膨胀土的改良效果。

3 结果及分析

3.1 砂岩掺量对改良土击实性的影响

掺入砂岩为机械破碎的岩粉，粒径小于2mm。按照规程(SL237-1999)不同砂岩掺量的土样进行了轻型击实实验，结果列入表6，变化趋势如图5。图5显示，最优含水率随掺量增大近似线性降低，最大干密度随掺量近似线性增大。由此，根据击实试验的结果，在实验设计掺量范围0～60%内，掺量越大最大干密度越高，未出现峰值现象。

表6 改良膨胀土的击实试验结果Table 6 Compaction test results of improved expansive soil

图5 掺量与改良土的最优含水率和最大干密度的关系图Fig.5 The relations of dosage and the optimum moisture content，maximum dry density of improved soil

3.2 砂岩掺量对改良土胀缩性的影响

利用击实实验制备的试样，进行不同砂岩掺量下的自由膨胀率、无荷膨胀率、50kPa有荷膨胀率和膨胀力试验，实验结果列入表7，崩解性砂岩改良土的膨胀性指标随砂岩掺量的变化趋势如图6、图7。

图7 掺量与无荷膨胀率和有荷膨胀率的关系图Fig.7 The relation graph of dosage with non-loaded swelling ratio and the loaded swelling ratio

表7 砂岩改良土的膨胀性指标Table 7 The expansibility of disintegrated sandstone improving soils

图6显示，崩解性砂岩改良土的自由膨胀率随崩解性砂岩掺量增加近似线性降低，当砂岩掺量从0增加到60%时，膨胀土的自由膨胀率从62%下降到39%，达到非膨胀土标准，自由膨胀率降幅接近40%。

图6 掺量与自由膨胀率和膨胀力的关系图Fig.6 The relations of dosage with free expansion rate，expansion force

本次实验选用的膨胀土的自由膨胀率为62%，引江济淮工程膨胀土自由膨胀率平均值在53%左右，若选用自由膨胀率较低的膨胀土对其进行改良可进一步减小砂岩的掺入量使其达到非膨胀土标准，从而提高施工效率，节约工程造价。

膨胀力随掺量增加近似呈指数规律衰减，掺量30%时改良土膨胀土膨胀力约为22kPa，约相当于1.3m厚填土的压力。

3.3 砂岩掺量对改良土渗透性的影响

利用击实实验制备的试样，采用变水头法进行不同掺量下改良土的渗透实验，实验结果列入表8，砂岩掺量与渗透系数的关系如图8所示。

表8 崩解性砂岩改良膨胀土的渗透系数Table 8 The impermeability coefficient of disintegrated sandstone improving expansive soils

图8 掺量与渗透系数的关系曲线图Fig.8 The relations graph of dosage and impermeability coefficient

图8显示，当掺量小于30%时，渗透系数随掺量增加缓慢增大，掺量超过50%时增速显著增大。砂岩掺量60%以下，改良土的渗透系数在10-6数量级，仍属于黏性土渗透特征，可以作为不透水层使用，满足膨胀土换填层的渗透性要求。

改良土的渗透性变化是砂岩掺量与砂岩崩解的共同作用所致，砂岩掺量是决定性因素。因为改良土中所掺砂岩的粒径为2mm以下，而砂岩水化崩解后的粒径均小于2mm，其中砂粒约占57%，可认为2mm以下的砂岩颗粒已基本不具有崩解性。

3.4 砂岩掺量对改良土抗剪强度的影响

利用击实实验制备的试样，进行不同掺量下试样的直接剪切实验，实验结果列入表9，砂岩掺量与抗剪强度指标及强度的关系如图9、图10。

表9 不同崩解性砂岩掺量下改良土抗剪强度Table 9 Shear strength of disintegrated sandstone with different dosage of disintegrated sandstone

图9 砂岩掺量与抗剪强度参数的关系曲线Fig.9 The relations graph of dosage and shear strength parameters

