王炳忠， 王起才, 2， 張戎令, 2, 3， 薛彥瑾， 王天雙， 任 潔

(1. 蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 甘肅 蘭州 730070； 2. 蘭州交通大學(xué) 道橋工程災(zāi)害防治技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實驗室， 甘肅 蘭州 730070； 3. 蘭州交通大學(xué) 甘肅省道路橋梁與地下工程重點實驗室， 甘肅 蘭州 730070)

膨脹泥巖是一類由強(qiáng)親水性黏土礦物如蒙脫石、伊利石和高嶺石等組成的特殊軟巖，吸水膨脹軟化是其基本性質(zhì)之一，而當(dāng)膨脹變形受到限制時，膨脹勢則會以膨脹力的形式表現(xiàn)出來。膨脹土這種潛在的膨脹勢常常對已竣工的建筑物造成潛在危害[1]。我國膨脹土分布廣[2],隨著我國交通事業(yè)的飛速發(fā)展，高速鐵路不可避免地經(jīng)過膨脹巖地帶，不同地區(qū)的膨脹巖具有不同的膨脹特性，即使同一地區(qū)的膨脹巖膨脹特性亦有差異。一般情況下，對含有較少黏土礦物微弱膨脹土而言，膨脹泥巖地基的膨脹變形對普通鐵路路基影響較小，故常不采取工程措施；而對于高速鐵路，為保證其高速高安全性，控制路基變形的要求極高，從扣件可調(diào)整的角度來看，路基出現(xiàn)膨脹后，僅有4 mm的調(diào)整空間[3]。因此對高速鐵路膨脹土地基而言，即使是微弱膨脹巖也不容忽視，否則將對運營后高速鐵路穩(wěn)定性及安全性造成不利影響。膨脹力是膨脹泥巖工程設(shè)計的重要參數(shù)，特別是對高鐵地基原狀土而言，由于外部因素導(dǎo)致膨脹巖地基含水量變化而引起的路基上拱成為常見病害，因而有必要對地基原狀土膨脹力進(jìn)行研究，為工程設(shè)計提供參考。

國內(nèi)外學(xué)者對膨脹力試驗的研究成果較多，主要研究了干密度、初始含水量等因素對膨脹力的影響及膨脹力計算模型。盧子威等[4]采用平衡加荷法研究了南京重塑膨脹土豎向膨脹力隨時間、初始含水量、干密度的變化規(guī)律，結(jié)果表明膨脹力與含水率呈線性關(guān)系，膨脹力與干密度呈冪指函數(shù)關(guān)系；夏志國等[5-6]研究了重塑膨脹土膨脹力與初始含水量和干密度的關(guān)系；蔣曉慶等[7]通過試驗得出膨脹力與初始含水量之間最佳擬合關(guān)系為指數(shù)函數(shù)；劉毅[8]通過高廟子膨潤土研究發(fā)現(xiàn)膨脹力發(fā)展形式和最大膨脹力均受試樣含水量和干密度影響；王亮亮等[9]利用平衡加壓法進(jìn)行膨脹力現(xiàn)場試驗；Chert等[10-11]通過對膨脹土進(jìn)行系統(tǒng)的研究，得出了膨脹力僅能反映膨脹土膨脹特性的結(jié)論；Komine等[12-14]在試驗的基礎(chǔ)上，建立膨脹力預(yù)測模型。綜上可知，大量的試驗研究主要集中在重塑膨脹土膨脹力與干密度、初始含水率、膨脹特性等關(guān)系上，而關(guān)于地基原狀土膨脹力的試驗成果較少，但高鐵地基主要以原狀土的情況出現(xiàn)，因此研究原狀膨脹泥巖對高鐵地基的安全穩(wěn)定性變得更有必要。

本文依托蘭新二線高速鐵路，以沿線其典型膨脹地段原狀土為研究對象，采用平衡加荷法，通過不同膨脹特性、不同初始含水量下膨脹力試驗，得出膨脹力分別與等效蒙脫石含量、初始含水量關(guān)系，并建立考慮這兩種因素耦合下膨脹力計算模式，為實際工程中膨脹力的預(yù)測和計算提供理論支撐。

