膨胀土是一种特殊的高塑限黏土，有显著胀缩性、裂隙性和超固结性等力学性质。岩土力学领域较为关注膨胀土在干湿循环条件下的短时物性变化和胀缩蠕变等力学变形特征^[1-4]。曾浩等^[5]研究了膨胀土在干燥过程中收缩应力的变化规律。庄心善等^[6]研究了弱膨胀土的累积变形和动强度特性。李晶晶等^[7]发现膨胀土类滑坡灾害具有渐进性和突发性的时效特征。以上研究对膨胀土的基本力学性质有了较深层次认识。但基于岩土力学观点的环境岩土工程理论^[8-9]认为，外界自然环境变化会对土体物性产生长时的物理、化学及生态等非力学因素影响作用。膨胀土在大气环境下发生自然缓慢氧化，其黏粒的化学成分、矿物组分和颗粒结构将发生变化。柏立懂等^[10]研究了合徐高速北段膨胀土的矿物组分和微结构特征，发现膨胀土的工程特性与其矿物化学成分和氧化程度有关。张先伟等^[9]研究了湛江黏土的微观孔隙缓慢变异特征，发现湛江黏土在大气条件下氧化后土性劣化，塑性降低，膨胀性与收缩性减弱，灵敏性与结构屈服强度降低。目前关于膨胀氧化土力学变形规律的理论成果并不常见。对比分析膨胀原状土和氧化土体的土性变化和力学变形规律，对防治膨胀土类地质灾害^[11-12]具有重要工程实践价值。

汉中柳林机场朱家河段高速公路工地浅表地层，有少量表观颜色为墨绿色的高塑限黏土。该天然土样土质均匀，稍湿软，呈可塑-硬塑状态。墨绿色黏土在大气环境下自然缓慢氧化后，外观颜色由墨绿色（干燥后呈蓝绿色）逐渐变淡为青绿色、浅绿色，一般5 d左右氧化为稳定的黄棕色或红褐色色态。通过室内土工试验和SEM扫描发现，柳林黏土有较好力学特性指标，黏土矿物中富含蒙脱石和高岭石等亲水组份，是一种具有胶结结构的弱膨胀土（简称柳林弱膨胀土）。为研究大气氧化效应对土体物性的影响作用，本文通过XRF成分检测及室内土工试验方法，对比分析膨胀土样原状土和氧化土的土性变化、不同围压水平下的剪切变形规律和破坏模态特征，量化分析3类土样剪切变形过程中的硬化规律，为膨胀土氧化效应研究及类似工程土体稳定性分析提供参考借鉴。

1.   试样制样与试验设计

试验目的在于比较原状土与氧化土试样土性及其力学性状的差异。原状土样的氧化制样过程中，严格控制土体氧化环境的温度和湿度条件，体现保有天然含水率的新鲜土样大气条件下的自然氧化特征。取样制样工作完成后，一是通过室内土工试验测定3类土样基本物性；二是通过XRF成分检测方法，测定3类土黏粒的化学成分；三是通过常规三轴试验（UU）测定原状土和氧化土的剪切强度-轴向变形曲线关系，对比分析原状土和氧化土试件的剪切变形规律；四是根据试件在不同围压水平下的破坏模态，用基于新剪应力本构模型的主应力应变本构关系^[13-15]描述土样试件的剪切变形过程，用硬化参数指标量化分析土样剪切变形过程中的氧化效应。

1.1   试样取样与氧化制样方法

土样取自汉中柳林机场朱家河段高速公路工地。各取样点相对地表埋深8.0~14.0 m，勘察孔位高程范围约460~480 m。原状土芯表观颜色为墨绿色，土质均匀，颗粒成分以黏粒为主，属于第四系全新统及上更新统粉质黏土。钻孔采用SH30-2型钻机冲击钻进，薄壁活塞取土器采取土样。原状土样用保鲜膜包裹封闭，放置在铁质土样盒中（图1）。

图  1  柳林弱膨胀土现场勘察取样

Figure  1.  Field investigation and sampling of Liulin weak expansive soil

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具有弱膨胀性的黏性土体，其含水率变化对土性有明显影响。为避免阳光等外界环境因素影响，减小土芯氧化过程中的水汽蒸发和失水干缩，原状土芯氧化制样前，将土芯从土样盒中取出，置于$ \varPhi $200 mm高500 mm的敞口多孔PVC套管内（设PVC基座），在具有通风条件、较为潮湿的地下室内接触空气自然氧化。根据膨胀土标准吸湿率等室内试验标准^[9,16]，设定室内氧化环境温度15~25 ℃，相对湿度55%~65%。氧化过程中，全程开启室内全自动控温控湿设备，智能控制环境温湿度条件。每24 h向PVC套管表层喷雾保水1次，尽可能保持原状土芯的天然含水率。氧化7 d后，取出土芯，用刮土刀刮除表层浮松斑纹，取光滑均质的黄棕色和红褐色土芯制样。其中，墨绿色土样为原状土样，黄棕色土样为氧化样1，红褐色土样为氧化样2（图2）。

