薛丹璇、朱晓东、石振明、张兴宇，均来自中国市政工程华北设计研究总院有限公司，同时，他们也是同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室的研究人员。
摘要：通过进行室内土常规测试、土水特性曲线测试以及非饱和土强度测试，成功获取了天然土壤的基本物理力学特性，以及非饱和石灰改良土壤的土水特性和强度特性。在土水性质的研究中，我们综合运用了压力板仪、WP4C仪以及饱和盐溶液三种检测手段，对土壤的含水量、孔隙率和饱和度与吸力之间的相互联系进行了深入分析。同时，我们利用VG模型对石灰改良土在广泛吸力范围内的饱和度与吸力关系曲线进行了精确拟合，其拟合效果显著。在强度特性方面，三轴压缩试验数据显示，试样的黏聚力随着吸力的增加而增强，而三轴试样的内摩擦角对吸力变化的响应则并不显著。研究成果对于实际工程中路基边坡稳定性研究能够提供相对可靠的非饱和数据支持。
关键词：公路路基;改良土;非饱和;力学特性;
该基金属于住房和城乡建设部科学技术项目，具体项目编号为2020-K-030。
公路运营期间，路基土体承受着大气降水、地下水位、水分蒸发以及季节性温差变化等多重不利因素的影响。此类土体一般位于地下水位之上，并处于非饱和状态。其工程特性相较于饱和状态要复杂得多，其中关键问题在于三相交界面处的吸力，这一因素对非饱和土的力学性质产生显著影响，对路基边坡的稳定性分析具有重要意义。
目前，境内外学者对路基填土进行了相关研究，不过大多数研究主要聚焦于改善路基土的基本物理力学特性以及单一土质路基填土的非饱和特性，而对路基土非饱和特性的改善研究相对较少。陈宝等人探讨了掺入灰分对路基土物理性质及抗剪强度影响的具体规律。武庆祥等人则研究了水泥和石灰对京台高速公路粉土路基的强度、压缩性能和渗透性能的改良效果。刘梦迪等人对东北寒区黏土路基的细粒含量、饱和含水率以及压实度进行了研究，这些因素对非饱和路基基质吸力产生了影响。涂平晖等人通过室内三轴试验，观察到非饱和粉质黏土的黏聚力会随着饱和度的改变而显著变化，而内摩擦角则基本保持稳定。秦文帅等人的研究指出，粉质黏土在多种制样方法和试验条件下，其非饱和土的抗剪强度指标变化规律存在较大差异。付宏渊等人对非饱和土的微观结构特性、剪切强度估算技术以及测试领域的新技术等方面的研究成果进行了归纳总结。
对石灰改良土的土水性质与强度性质运用非饱和土力学试验手段进行探讨的研究较为罕见，鉴于此，对非饱和石灰改良土的土水性质与强度性质进行深入的系统性研究显得尤为必要，这样可以精确地获取石灰改良土的非饱和相关参数。这一研究将有助于阐明在洪水影响下，路堤中非饱和石灰改良土的强度指标如何发生劣化，并为公路非饱和改良土路基的研究提供科学可靠的试验数据。
1 试验材料和试验方法1.1试验土料
以津石高速天津西路段的填筑土体作为研究样本，运用筛析技术与密度测量方法对所取土样进行了颗粒组成检测。图1展示了该天然土的颗粒分布情况。综合颗粒组成测试与界限含水量测试的数据，依据《土的工程分类规范》（GB/T 50145-2007）的规定，确定该试验土样属于低液限粉土类别，标记为ML。
图1 天然土的颗粒分布曲线 下载原图
该土料颜色为红褐，质地较为松散，经过实验测定，其天然土的基本物理性质指标详见表1。
表1 路基填土基本物理参数 导出到EXCEL
1.2试样制备与试验方案1.2.1试样制备
依据津石高速公路的路基设计规范，采用石灰对天然土壤进行优化处理。对风干并粉碎的土壤样品及干燥的石灰分别进行过2毫米和0.5毫米的筛分，以备后续使用。以掺入石灰的比例作为质量控制的关键指标，其中掺灰比是指石灰与干燥土壤的质量比。本次试验选取了8%的掺灰比进行操作。将制备好的土壤样品用塑料袋密封，静置24小时，以确保水分的均匀分布。试样在配制过程中，其干密度和含水率均参照现场击实试验所确定的最高干密度值1.738克每立方厘米以及最适宜的含水率17.9%进行，这样做能够确保试样的击实度达到96%，与实际施工中的要求保持一致。