1 室內(nèi)試驗

本試驗所用膨脹土土樣取自蘭新二線，取土深度為12～18 m。采用鉆機(jī)取樣，為防止土樣在空氣中水分散發(fā)而發(fā)生裂隙等破壞，從鉆機(jī)取出土樣后，迅速用保鮮膜包裹，兩端用膠帶密封完整，運回實驗室。

試驗前挑選含砂石等雜物較少的原狀樣在自然狀態(tài)下風(fēng)干，其風(fēng)干含水率為1.9%～2.3%，在室內(nèi)按照《鐵路工程土工試驗規(guī)程》(TB 10102—2010)測得其物理指標(biāo)，選取3組蒙脫石含量相差較大試樣作為試驗土樣，干密度為1.96～2.02 g/cm3，其物理指標(biāo)見表1。

表1 膨脹土的基本物理性質(zhì)Tab.1 Essential physical property of expansive soil

將風(fēng)干后土樣用切割機(jī)、磨光機(jī)和砂紙等工具加工成直徑6.8 cm，高2 cm環(huán)刀尺寸，每組試樣各5個，共3組。將加工好的土樣置于環(huán)刀，并將打磨剩余土樣碾碎過0.05 mm篩子后填入土樣與環(huán)刀不密貼處。每組試樣初始含水量設(shè)計值分別為2%，6%，10%，14%，18%；事先稱取每個試樣質(zhì)量，根據(jù)初始含水量和設(shè)計含水量計算兩者所差水質(zhì)量，通過向土體注入所差水量以達(dá)到設(shè)計含水量，改變土體含水量。加水時將土體及環(huán)刀放入塑料袋中，加完后用塑料袋密封放置48 h，使試樣充分吸水并使水分分布更加均勻。試樣置入固結(jié)儀前再次稱取質(zhì)量，計算實際初始含水量。

膨脹力測定在杠桿式雙聯(lián)固結(jié)儀上進(jìn)行，采用平衡加荷法。試驗前先對儀器變形量進(jìn)行矯正，裝入試樣后先施加約1 kPa豎向荷載，使儀器和試樣緊密接觸，此時百分表讀數(shù)即為初始值，然后自下而上向儀器內(nèi)注入純水，開始試驗。當(dāng)百分表開始順時針轉(zhuǎn)動時表明試樣開始膨脹，立即加入適當(dāng)荷載使百分表讀數(shù)回到原位；為了加載準(zhǔn)確，加載方式為向預(yù)先掛好的塑料袋內(nèi)倒入細(xì)沙。試樣開始階段膨脹變形明顯，讀數(shù)間隔小于1 h，最終膨脹穩(wěn)定判斷標(biāo)準(zhǔn)為試樣2 h內(nèi)膨脹變形不大于0.01 mm。

圖1 不同初始含水量膨脹力時程曲線Fig.1 Variation of the curve of the expansion force under different initial moisture contents

2 結(jié)果與分析

2.1 原狀泥巖膨脹力時程曲線

按照上述試驗方法計算各時段膨脹力，繪制不同含水量下膨脹力時程曲線。圖1為1#土樣不同初始含水量膨脹力時程曲線，2#，3#土樣有類似的規(guī)律。從膨脹時程曲線可以看出，不同初始含水量下原狀土膨脹力增長速度不同。初始含水量為2%，6%和10%時，膨脹力增長趨勢均表現(xiàn)為前期快速上升，之后進(jìn)入穩(wěn)定增長，在前1 h內(nèi)膨脹力達(dá)到膨脹力峰值的92.7%，92.1%和89.2%，說明膨脹力的主要增長在前期完成；而初始含水量為14%和18%時，膨脹力增長趨勢表現(xiàn)為前期緩慢增長，中期加速增長，后期則穩(wěn)定增長，在前40 min內(nèi)膨脹力占膨脹力峰值的14.7%和22.6%，在40～90 min時段內(nèi)膨脹力增值占膨脹力峰值的45.2%和66.7%，說明膨脹力增長主要發(fā)生在中期階段，所有土樣膨脹力在300 min后均達(dá)到穩(wěn)定值。

