雷胜友，袁文治，翟志刚，田刚，陈雨菲，李思雨，芦地，柳明宇

（长安大学 公路学院，陕西 西安 710064）

0 引言

由于受到自然环境和人类活动的影响，膨胀土土体周围的盐溶液质量分数常常发生变化，这使得土体组成、结构和强度等发生变化，再加上外部荷载及水的侵入，膨胀土的抗剪强度大幅度降低［1］，难以作为路堤填土，也容易引发边坡滑动。因此，研究盐溶液质量分数对土体抗剪强度的影响具有重要的实际意义。

在盐溶液对膨胀土抗剪强度影响的研究方面，S.A.Naeini等［2］通过探究可溶性盐溶液对黏土不排水强度的影响发现，不排水强度与盐溶液的质量分数密切相关；王军等［3］通过直剪试验发现，Na+对土体黏聚力具有明显的减弱作用；B.P.Warkentin等［4］通过直接剪切试验得出，饱和膨胀土的抗剪强度与Na+，Ca+溶液质量分数呈负相关，而饱和高岭土的抗剪强度与Na+、Ca+溶液质量分数呈正相关；姚传芹等［5］进行了不同质量分数NaCl，CaCl2溶液下的膨胀土直剪试验，发现随着盐溶液质量分数增大，膨胀土的抗剪强度及黏聚力降低，而盐溶液质量分数对内摩擦角的影响较小；于海浩等［6］发现膨胀土空隙间的氯化钠盐溶液可以改变弱膨胀土的峰值及残余强度。近来还有学者通过试验方法探索膨胀土抗剪强度变化的微观机理，WEI C F［7］、杨周洁等［8］认为不同质量分数的盐溶液通过影响Donnan渗透压影响粒间的应力作用；于海浩［9］通过核磁共振试验揭示了膨胀土在剪切过程中的强度变化机理。

尽管国内外学者在盐溶液对膨胀土抗剪强度的影响方面做了一些研究，但大多数研究侧重于粒间孔隙水的盐溶液质量分数变化对饱和膨胀土抗剪强度的影响［10］，而对外界盐溶液浸入的影响研究较少。膨胀土作为一种典型的非饱和土，受到自然作用下，被盐溶液侵蚀，其状态大多仍处于非饱和土状态。因此探索盐溶液的变化对非饱和膨胀土强度的影响很有必要。本文从试验入手，采用精确的配土方法，控制膨胀土处于最佳含水率状态，进行快剪试验，探索不同质量分数的NaCl，KCl溶液对非饱和膨胀土的剪应力-应变特性、抗剪强度及其指标的影响，并进一步揭示影响机理。

1 试验设计

1.1 试验用土

本次试验用土取自陕西安康早阳村国道G316路段，为典型的膨胀土地段。现场取土深度为2.0～3.0 m，土样主体为棕黄色黏土，裂隙较为发育，并夹杂部分白色填充物。天然含水率ω为3.47%，液限ωL为68.91%，塑限ωp为21.86%，塑性指数Ip为47.05，相对密度Gs为2.68 g/cm3。采用轻型击实试验，获得最大干密度ρd为1.63 g/cm3，最佳含水率W为19.30%。通过自由膨胀率试验可知，自由膨胀率为67.8%，由《膨胀土地区建筑技术规范》［11］可知，该膨胀土为中强非饱和膨胀土。

1.2 试样制备

试验试样采用过2 mm筛的风干粉末状土，并分别配置质量分数wt为3%，6%，9%，12%的NaCl，KCl溶液，共8组试剂。为使试样处于最佳含水率状态，需要控制试样中水与干土（加KCl，NaCl晶体）质量的比值等于最佳含水率W。为了精确控制添加量，NaCl，KCl盐溶液的添加需要分2次进行，首先按照干土质量（Md）与最佳含水率（W）的乘积作为称取的盐溶液质量Mc，进行第一次添加；其次进行蒸馏水的补偿操作，由于第一次添加过程中用盐的质量取代了部分蒸馏水，因此需要再补偿蒸馏水的质量Mw为

具体操作如下：将风干土平铺在不透水的平盘中，用喷壶均匀喷洒计算的盐溶液质量，并不断搅拌，再将补偿的蒸馏水注入喷壶中，轻轻摇晃，降低盐溶液在器壁上的残留，然后再均匀喷洒，进行二次搅拌，注意喷洒过程中要确保液体试剂不得溢漏在外；接着再将调制均匀后的试样装入保湿缸紧闭，润湿48 h，待土体进行充分的水土作用后，取代表性的试样，复测含水率，误差不超过0.2%；然后按照试样所需的含水率与干质量，称取计算所需一定质量的湿土，采用静压法进行环刀制样，试样直径为61.8 mm，高度为20 mm。

1.3 试验过程

为进一步了解改性前后非饱和膨胀土的抗剪强度变化情况，进行室内直剪试验，试验仪器为南京土壤仪器生产的ZJ型应变控制式直剪仪。根据土工试验规程［12］，在剪切过程中，严格控制试验环境湿度，使其维持在土体的最优含水率值附近，待试样充分稳定后进行直剪试验，剪切速度为0.8 mm/min。剪切完成后，退出加压架，复测含水率，误差不超过0.2%。试验中采用的竖直压力分别为50，100，200，300 kPa。

