浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2024, 58(3): 547-556 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2024.03.012

土木工程、交通工程

浅层膨胀土及其纤维改良土的剪切强度特性

段君义,, 吴俊江, 粟雨, 吕志涛,, 林宇亮, 杨果林

1. 南昌大学 工程建设学院，江西 南昌 330031

2. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075

Shear strength characteristics of shallow expansive soil and its fiber improved soil

DUAN Junyi,, WU Junjiang, SU Yu, LV Zhitao,, LIN Yuliang, YANG Guolin

1. School of Infrastructure Engineering, Nanchang University, Nanchang 330031, China

2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China

通讯作者: 吕志涛，男，讲师. orcid.org/0000-0003-4141-1546. E-mail: lvzhitao90@126.com

收稿日期: 2023-03-17  

基金资助: 国家自然科学基金资助项目（52208348，52208347）；江西省自然科学基金资助项目（20232BAB204083，20224BAB214064，20224BAB214063）；中国博士后基金资助项目（2023M731436）；西康高铁膨胀土路基建造关键技术研究资助项目（XKGT-07-GGB2022-037）.

Received: 2023-03-17  

Fund supported: 国家自然科学基金资助项目（52208348，52208347）；江西省自然科学基金资助项目（20232BAB204083，20224BAB214064，20224BAB214063）；中国博士后基金资助项目（2023M731436）；西康高铁膨胀土路基建造关键技术研究资助项目（XKGT-07-GGB2022-037）.

作者简介 About authors

段君义（1991—），男，讲师，从事特殊土力学特性及其变形控制研究.orcid.org/0000-0002-1798-833X.E-mail：junyidjy@163.com , E-mail：junyidjy@163.com

摘要

与膨胀土工程灾害密切相关的浅层膨胀土受到的围压通常较低，其力学特性有别于高围压下的情形. 通过三轴剪切试验比较高、低围压下膨胀土的剪切行为及剪切强度的非线性特征，探讨聚丙烯纤维改良浅层膨胀土的剪切特性及加固机理. 结果表明，浅层膨胀土剪切强度具有明显的非线性，可用幂函数表征. 随着土体中水的质量分数增大和围压减小，膨胀土剪切强度非线性更加明显. 采用高围压下的抗剪强度参数试验结果会导致浅层饱和膨胀土的黏聚力被高估225.7%、内摩擦角被低估42.5%. 掺入纤维后膨胀土的剪切强度明显提高，提升幅度与土体中的三维纤维网状结构的形成度有关. 增大纤维长度可以有效降低剪切强度衰减率，继而消弱膨胀土的应变软化效应；过长的纤维在膨胀土内容易弯曲和扭折，会导致纤维-膨胀土界面作用随着土体变形而逐渐劣化.

关键词： 低围压 ; 膨胀土 ; 剪切强度 ; 纤维网状结构 ; 应变软化 ; 纤维-土体界面作用

Abstract

The shallow expansive soils, closely related to the engineering disaster of expansive soils, are usually subjected to low confining pressures, and their mechanical properties are different from those under high confining pressures. Triaxial shear tests were conducted to compare the shear behavior and nonlinear characteristics of the shear strength of expansive soil under high and low cell pressures. The shear properties and reinforcement mechanism of shallow expansive soil improved by polypropylene fibers were explored. Results showed that the shear strength of shallow expansive soil exhibited significant nonlinearity, which could be represented by a power function. Moreover, it was observed that the nonlinearity of the shear strength of the expansive soil became more prominent with the increase of mass fraction of water and the decrease of cell pressure. Adopting shear strength parameters obtained from triaxial shear tests under high cell pressure led to an overestimation of the cohesion of saturated shallow expansive soil by 225.7% and an underestimation of the internal friction angle by 42.5%. The shear strength of expansive soil was significantly enhanced by adding fibers, and the degree of enhancement was related to the formation of three-dimensional fiber network within the soil. Longer fibers were more effective in reducing the attenuation rate of shear strength, which weakened the strain-softening effect of expansive soil. However, excessively long fibers may bend and twist within the soil, leading to the degradation of the fiber-expansive soil interface during soil deformation.

Keywords： low cell pressure ; expansive soil ; shear strength ; fiber network structure ; strain softening ; fiber-soil interface interaction

PDF (2111KB) 元数据 多维度评价 相关文章 导出 EndNote| Ris| Bibtex  收藏本文

本文引用格式

段君义, 吴俊江, 粟雨, 吕志涛, 林宇亮, 杨果林. 浅层膨胀土及其纤维改良土的剪切强度特性. 浙江大学学报(工学版)[J], 2024, 58(3): 547-556 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2024.03.012

DUAN Junyi, WU Junjiang, SU Yu, LV Zhitao, LIN Yuliang, YANG Guolin. Shear strength characteristics of shallow expansive soil and its fiber improved soil. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2024, 58(3): 547-556 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2024.03.012

膨胀土作为具有湿胀干缩特征的特殊土，在我国多达26个省市区广泛分布，超过3亿人生活在膨胀土地区[1]. 受膨胀土胀缩变形特性的影响，膨胀土地区工程构筑物的工程灾害十分突出. 其灾害往往具有长期性、反复性及难治理性，会造成巨大的社会经济损失[2].