土體膨脹速度與滲水速度緊密相關(guān)。初始含水量較低(2%，6%和10%)時，試驗前因改變初始含水量而所加水量較少，土樣表面盡管已吸水，但遠(yuǎn)未達(dá)到飽和狀態(tài)，特別是2%低含水量狀態(tài)時，土體吸水速度很快，水分從土樣底面及側(cè)面同時滲入，且初期滲入速度較快，因而低初始含水量土樣這一時期膨脹力增長較快；隨著土樣表面土體含水量增大，水分向內(nèi)部滲入速度降低，膨脹速度亦逐漸降低。初始含水量為14%和18%時，試驗前所加水量較多，土樣表面已吸水飽和，由于泥巖飽和滲透系數(shù)較低，所以前期較長時段內(nèi)水分緩慢向土體滲入，且表層土體已吸水膨脹，這一時段緩慢膨脹；隨著水分從土體表面及側(cè)面同時滲入，中間未膨脹土體集中得到周圍水分進(jìn)入，因而中期膨脹力加速膨脹；由于飽和泥巖低滲透性，后期較小的膨脹力在較長時間內(nèi)完成。

圖2 膨脹力與初始含水量關(guān)系曲線Fig.2 Relationship between expansion force and initial moisture content

2.2 初始含水量對原狀泥巖膨脹力影響

膨脹力與初始含水量關(guān)系見圖2，由圖2可知：

(1)對同一種土樣而言，如1#土樣，當(dāng)初始含水量為2%,6%,10%,14%和18%時，膨脹力分別為52.57，40.20，22.31，10.85和7.94 kPa，即隨著初始含水量增加，膨脹力逐漸減小，2#和3#土樣亦表現(xiàn)出相同的規(guī)律。試驗前通過增加水量改變初始含水量，且保濕較長時間，這樣土體中膨脹性礦物顆粒吸水膨脹，導(dǎo)致一部分膨脹力以膨脹量的形式釋放，礦物顆粒中儲存膨脹力減小。初始含水量越大，礦物顆粒吸水越多，膨脹力釋放越多，儲存越少，因而膨脹力越小。

圖3 不同初始含水量下增加4%水膨脹力增量變化曲線Fig.3 Relationship curve between increase of the expansion force and initial moisture content with 4% moisture content

(2)對同一種土樣而言，如1#土樣，根據(jù)不同初始含水量計算含水量增量與膨脹力增量關(guān)系，記為：ΔP=Pw2-Pw1，其中Pw1和Pw2是初始含水量為w1，w2土樣增濕至飽和時對應(yīng)膨脹力。圖3為膨脹力增量ΔP與初始含水量的關(guān)系曲線，可以看出，當(dāng)初始含水量為2%，6%，10%和14%增加同樣的含水量4%后，其對應(yīng)膨脹力增加為12.37，17.90，11.45和2.91 kPa，即在同樣吸水量下，膨脹力增量呈先增后減。這是由于含水量較低時，土體內(nèi)部還有較大孔隙存在，當(dāng)吸水后膨脹性礦物顆粒后填充土體中孔隙而釋放膨脹變形，對膨脹力有部分損耗；在此基礎(chǔ)上繼續(xù)吸水膨脹時，由于土體孔隙已經(jīng)進(jìn)一步填充密實，膨脹力能夠充分表現(xiàn)出來，如初始含水量為2%時膨脹力增量低于6%時膨脹力增量。當(dāng)膨脹力增量達(dá)到峰值后隨著初始含水量增加不斷減小，這是由于隨著水分吸入，膨脹性礦物顆粒內(nèi)部吸水趨于飽和，后期水分增加主要表現(xiàn)為顆粒周圍水膜的增加，例如初始含水量為14%時膨脹力增量很小，僅為2.91 kPa，遠(yuǎn)小于較低初始含水量時膨脹力增加。