1.2.2试验方案
路基填土的物理力学性质试验涉及对非饱和石灰改良土的保水能力及非饱和石灰改良土的承重能力进行检测。
(1)非饱和石灰改良土的持水特性。
在低吸力区间，土水特征曲线的测量主要采用压力板和GDS非饱和土三轴仪；对于高吸力区域的测量，则多使用蒸汽平衡法；而在广吸力范围内，则可选用WP4C法。
本试验针对石灰改良土，先后运用了压力板仪、WP4C仪以及饱和盐溶液对土水特征曲线进行测量，并对含水率、孔隙比、饱和度与吸力之间的相互关系进行了深入分析，从而获得了在广泛吸力区间内石灰改良土的持水性能数据。压力板法测量的吸力范围在0至500千帕之间，而WP4C法的测量范围则是0至300兆帕，具体的控制含水量情况详见表2，这一范围与路基填土从自然状态到完全饱和状态的含水量变化相吻合。采用饱和盐溶液蒸汽平衡法进行吸力测量的范围则是3.29至367.54兆帕。
表2 控制含水量情况 导出到EXCEL
(2)非饱和石灰改良土的强度特性。
采用非饱和强度测试设备对吸力各异的非饱和石灰改良土壤进行强度特性测试，旨在探究洪水影响下非饱和土壤强度指标退化的规律。详细的试验方案可参考表3。
表3 非饱和土强度试验方案 导出到EXCEL
1.3试验设备与方法(1)非饱和石灰改良土的持水特性。
按照既定的掺灰比例、干密度及含水率标准，制备了重塑试样，其环刀尺寸统一为直径61.8毫米、高度20毫米。完成试样真空饱和处理之后，随即开展了压力板法试验。
WP4C法试验中，依据既定的掺灰比例、干密度以及含水率标准，制备了重塑试样。这些试样的环刀尺寸统一为直径38毫米、高度7毫米。试验伊始，对吸湿过程中的吸力量进行了测试，通过水膜转移法，分阶段逐次滴水，精确地向试样中注入水分，目标含水率依次设定为17.7%、18%、18.5%、19%、19.5%以及20%。吸湿作业完成后，需将样品置于室内环境中，任其自然晾干，以完成脱湿步骤，目标湿度从20%逐步降至18%、16%、14%、12%、10%直至8%。在吸湿与脱湿的吸力测试中，每项测试均需准备3个样品，并从3组平行实验中选取平均值作为测试结果，以此降低实验误差。
采用饱和盐溶液蒸汽平衡技术制备的样品，其直径为d=61.8毫米，高度为h=20毫米。随后，对这些样品进行真空饱和处理，接着进行称重和尺寸测量，并将它们置于不同饱和盐溶液中开展试验。
(2)非饱和石灰改良土的强度特性。
为了探究石灰改良土壤的力学性质，我们运用了GDS非饱和土三轴仪，对石灰改良土样本进行了多组试验。这些试验在控制吸力和净围压的条件下进行，其固结与排水稳定性以体变和排水变化率均不超过0.01立方厘米每两小时为标准。剪切速率设定在约0.0027毫米每分钟，而达到轴向应变15%的剪切过程大约需要3天时间。
2.1 非饱和石灰改良土壤的保水性能研究，2.1.1 部分呈现了具体的实验数据。
通过压力板法、WP4C法和饱和盐溶液蒸汽平衡法等试验，我们获得了掺灰量为8%，干密度为1.738克每立方厘米，含水率为17.9%的石灰改良土的土水特征曲线。该曲线在广吸力范围内，以含水率w、饱和度Sr和孔隙比e与吸力s之间的关系曲线形式呈现，具体如图2所示。
图2 石灰改良土的土水特征曲线 下载原图
从图2的(a)和(b)部分可以看出，压力板法能够测定石灰改良土在低吸力区间的土壤水分特征曲线；而WP4C法则具有更广泛的吸力测量范围；至于饱和盐溶液蒸汽平衡法，它能够测量高吸力区间的土壤水分特征曲线。通过综合三种实验手段，我们发现石灰处理过的土壤样本的含水量和饱和度均呈现随吸力增大而降低的趋势；在吸力较低的区域，样本的含水量和饱和度与吸力的关系曲线变化较为平缓；而当吸力处于中等水平时，含水量和饱和度随着吸力的上升而逐渐加快下降速度；至于吸力较高的区域，含水量和饱和度的下降速度则逐渐趋于平缓。