图  2  柳林弱膨胀土氧化过渡及三轴试样制样

Figure  2.  Oxidation transition state of Liulin weak expansive soil and preparation of triaxial sample

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1.2   试验设计

3类土各制试样4组（每组3个试件），试件尺寸$ \varPhi $39.1 mm高80 mm，组内试件制样重度差不大于0.3 kN/m³，高度差不大于2 mm。为尽可能避免原状土和氧化土样土性离散和试验过程中人为误差等因素影响，对试验数据进行相关性处理，舍弃不符合要求的试验数据，补充试件继续试验，直至试验满足相关性要求。对每组试样，以组内3个试件在相同荷载条件下的最大主应力差均值为衡量指标，若试件最大主应力差相关性系数低于0.85（单个试件最大主应力差与组内最大主应力差均值的差值大于均值的15%），则剔除该试验数据。

2.   土样土性与颗粒级配曲线

3类试验土样的基本物理性质指标见表1，其黏粒的化学成分组成见表2，颗粒级配曲线见图3。需要补充说明的是，为减小大气氧化效应对黏粒颗粒级配的影响，原状土样需要取样后24 h内完成颗粒级配和重型击实试验。其中，原状土试验土样重型击实试验测出其最大干密度$\; {\rho }_{\mathrm{d}} $=1.62 g/cm³，最优含水量为22.0%。

表  1  柳林弱膨胀土与氧化土物理性质指标平均值

Table  1.  Average values of physical indexes of Liulin expansive soil and oxidized clay

土样	含水率/%	密度/(g·cm−3)	干密度/(g·cm−3)	液限/%	塑限/%	塑性指数	自由膨胀率/%	标准吸湿含水率/%
原状样	20.8	1.904	1.576	51	30	21	53	3.5
氧化样1	18.9	1.879	1.580	57	31	26	48	3.1
氧化样2	17.2	1.929	1.645	55	30	25	50	3.5

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表  2  柳林弱膨胀土与氧化土黏粒的化学成分

Table  2.  Chemical compositions of Liulin expansive soil and oxidized clay 单位：%

土样	黏粒化学成分及质量比
	MgO	Al2O3	SiO2	P2O5	K2O	CaO	TiO2	MnO	Fe2O3	ZnO	Rb2O	SrO	ZrO2
原状样	1.20	14.52	51.60	0.10	6.51	2.46	2.13	0.18	20.90	0.06	0.09	0.10	0.14
氧化样1	1.22	13.46	49.78	0.25	6.13	3.88	2.07	0.33	22.46		0.11	0.12	0.16
氧化样2	0.91	15.02	51.26		5.90	2.52	1.84	0.39	21.67	0.08	0.11	0.11	0.19
注：质量比为烘干（烘箱控温105~110 ℃）状态下，各黏粒化学成分的质量占比。

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图  3  原状土与氧化土颗粒分配曲线

Figure  3.  Particle size distribution curve of undisturbed soil and oxidized soil

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从表1、图3中可以看出，3类土样的天然含水率较高，颗粒级配均匀，孔隙率较小，均为高塑限弱膨胀土^[16]。从土样平均物理指标来看，原状样在氧化后土样干密度略有增大，含水率下降。其中，氧化效应对黏粒的自由膨胀率指标影响较大，氧化样1和氧化样2土样黏粒氧化后自由膨胀率指标降幅分别为9.4%和5.7%。原状土样发生氧化后，较为直观的是土样表观颜色变化，相应地黏粒的化学成分也发生了变化。从表2中列出的XRF衍射检测分析结果可见，3类土样黏粒的化学成分相似，原状土样氧化后有个别微量的化学成分消失。

3.   不固结不排水三轴剪切试验分析

原状土样和氧化样的不固结不排水三轴压缩试验，不考虑剪切速率对孔隙水压的影响作用，按规范规定可设定较快的加载速率来模拟土体材料施工荷载下的剪切破坏过程。三轴（UU）试验剪切速率设定为1.0 mm/min。试验开始前，所有试件预压1 mm。对于测力计读数无明显峰值情况，轴向变形每1 mm计数1次，至轴向应变15%时结束试验。图4为3类土样试件的最大主应力差和轴向变形关系。