2.3 土體膨脹特性與膨脹土膨脹力關(guān)系

不同膨脹特性土體的膨脹力不同，主要是由于土體內(nèi)含有的膨脹性礦物顆粒含量及種類不同。由表1可知，1#，2#和3#土樣蒙脫石含量分別為2.8%，2.1%和1.7%，伊利石和高嶺石含量為2.3%～3.6%，對應(yīng)初始含水量為2%時膨脹力分別為52.60，40.31和34.46 kPa，可以看出，膨脹力隨土體中主要膨脹礦物顆粒(如蒙脫石)含量差異而不同，膨脹性礦物顆粒含量越高，膨脹力越大。根據(jù)文獻(xiàn)[15]，伊利石與高嶺石的親水性僅為蒙脫石的 1 /10 與1 /60，為定量分析泥巖黏土礦物含量與膨脹力關(guān)系，將伊利石含量的 1 /10 與高嶺石含量的 1 /60 折算為等效蒙脫石含量進(jìn)行分析，計算式如下：

M′=M+1/10I+1/60K

(1)

式中：M′為等效蒙脫石含量(%)；M為蒙脫石含量(%)；I為伊利石含量(%)；K為高嶺石含量(%)。

圖4 等效蒙脫石含量與膨脹力關(guān)系曲線Fig.4 Relationship between expansion force and equivalent montmorillonite content

根據(jù)上式計算得1#，2#和3#土樣等效蒙脫石含量分別為3.15%，2.51%，1.95%，繪制等效蒙脫石含量與膨脹力關(guān)系曲線，如圖4所示。

由圖4可知：隨著蒙脫石含量增多，膨脹力逐漸增大。當(dāng)初始含水量為2%和6%時，膨脹力隨等效蒙脫石增長趨勢明顯；隨初始含水量進(jìn)一步增大，膨脹力隨等效蒙脫石增長趨勢逐漸減小，當(dāng)初始含水量為18%時，曲線變化趨于水平線。說明初始含水量較低(2%～10%)時，膨脹性礦物顆粒含量對土體膨脹力影響顯著，初始含水量較高(10%～18%)時，膨脹性礦物顆粒含量對土體膨脹力影響減弱。由文獻(xiàn)[16]可知，這主要是由于土體在含水量很少狀態(tài)下吸水時，水分首先進(jìn)入膨脹礦物顆粒內(nèi)部，發(fā)生晶格擴(kuò)張，持續(xù)吸水直至晶層達(dá)到水分飽和，這部分引起的膨脹力占整個膨脹力的主要部分；當(dāng)膨脹礦物顆粒晶層吸水飽和后，繼續(xù)吸水將導(dǎo)致礦物顆粒表面水膜進(jìn)一步增厚，即發(fā)生顆粒間擴(kuò)張，這部分占膨脹力次要部分。

2.4 計算式擬合

由以上分析可知，不同膨脹特性土體具有不同膨脹力，同時初始含水量對膨脹力有很大影響，因此有必要研究土體等效蒙脫石含量和初始含水量耦合作用下原狀膨脹土膨脹力變化規(guī)律。通過對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，對同一種土樣，原狀土膨脹力Pw與初始含水量w0呈良好的對數(shù)關(guān)系，如圖5所示，其表達(dá)式為：

Pw=-21.43lnw0+70.99,(M′=3.15%，R2=0.94)

(2)

Pw=-15.91lnw0+51.87，(M′=2.51%，R2=0.99)

(3)

Pw=-13.63lnw0+45.52，(M′=1.95%，R2=0.96)

(4)

回歸方程為：

Pw=alnw0+b

(5)

式中：Pw為膨脹力(kPa)；w0為初始含水量(%)；a和b為擬合參數(shù)。

圖6 參數(shù)a,b與等效蒙脫石關(guān)系Fig.6 Relationship between parameters and equivalent montmorillonite content