从图2(c)中可以观察到，三种试验方法的孔隙比与吸力之间的曲线变动幅度相当有限。在压力板法试验中，吸力的波动范围不大，而试样的孔隙比则几乎保持不变。而采用WP4C法进行试验时，随着吸力的增加，试样的孔隙比呈现轻微的减小趋势。这主要是因为在试验过程中，每进行一次吸、脱湿操作，都需要将试样取出进行体积和质量的测量，这样的操作步骤容易引入试验误差。进行饱和盐溶液蒸汽平衡法试验时，必须先将试样饱和，接着将其置于具有高吸力的盐溶液中，此过程需平衡整整三个月，在此期间，试样中的水分会大量流失，进而使得其孔隙比仅发生细微的变动。
通过WP4C法对吸湿与脱湿过程中的土水特征曲线进行分析，我们发现试样的吸湿曲线位于脱湿曲线之上。这主要是因为“瓶颈效应”的存在，使得脱湿曲线与吸湿曲线之间呈现出显著的滞后性，进而形成了滞回圈。在石灰改良土的吸湿与脱湿过程中，表现为两种截然不同的水力路径。吸湿和脱湿作用使得试样的内部孔隙结构发生改变，生成了不同的孔隙水通道，进而引发了瓶颈效应。
2.1.2土水特征曲线拟合
依据含水量、饱和度以及吸力之间的相互关系，土水特征曲线通常被划分为三个不同的阶段，即边界效应区、过渡区以及非饱和残留区。通过三种不同的试验方法所获得的数据表明，经过石灰改良的土壤在土水特征曲线的残留段，其残留吸力值介于1.0×10^4 kPa至1.0×10^5 kPa之间。按照顺序选取了10,000 kPa、50,000 kPa以及100,000 kPa这三个不同的残余吸力值，对模型进行了拟合操作，进而分别生成了拟合曲线1、拟合曲线2和拟合曲线3。
依据压力板试验、WP4C试验以及饱和盐溶液蒸汽平衡试验的数据，通过Origin软件运用Van Genuchten模型（简称VG模型）对广域吸力范围内的石灰改良土壤的含水量与吸力之间的曲线进行了曲线拟合，拟合得到的曲线展示于图3中。具体的模型拟合效果及参数数值详见表4。
图3 VG模型拟合曲线 下载原图
表4 VG模型拟合参数、拟合度 导出到EXCEL
拟合结果揭示，VG模型对石灰改良土的拟合效果十分显著，其拟合曲线能够全面地描绘出土水特征曲线的边界效应区、过渡区以及非饱和残留区；此外，三个残留吸力的拟合曲线的拟合度均超过了0.93。具体来看，在低吸力区域，VG模型的拟合曲线与实验实测数据几乎完全一致；而在高吸力区域，随着残留吸力值的增加，拟合曲线与实验实测数据的吻合度也随之提升。当残余吸力值不断提升，VG模型的拟合参数a相应地增加，同时拟合参数m则呈现出下降趋势；当残余吸力达到100 000 kPa时，模型的拟合效果达到最佳。
2.2非饱和石灰改良土的强度特性2.2.1应力应变曲线
图4展示了石灰改良土在不同吸力与净围压条件下进行三轴剪切试验时，偏应力与应变之间的变化关系。观察图4，我们发现大部分试样的应力应变曲线呈现出先上升至峰值，随后逐渐趋于稳定的特征，这类曲线属于应变软化类型。在4种不同吸力（0、50、100、300 kPa）条件下，试样所呈现的偏应力峰值与稳定值，即其峰值强度和残余强度，均呈现出随围压提升而逐步上升的趋势。当吸力为0和50 kPa时，在相同围压条件下，土样的应力应变曲线表现出较高的相似性。然而，在吸力达到300 kPa时，土样的应力应变曲线显示出更为显著的应变软化特征。在相同的围压状况下，随着土壤基质的吸附力逐渐增强，其峰值强度以及残留强度均呈现出上升的趋势。这一现象表明，吸附力对于非饱和土壤的强度具有显著的促进作用。
2.2.2体变曲线
在三轴剪切试验中，石灰改良土试样的体积变化与轴向应变（即轴变）之间的关系如图5所展示。在该图中，正值体积变化表明试样发生了剪切缩容，而负值体积变化则表示试样出现了剪切膨胀现象。