气候环境的复杂变化会影响土体中水分的蒸发、迁移及渗流行为，进而改变土体力学特性，这是引发膨胀土工程灾害的重要原因之一[3]. 与膨胀土边坡工程灾害密切关联的膨胀土通常位于大气影响深度内(一般小于3 m). 肖杰等[4-5]开展直剪试验研究，发现浅层膨胀土黏聚力的显著降低是引发膨胀土边坡滑塌破坏的关键原因. 张坤勇等[6]也得到类似的结论. 对于膨胀土路堤或地基工程而言，考虑到气候引起的地下水位波动和地表人为活动荷载的影响，引发其工程灾害的膨胀土深度一般不超过10 m. 可见，膨胀土工程灾害具有浅层性[7-8]. 李彦龙等[9]结合冻融试验和直剪试验，研究冻融作用下水分迁移对浅层膨胀土剪切强度的影响，指出冻融作用下浅层膨胀土的黏聚力下降是导致膨胀土剪切强度劣化的主要原因. 准确掌握浅层膨胀土的力学特性是识别与治理膨胀土工程灾害的前提. 浅层膨胀土由于上覆土体层较薄，其往往处于低应力(低围压)状态. 低围压下土体的力学特性与高围压下的情况不同[10]，存在明显的剪切强度非线性现象. 连继峰等[11]基于统计原理的Chauvenet判别准则，得到低应力下膨胀土剪切强度的非线性阶段与线性阶段的应力阈值. Chen等[12-13]建立考虑剪切强度非线性的边坡数值模型，实现膨胀土剪切强度随竖向应力的动态分布.

现有研究主要采用直剪试验研究膨胀土剪切强度非线性，实际上，三轴剪切试验能更好地模拟膨胀土的低围压状态，但利用三轴剪切试验开展与之相关的研究较少. 同时，膨胀土的力学特性与其含水状态相关[14]，有关高、低围压下膨胀土剪切强度差异及其非线性与土体中水的质量分数的关系尚不明确. 此外，为了避免浅层膨胀土随时间推移而出现反复胀缩变形、持续裂隙及溜塌破坏等问题和继而发展成膨胀土工程灾害的情况，实际工程中通常会对浅层膨胀土进行改良处理[15-16]. 往膨胀土内掺入纤维是工程实践中常用的改良措施之一[17]. Wang等[18-20]指出掺入适量的纤维可使膨胀土剪切行为由脆性破坏向延性破坏转变，并创新性结合叠加法和能量法推导了纤维-土的界面作用模型，建立将纤维加筋效应视为作用在土体上的压应力的新型数值分析方法. 然而，有关低围压下纤维改良膨胀土的剪切强度特性的研究尚不多.

本研究以京沈高铁辽西段广泛分布的侏罗系膨胀性风化岩层膨胀土为对象，开展高、低围压下膨胀土三轴剪切试验，分析浅层膨胀土的剪切强度特征及其非线性. 在此基础上，以掺入聚丙烯纤维为例，探讨低围压下纤维改良膨胀土的剪切行为及加固机制，以期为膨胀土地区工程灾害评估与治理提供理论依据和工程指导价值.

1. 试验膨胀土

土样为京沈高速铁路辽西段沿线广泛分布的侏罗系膨胀性风化岩层土，呈灰绿色的片状小岩块形态（强风化），但可轻易碾碎. 经过烘干、碾碎程序，再过2 mm筛得到膨胀土样. 其中，粒径小于0.075 mm的土颗粒质量分数为80.7%. 颗粒密度为2.701 g/cm3，最大干密度为1.712 g/cm3，最优水的质量分数为20.7%，液限为45.5%，塑限为28.8%，蒙脱石质量分数为33.61%，阳离子交换量为437.8 mmol/kg，自由膨胀率为51.0%.

2. 试验方案

在目前大多数文献/试验规程中，测定土体抗剪强度参数时采用的围压或上覆荷载为100~400 kPa[21]. 然而，对于膨胀土边坡工程而言，须关注的膨胀土深度基本集中在0~3 m，即土体围压较小[4, 22]. 对于膨胀土路堤或地基工程而言，考虑到气候环境和地表人为活动荷载的影响，须关注的土体深度则为0~10 m. 综上，浅层膨胀土实际典型围压基本小于150 kPa，远低于目前试验传统采用的围压. 为此，设置围压分别为10、30、60、100、150 kPa，开展膨胀土固结不排水三轴试验，轴向应变剪切速率为0.08%/min. 之后，增加围压至200、300、400 kPa以作对比，分析围压对膨胀土剪切强度特性的影响. 按干密度为1.626 kg/m3和最优水的质量分数为20.7%进行制样，试样尺寸直径为39.1 mm，高度为80 mm，同时通过对具有最优水的质量分数的试样进行自然风干和抽气饱和，可得水的质量分数分别为17.5%、24.4%的试样. 为了便于区分，将10~150 kPa称为低围压段，100~400 kPa称为高围压段. 100~150 kPa为高、低围压段的重叠范围，以确保高、低围压段的连续性.

考虑到实际工程中常采用纤维改良浅层膨胀土[23-24]，以聚丙烯纤维改良膨胀土为对象，进一步开展低围压下聚丙烯纤维改良膨胀土的固结不排水三轴试验，以探讨聚丙烯纤维长度及其掺入质量分数对改良膨胀土剪切强度特性的影响. 这可以为辽西地区浅层膨胀土改良处理提供参考. 根据等效围压理论，掺入纤维有助于提高土体围压，因此，纤维改良膨胀土的低围压范围设定为30~150 kPa. 所用聚丙烯纤维的主要技术参数如表1所示. 表中，d为直径，ρ为密度，f为抗拉强度，E为弹性模量，δ为极限伸长率，θ为熔点.

表 1   聚丙烯纤维的主要技术参数

Tab.1  Main technical parameters of polypropylene fiber

d/μmρ/(g·cm−3)f/MPaE/GPaδ/%θ/℃
34.60.914694.220169

新窗口打开| 下载CSV


聚丙烯纤维改良膨胀土三轴试样按照干密度为1.626 kg/m3和最优水的质量分数为20.7%进行制样，改良土试样均进行抽气饱和处理. 如图1所示为试验过程中的实物图. 综合考虑已有文献报道采用的纤维长度与掺入质量分数[17-18]以及纤维与膨胀土要满足拌和均匀的要求，设置聚丙烯纤维长度L分别为3、6、9、12、15 mm，纤维掺入质量分数$ {w _{\text{f}}} $分别为0.1%、0.3%、0.5%、0.7%. 其中，聚丙烯纤维掺入质量分数为聚丙烯纤维质量与膨胀土干土质量之比，其计算式如下：

图 1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 1   试验过程中的实物图

Fig.1   Physical images in test process


$ {w _{\text{f}}} = {{{m_{\text{f}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{m_{\text{f}}}} {{m_{\text{d}}}}}} \right. } {{m_{\text{d}}}}}. $

式中： $ {m_{\text{f}}} $为聚丙烯纤维质量，$ {m_{\text{d}}} $为膨胀土的干土质量.