圖7 計算值與實測值對比Fig.7 Comparison of calculated and measured values

由圖5及其擬合曲線可知，在初始含水量一定的情況下，擬合參數(shù)a和b應(yīng)與土體等效蒙脫石含量有關(guān)，將參數(shù)a,b與等效蒙脫石含量進(jìn)行擬合，發(fā)現(xiàn)參數(shù)a,b與等效蒙脫石含量成良好的線性關(guān)系，如圖6所示，回歸方程為：

a=e1M′+f1

(6)

b=e2M′+f2

(7)

式中：M′為等效蒙脫石含量(%)；e1,e2,f1和f2為擬合參數(shù)。

將式(6)和(7)同時代入式(5)中，可以得到考慮土體等效蒙脫石含量和初始含水量耦合作用下環(huán)刀樣膨脹力計算模型：

Pw=-e1M′lnw0-f1lnw0+e2M′+f2

(8)

式(8)適用于低黏土礦物含量膨脹泥巖膨脹力計算。

若將擬合參數(shù)e1,e2,f1和f2代入式(8)，即得到所研究原狀膨脹土環(huán)刀樣膨脹力計算式：

Pw=-6.56M′lnw0-0.36lnw0+21.47M′+1.7

(9)

而用于現(xiàn)場條件下膨脹力計算時需考慮尺寸效應(yīng)，有待進(jìn)一步試驗驗證。

2.5 試驗驗證

為了驗證上述計算模型的正確性，在同一試驗條件下測得幾種不同等效蒙脫石含量(1.57%，2.16%，2.87%，3.07%)土樣在不同初始含水量下的膨脹力，利用式(9)計算得不同等效蒙脫石含量土樣在不同初始含水量下的膨脹力，將兩者所得膨脹力值進(jìn)行對比，如圖7所示。

從圖7可以看出，計算值與實測值吻合度較高， 說明上述計算模型是正確的，式(9)可以適用于所研究原狀泥巖在考慮等效蒙脫石含量和初始含水量耦合作用下環(huán)刀樣膨脹力的計算。

3 結(jié) 語

(1)膨脹力時程曲線變化與土體滲水速度有關(guān)，在本試驗通過向土體加水改變初始含水量情況下，低初始含水量(2%，6%，10%)土樣前期快速膨脹，之后進(jìn)入穩(wěn)定膨脹；高初始含水量(14%，18%)土樣前期緩慢膨脹，中期快速膨脹，后期穩(wěn)定膨脹。

(2)初始含水量的增加將使土體前期膨脹釋放部分膨脹力，因而低初始含水量膨脹潛勢較大，高初始含水量膨脹潛勢較弱；膨脹力增量隨含水量增量變化規(guī)律為先增大后減小，本試驗初始含水量為6%時膨脹力增量隨含水量增長最大。

(3)通過對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，對同一種土樣，原狀土膨脹力與初始含水量呈良好的對數(shù)關(guān)系，再根據(jù)不同等效蒙脫石含量進(jìn)一步擬合計算式參數(shù)，建立了考慮土體等效蒙脫石含量和初始含水量耦合作用下環(huán)刀樣膨脹力計算模型，模型計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合度較高，為膨脹土地區(qū)的工程設(shè)計提供一定的理論支撐，但用于現(xiàn)場條件下膨脹力計算時需考慮尺寸效應(yīng)，因而有待進(jìn)一步試驗驗證。

參 考 文 獻(xiàn)：

[1] 李生林. 中國膨脹土工程地質(zhì)研究[M]. 南京： 江蘇科學(xué)技術(shù)出版社1992. (LI Shenglin. Study on engineering geology of expansive soil in China[M]. Nanjing: Jiangsu Science Press, 1992. (in Chinese))

[2] 鄭建龍, 楊和平. 公路膨脹土工程[M]. 北京: 人民交通出版社, 2009. (ZHENG Jianlong, YANG Heping. Highway expansive soil engineering[M]. Bingjing: People Communications Press, 2009. (in Chinese))

[3] TB 10621—2014 高速鐵路設(shè)計規(guī)范[S]. (TB 10621—2014 Code for design of high speed railway[S]. (in Chinese))

