干湿循环作用下原状黄土渗透性及其对土-水特征曲线的影响

2024-01-18晏长根兰恒星石玉玲许江波

长江科学院院报 2024年1期

常洲,晏长根,安宁,兰恒星,石玉玲,包含,许江波

(1.长安大学公路学院,西安 710064;2.中建五局投资管理公司,长沙 410116;3.长安大学地质工程与测绘学院,西安 710054; 4.中国科学院地理科学与资源研究所,北京 100101)

0 引言

土体的水力特性通常采用土体渗透性能和土-水特征曲线进行描述[1]。受降雨-蒸发交替作用影响,自然状态下浅表层土体内部水气长期处于干湿循环过程中,导致土体水力特性发生劣化,而水力特性劣化促使土体裂隙发育又扩大了水分在土体内部的迁移范围和干湿循环的剧烈程度。由于黄土特殊的结构性与水敏性,长期的干湿循环导致黄土地区的工程灾害问题突出,水土流失严重,给整个黄河流域基础设施建设和生态环境带来了负面影响[2]。

长期以来,国内外学者对黄土的水力特性进行了大量探讨。例如,刘宏泰[3]、刘朋飞[4]和景静等[5]发现干湿循环作用下黄土的饱和与非饱和渗透系数均显著增大;Lu等[6]分析了干湿循环作用下压实黄土裂隙发育与土体渗透性的关系,表明渗透系数随裂隙增多而线性增大。赵茜等[7]对比了干湿循环次数、围压和初始含水率对渗透性能的影响权重,认为循环次数对黄土渗透性影响较大。李同录等[8-9]利用自研设备对黄土非饱和渗透系数进行测试,指出黄土非饱和渗透系数与其压实度和孔隙含量相关;Yuan等[10]测试了不同干密度压实黄土饱和渗透系数,发现其渗透特性受土粒大小、黄土表面特征和大孔隙体积共同影响。在土水特性方面,王来才等[11]对比了不同模型对干湿循环下压实黄土土-水特征曲线的适用性,认为V-G模型拟合度较高;张玉伟等[12]构建了浸水过程中黄土内部孔隙变化的土-水特征曲线模型;部分学者[13-15]测试了干湿循环下非饱和黄土的土-水特征曲线,并对黄土土-水特征曲线的滞回特性进行了分析。

综上,已有研究对重塑黄土水力特性的分析相对较多,而受到长期沉积、搬运、固结等地质历史的影响,原状黄土具有明显的结构性,其渗透性能和土水特性与重塑黄土存在一定差别。另外,现有研究中对干湿循环参数的考虑还不够全面,虽有部分学者从干湿循环路径的角度对黄土结构损伤过程、抗剪强度与动强度的劣化规律进行了探索[16-18],但综合分析不同干湿循环路径下黄土水力特性劣化规律的报道还相对较少。

基于上述认识,本文以甘肃定西原状黄土为研究对象,开展以循环次数、循环幅度以及下限含水率为干湿循环试验参数的饱和渗透试验与土-水特征曲线测试,获取干湿循环作用下原状黄土饱和渗透系数劣化规律,并选用V-G模型对土体土-水特征曲线进行拟合,基于模型拟合参数变化特点,进一步分析原状黄土的非饱和渗透系数。研究成果为评估干湿循环下原状黄土水力特性劣化特征提供参考,为分析黄土路堑边坡浅层剥落侵蚀病害形成演化过程提供支撑。

1 原状黄土干湿循环试验

1.1 试验材料

试验用土取自甘肃省定西至临洮高速公路某路堑边坡深度3.5～5 m范围内的Q3黄土,土质均匀,呈浅黄色,依据《公路土工试验规程》(JTG 3430—2020)对其基本物理性质进行测试,结果表明:土粒相对密度为2.71,天然含水率为5%,干密度为1.35 g/cm3,液限为32.4%,塑限为15%。采用Bettersize 2000激光粒度分布仪测定土样颗粒组成如图1所示,土体粉粒占比86.43%,砂粒和黏粒占比分别为7.81%和5.76%。

