叶万军，魏 伟，郑 超，陈 明

(1.西安科技大学 建筑与土木工程学院，陕西 西安 710054;2.中铁十二局集团工程有限公司，陕西 西安 710054)

古土壤地层广泛分布于黄土塬区，受气候、地形、新构造运动等作用形成，是黄土地层的重要组成部分[1～3]。作为银西高铁控制性工程，早胜隧道位于甘肃省境内，设计为双线单洞。隧道埋深较大，开挖面积为158.3 m2，在穿越多层状或全断面古土壤层时，原有的土层平衡状态被破坏，支护结构施作后，其透水性及渗透性与周围土体存在差异，导致土层含水率状态发生改变。土层含水率改变导致膨胀力释放可能进一步引起穿越古土壤地层的在建及运营期隧道病害产生(衬砌开裂、渗水、变形等)，危害极大。

不少学者对膨胀土遇水产生的膨胀规律进行了较为深入的研究。姚传芹等[4]对含不同浓度NaCl、CaCl2溶液的膨胀土进行自由膨胀率试验和直剪试验，结果表明，随着溶液浓度的增大，自由膨胀率先快速降低，再平缓下降，土样的剪切强度和黏聚力降低，溶液对内摩擦角的影响较小。韦猛等[5]通过室内试验分析了含水率对膨胀土强度的影响，并结合MIDAS /GTS讨论了不同c，φ对非等长双排桩支护结构的影响规律；曹春山等[6]通过开展饱和原状古土壤偏压固结不排水剪(ACU)和常剪应力排水剪(CQD)试验，得到了q-p'平面内古土壤临界状态线，同时结合已有研究成果对黄土和古土壤交界面在涉水过程出现局部破坏进行了机理探讨；谭罗荣等[7]研究了击实膨胀土的膨胀压力p为50 kPa下的膨胀率δ50随干密度、饱和度及含水量的变化规律，结果表明膨胀压力p和δ50与干密度、含水率、饱和度之间的关系皆可用幂指数函数描述；张旭光[8]对不同含水率、不同围压下膨胀土进行不固结不排水三轴直剪试验。结果表明：黏聚力、内摩擦角和含水率呈良好的线性关系，并得出含水率、围压和重塑膨胀土抗剪强度计算公式。可以看出，现有关于膨胀土膨胀特性的研究取样深度较浅，而早胜三号隧道整体埋深较大(平均埋深大于100 m，取样深度170 m)，施工所揭露的古土壤层在较高地应力作用下经长期固结形成，强度、密度均较高且有成岩趋势，其膨胀特性可能与一般膨胀土存在较大差异。且隧道建设势必会改变地层原有水分场分布情况，造成膨胀力释放，危害施工安全，因此明确深埋古土壤层在含水率改变时抗剪强度及膨胀特性的变化规律对隧道施工、支护结构安全均有着极为重要的意义。

本文主要研究以下几个部分：(1)通过直剪试验探讨初始含水率与古土壤黏聚力c、内摩擦角φ之间的关系，明确古土壤遇水弱化程度；(2)绘制初始含水率与膨胀率、膨胀力关系曲线，明确膨胀力释放规律及变形规律；(3)设置重塑样作为对照组，探讨古土壤受到扰动后膨胀力的释放规律。

1 试验方案

1.1 土样力学指标

试验土样取自甘肃省庆阳市早胜三号隧道，呈红褐色，富含钙质结核和铁锰菌丝体，结构致密，土质均匀，无层理。其力学参数平均值如表1，颗粒分布曲线如图1所示。根据规范[9,10]，试验所用土样定名为粉质黏土，具有弱膨胀性。

表1 古土壤基本物理力学指标平均值

图1 土体颗粒分布曲线

1.2 制样方法

重塑样制备：原状土经碾压风干后过2 mm筛，测定含水率，根据目标含水率要求计算加水量，喷洒水后搅拌，密封静置24 h，使水分扩散均匀。利用静压法制备环刀试样，密度与原状土保持一致，即ρ=2.21 g/cm3。每组设置3个，共15个环刀样，试样制备完成后测定含水率，实测初始含水率梯度为11.8%，13.5%，16.0%，18.2%，19.6%；

原状样制备：把从隧道同一位置取回的原状土削为环刀样并分为5组，每组设置9个试样。其中一组密封保存，确保含水率不变，其余四组土样放置20 d使其自然风干并测定含水率。设置含水率增量为2%，以天然含水率为中心配置含水率梯度，按设计含水率计算加水量，滴水后用保鲜膜密封静置24 h，使水分均匀扩散。所使用环刀截面积30 cm2，高度2 cm。