图  4  不同围压条件下原状土与氧化土轴向应变曲线

Figure  4.  Axial strain curves of undisturbed soil and oxidized soil under different confining pressures

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柳林弱膨胀土原状样及氧化样试件在不同围压水平下的抗剪强度和轴向变形关系曲线表现出规律性变化特征，其抗剪强度和轴向变形关系曲线大致分曲线Ⅰ和曲线Ⅱ两类（图5）。图5中所示Ⅲ型曲线，仅在较高围压条件下才可能出现，该类关系曲线没有明显的峰值应力^[13,15]。

图  5  土体荷载与位移关系曲线

Figure  5.  Relationship curve between soil load and displacement

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由图4可见，无侧限条件下，原状土样试件应力应变曲线在轴向变形为5%时出现峰值，氧化样1试件剪切强度曲线无明显峰值，氧化样2试件在轴向变形为5%时出现峰值。50和100 kPa围压条件下，原状土和氧化样1试件应力应变曲线无明显峰值，氧化样2试件在轴向变形为7.5%时出现峰值。200 kPa围压条件下，氧化样2试件应力应变曲线在轴向变形为10%时出现峰值。3类土样试件在不同围压条件下的最大主应力差及其均值见表3。

表  3  柳林弱膨胀土与氧化土最大主应力差及其均值

Table  3.  Maximum principal stress difference and its mean value of Liulin expansive soil and oxidized soil 单位：kPa

土样类别	无侧限条件			50 kPa围压			100 kPa围压			200 kPa围压
	主应力差	均值		主应力差	均值		主应力差	均值		主应力差	均值
原状土	191.0	193.0		222.1	224.7		278.1	290.9		344.9	370.8
	181.3			241.5			296.4			394.9
	206.4			210.4			298.2			372.6
氧化样1	213.2	201.2		229.2	250.9		319.2	319.1		431.4	417.1
	197.1			268.5			303.8			430.1
	192.7			255.1			334.3			389.9
氧化样2	184.1	198.9		218.1	234.8		304.3	299.2		386.9	385. 6
	204.9			254.3			298.5			364.7
	207.7			232.0			294.7			402.3

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对比来看，3类土样试件在相同加载条件下，其应力应变关系曲线有较大差异，主要表现为应力应变曲线有无明显峰值和峰后力学行为的不同。原状土样试件剪切强度曲线在无侧限条件下有峰值点，其峰后曲线趋势较缓，在50、100和200 kPa围压条件下无明显峰值。在4种不同围压条件下，氧化样1试件的应力应变曲线均无明显峰值，而氧化样2试件应力应变曲线均出现峰值，且其峰后曲线下降趋势较陡。究其原因，主要在于3类土样试件剪切变形过程中的应力路径各不相同，导致剪切破坏模态也有明显差别。

假定试样剪切变形规律符合式（1），对表3中3类土样在50、100和200 kPa围压条件下的最大主应力差均值数据进行最小二乘拟合^[17]。 3类土样的$ c $、$ \varphi $值拟合结果见图6。

图  6  抗剪强度与正应力线性关系

Figure  6.  Relationship between shear strength and normal stress

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式中： $ \tau $为剪切强度；$ c $为黏聚力；$ \sigma $为正应力；$ \varphi $为内摩擦角。

从图6可见，柳林弱膨胀土氧化后抗剪强度有所增加。其中，原状土试件平均黏聚力均值为66.7 kPa，内摩擦角正切值均值为0.338（约18.7°）。氧化样1试件黏聚力均值为69.7 kPa，内摩擦角正切值均值为0.377（约20.7°）。氧化样2试件的黏聚力均值为68.0 kPa，内摩擦角正切值均值为0.349（约19.3°）。对比发现，氧化样1和氧化样2试件的平均黏聚力增幅仅为4.4%和1.9%，但平均内摩擦角的增幅为10.7%和3.2%。可见，内摩擦角变化是抗剪强度增加的关键因素。

如上所述，柳林弱膨胀土氧化后，氧化样1和氧化样2试件的抗剪强度增大。文献[9]基于大气条件下黏性土微观孔隙的缓慢变异特征研究发现，大气氧化土的力学性能有所增强，因颗粒重排，结构变化导致土的结构特征减弱。柳林大气氧化土的抗剪强度增加，与文献[9]认为湛江黏土氧化后抗剪强度增加的结论相同。