结合《土工试验标准(GB/T 50123-2019)》[25]规定，同时考虑到很多实际膨胀土边坡破坏是在大变形情形下发生的，试样最大轴向应变设为20%. 规定峰值强度为应力应变曲线上的应力峰值. 当应力应变曲线上没有出现应力峰值时，则取轴向应变为20%时的应力为峰值强度.

3. 试验结果与分析

3.1. 围压对膨胀土剪切强度特性的影响

如图2~4所示为水的质量分数分别为17.5%、20.7%、24.4%时膨胀土的应力应变曲线. 图中，$ {\sigma _1}{\text{−}}{\sigma _3} $为主应力差，$ \varepsilon $为应变. 可以看出，膨胀土的应力应变曲线表现为明显的应变软化特征.为了量化表征应变软化特征，定义剪切强度衰减率表达式如下：

图 2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 2   水的质量分数为17.5%时膨胀土的应力应变曲线

Fig.2   Stress-strain curve of expansive soils with water mass fraction of 17.5%


图 3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 3   水的质量分数为20.7%时膨胀土的应力应变曲线

Fig.3   Stress-strain curve of expansive soils with water mass fraction of 20.7%


图 4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 4   水的质量分数为24.4%时膨胀土的应力应变曲线

Fig.4   Stress-strain curve of expansive soils with water mass fraction of 24.4%


$ \lambda = {{\left( {{\tau _{\text{p}}} - {\tau _{\text{r}}}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {{\tau _{\text{p}}} - {\tau _{\text{r}}}} \right)} {{\tau _{\text{p}}}}}} \right. } {{\tau _{\text{p}}}}}. $

式中：$ \lambda $为膨胀土的剪切强度衰减率，$ {\tau _{\text{p}}} $、$ {\tau _{\text{r}}} $分别为膨胀土的峰值强度、残余剪切强度.

根据式（2）可以得出膨胀土剪切强度衰减率$ \lambda $与围压$ {\sigma _3} $的关系，如图5所示.图中，w为水的质量分数. 可以看出，随着围压增大，膨胀土剪切强度衰减率呈减小趋势. 其原因是在低围压状态下，土颗粒间的相互作用(包括咬合力、摩擦力及基质吸力)在剪切过程中发挥着主导作用，一旦剪切变形增至较大，土颗粒间的相互作用随即被破坏. 低围压对土颗粒之间的相互作用(包括咬合力、摩擦力)的增强效应不明显，使得试样剪切应力随应变增大而迅速下降，出现应变软化现象. 当围压较大时，围压对土颗粒间的相互作用的增强效应显著，在剪切过程中土颗粒相互作用虽然被破坏，但围压引起的增强效应仍在剪切过程中继续发挥作用，使得在剪切变形较大时试样仍可保持着较大剪切应力. 此外，土体中较低的水的质量分数意味着基质吸力较高[26]，较高的基质吸力可以提高土颗粒间相互作用在剪切过程中所发挥的贡献，这可用于解释土体中水的质量分数越低，剪切强度衰减率越高的现象. 具体地，当围压为30 kPa时，水的质量分数为17.5%、20.7%和24.4%时的剪切强度衰减率分别为64.3%、55.0%和30.2%. 可见，随着围压和水的质量分数的减小，膨胀土剪切强度应变软化现象更显著.

图 5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 5   膨胀土的剪切强度衰减率随围压的变化

Fig.5   Variation in shear strength attenuation of expansive soils with cell pressure


由图2~4还可知，膨胀土峰值强度随着围压增大而提高，这意味着高围压状态下土体抵抗变形的能力更大[27-28]. 因此，可以考虑在膨胀土边坡上采用具有预压功能的坡面支护结构(如预应力锚索、螺旋锚)，以增大坡面之下的土体围压，提高浅层膨胀土的剪切强度和改善膨胀土边坡的稳定性. 此外，对路基结构而言，在路基两侧坡面施加侧向压力(如路基两侧对拉的预应力锚索、施加预拉力的筋材)，可以提高路基填料的承载能力与抗变形性能，进而提升路基稳定性[29-30].

采用最大剪应力面($ p' $,$ q $)的应力变化来表示不同围压下膨胀土的应力路径：

$ p' = {{\left( {{\sigma _1}+{\sigma _3}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {{\sigma _1}+{\sigma _3}} \right)} 2}} \right. } 2}, $

$ q = {{\left( {{\sigma _1} - {\sigma _3}} \right)} \mathord{\left/ {\vphantom {{\left( {{\sigma _1} - {\sigma _3}} \right)} 2}} \right. } 2}. $

式中：$ {\sigma _1} $为最大轴向应力.

以$ p' $为横坐标，$ q $为纵坐标，根据前述膨胀土的应力应变曲线可以得到不同围压下的($ {p'} $, $ q $)，将其连成直线便可得到Kf强度线，如图6所示. 假定Kf强度线的斜率为k0，截距为a，则其与总应力抗剪强度参数(黏聚力c、内摩擦角$\varphi $)的关系可以表示为

图 6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 6   高、低围压段下膨胀土Kf强度线

Fig.6   Strength line Kf of expansive soil under high and low cell pressure sections


$ {k_0} = {\mathrm{sin}}\;\varphi . $

$ a = c{{\cos}}\; \varphi . $

根据式（5）、（6）可以得到高、低围压段分别对应的土体抗剪强度参数c、$\varphi $.