图1 原状黄土颗粒分布曲线Fig.1 Particle distribution curve of undisturbed loess

1.2 干湿循环方案设计

受降雨入渗深度、蒸发速率等因素影响,边坡浅层土体所受干湿循环路径存在差异,试验中可控制循环幅度R和下限含水率w1使土样经受不同的干湿循环路径[17]。根据现场边坡土层含水率变化特点,本次试验选取干湿循环下限含水率为5%、10%、15%共3组,干湿循环幅度为10%和20%共两组,同时设置一组未经干湿循环土样作为空白对照组,具体如表1所示。

表1 干湿循环试验方案Table 1 Test program for wetting-drying cycle

一个完整的干湿循环过程包括增湿与减湿两个步骤,由于原状黄土样干密度已知,不同干湿循环路径下的目标含水率可通过监控土样质量进行控制。增湿过程采用水膜迁移法[19]实现,将试验土样放置于精度为0.01 g的电子天平上,采用胶头滴管在土样表面缓慢滴水增湿,减湿过程采用烘箱低温烘干(40 ℃)完成。为保证土体内部水分分布均匀,每次增湿或减湿完成后采用保鲜膜包裹土样并放置于保湿缸中养护24 h。本次试验设置干湿循环次数分别为0、2、4、6、8、10次,达到目标循环次数后对土样进行饱和渗透试验与土-水特征曲线测试。

1.3 原状黄土水力特性试验

原状黄土渗透试验的土样规格为Φ61.8 mm×H40 mm,试验时首先对干湿循环后土样进行抽真空饱和,将饱和土样放入TST-55渗透仪中,严格按照《公路土工试验规程》(JTG 3430—2020)试验步骤对各干湿循环后土样进行变水头渗透试验,并依据式(1)计算土体饱和渗透系数kt,即

(1)

式中:a为变水头管的内径面积;A为试样的过水面积;L为试样高度;t1、t2分别为测读水头的起始和终止时间;H1、H2分别为试验起始与终止水头。

原状黄土土-水特征曲线采用美国土壤水份仪器公司的15 bar压力板仪进行测试,土样规格为Φ61.8 mm×H20 mm,对干湿循环后各试样进行抽真空饱和,按照仪器说明书对饱和试样进行脱湿试验。试验结束后将土体质量含水率换算为体积含水率,并采用Van-Genuchten模型(式(2))对各试样体积含水率与基质吸力数据进行拟合,即

(2)

式中:θ为试样体积含水率;θs为饱和含水率;θr为残余含水率;ψ为基质吸力;α、m、n均为拟合参数。

2 试验结果与分析

2.1 饱和渗透系数

2.1.1 饱和渗透系数变化规律

各循环路径下原状黄土饱和渗透系数随循环次数变化曲线如图2所示。由图2可知,未经干湿循环时,土体饱和渗透系数为1.08×10-4cm/s,随循环次数增加,饱和渗透系数呈先增大后稳定的变化趋势,当循环6次后,饱和渗透系数基本稳定,在10次循环后,A—D四组路径土体饱和渗透系数分别为:1.97×10-4、1.75×10-4、1.52×10-4、2.14×10-4cm/s,较初始状态分别提升了82.4%、62%、40.7%、98.1%。

图2 干湿循环下原状黄土饱和渗透系数变化曲线Fig.2 Change of saturated permeability of loess under dry-wet cycle

每次干湿循环完成后,对各试样表面裂隙发育情况进行图像采集,图3为路径D干湿循环后各试样表面裂隙发育。由图3可知,土体饱和渗透系数受到土体表面裂隙发育影响,干湿循环初期土体表面裂隙以土样原有针孔或虫孔为起点呈辐射状迅速延长,次生裂隙发育,并相互连通呈网状分布,土样整体性降低,饱和渗透系数迅速增大。当6次循环后,土体主裂缝基本不再发育,仅有少量相距较近的次级裂隙相互连通,因此土样饱和渗透系数逐渐平稳。

图3 不同循环次数下路径D土样裂隙发育Fig.3 Crack development of loess under path D at different cycles