4.   剪切硬化规律量化分析

原状土样在无侧限条件下发生鼓曲型软化破坏，微观上属于局部剪切软化破坏，应力路径为单轴压缩，其轴向应力应变关系近似服从虎克定律。氧化样2在各围压条件下发生剪切滑移，属于弱硬化剪切滑移破坏，可用双曲线来拟合剪切强度与应变关系，其表达式为：

式中：$ {\sigma _1} $ 、$ {\sigma _3} $和 $ {\varepsilon _1} $分别为第一、三主应力和轴向应变；$ a $和$ d $为常数，由试验确定。

文献[18]中提出设置结构临界法向应力的方法（见式（3）），可以解决强胶结结构黏土三轴试验摩尔圆应力破坏线不在一条公切线上的问题。借鉴该方法，可以构建结构强度发挥段和丧失段来反映氧化样2土样的力学性质，但该方法不能从本构关系层面上反映出抗剪强度-轴向应变的非线性曲线特征。

式中： $ {\varphi _1} $为结构发挥段内摩擦角；$ {\varphi _2} $为结构丧失段内摩擦角；$ {\sigma }_{\mathrm{c}} $为结构临界法向应力。

氧化样1在各围压条件下的破坏模态更为复杂，随围压水平不同，试件可产生塑性硬化压缩，又可表现出弱硬化变形特征。为更加直观体现其剪切破坏的强化过程，用新剪应力本构模型^[13-14]的主应力应变本构关系^[15]描述其力学变形特征：

式中：$ {\sigma _1} $、$ {\sigma _3} $和$ \varepsilon $分别为第一、三主应力和主应变；$ {E}_{\mathrm{p}} $为峰前段切线模量；$ m $、$ S $和$\; \beta $为与$ {\sigma _3} $有关的无量纲系数。其中，$ \;\beta $具有明确物理意义， 表示土体材料硬化系数，对于具有软化特性的土体材料，存在关系式：

式中：$S=-({\varepsilon }_{\mathrm{p}}{)}^{m}(1+m\beta )$ ；$m=\dfrac{({\tau }_{\mathrm{p}}/({E}_{\mathrm{s}}{\varepsilon }_{\mathrm{p}}){)}^{1/\beta }}{\beta [1-({\tau }_{\mathrm{p}}/{E}_{\mathrm{s}}{\varepsilon }_{\mathrm{p}}{)}^{1/\beta }]}$ ；$ {\varepsilon }_{\mathrm{p}} $为临界主应变；${E_{\rm{s}}}$为初始切线模量；${\tau _{\text{p}}}$为最大主应力差。

临界主应变$ {\varepsilon }_{\mathrm{p}} $满足关系式：

对比发现，对于式（4），取$\; \beta $=−1，$ m $=1，则计算式退化为式（2）；若取$ \;\beta $＝0，则退化为虎克定律。

由式（4）~（6）可知，对于氧化样1试件的任一应力应变关系曲线，在确定最大主应力差$ {\tau }_{\mathrm{p}} $、临界主应变$ {\varepsilon }_{\mathrm{p}} $、初始切线模量$ {E}_{\mathrm{s}} $和峰前段切线模量$ {E}_{\mathrm{p}} $后，可用未知数$\; \beta $的指数型函数表示$ m $、$ S $，式（4）中的主应力差$ \left( {{\sigma _1} - {\sigma _3}} \right) $值可简写为$ \;\beta $值的指数型函数关系式。

式（7）为$\; \beta $值的临界判别条件。式中$ f(\beta ) $取极小值时，对应的$ \;\beta $值即为所求的硬化系数值。

式中：$ {\tau _{ij}} = {\left( {{\sigma _1} - {\sigma _3}} \right)_j} = E{\varepsilon _j}{(1 + {\varepsilon _j}^m/S)^\beta } $，${\tau _{{\rm{t}}j}}$为主应力差试验值，应变值$ {\varepsilon _j} $（$ j = 1,2, \cdots ,6 $）取值为2.5%、5.0%、7.5%、10.0%、12.5%和15.0%。