由图6可知，膨胀土Kf强度线在低围压段和高围压段明显不同，表明膨胀土剪切强度具有明显的非线性[5]. 同时，水的质量分数越高，膨胀土剪切强度非线性程度越大，但当土体中的水的质量分数低于其最优水的质量分数时，水的质量分数变化对膨胀土剪切强度非线性的影响相对较小. 采用高围压段试验所得的抗剪强度参数，会导致低围压段膨胀土的黏聚力偏大，内摩擦角偏小，膨胀土的真实抗剪强度将被高估. 以水的质量分数24.4%为例，低围压段膨胀土的黏聚力被高估了225.7%，内摩擦角被低估了42.5%. 可见，在评估膨胀土抗剪强度参数前，应当明确膨胀土的实际围压和水的质量分数情况.

3.2. 膨胀土剪切强度非线性的表征

与真实的强度包络线相比，采用库仑破坏准则会导致土体的剪切强度被高估，特别是在低围压状态下，如图7所示. 图中，$ \tau、\sigma$分别为剪切面上剪应力、法向应力.上述试验结果也证明了这一点. 须说明的是，若土体试样没有浸没在水中，则黏性土试样具有自立性，即能够保持形状而不坍塌. 其原因是没有浸没在水中的土体属于三相非饱和土，空气会以不连通的气泡形式存在于土体空隙内，其表面张力使得土体内部水分受到拉力，形成有效围压，从而为土体提供一定的强度而保持其稳定，使得土体宏观上具有表观黏聚力，表现为具有一定程度的抗拉强度. Lade[31]针对洛杉矶地区的5类黏性土开展零围压状态下的黏聚力测试试验，该5类黏性土的自由膨胀率为70%~110%. 其将制作好的试样放在500 mL玻璃烧杯中，然后往烧杯中加水，水面高出试样顶部1 cm，完全浸没的试样被视为基本处于零围压状态. 其试验结果显示水分逐渐渗入试样内部，试样表面持续出现土体剥落，导致试样直径减小，直至试样坍塌破坏，各试样基本在30 min内完全崩解破碎成泥浆. 以上现象表明零围压状态下压实黏性土的黏聚力为零，即认为土体强度包络线经过图7中的坐标原点.

图 7

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 7   库仑破坏准则强度包络线与真实强度包络线的差异

Fig.7   Difference between strength envelope under Coulomb failure criterion and true strength envelope


根据三轴试验结果无法直接得到膨胀土试样剪切面上的剪应力与法向应力，为此，利用幂函数先描述不同围压状态下的($ {p'} $,$ \;q $)，其具体表达式[31]为

$ \frac{q}{{{p_{\text{a}}}}} = A{\left( {\frac{{p'}}{{{p_{\text{a}}}}}} \right)^B}. $

式中：pa为大气压力，取值为101.3 kPa；A、B为无量纲的幂函数参数.

对式（7）两边取对数，其可转换成

$ \lg \;\left( {\frac{q}{{{p_{\text{a}}}}}} \right) = \lg \;A+B \lg \;\left( {\frac{{p'}}{{{p_{\text{a}}}}}} \right). $

根据式（8）可知，A为$ {{p'} \mathord{\left/ {\vphantom {{p'} {{p_{\text{a}}}}}} \right. } {{p_{\text{a}}}}} = 1 $时$ {q \mathord{\left/ {\vphantom {q {{p_{\text{a}}}}}} \right. } {{p_{\text{a}}}}} $的值，B为$ {{p'} \mathord{\left/ {\vphantom {{p'} {{p_{\text{a}}}}}} \right. } {{p_{\text{a}}}}} $-$ {q \mathord{\left/ {\vphantom {q {{p_{\text{a}}}}}} \right. } {{p_{\text{a}}}}} $在双对数坐标系下的拟合直线斜率.

基于最小二乘法原理，利用式（8）拟合不同围压状态下的($ {{p'} \mathord{\left/ {\vphantom {{p'} {{p_{\text{a}}}}}} \right. } {{p_{\text{a}}}}} $，$ {q \mathord{\left/ {\vphantom {q {{p_{\text{a}}}}}} \right. } {{p_{\text{a}}}}} $)，结果如图8所示.可以看出，在不同水的质量分数情况下，相关系数R2均大于0.98，接近于1.00，可见，幂函数可以较好地表征膨胀土剪切强度非线性. 随着围压减小，膨胀土剪切强度非线性增大，因此，对于处于低围压状态的膨胀土，其抗剪强度参数的确定必须考虑其剪切强度的高度非线性现象.

图 8

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 8   膨胀土剪切强度非线性特征的幂函数拟合结果

Fig.8   Fitting nonlinear characteristics of shear strength of expansive soil by power function


在实际工程应用中，也可根据膨胀土实际所处的围压状态，采用幂函数曲线上的对应点切线来表示库仑破坏准则下的强度包络线. 假定对应切线的斜率为k´，截距为a´，则真实抗剪强度参数可以通过如下公式确定：

$ {}k' = \sin\;\varphi_{\mathrm{c}} , $

$ {p_{\text{a}}}a' = c_{\mathrm{c}} \cos\; \varphi_{\mathrm{c}} . $

式中：$ k' $、$ a' $分别为某围压(对应横坐标点为$ {{p'} \mathord{\left/ {\vphantom {{p'} {{p_{\text{a}}}}}} \right. } {{p_{\text{a}}}}} $)下幂函数曲线的切线的斜率和截距，cc、$\varphi_{\mathrm{c}} $分别为对应围压状态时膨胀土的黏聚力和内摩擦角.