2 结果及分析

2.1 剪应力-应变关系

NaCl溶液改性膨胀土的剪应力-应变关系曲线如图1所示，可以看出，在同一竖直压力下，曲线上对应素膨胀土的剪应力基本上均高于改性土。各试样的剪应力随应变增加而不断增大，绝大多数试样呈现明显的应变硬化现象。在较低或较高剪应力条件下，改性土在进入塑性变形阶段后，部分试样提前达到极限抗剪状态。

图1 竖直压力下NaCl溶液改性膨胀土剪应力-应变曲线Fig.1 Shear stress-shear displacement curves of expansive soil modified by NaCl solution under vertical load

大多数试样直至应变S=6 mm时仍未达到极限破坏点。这是由于试验采用的重塑试样松散，整体密实度不高，经竖直压力作用后，土颗粒在轴向进行重新排列，孔隙减小使得密实度提高，因此抗剪能力不断增强。随着竖直压力增加，大部分改性膨胀土试样的剪应力-应变曲线未出现明显峰值。试样均采用最佳含水率掺加盐溶液，相较于干土其含水量较高，膨胀试样的塑性较大，剪切面相互交错不易形成一致贯通的平面［13］，因此剪应力-应变曲线未出现明显的峰值与残余强度。对于KCl溶液改性土，也有类似现象。

由于剪应力-应变曲线呈硬化型曲线，无应力峰值出现，故取试验曲线上S=6 mm处的剪应力作为剪切强度进行分析，结果见表1。可以发现，经盐溶液改性后的非饱和膨胀土，其剪切强度均低于素膨胀土，并且该剪切强度并非随着溶液质量分数的增加持续降低，而是呈一定的增减变化态势。

表1 盐溶液改性膨胀土剪切强度对比Tab.1 Comparisons of shear strength of expansive soil modified by salt solution

2.2 抗剪强度线及强度指标

在不考虑盐溶液介入的情况下，D.G.Fredlund等［14］提出的非饱和土抗剪强度表达式为

式中：c′为有效黏聚力；G为竖向压力（σ-ua）为土体破坏时破坏面上的有效竖直压力；φ′为与有效竖直压力状态变量有关的内摩擦角；ua和uw分别为破坏面上的孔隙气压力和孔隙水压力，uauw为基质吸力；φb为抗剪强度随基质吸力变化增加的速率。

本试验中，所有试样均处于非饱和状态，土体孔隙与大气连通，可认为ua=0，因此式（2）可写为

土体破坏时，破坏面上的孔隙水压力uw随含水量的变化而变化，本文严格控制土体处于最佳含水率状态，且进行快剪试验，使得孔隙水压力变化微小。土体破坏时，uw，φb可近似认为不变，上式可继续简化为

式中，δs为吸附强度常数。

在考虑NaCl，KCl溶液介入膨胀土土体结构时，盐溶液产生的渗透压力会影响式（3）中孔隙水压力uw的大小。WEI C F［7］认为土体中的真实孔隙水压力由实测孔隙水压力与渗透压力两部分组成，即

式中：pw为真实孔隙水压力；uw为传感器实测孔隙水压力；П为渗透压力。

考虑有效应力后，式（4）可变为

式中，第一项为直剪试验中测得的总黏聚力ct，对于给定种类及质量分数的盐溶液改性膨胀土，总黏聚力一般为常数，则式（6）可简化为

为验证上述表达式，对各级竖直压力下素膨胀土及改性土的抗剪强度值进行拟合，由于在给定种类与质量分数的盐溶液条件下，总黏聚力和有效内摩擦角的正切值均为常数，因此式（7）中抗剪强度τf关于竖向压力σ呈一次线性相关，采用线性拟合，结果如图2所示。

图2 不同质量分数NaCl，KCl溶液改性膨胀土的抗剪强度曲线Fig.2 Shear strength lines of expansive soil modified by NaCl and KCl solutions with different concentrations

拟合方程及相关系数见表2。可以看出，R2接近于1，拟合效果好，不同质量分数盐溶液作用下试样抗剪强度与竖直压力存在明显的线性关系，表达式较为可靠。此外，由数据分析可知，经NaCl，KCl溶液改性后的膨胀土，其抗剪强度均低于素膨胀土，这与相关学者［6］的结果相似，但不同溶液种类及质量分数对抗剪强度降低的影响程度仍有差异。

表2 盐溶液改性非饱和膨胀土的抗剪强度线拟合结果Tab.2 Shear strength line fitting results of expansive soil modified by salt solution

图3为试样的总黏聚力变化，其中素膨胀土的总黏聚力值为34.27 kPa，NaCl溶液改性土的总黏聚力值为24～44 k Pa，KCl溶液改性土的总黏聚力值为31～43 k Pa。当盐溶液质量分数提高时，膨胀土的总黏聚力呈现增减反复的变化趋势，且两种改性土在同一质量分数区间内的增减情况相反。