需要补充说明的是，式（7）为指数型函数关系式，无法通过常规微积分方法确定方程解析解。求解$\; \beta $值数值解步骤共分3步：首先，设定数值解精度$ h = 0.001 $，由式（5）知$\; \beta $取值范围为$ - 1 < \beta \leqslant 0 $，令$\; {\beta _k} = - (k - 1)h\;\;\;(k = 1,2, \cdots ,1\;000)$；第2步，计算$\; \beta $取值范围内的所有$\; f({\beta _k}) \;$值；第3步，对全部$\; f({\beta _k}) \;$值进行排序，筛选确定$ f({\beta _k}) $的最小值，对应的$ \;{\beta _k} $值即为设定精度条件下的最优数值解。

最大主应力差是反映土样试件硬化特性的重要指标，本文选定氧化样1试件在4类围压条件下的最大主应力差为213.2、268.5、334.3和431.4 kPa共计4条应力应变关系曲线，对比分析试件在各围压水平下的剪切强化规律。对氧化样1试件的应力应变关系曲线，均取$\varepsilon $值0~2.5%曲线段切线模量为${E_{\text{s}}}$，取$\varepsilon $值12.5%~15.0%曲线段切线模量为$ {E}_{\mathrm{p}} $。按式（7）计算$ f({\beta _k}) $值，发现在无侧限、50、100和200 kPa等4种围压条件下，$ f({\beta _k}) $最小值分别为9 811，13 999，18 066和26 197 (kPa)²，相应的硬化系数$\; \beta _k$分别为−0.121，−0.156，−0.215和−0.309。

根据图4 中氧化样1试件试验数据，提取同围压下3组氧化样1试件的初始切线模量$ {E}_{\mathrm{s}} $的均值（取$ \varepsilon $值为2.5%）。在4种围压水平下，氧化样1试件的初始切线模量$ {E}_{\mathrm{s}} $均值分别为2 950、3 597、4 676和5 983 kPa。$ \;\beta $值、$ {E}_{\mathrm{s}} $值随围压变化的二次式拟合结果见图7，图中$ \;{\beta _0} $值、$ {E}_{\mathrm{s}0} $表示无侧限条件下的硬化系数和初始切线模量值。

图  7  初始切线模量、硬化系数与围压关系曲线

Figure  7.  Relationship of initial tangent modulus, hardening coefficient and confining pressure

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对于具有软化性质的土体材料，硬化系数可对土样加载过程中的应力应变关系进行量化，反映试件向压剪模态转化的软化过程，体现剪切软化过程的非线性变化特征。图8是根据试验设定的围压条件，按式（4）~（7）计算确定硬化系数后，按式（4）反演的应力应变关系曲线。

图  8  硬化系数反演应力应变曲线

Figure  8.  Inversion curve of shear strength and axial deformation by hardening coefficient

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5.   结　语

为研究大气氧化效应对柳林弱膨胀土物性变化的影响作用，本文通过XRF成分检测及室内土工试验方法，对比分析膨胀土样原状土和氧化土的土性变化，研究了不同围压条件下土样试件的剪切变形规律，用主应力应变本构关系分析了压剪破坏模态下土样的硬化特征，得出如下结论：

（1）原状土样和氧化土样的黏粒化学成分及其占比较为相似，但原状土样氧化后个别微量的化学成分消失。氧化效应对黏粒自由膨胀率指标有较大影响，氧化样1和氧化样2土样黏粒氧化后自由膨胀率指标降幅分别为9.4%和5.7%。

（2）原状土样氧化后抗剪有所增强，内摩擦角变化是抗剪强度增加的关键因素。其中，原状土试件平均黏聚力均值为66.7 kPa，内摩擦角正切值均值为0.338（度数约18.7°）。氧化样1试件黏聚力均值为69.7 kPa，内摩擦角正切值均值为0.377（度数约20.7°）。氧化样2试件的黏聚力均值为68.0 kPa，内摩擦角正切值均值为0.349（度数约19.3°）。

（3）对于具有软化性质的土体材料，硬化系数可对土样加载过程中的软化程度进行量化，描述试样从压缩硬化向压剪混合及剪切软化破坏模态过渡的非线性变化特征。对于氧化样1在4类围压水平下的不同破坏模态，其硬化系数分别为−0.121、−0.156、−0.215和−0.309。

柳林弱膨胀土氧化效应试验取芯制样过程中，采取严格保湿控温措施，确保原状土在保有天然含水率条件下自然氧化，较为真实地模拟了新鲜土体在赋存环境改变后的大气氧化效应。但室内土工试验影响因素多，比如试验存在取样土芯物性离散、蒸发失水收缩及制样人为误差等无法避免的影响因素。同时，原状土样的天然含水率变化、试验加载应力路径及加载速率条件等因素，也会对试验效果产生影响。