1.3 试验方法

试验过程严格按照《铁路工程土工试验规程》[11]操作。含水率测定采用灼烧法进行，每次测定取大小相近的4个土样平行测定，分别灼烧3次求出含水率并取平均值；直剪试验采用BZJ-2应变控制式直剪仪进行，使 5组土样分别在100，200，300，400 kPa垂直压力下发生剪切破坏，控制剪切速率为0.8 mm/min，当测力计读数不再继续增大或出现“回表现象”时，说明试样已经出现剪切破坏，此时取出破坏后试样测定实际含水率；膨胀率使用膨胀仪测定，按规定放置好试样后加水，至变形稳定后记录百分表读数并测量含水率；膨胀力采用荷载平衡法利用WG-1B型固结仪测定，为使试验结果精确，荷载由装入袋中的砂施加，某级荷载下间隔2 h百分表读数不再发生变化，视为试样变形已稳定，此时记录百分表读数并测定试样含水率。

2 试验结果与分析

2.1 初始含水率对强度的影响

原状土样剪切破坏后立即测定其实际含水率，分别为11.6%，13.3%，16.2%，17.8%，18.8%，利用软件进行拟合，分别绘制了正应力与抗剪强度曲线以及初始含水率与c，φ关系曲线(图2～5)。

图2 原状土正应力与抗剪强度曲线

由图2可以看出，随着土样含水率增加，曲线起点下降，相同正应力增量对应的抗剪强度增量明显降低。含水率小于天然含水率时，正应力增加，土样抗剪强度明显变大，最大达到505.8 kPa。较高含水率时，曲线斜率明显放缓，最大抗剪强度仅为117.8 kPa，可见含水率增加会明显削弱土样强度。

图3 含水率与试样抗剪强度指标曲线

图4 不同含水率下黏聚力曲线

图3中，令各阶段土体强度指标c，φ曲线变化斜率分别为bi，ai(i=1，2，3，4)。由图可知，黏聚力b1>b3>b2>b4，分析认为随着含水率的增大，土颗粒间逐渐产生水膜，随后水膜逐渐闭合，水的润滑作用导致土颗粒间黏聚力迅速降低。含水率超过天然含水率(16.2%)时，黏聚力曲线迅速下降，表明此时水膜完全闭合，水的润滑作用发挥至最大。之后含水率接近塑限，曲线变化速率放缓，含水率增加对黏聚力的影响程度减弱。

结合图4，5可以看出，随着含水率增加，c，φ值均有不同程度减小，水对土样强度的弱化作用明显，趋势符合指数函数曲线。而当土样含水率上升至18.8%时，粘聚力和内摩擦角均已极低，此时对于隧道工程可采取以下措施确保施工正常进行：(1)为确保掌子面开挖土体稳定，可采取超前导管注浆、超前锚杆等支护手段，同时开挖后应及时施作初期支护，减小开挖面土体暴露时间；(2)加强支护结构防排水措施，防止衬砌结构渗漏水；(3)增大监控量测频率，依据新奥法原理及时反馈支护措施效果，指导施工。

c，φ与含水率曲线回归方程如下：

(1)

(2)

式中：w0为初始含水率。

结合拟合曲线，含水率从11.6%增加到18.8%时，土样c，φ值分别降低了97.9 kPa，31.2°，下降幅度为89.2%，70.1%，可见初始含水率变化对黏聚力的影响大于内摩擦角。

2.2 初始含水率对膨胀性的影响

2.2.1 初始含水率与无荷膨胀率关系

为了研究含水率与古土壤膨胀率之间的关系，利用膨胀仪测定不同含水率土样的膨胀率，无荷膨胀率计算公式如下：

(3)

式中：VH为无荷膨胀率；ΔH为百分表读数之差；H0为初始高度。

试验结果如图6：

图6 不同初始含水率下无荷膨胀率随时间变化曲线

由图6，初始含水率变化造成的膨胀率差异较大，不同初始含水率下膨胀率随时间变化规律基本一致，可分为快速上升，缓慢上升，平稳三个阶段。膨胀仪注水后0～1 h试样膨胀率几乎直线上升，此时土样内干燥孔隙较多，浸水后水分快速进入孔隙，亲水性矿物成分与水快速反应使试样在侧限条件下产生竖向变形。在快速膨胀阶段，w=11.6%时土样膨胀率为7.15%，占其膨胀率总量的90.6%；w=18.8%时土样膨胀率为0.9%，占其膨胀率总量的59.2%，说明随着初始含水率增加，膨胀率变化速率下降，土样对水分变化的敏感性降低；1～7 h曲线斜率减小，增长趋势放缓，说明膨胀率上升速率下降，此阶段土样孔隙周边亲水性矿物成分基本反应完全，水分向土样深部持续扩散，膨胀速率放缓；8～40 h此阶段试样膨胀势能基本完全释放，试样竖向变形基本稳定，曲线趋于水平，保持稳定。