图10 砂岩掺量与抗剪强度的关系曲线Fig.10 The relations graph of dosage and shear strength

图9显示，随掺量增加内摩擦角呈反S型曲线规律发展，掺量小于40%时波幅小，大于40%时增长明显。黏聚力随掺量增加近似呈二次曲线规律衰减。改良土黏聚力减小是砂岩粉无黏性特征导致的，内摩擦角增大是掺量达到了砂岩颗粒能相互接触的程度，砂岩颗粒内摩擦角大导致改良土内摩擦角增长。

改良土黏聚力和内摩擦角随砂岩掺量的变化趋势特征说明，砂岩掺量高于30%时，改良土的抗剪强度可能低于天然弱膨胀土，如图10所示，掺量30%时强度开始减小，即便是因掺量增大导致内摩擦角增大引起强度增长，也只是接近或仍未达到天然弱膨胀土的强度。

由于砂岩掺量增大，会使改良土的黏聚力持续减小，导致改良土由黏性土过渡为砂性土，虽然强度和渗透性接近天然弱膨胀土的水平，但砂性土在振动荷载下的安定性远低于黏性土。

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由此，基于改良土强度与砂岩掺量的关系特征，以弱膨胀土改良后强度不损失为标准，选择30%为改良土的砂岩掺量是合理的。

3.5 砂岩级配对改良土抗剪强度的影响

在制样模型箱内采用击实法制样，掺入机械破碎砂岩30%，最大粒径20mm，级配5种，如表4中级配Ⅰ～Ⅴ，每种级配制样4组，然后进行直剪快剪实验，剪切数据取平均值为实验结果，列入表10，砂岩改良土抗剪强度指标随级配的变化趋势如图11。

表10 不同级配砂岩改良土的抗剪强度参数Table 10 The shear strength parameters of disintegrated sandstone improved soil of different PSD

图11 不同级配的砂岩改良土的抗剪强度参数Fig.11 The shear strength parameters of disintegrated sandstone improved soil of different PSD

图11显示，改良土黏聚力、摩擦角随级配变化有峰值现象，级配Ⅲ对应的黏聚力最大，级配Ⅳ对应的摩擦角最大。综合比较，级配Ⅲ砂岩改良土强度最高。

图12为改良土强度指标与各级配砂岩中5～20mm粒组含量的关系。图11显示，强度指标随该粒组含量的变化也出现峰值特征，黏聚力峰值对应含量40%，为级配Ⅲ砂岩试样，内摩擦角峰值对应含量20%，为级配Ⅳ砂岩试样。由此，砂岩级配对改良土强度指标的影响，与砂岩中5～20mm粒组含量的影响作用相同。

图12 改良土强度指标与掺入砂岩的粒组含量的关系Fig.12 The relations graph of the shear strength parameters and the content of grain group mixed with disintegrated sandstone

以上现象说明，砂岩掺量及粒径范围相同情况下，粗粒组含量高者砂岩在改良土中的分布相对更集中，砂岩颗粒被膨胀土包裹隔离更完全，颗粒间直接接触机会更少，砂岩颗粒的低黏聚力和大摩擦角特征体现程度更低，由此导致改良土强度特征为膨胀土的性质所控制，表现为砂岩粗颗粒含量越高，改良土的黏聚力越高和摩擦角越低，这种现象本质上是由于砂岩颗粒的无黏性和摩擦性特征决定的。

3.6 砂岩改良膨胀土的强度稳定性

由以上实验可得到，在30%砂岩掺量下，级配Ⅲ的砂岩改良土的抗剪强度较高。但是级配Ⅲ的砂岩是机械破碎后的砂岩，由于砂岩遇水易崩解，自然条件的变化很可能影响其强度的稳定性，且稳定后的强度大小尚未可知。因此设计干湿循环实验探究砂岩对膨胀土强度稳定性的影响。并设计充分水化的砂岩改良土做对比实验。