当水的质量分数为17.5%时膨胀土的幂函数参数A、B分别为1.073、0.762，当水的质量分数为20.7%时膨胀土的幂函数参数A、B分别为1.039、0.741，当水的质量分数为24.4%时膨胀土的幂函数参数A、B分别为0.920、0.691. 可见，膨胀土剪切强度非线性程度与膨胀土的水的质量分数(饱和度)有关. 膨胀土饱和度越高，其剪切强度非线性越明显. 须说明的是，对于超固结性膨胀土，土体内部存在前期固结应力/残存应力，即便不施加围压，土体由于受到内部应力作用而仍具有一定的抗剪强度，表现出黏聚力[6]. 因此，对于超固结膨胀土，施加的围压并不等于土体实际受到的围压，这导致幂函数不适用于具有超固结性的膨胀土的剪切强度非线性表征，除非施加的围压大于膨胀土的前期固结压力. 然而，受湿胀干缩循环作用的影响，浅层膨胀土的内部应力逐渐释放、消除，趋近于0，使得施加的围压可视为土体实际受到的围压. 因此，浅层膨胀土剪切强度非线性可采用幂函数描述.

3.3. 低围压下聚丙烯纤维改良膨胀土剪切强度特性

3.3.1. 低围压下纤维改良膨胀土的应力应变关系

湿胀干缩作用下膨胀土的裂隙行为会破坏土体整体性，导致土体强度衰减. 对于浅层范围内的膨胀土，采用纤维改良可以抑制膨胀土裂隙发育，继而改善膨胀土强度特性. 以纤维掺入质量分数为0.3%，长度为3、9 mm为例，给出低围压状态下聚丙烯纤维改良膨胀土的应力应变曲线，如图9所示. 可以看出，与图3(a)的未掺入纤维时情况相比，掺入聚丙烯纤维后膨胀土的剪切强度明显提高，这是由于聚丙烯纤维能够在膨胀土试样的剪切破坏面上承受拉力，提高了其剪切面上的抗剪阻力(见图10). 相比于未掺入纤维的情况，当纤维长度为3 mm时，膨胀土剪切强度提升幅度为19.1%~43.5%，但当纤维长度为9 mm时，剪切强度提升幅度仅为2.5%~18.3%. 随着围压提高，纤维改良膨胀土的剪切强度提升幅度表现出增长 趋势.

图 9

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 9   掺入质量分数为0.3%时聚丙烯纤维改良膨胀土应力应变曲线

Fig.9   Stress-strain curve of expansive soil improved by polypropylene fiber with a mass fraction of 0.3%


图 10

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 10   破坏试样剪切面上纤维受拉情况

Fig.10   Tensile phenomenon of fiber on shear plane of failure sample


以上分析表明，膨胀土剪切强度的提高程度与围压、纤维长度有关. 此外，与图3(a)相比还可发现，在低围压状态时膨胀土具有显著的应变软化特征，纤维掺入能够明显降低其应变软化特征，提高其残余剪切强度，甚至可以使得掺入纤维后膨胀土的应力应变曲线由应变软化特征转变为应变硬化或应变稳定特征(如图9中的纤维长度为9 mm、掺入质量分数为0.3%时的情况).

值得注意的是，纤维长度为3 mm时的改良膨胀土峰值强度高于纤维长度为9 mm时的改良膨胀土峰值强度，且两者峰值强度的差异随着围压增加而呈增大趋势，如图11所示. 虽然采用长度为9 mm纤维的改良膨胀土的峰值强度相对较小，但其剪切强度衰减率(最大衰减率为7.6%)整体上小于掺长度为3 mm纤维的情况的(最大衰减率为23.3%). 剪切强度衰减率与纤维长度、掺入质量分数及其纤维网状结构形成密切相关. 掺入纤维能够提高膨胀土的残余剪切强度，因此，在掺入纤维后，膨胀土剪切强度衰减率要低于未掺入纤维时的情况.

图 11

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 11   纤维改良膨胀土的剪切强度峰值及衰减规律

Fig.11   Peak strength of fiber improved expansive soil and its attenuation characteristics


由于纤维的密度和直径是常数，当纤维掺入质量分数相同时，改良土中纤维长度较短的纤维根数多于纤维长度较长的纤维根数. 在图9中，长度为3 mm的纤维根数是长度为9 mm的纤维根数的3倍，长度为3 mm的纤维根数远远多于长度为9 mm的纤维根数，如图12所示. 因此，大量的长度为3 mm的纤维容易交织形成纤维网结构，而长度为9 mm的纤维由于根数少而难以形成有效的纤维网状结构，这便导致掺入长度为3 mm纤维后的改良膨胀土的峰值强度高于掺入长度为9 mm纤维的情况. 不过，对于长度为3 mm的纤维，其与膨胀土的黏结长度较短，较短的纤维无法在大变形情况下持续维持纤维-土体之间的锚固性能. 因此，在掺长度为3 mm纤维的改良膨胀土中，纤维与土体之间的黏结作用会随着试样轴向应变增加而逐渐破坏失效，这可以解释掺长度为3 mm纤维的改良膨胀土在达到峰值强度之后，其后续强度明显衰减的现象. 对于长度为9 mm纤维，由于纤维长度较长，纤维与土体之间的黏结长度较长，故随着试样轴向应变的增加，掺长度为9 mm纤维的改良膨胀土没有出现明显的强度衰减特征，甚至呈现出轻微的应变硬化现象.

图 12

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 12   纤维改良膨胀土机理示意图

Fig.12   Strengthening mechanism of fiber improved expansive soil


3.3.2. 低围压下纤维长度及其掺入质量分数对膨胀土峰值强度的影响

如图13所示为纤维长度L及其掺入质量分数$ {w _{\text{f}}} $对膨胀土峰值强度$ {\tau _{\text{p}}} $的影响. 可以看出，当$ {w _{\text{f}}} $较低时($ {w _{\text{f}}} $=0.1%)，膨胀土中的纤维根数非常少，难以形成有效的纤维网状结构，同时，剪切面上的纤维数量也十分有限. 因此，当$ {w _{\text{f}}} $较低时，纤维长度对改良膨胀土峰值强度的影响不大. 当$ {w _{\text{f}}} $增至0.3%时，较短纤维对应的根数较多，其中，长度为3 mm纤维的根数最多，纤维相互搭接，可形成有效的纤维网状结构（见图14），增加土体内部的传力性能[32]，从而显著提高了膨胀土的峰值强度. 其他较长纤维由于根数较少，仍不能形成有效的纤维网，故长度大于3 mm的纤维对膨胀土峰值强度改善效果仍不大. 随着$ {w _{\text{f}}} $继续增加($ {w _{\text{f}}} $≥0.5%)，较长纤维的网状结构逐渐形成，使得较长纤维的加筋作用得以发挥，因此，$ {w _{\text{f}}} $增加到一定程度后，纤维改良膨胀土的峰值强度会随着纤维长度的增加而增大.