对比A—C组路径,试样饱和渗透系数从小到大依此为C、B、A,对应下限含水率分别为15%、10%、5%,即当循环幅度一定时,饱和渗透系数随下限含水率降低而逐渐增大。其主要原因为在土体减湿过程中土粒孔隙间会产生负毛细水压力,土颗粒相互靠拢,土样表现为体积收缩,当负毛细水压力超过土体抗拉强度时,土样表面产生裂缝[20]。当土样下限含水率越低时,土粒间负毛细水压力越大,裂隙发育能力越强,则土样饱和渗透系数越大。如图4中的(a)—(c)所示,当下限含水率为5%时(路径A),循环10次后土体表面裂隙长度为125.4 mm,而路径B、C试样裂隙长度分别为100.8、64.5 mm,较路径A试样降低约19.6%、48.5%。

图4 循环10次后各路径土样裂隙发育Fig.4 Crack development of loess in different paths after ten cycles

整个试验过程中,路径D土样饱和渗透系数均位于最大值,表明干湿循环过程中循环幅度对原状黄土饱和渗透系数的影响大于下限含水率。其原因为当循环幅度增大后,增湿过程中土粒间的结合水膜厚度增加,颗粒黏结能力下降;同时,随含水率增大,试样内部易溶盐含量不断溶解,土体损伤程度加剧[16]。在减湿过程中,土体内部较高的含水率梯度增强了土粒间的应力集中,促进了土体裂隙发育,造成土体饱和渗透系数的进一步降低。如图4(a)和如图4(d)所示,循环10次后路径A试样表面裂隙长度为125.4 mm,而路径D试样裂隙长度为219.9 mm,较路径A增长约75.3%。

综上,干湿循环过程明显改变了黄土结构特征,随循环次数增加,土体裂隙发育数量增多,饱和渗透系数随之增大,这对黄土边坡浅层稳定性具有重要影响,尤其是在不同降雨-蒸发类型下,降雨持续时间与蒸发时间会直接影响到后续降雨事件中黄土内部渗流情况,而多次降雨-蒸发循环后黄土的渗流量和渗透深度也会发生改变,这些变化均是引起边坡浅层土体侵蚀、剥落病害的重要诱因。

2.1.2 饱和渗透系数劣化度

为定量分析各循环路径下黄土饱和渗透系数劣化规律,定义饱和渗透系数劣化度Dk为式(3),并根据其变化特点,采用双曲线型函数(式(4))对劣化度进行拟合,拟合结果见图5与表2。

表2 饱和渗透系数劣化度拟合参数Table 2 Fitted deterioration parameters of saturated permeability coefficient

图5 干湿循环下土样饱和渗透系数劣化度曲线Fig.5 Curves of deterioration of saturated permeability of loess under dry-wet cycles

Dk=[(ki-k0)/k0]×100%;

(3)

Dk=ak-ak/(1+N/bk) 。

(4)

式中:ki为i次循环后土体饱和渗透系数;k0为初始饱和渗透系数;ak为最终劣化度参数;bk为劣化度发展速率参数;N为循环次数。

由表2可知,双曲线型函数拟合结果与试验结果在干湿循环路径A、B、D时吻合度较好,能合理模拟原状黄土饱和渗透系数劣化规律,但在路径C时拟合结果存在一定误差,其原因可能为土体结构损伤存在一定不确定性[21],导致在干湿循环初期饱和渗透系数劣化度变化规律性较差。而当干湿循环>6次后,土体内部结构损伤趋于稳定,饱和渗透系数变化逐渐平稳,在该阶段本文模型对路径C拟合效果良好。因此,可认为采用双曲线模型对不同循环路径下黄土饱和渗透系数的劣化特征进行拟合具有一定效果。

为初步验证双曲线劣化模型在干湿循环作用下黄土饱和渗透系数变化规律的合理性与普适性,选取文献[4]、文献[22]、文献[23]中的试验数据作为本文试验的对照组,采用式(3)计算土体饱和渗透系数劣化度,采用式(4)对试验结果进行拟合预测。图6为劣化度试验值与预测值对比结果,表明采用本文模型来反映干湿循环过程中黄土饱和渗透系数的劣化规律具有一定的准确性与适用性。