图3 总黏聚力与盐溶液质量分数关系Fig.3 Relation between total cohesion and salt solution concentration

2.3 盐溶液对抗剪强度的影响

图4 为盐溶液介入条件下非饱和膨胀土矿物结构单位层的变化示意图。NaCl，KCl溶液分别作用于膨胀土导致其抗剪强度降低，原因在于Na+与K+对黏土矿物基本单元结构的离子作用。其中蒙脱石亲水性强，膨胀性最为显著，晶格中氢氧化铝八面体晶片夹于两硅氧四面体晶片之间，蒙脱石八面体中的Al3+常为低价阳离子置换引起多余的负电荷，电荷的相互吸引造成Na+，K+等水化阳离子的产生，从而进入蒙脱石结构单位层间，增大层间距［15-16］。由于外加NaCl，KCl溶液中存在大量Na+，K+，可以显著促进水化阳离子的产生并撑开蒙脱石单位层联结体系，结构的低稳定性使得土体整体抗剪强度降低，因此改性溶液非饱和膨胀土的剪切强度低于素膨胀土。

图4 水化阳离子进入结构单位层增大层间距离过程示意图（以Na+为例）Fig.4 Schematic diagram of hydration cations entering the structural unit layer to increase the interlayer space（Taking Na+as an example）

2.4 盐溶液质量分数变化对黏聚力的影响

从式（6）可以看出，直剪试验测得的总黏聚力受多方面影响，而盐溶液质量分数的变化主要影响有效黏聚力、渗透压力的大小，此外对结构性也有较大影响。

研究表明［5］，基于Donnan效应，渗透压随着盐溶液质量分数的增加而减小。有效黏聚力主要指黏土颗粒间的范德华力、库仑力和双电层排斥力等各种物理化学力。由于同晶置换、水化解离和选择性吸附等作用，土颗粒表面的负电荷与土中水的固定层和扩散层共同构成了双电层［17-19］。土颗粒间的力与双电层排斥力紧密相关，而双电层的排斥力大小又与其厚度紧密相关。K.James［20］基于平板扩散双电层理论提出双电层厚度计算公式，即

式中：1/K为双电层厚度；ε0为真空系数；D为介电常数；k为玻尔兹曼常数；T为温度；n0为孔隙间盐溶液质量分数；e为单元电荷；ν为离子电价。

在其他因素不变的情况下，盐溶液介入后非饱和膨胀土的双电层厚度与离子浓度关系如图5所示［15］。双电层厚度与孔隙间盐溶液质量分数大小成反比，即盐溶液质量分数越大，对应土体结构的双电层厚度就越小。双电层厚度的减小表示黏土颗粒间的斥力减小，而盐溶液质量分数变化，对黏土间的引力影响不大［21］，从而提高有效黏聚力。

图5 双电层厚度与一价离子溶液质量分数的关系Fig.5 Relation between thickness of diffuse double layer and concentration of monovalent ion solution

综上表明，盐溶液质量分数增大时，试样的有效黏聚力增大，渗透压力减小，总体上有利于总黏聚力增加，但实际上总黏聚力呈现出增减的反复变化，原因在于盐溶液质量分数变化引起了土体的结构性变化。当盐溶液质量分数增大时，会导致黏土变为易被压缩的凝聚结构［22］，土颗粒之间的点位接触变多，土颗粒之间的相互阻碍作用进一步加强，但这种结构性变化的方向不定，可能与外加剪切力方向相同，也可能相反，这主要取决于土体中正、反向接触点位数。如图6所示，在文献［22］构建的黏土剪切原理图基础上，本文进一步引入正、反向接触点。土体的正向接触点是指按照剪切前进方向与前一土颗粒的接触点位，其接触作用均表现为阻碍土颗粒前进从而提高总黏聚力；而反向接触点是后一土颗粒与目标土颗粒的接触点位，在剪切进行过程中推动目标土颗粒前进，从而降低总黏聚力。结构变化是影响总黏聚力变化的本质，随着盐溶液质量分数增加，土颗粒间的斥力减小，从而使得未接触的土颗粒相互接触，但正、反向接触点的数量不定，因此总黏聚力出现增减反复变化。

图6 颗粒接触点位变化示意Fig.6 Schematic diagram of contact point changes of soil particles

3 结论

（1）NaCl，KCl质量分数各异的溶液改性效果总体上可降低膨胀土的抗剪强度。

（2）按照最佳含水率进行配土，在快剪条件下，可将非饱和膨胀土抗剪强度公式中的基质吸力简化为常数，结合渗透压力，得出盐溶液作用下非饱膨胀土抗剪强度的表达式，并且拟合验证效果较好。

（3）盐溶液质量分数对于非饱和膨胀土抗剪强度及其黏聚力的影响，是通过改变双电层厚度、土颗粒间接触方式以及结构特性实现的。

研究成果可用于评价非饱和膨胀土在不同质量分数盐溶液渗入条件下抗剪强度的变化，判断膨胀土受盐溶液浸入后的工程适用性，但盐溶液介入后对膨胀土抗剪强度影响的量化分析仍有待深入研究。