图 13

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 13   纤维长度及其掺入质量分数对膨胀土峰值强度的影响

Fig.13   Effects of fiber length and mass fraction on peak strength of expansive soil


图 14

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 14   纤维长度为3 mm、掺入质量分数为0.3%时纤维搭接成的网状结构

Fig.14   Fiber network structure at fiber length of 3 mm and mass fraction of 0.3%


当$ {w _{\text{f}}} $过高时，随着纤维长度增加，膨胀土峰值强度趋于稳定或略有降低(见图13(d)). 其原因是纤维的抗拉能力逐渐发挥了出来，达到了其抗拉极限，同时，纤维在拉伸变形过程中出现了摩擦破损，甚至拉断破坏的现象(见图15)，导致纤维抗拉性能有所下降，降低了纤维对土体强度的贡献[32-33]. 此外，过长的纤维在土体中容易发生弯曲和扭转现象[18]. 在加载作用下，改良膨胀土试样的变形会引起纤维几何形状的变化，继而可能会弱化纤维与土体的界面强度，这也是过长纤维无法进一步有效提升膨胀土峰值强度的重要原因. 因此，结合纤维拌和均匀性目的，建议工程实践中采用的纤维长度为6~12 mm、掺入质量分数为0.5%~0.7%.

图 15

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 15   聚丙烯纤维损伤与破坏情况

Fig.15   Damage and destruction of polypropylene fibers


3.3.3. 低围压下纤维长度及其掺入质量分数对膨胀土抗剪强度指标的影响

如图16所示为纤维改良膨胀土的抗剪强度参数(c、φ)随掺入质量分数$ {w _{\text{f}}} $的变化，其中，抗剪强度参数根据式(5)、(6)计算得到. 可以看出，当纤维长度不超过6 mm时，黏聚力随着$ {w _{\text{f}}} $增加呈现出先增后减的变化规律. 其中，当纤维长度为3 mm时，$ {w _{\text{f}}} $为0.3%对应的黏聚力最大. 当纤维长度为6 mm时，$ {w _{\text{f}}} $为0.5%对应的黏聚力最大. 当纤维长度大于6 mm时，黏聚力随着$ {w _{\text{f}}} $增加而增大，且纤维长度越长，对应的黏聚力越大. 总体上，内摩擦角随着$ {w _{\text{f}}} $增加呈增长趋势. 但与黏聚力的变化相比，纤维掺入对内摩擦角的影响较小. 黏聚力的变化范围为35.8~81.8 kPa，最大增幅为115.3%. 内摩擦角的变化范围为32.5°~41.8°，变化幅度为−5.8%~21.2%. 可见，纤维掺入主要是提高膨胀土的黏聚力. 在气候环境引起的干湿循环作用下，边坡浅层范围内的膨胀土会产生反复的湿胀干缩，导致膨胀土裂隙不断发育和抗剪强度降低，引发边坡浅层失稳. 通过向浅层膨胀土内掺入适量纤维，可以提高膨胀土的抗胀缩开裂能力及黏聚力，从而降低膨胀土边坡发生浅层失稳灾害的风险[8].

图 16

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 16   纤维改良膨胀土抗剪强度参数随纤维掺入质量分数的变化

Fig.16   Variation in shear strength parameters of fiber improved expansive soil with fiber mass fraction


4. 结　论

（1）围压和水的质量分数均较低的状态下膨胀土的应力应变曲线表现出明显的应变软化行为，膨胀土的残余剪切强度远小于峰值强度，当围压为30 kPa、水的质量分数为20.7%时，剪切强度衰减率高达55.0%. 向膨胀土中掺入纤维与合理延长纤维长度可以有效提高其残余剪切强度，如掺入质量分数为0.3%的长度为9 mm的纤维后膨胀土的剪切强度衰减率降至7.6%.

（2）浅层膨胀土具有明显的剪切强度非线性，可采用幂函数描述，其非线性程度与土体中水的质量分数(饱和度)、围压有关. 土体饱和度越高、围压越小，膨胀土剪切强度非线性越明显. 采用高围压段试验结果将导致低围压段饱和膨胀土的黏聚力偏大225.7%、内摩擦角偏小42.5%.

（3）纤维对膨胀土峰值强度的改善效果与土体内的纤维网状结构的形成有关，纤维长度及其掺入质量分数应以能否形成有效网状结构为原则. 纤维掺入主要以改善膨胀土的黏聚力为主，其中，黏聚力、内摩擦角的最大增幅分别为115.3%、21.2%. 值得注意的是，过长的纤维容易在土体中弯曲、扭转，使得纤维-土体界面出现弱化现象.

（4）本研究从膨胀土工程灾害浅层性出发，指出浅层膨胀土具有低围压特点，基于此，分析浅层膨胀土的剪切行为及其非线性，并开展纤维改良对浅层膨胀土剪切特性的影响与机理分析，可以为浅层膨胀土工程灾害治理提供参考. 另外，浅层膨胀土在气候环境下还面临着胀缩变形引起的裂隙行为，当前研究尚未考虑到这一点，今后将推进考虑裂隙特性的浅层膨胀土剪切特性研究工作.