图6 饱和渗透系数劣化度试验值与预测值Fig.6 Test and predicted values of deterioration of saturated permeability coefficient

将劣化度拟合参数ak与bk和干湿循环程度参数R与w1间关系进行拟合,如图7所示,结果显示:原状黄土饱和渗透系数最终劣化度与劣化度发展速率受循环路径的影响较大且规律性较强。当循环幅度一定时,最终劣化度ak随下限含水率的增大而线性降低(图7(a)),由116.76%减小为80.53%,表明增大下限含水率有助于减小渗透系数劣化效应;同时,参数bk随下限含水率增大而线性增加(图7(c)),由3.293增至7.927,根据参数bk的定义,表明随下限含水率增加,需要更多干湿循环次数才能使原状黄土渗透系数劣化至稳定值,即土体渗透性对干湿循环劣化效应的抵抗能力随下限含水率增加而增大。

图7 劣化度参数与干湿循环参数的关系曲线Fig.7 Curves of deterioration parameters vs. dry-wet cycle parameters

当下限含水率一定时,参数ak由循环幅度为10%时的116.76%增至循环幅度为20%时的137.03%(图7(b)),表明增大干湿循环幅度将导致土体渗透性劣化效应增大;而参数bk随循环幅度的变化趋势并不明显(图7(d)),即饱和渗透系数劣化速率与循环幅度关系不大,可取A、D组试验均值,即当下限含水量为5%时,渗透系数劣化速率为3.345。

2.1.3 饱和渗透系数劣化模型

综上,土体渗透系数劣化度是干湿循环次数、循环幅度和下限含水率的函数,即Dk=f(N,R,w1),根据试验结果,建立原状黄土饱和渗透系数的干湿循环劣化模型。首先考虑循环幅度R对试样渗透系数劣化度参数ak和bk的影响,此时将干湿循环下限含水率w1固定为5%,则有

ak=7.816R;bk=3.345 。

(5)

将干湿循环下限含水率w1的影响考虑进去之后有:

(6)

(7)

则试样饱和渗透系数劣化度为

(8)

根据试样饱和渗透系数劣化度的计算公式得

ki=k0(1+Dk) 。

(9)

综合式(8)—式(9),则原状黄土饱和渗透系数干湿循环劣化模型表示为

在实际应用中,受土体性质差异影响,劣化度参数ak、bk取值可能会有所不同。

2.2 土-水特征曲线

2.2.1 土-水特征曲线变化规律

依据V-G模型对土样土-水特征测试数据进行拟合,得到不同循环路径下试样的土-水特征曲线如图8所示,图中拟合曲线决定系数R2均>0.99,表明V-G模型对原状黄土干湿循环过程中土-水特征曲线拟合效果良好。由图8可知,干湿循环下各试样土-水特征曲线变化趋势基本相同,随基质吸力增大,土样体积含水率而逐渐减小,表现为S型变化。对比不同干湿循环次数下土-水特征曲线(SWCC)(图8(a))可知,随循环次数增加,SWCC呈下移趋势,当体积含水率相同时,未经干湿循环土样基质吸力明显大于循环后土样,呈现出更好的持水性能,表明干湿循环作用能够减弱原状黄土的持水能力。在经历2次干湿循环后土体持水性能下降幅度较大,而6次与10次循环后土体的土-水特征曲线基本重合,这进一步表明在经历6次干湿循环后土体结构损伤效应趋于稳定。对比不同干湿循环路径下SWCC(图8(b))可知,路径D作用下原状黄土持水性能明显低于其他干湿循环路径,而路径A、B、C试样的SWCC相差较小,即干湿循环过程中循环幅度对原状土体持水性能影响较大。