[4] 盧子威, 張文慧, 王晶晶. 重塑膨脹土膨脹力室內(nèi)試驗研究[J]. 河北工程大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2015, 32(3): 47- 50. (LU Ziwei, ZHANG Wenhui, WANG Jingjing. Experimental study of the swelling force of remolded expansive soils[J]. Journal of Hebei University of Engineering (Natural Science Edition), 2015, 32(3): 47- 50. (in Chinese))

[5] 夏志國, 凌云鵬, 趙京. 呈貢隧道膨脹土膨脹力試驗研究[J]. 山西建筑, 2015, 41(12): 70- 71. (XIA Zhiguo, LING Yunpeng, ZHAO Jing. Study on swelling force test of Chenggong swelling soil[J]. Shanxi Architecture, 2015, 41(12): 70- 71. (in Chinese))

[6] 沈一軍, 朱贊成, 鄭最. 膨潤土膨脹變形與膨脹力試驗研究[J]. 華東交通大學(xué)學(xué)報, 2014, 31(4): 100- 104. (SHEN Yijun, ZHU Zancheng, ZHENG Zui. Experimental study on swelling deformation and pressure of bentonite[J]. Journal of East China Jiaotong University, 2014, 31(4): 100- 104. (in Chinese))

[7] 蔣曉慶, 劉奇, 汪東林. 初始含水率與膨脹土力學(xué)特性關(guān)系的分析研究[J]. 安徽建筑工業(yè)學(xué)院學(xué)報(自然科學(xué)版), 2013, 21(3): 36- 38. (JIANG Xiaoqing, LIU Qi, WANG Donglin. Analysis of the relationship the initial moisture content of expansive soil mechanical characteristics[J]. Journal of Anhui Institute of Architecture & Industry (Natural Science), 2013, 21(3): 36- 38. (in Chinese))

[8] 劉毅. 高廟子膨潤土水化膨脹特性及其微觀機(jī)理研究[J]. 工程地質(zhì)學(xué)報, 2016, 24(3): 451- 458. (LIU Yi. Invistigation on the swelling properties and microstructure mechanism of compacted Gaomiaozi bentontite[J]. Journal of Engineering Geology, 2016, 24(3): 451- 458. (in Chinese))

[9] 王亮亮, 楊果林, 劉黃偉, 等. 云桂鐵路弱—中膨脹土膨脹力試驗研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2013, 44(11): 4658- 4663. (WANG Liangliang, YANG Guolin, LIU Huangwei, et al. In-situ testing studies of swelling pressure on weak-medium expansive soil of Yun-Gui Railway[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2013, 44(11): 4658- 4663. (in Chinese))

[10] CHERT F H. Foundations of expansive soils[M]. Amsterdam-Oxford-New York: Elsevier Scientific Publishing Company, 1975.

[11] KASSIFF G, BAKE R. Aging effects on swell potential of compacted clay[J]. Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, 1971, 98: 767- 770.

[12] KOMINE H, OGATA N. Prediction for swelling characteristics of compacted bentonite[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1994, 31(4): 478- 490.

[13] SHARIF S M. The influence of temperature on swelling characteristics of compacted bentonite for waste disposal[J]. Environmentasia, 2010, 3(1): 284- 286.

[14] 張龍, 孫德安, 劉月妙. 兩種高廟子鈉基膨潤土膨脹特性比較研究[J]. 巖土力學(xué), 2016, 37(12): 3447- 3454. (ZHANG Long, SUN De’an, LIU Yuemiao. Comparison between swelling properties of two Gaomiaozi Na-bentonites[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016, 37(12): 3447- 3454. (in Chinese))

[15] 袁琳. 蒙脫石的脹縮機(jī)理及改性技術(shù)研究[D]. 長沙: 長沙理工大學(xué), 2007. (YUAN Lin. The swelling and shrinking mechanism and modification of montmorillonite[D]. Changsha: Changsha University of Science and Technology, 2007.

[16] 譚羅榮, 孔令偉. 特殊巖土工程土質(zhì)學(xué)[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2006. (TAN Luorong, KONG Lingwei. Soil properties of special geotechnical engineering[M]. Beijing: Science Press, 2006. (in Chinese))