在制样模型箱内采用击实法制样3组，分别为机碎砂岩(30%掺量、级配Ⅲ)改良土、水化砂岩(30%掺量、水化砂岩)改良土、纯膨胀土。

制样完成后将试样置于45℃的干燥箱中干燥24h；干燥完成后，将试样用饱和器固定后进行饱和，饱和时间为12h。直接剪切实验时的控制含水率为18%，在试样第0、1、3、5次脱湿过程中进行反复称重，当试样达到控制含水率时将试样取出，然后密封养护24h，使试样内部含水率分布均匀，随后进行直接剪切实验。实验结果列入表11，抗剪强度指标随干湿循环次数的变化趋势如图13所示。

表11 不同干湿循环次数下试样的抗剪强度Table 11 The shear strength under different wet-dry cycle

图13 抗剪强度指标与干湿循环次数关系Fig.13 The relations graph of the shear strength parameters and wet-dry cycle

表11数据显示，在未经历干湿循环时，机碎砂岩改良土的抗剪强度最大，纯膨胀土和水化砂岩改良土近似相等；在5次干湿循环后，机碎砂岩改良土的抗剪强度与水化砂岩改良土的抗剪强度近似相等，纯膨胀土较砂岩改良土略小。由此可知，机碎砂岩改良土在经历干湿循环后抗剪强度衰减得最多；水化砂岩改良土衰减的最少。

图13显示，内摩擦角随干湿循环次数的变化趋势平缓，第0～5循环机碎砂岩改良土的衰减率为23%，纯膨胀土为16%，水化砂岩改良土略有升高。

图13显示，黏聚力随干湿循环次数的变化趋势衰减明显，3种土在第0～1循环的衰减率为单次循环最大值，接近50%，纯膨胀土最大，机碎砂岩改良土次之，水化砂岩改良土最小(图14)。第1～5循环过程中3种土黏聚力的衰减率次序与第0～1循环相同。第0～5循环后3种土的黏聚力指标，纯膨胀土最小，机碎砂岩改良土与水化砂岩改良土近似相等。

图14 抗剪强度指标衰减率与干湿循环次数关系Fig.14 The relations graph of decay rate of the shear strength parameters and wet-dry cycle

上述实验结果说明，砂岩改良土的强度稳定性较纯膨胀土得到改善，砂岩掺量30%可以使改良土5次干湿循环强度衰减率降低12.2%，其中水化砂岩的改良效果优于机碎砂岩，机碎砂岩颗粒中的胶结物在干湿循环过程可能发生水化崩解，会导致改良土内摩擦角和黏聚力均发生一定的衰减。砂岩改良土施工过程中，控制机碎砂岩粗粒组的含量是重要环节。

4 结 论

(1)崩解性砂岩改良弱膨胀土的压实性、膨胀性和渗透性指标与砂岩掺量单调相关。砂岩掺量越高改良土的最大干密度越大，膨胀性越小，渗透性越高。砂岩掺量60%以下的改良土仍属于黏性土渗透特征，满足膨胀土换填层的渗透性要求。

(2)崩解性砂岩改良弱膨胀土的强度与砂岩掺量非单调相关。内摩擦角随掺量呈反S型曲线规律发展，黏聚力随掺量增加近似呈二次曲线规律衰减，砂岩掺量高于30%时，改良土的抗剪强度可能低于天然弱膨胀土，以弱膨胀土改良后强度不损失为标准，确定砂岩合理掺量为30%。

(3)掺入砂岩中粗粒组含量对改良土强度有增大效应。砂岩掺量及粒径范围相同情况下，砂岩粗颗粒含量越高，改良土的黏聚力越高和摩擦角越低，粗粒组含量小于40%时黏聚力增大效应呈主要特征。

(4)崩解性砂岩可以提高改良土的强度稳定性。砂岩掺量30%可以使改良土5次干湿循环强度衰减率降低12.2%，水化砂岩的改良效果优于机碎砂岩，砂岩改良土施工过程中应合理控制机碎砂岩中粗粒组的含量。