图8 原状黄土的土-水特征曲线Fig.8 SWCCs of undisturbed loess

V-G模型中参数θs为土体饱和含水率,反映了土体的持水总孔度[24];θr为残余含水率,主要依赖于土体内部微孔隙结构,反映了土体颗粒表面吸持水分的能力[25];参数a通常被认为约等于进气值的倒数,已有学者认为其与土样初始孔隙比e0相关[26];参数n为SWCC的形状系数[27],对于相同地点的土样,其取值主要与土体密度相关[28]。将各循环路径下V-G模型参数拟合结果绘于图9。

图9 不同循环路径下V-G模型拟合参数Fig.9 Fitted parameters of V-G model under different cycle paths

由图9可知,参数α、n受干湿循环影响规律性差且变化幅度较小,而参数θs与θr随干湿循环次数增大逐渐减小,10次循环后最大降幅分别为7.2%与71.5%。上述结果表明干湿循环效应下原状黄土持水性能逐渐下降,而由于各组土样初始参数基本相同,土-水特征曲线变化形式基本不变。

2.2.2 土-水特征曲线模型

综合各参数变化规律可知,干湿循环过程中参数θs下降幅度较小,参数α和n随干湿循环次数的变化规律并不明显,故取试验平均值θs=0.465,α=0.012,n=1.838,即认为干湿循环过程中参数θs、α、n保持不变。根据参数θr变化特点采用指数函数(式(11))对θr与干湿循环次数N之间关系进行拟合。

θr=A+Be-tN。

(11)

式中A、B、t均为与循环幅度和下限含水率相关的拟合参数。

式(11)中各拟合参数随干湿循环路径变化关系曲线如图10所示。由图10可知,当循环幅度R为10%时,参数A和t随下限含水率增大线性增加,参数B随下限含水率增大线性减小;当循环下限含水率w1为5%时,参数A随循环幅度增大线性减小,参数B随循环幅度增大线性增大,而参数t无明显变化,拟合结果见式(12)至式(14)。

图10 拟合参数与干湿循环参数关系Fig.10 Curves of fitting parameters vs. dry-wet cycle parameters

A=(0.087-0.302R)(3.568w1+0.822);

(12)

B=(0.315R+0.038)(1.143-2.868w1);

(13)

t=1.58w1+0.268 。

(14)

则最终考虑干湿循环作用的原状黄土土-水特征曲线模型为式(15)。

式中:θri为经过i次循环后试样SWCC残余含水率;ψ为基质吸力。在实际应用中,受土体性质差异影响,拟合参数A、B、t取值可能会有所不同。

3 非饱和渗透系数预测

综合上文原状黄土饱和渗透系数劣化模型和土-水特征曲线模型,结合V-G渗流模型(式(16))确定土体非饱和相对渗透系数。

(16)

(17)

式中:kr为非饱和相对渗透系数,即饱和渗透系数与非饱和渗透系数的比值;m为模型参数;θ为体积含水率。

将式(10)与式(15)代入式(16),然后根据土体饱和渗透系数与非饱和渗透系数间的函数关系(式(18)),即可进一步计算考虑干湿循环作用下的原状黄土非饱和渗透系数。

k(ψ)=kr(ψ)ki。

(18)

图11(a)为路径D作用下土体非饱和渗透系数与体积含水率关系曲线,图11(b)为循环10次后各路径土体非饱和渗透系数与体积含水率关系曲线。

图11 路径D试样和循环10次后的非饱和渗透系数与体积含水率关系Fig.11 Unsaturated permeability coefficient vs. volumetric water content under path D after 10 cycles

由图11可知,原状黄土非饱和渗透系数与体积含水率关系呈现出两阶段上升变化趋势,当体积含水率由残余含水率增长至25%时,各循环路径土样的渗透系数变化范围约跨越4个数量级,从10-9cm/s增至10-5cm/s,变化较为剧烈;当体积含水率为25%增至饱和含水率时,渗透系数上升速率变缓,多集中在10-4～10-5cm/s之间。对比不同干湿循环参数,在相同体积含水率下,随干湿循环次数增加,土体非饱和渗透系数增大;随循环幅度增大,土体非饱和渗透系数也随之增大;随下限含水率增大,非饱和渗透系数减小,但变化范围相对较小。