对于同一吸力试样，随着围压的提升，其剪缩特性愈发显著。不同的净围压条件能够导致试样出现剪缩或剪胀的表现。观察图5，我们发现，当吸力分别为0 kPa和50 kPa时，在较低的围压（如50 kPa和100 kPa）条件下，试样表现出剪胀现象，且两者的轴变与体变曲线呈现出较高的相似性；而在较高的围压（200 kPa）下，试样的剪胀现象则有所减弱。在100 kPa和200 kPa的吸力条件下，试样在低围压（如50 kPa和100 kPa）时呈现出剪胀特性，其轴变与体变曲线的吻合度有所下降；而在高围压（200 kPa）情况下，剪胀现象有所减弱。对比四个不同吸力水平下的曲线，可以发现，在相同的围压条件下，随着吸力的提升，试样的曲线呈现向下偏移的趋势，这表明试样的剪胀特性随着吸力的增加而逐渐降低。试样在各类吸力或围压作用下，均呈现出不同程度的剪胀效应。这一现象与应力应变曲线所展现的应变软化特性相吻合。
图4 三轴试验应力与应变关系曲线 下载原图
图5 三轴试验应力与体变关系曲线 下载原图
2.2.3试验后的试样形状
经过三轴试验，多数试样都呈现出显著的剪切带，这种破坏形式主要体现在斜截面。在图6中，我们可以观察到当吸力为50 kPa时，试样在各个不同围压条件下的破坏形态。图中kaiyun.ccm，s标识了吸力的大小，而σ3则表示净围压的数值。
图6 三轴试验后的试样形状 下载原图
2.2.4强度参数
针对应变硬化曲线和应变软化曲线，我们选取轴向应变达到15%以及峰值点所对应的偏应力值作为破坏偏应力qf，并据此计算出相应的破坏净平均应力pf。在进行三轴压缩剪切试验时，试样的净平均应力p可以通过公式p=q/3+σ3来计算。在不同的吸力水平以及净围压σ3条件下，试样在破坏时刻所呈现的应力状态可以表示为(pf,qf)。图7展示了通过三轴试验获取的实际测量数据所绘制的qf与pf之间的关系曲线，这一曲线亦被称作qf与pf的临界状态曲线。
图7 三轴试验中土样的强度包线 下载原图
临界状态线可以用下式表达：
qf=ξ+Mpf (1)
式中：ξ和M分别是直线的截距和斜率。
内摩擦角φ和黏聚力c与ξ和M的关系如下：
sinφ=3M/(6+M) (2)
c=ξ(3-sinφ)/(6cosφ) (3)
图7显示，在四种不同吸力条件下，强度拟合表现优异，尤其是当吸力为0 kPa和50 kPa时，拟合曲线与实际数据更为吻合。在三轴试验中，试样的黏聚力显著高于直剪试验中的试样黏聚力，这一现象与试样的制备方法、尺寸大小以及试验的剪切机制密切相关。具体强度参数的数值详见表5。从表5中可以看出，在进行三轴试验时，样本的黏聚力会随着吸力的提升而相应增加；与此同时，三轴样本的内摩擦角在吸力增加的过程中，其变化并不显著。
表5 三轴试样的强度参数 导出到EXCEL
3 结语
通过进行室内土壤常规测试、土壤水分特征曲线测试以及非饱和土壤强度测试，对天然土壤的基本物理性质指标、石灰处理后的土壤水分特性以及非饱和石灰处理土壤的强度特性进行了全面的研究，并取得了以下主要发现。
通过压力板仪、WP4C仪以及饱和盐溶液三种试验手段，对含水率、孔隙比、饱和度与吸力之间的相互关系进行了分析，并揭示了在广泛吸力区间内石灰改良土的持水性能：石灰改良土的试样含水率和饱和度均随吸力的上升而降低；在低吸力区间开yun体育app官网网页登录入口，试样含水率和饱和度与吸力的关系曲线变化较为平缓；而在中等吸力区间，含水率和饱和度随吸力增加呈现逐渐加快的降低趋势；至于高吸力区间云开·全站体育app登录，含水率和饱和度的减小速度则逐渐减缓。三种实验方法的孔隙比与吸力之间的曲线变动幅度相当有限，具体来说，在压力板法进行的试验中，样本的孔隙比几乎保持不变。
VG模型在广泛吸力范围内对石灰改良土的饱和度与吸力关系曲线进行了精确的拟合；特别是在低吸力区域，其拟合曲线与实际测量值几乎完全一致。而在高吸力区域，随着残余吸力取值的提升，拟合曲线与实测值的吻合度也随之增强。当残余吸力值增加时，VG模型的拟合参数a相应增大，而参数m则逐渐减小；当残余吸力达到100 000 kPa时，模型的拟合度达到最高。
利用GDS非饱和土三轴仪对石灰改良土样品进行了多组不同吸力和净围压条件下的三轴剪切实验。在这些实验中，样品的黏聚力随着吸力的提升而增强，而内摩擦角的变化则并不显著。这些研究成果能够为后续的路基边坡稳定性分析提供较为准确和可靠的非饱和土抗剪强度数据。