图7表明试样初始含水率与膨胀率线性相关，关系式为：

VH=17.54-0.82w0

(4)

式中：VH为无荷膨胀率。

图7 无荷膨胀率与初始含水率关系曲线

由图7看出，密度不变时，膨胀率随初始含水率增加而减小，试样膨胀率差异达到5倍以上，说明初始含水率对膨胀性能影响较大。

2.2.2 初始含水率与膨胀力关系

图8表明膨胀力与初始含水率呈指数关系。土样含水率低于14%时，膨胀力较大，曲线斜率较大，初始含水率变化对膨胀力的影响显著。随着含水率增加，曲线斜率逐渐减小，含水率大于18%后，曲线趋于水平，不再发生变化。分析原因认为，形成环境相同的土样所含有的膨胀性矿物含量基本相同，因此膨胀性完全释放达到的膨胀力水平相近。在制备特定含水率试样时，加水导致部分膨胀力提前释放，试验时再次浸泡试样至变形稳定测得的膨胀力为该含水率下的剩余膨胀力。在土样制备过程中释放的膨胀力随着初始含水率的增加而增加，因此较高含水率状态下曲线趋于稳定说明此时古土壤膨胀力基本完全释放，不再具备遇水膨胀特性。

实际工程中隧道开挖之前，土层在初始含水率状态已有部分膨胀力释放，受外力扰动后其含水率发生变化，此时剩余膨胀力释放作用于支护结构，该状况与试验土样状态类似，因此该曲线能在一定程度反映膨胀力与初始含水率关系，为设计提供依据。

图8 原状土膨胀力与初始含水率曲线

回归方程如下：

(5)

式中：P为原状土膨胀力。

2.3 扰动对古土壤膨胀力的影响

为了研究古土壤受到扰动后膨胀力的变化规律，制备重塑土进行膨胀力试验，结果如图9所示：随着含水率增加，土样膨胀力依然减小。但该曲线相比于原状土膨胀力曲线更为缓和，说明重塑土膨胀力对初始含水率变化的敏感程度较小。配置特定含水率重塑土时，先喷洒水密封静置24 h后再制作环刀样，水与土颗粒之间充分接触且分布较为均匀，有利于膨胀力释放，同时重塑过程又改变了原状土的结构性以及孔隙分布特性，在相同含水率时重塑土表现出远高于原状土的膨胀力，试样最大膨胀力为253 kPa，达到原状土的4倍。

图9 重塑土膨胀力与初始含水率曲线

回归式如下：

(6)

式中：P为重塑土膨胀力。

由于膨胀土含有较多的膨胀性矿物成分(伊利石、蒙脱石等)，极易与水分子结合从而在土颗粒周围形成结合水膜，受外界条件改变影响，水膜厚度发生改变引起土粒间距的变化，因此土体在宏观上表现出遇水膨胀，失水收缩特性。而土样受到外力扰动之后易产生微裂缝，可能会使原先的闭口孔隙变化为开口孔隙，此时水分与土颗粒间的接触更为充分，宏观表现为扰动土样膨胀力的大幅度增长。另外通过确定膨胀力预测表达式，在隧道开挖时可仅仅通过对掌子面土体含水率的监测实现对其膨胀力的预测，为隧道的设计施工提供一定的指导。

3 结 论

通过相应的室内试验发现甘肃庆阳地区深埋膨胀性古土壤力学、膨胀特性与其含水率之间存在如下关系：

(1)初始含水率与c，φ曲线趋势符合指数函数规律且呈负相关，结合拟合曲线分析得出黏聚力对水分变化更敏感。

(2)初始含水率变化造成的膨胀率差异较大，不同初始含水率下膨胀率随时间变化规律基本一致，可分为快速上升、缓慢上升、基本不变三个阶段。在快速上升、缓慢上升阶段，试样膨胀率达到其膨胀总量的90%以上；膨胀力与初始含水率呈指数关系。土样含水率低于14%时，初始含水率变化对膨胀力的影响显著。含水率大于18%后，曲线趋于水平，不再具备遇水膨胀特性，其实质为剩余膨胀力释放。

(3)重塑土膨胀力与初始含水率依然呈指数关系，该曲线相比于原状土膨胀力曲线更为缓和，说明重塑土膨胀力对初始含水率变化的敏感程度较小。受到扰动之后，在相同含水率时重塑土表现出远高于原状土的膨胀力，最大达到原状土的4倍。

(4)通过分析分别给出了初始含水率与土样强度指标c，φ、膨胀率、膨胀力的回归表达式，可以计算特定含水量时土样的强度以及膨胀性能指标，能为设计施工提供依据，具有一定的参考意义。