参考文献

徐永福, 程岩, 肖杰, 等

膨胀土滑坡和工程边坡新型防治技术研究

[J]. 岩土工程学报, 2022, 44 (7): 1281- 1294

[本文引用: 1]

XU Yongfu, CHENG Yan, XIAO Jie, et al

New prevention and control technology for expansive soil slopes

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2022, 44 (7): 1281- 1294

[本文引用: 1]

DUAN J Y, YANG G L, HU M, et al

Heave performance of a ballastless track subgrade of double line high-speed railway filled with micro-expansive andesite under water immersion

[J]. Construction and Building Materials, 2020, 252: 119087

DOI:10.1016/j.conbuildmat.2020.119087      [本文引用: 1]

何芳婵, 张俊然

原状膨胀土干湿过程中持水特性及孔隙结构分析

[J]. 应用基础与工程科学学报, 2022, 30 (3): 736- 747

[本文引用: 1]

HE Fangchan, ZHANG Junran

Water retention behavior and pore structure analysis of undisturbed expansive soil during drying and wetting

[J]. Journal of Basic Science and Engineering, 2022, 30 (3): 736- 747

[本文引用: 1]

肖杰, 杨和平, 林京松, 等

模拟干湿循环及含低围压条件的膨胀土三轴试验

[J]. 中国公路学报, 2019, 32 (1): 21- 28

[本文引用: 2]

XIAO Jie, YANG Heping, LIN Jingsong, et al

Simulating wet-dry cycles and low confining pressures triaxial test on expansive soil

[J]. China Journal of Highway and Transport, 2019, 32 (1): 21- 28

[本文引用: 2]

杨和平, 王兴正, 肖杰

干湿循环效应对南宁外环膨胀土抗剪强度的影响

[J]. 岩土工程学报, 2014, 36 (5): 949- 954

DOI:10.11779/CJGE201405020      [本文引用: 2]

YANG Heping, WANG Xingzheng, XIAO Jie

Influence of wetting-drying cycles on strength characteristics of Nanning expansive soils

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36 (5): 949- 954

DOI:10.11779/CJGE201405020      [本文引用: 2]

张坤勇, 徐娜, 陈恕, 等

膨胀土完全软化强度指标试验研究

[J]. 岩土工程学报, 2020, 42 (11): 1988- 1995

[本文引用: 2]

ZHANG Kunyong, XU Na, CHEN Shu, et al

Experimental study on fully softened shear strength of expansive soil

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 42 (11): 1988- 1995

[本文引用: 2]

HOU T S, XU G L, SHEN Y J, et al

Formation mechanism and stability analysis of the Houba expansive soil landslide

[J]. Engineering Geology, 2013, 161: 34- 43

DOI:10.1016/j.enggeo.2013.04.010      [本文引用: 1]

杨果林, 陈子昂, 张红日, 等

干湿循环作用下平缓型膨胀土边坡失稳破坏机制研究

[J]. 中南大学学报:自然科学版, 2022, 53 (1): 95- 103

[本文引用: 2]

YANG Guolin, CHEN Ziang, ZHANG Hongri, et al

Collapse mechanism of gentle expansive soil slope in drying and wetting cycles

[J]. Journal of Central South University: Science and Technology, 2022, 53 (1): 95- 103

[本文引用: 2]

李彦龙, 汪自力

考虑水分迁移影响的浅层膨胀土抗剪强度冻融劣化特征

[J]. 岩石力学与工程学报, 2019, 38 (6): 1261- 1269

[本文引用: 1]

LI Yanlong, WANG Zili

Shear strength degradation characteristics of expansive soil during freeze-thaw process considering moisture migration

[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2019, 38 (6): 1261- 1269

[本文引用: 1]

GU L L, WANG Z, HOSOYA A H, et al

Dilatancy and liquefaction behaviour of clean sand at wide range of confining stresses

[J]. Journal of Central South University, 2020, 27 (8): 2394- 2407

DOI:10.1007/s11771-020-4457-0      [本文引用: 1]

连继峰, 罗强, 张文生, 等

路堤边坡膨胀土强度非线性应力阈值与浅层稳定性

[J]. 哈尔滨工业大学学报, 2021, 53 (3): 142- 151

[本文引用: 1]

LIAN Jifeng, LUO Qiang, ZHANG Wensheng, et al

Nonlinear stress threshold for expansive soil strength and shallow stability of embankment slope

[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2021, 53 (3): 142- 151

[本文引用: 1]

CHEN G Y, HE P, WANG G, et al

Shallow layer destruction law of expansive soil slope under rainfall and the application of geogrid reinforcement

[J]. Geofluids, 2021, 2021: 6636894

[本文引用: 1]

HE P, LI S C, XIAO J, et al

Shallow sliding failure prediction model of expansive soil slope based on gaussian process theory and its engineering application

[J]. KSCE Journal of Civil Engineering, 2018, 22 (5): 1709- 1719

DOI:10.1007/s12205-017-1934-6      [本文引用: 1]

刘斯宏, 沈超敏, 程德虎, 等

土工袋加固膨胀土边坡降雨-日晒循环试验研究

[J]. 岩土力学, 2022, 43 (Supp1. 2): 35- 42

[本文引用: 1]

LIU Sihong, SHEN Chaomin, CHENG Dehu, et al

Model test of expansive soil slope with soilbags during rainfall-insolation cycles

[J]. Rock and Soil Mechanics, 2022, 43 (Supp1. 2): 35- 42

[本文引用: 1]

TIWARI N, SATYAM N

An experimental study on strength improvement of expansive subgrades by polypropylene fibers and geogrid reinforcement

[J]. Scientific Reports, 2022, 12 (1): 6685

DOI:10.1038/s41598-022-10773-0      [本文引用: 1]

庄心善, 周睦凯, 周荣, 等

EPS改良膨胀土孔隙特征与滞回曲线形态

[J]. 浙江大学学报:工学版, 2022, 56 (7): 1353- 1403

[本文引用: 1]

ZHUANG Xinshan, ZHOU Mukai, ZHOU Rong, et al

Pore characteristics and hysteresis curve morphology of expansive soil improved by EPS

[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2022, 56 (7): 1353- 1403

[本文引用: 1]

郝建斌, 张焕, 李耕春, 等

粉煤灰-剑麻纤维复合改良膨胀土强度及裂隙发育特性

[J]. 铁道科学与工程学报, 2022, 19 (9): 2620- 2628

[本文引用: 2]

HAO Jianbin, ZHANG Huan, LI Gengchun, et al

Strength and cracking characteristics of expansive soil improved by fly ash and sisal fiber

[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2022, 19 (9): 2620- 2628

[本文引用: 2]

WANG Y X, GUO P P, REN W X, et al

Laboratory investigation on strength characteristics of expansive soil treated with jute fiber reinforcement

[J]. International Journal of Geomechanics, 2017, 17 (11): 4017101

DOI:10.1061/(ASCE)GM.1943-5622.0000998      [本文引用: 3]

WANG Y X, GUO P P, LIN H, et al

Numerical analysis of fiber-reinforced soils based on the equivalent additional stress concept

[J]. International Journal of Geomechanics, 2019, 19 (11): 4019122

DOI:10.1061/(ASCE)GM.1943-5622.0001504     

WANG Y X, GUO P P, DAI F, et al

Behavior and modeling of fiber-reinforced clay under triaxial compression by combining the superposition method with the energy-based homogenization technique

[J]. International Journal of Geomechanics, 2018, 18 (12): 4018172

DOI:10.1061/(ASCE)GM.1943-5622.0001313      [本文引用: 1]

王琴琴, 陈开圣

干湿循环下橡胶-红黏土抗剪强度及裂隙的演变规律研究

[J]. 广西大学学报:自然科学版, 2022, 47 (2): 340- 348

[本文引用: 1]

WANG Qinqin, CHEN Kaisheng

Study on shear strength and fracture evolution of rubber-red clay under drying-wetting cycles

[J]. Journal of Guangxi University: Natural Science Edition, 2022, 47 (2): 340- 348

[本文引用: 1]

POWRIE W, YANG L A, CLAYTON C R I

Stress changes in the ground below ballasted railway track during train passage

[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part F: Journal of Rail and Rapid Transit, 2007, 221 (2): 247- 261

DOI:10.1243/0954409JRRT95      [本文引用: 1]

CHADUVULA U, VISWANADHAM B V S, KODIKARA J

Centrifuge model studies on desiccation cracking behaviour of fiber-reinforced expansive clay

[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2022, 50 (3): 480- 497

DOI:10.1016/j.geotexmem.2022.02.001      [本文引用: 1]

PHANIKUMAR B R, SINGLA R

Swell-consolidation characteristics of fibre-reinforced expansive soils

[J]. Soils and Foundations, 2016, 56 (1): 138- 143

DOI:10.1016/j.sandf.2016.01.011      [本文引用: 1]

中华人民共和国水利部. 土工试验方法标准: GB/T 50123—2019 [S]. 北京: 中国计划出版社, 2019: 110-111.

[本文引用: 1]

刘先峰, 潘申鑫, 袁胜洋, 等

压实红层泥岩填料强度与刚度软化和衰减特性研究

[J]. 铁道科学与工程学报, 2022, 19 (9): 2629- 2636

[本文引用: 1]

LIU Xianfeng, PAN Shenxin, YUAN Shengyang, et al

Study on stiffness softening and attenuation characteristics of compacted red mudstone

[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2022, 19 (9): 2629- 2636

[本文引用: 1]

CHEN G Q, CHEN T, CHEN Y, et al

A new method of predicting the prestress variations in anchored cables with excavation unloading destruction

[J]. Engineering Geology, 2018, 241: 109- 120

DOI:10.1016/j.enggeo.2018.05.015      [本文引用: 1]

GHAYOOMI M, SUPRUNENKO G, MIRSHEKARI M

Cyclic triaxial test to measure strain-dependent shear modulus of unsaturated sand

[J]. International Journal of Geomechanics, 2017, 17 (9): 4017043

DOI:10.1061/(ASCE)GM.1943-5622.0000917      [本文引用: 1]

冷伍明, 艾希, 徐方, 等

新型预应力路基水平向附加应力扩散规律研究

[J]. 岩土工程学报, 2019, 41 (8): 1445- 1454

[本文引用: 1]

LENG Wuming, AI Xi, XU Fang, et al

Diffusion laws of horizontal additional stress in a new prestressed subgrade

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41 (8): 1445- 1454

[本文引用: 1]

ZHANG Q S, LENG W M, XU F, et al

Additional stress in soil embankments subjected to a new prestressed reinforcement device

[J]. Journal of Civil Engineering and Management, 2019, 25 (7): 700- 714

DOI:10.3846/jcem.2019.10532      [本文引用: 1]

LADE P V

The mechanics of surficial failure in soil slopes

[J]. Engineering Geology, 2010, 114 (1-2): 57- 64

DOI:10.1016/j.enggeo.2010.04.003      [本文引用: 2]

荣德政, 唐朝生, 曾浩, 等

纤维加筋土坯的蒸发过程及抗拉强度特性

[J]. 岩土工程学报, 2021, 43 (4): 670- 678

[本文引用: 2]

RONG Dezheng, TANG Chaosheng, ZENG Hao, et al

Evaporation process and tensile behavior of fiber-reinforced rammed earth

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43 (4): 670- 678

[本文引用: 2]

李建, 唐朝生, 王德银, 等

基于单根纤维拉拔试验的波形纤维加筋土界面强度研究

[J]. 岩土工程学报, 2014, 34 (9): 1696- 1704

[本文引用: 1]

LI Jian, TANG Chaosheng, WANG Deyin, et al

Single fiber pullout tests on interfacial shear strength of wave-shape fiber-reinforced soils

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 34 (9): 1696- 1704

[本文引用: 1]

/

〈 〉