浸润膨胀试验实例-非饱和土力学试验技术

图3.23　膨润土与砂混合物的膨胀力与初始干密度的关系（加藤一行等，2002）

3.2.3.1　不控制吸力的膨胀变形试验

不控制吸力的膨胀变形试验即受荷膨胀试验。在恒定竖向荷载作用下量测试样由初始状态吸水至完全饱和的膨胀率。因为不控制吸力，故这类试验可以在普通的压缩仪中完成。该试验的主要步骤如下：

（1）调土。按照设定的初始含水率，在电子秤上称取所需质量的烘干土粉末；用喷雾器将水均匀地喷洒在土粉末上，直至达到目标含水率w0，调制过程中充分搅拌，避免产生结块现象。调制好后将土样放保鲜袋中扎紧密封再放置在干燥器中养护24h以上，使含水率均匀。

（2）制样。根据目标含水率、干密度、制样体积计算所需土样的质量，称重后将调制好的土样全部放入环刀内，配合使用压样模具及液压推土器，如图3.24所示，或万能压力机，将土样压实制成预配初始状态的环刀样。

（3）装样。在压缩仪容器内依次放置护环、透水石和滤纸，将带有环刀的试样装入护环，然后将滤纸置于试样上表面，再放透水石和加压盖。将压缩仪置于加压框架下，装好竖向位移计。调平仪器杠杆，并施加预应力确保试样与仪器各部件紧密接触，预应力大小约为1kPa，记录竖向位移计初始读数。

（4）加载。在浸水膨胀变形试验中，对试样施加预先设计的竖向荷载，记录竖向位移计读数，直至变形稳定，固结稳定标准为每小时变形不超过0.01mm（GB/T 50123—1999《土工试验方法标准》）。应注意的是在试验前必须率定不同压力下的仪器变形量。待变形稳定后，记录此时位移计读数，固结完成。向容器内加水，记录注水开始时间。注水水位先不超过试样上表面高度，以使试样内空气从试样上表面排出。待膨胀一段时间后，再加水至试样上表面以上。加水后按已设定的时间顺序记录位移计读数。膨胀变形稳定的标准定为2h内位移计读数差值不超过0.01mm（GB/T 50123—1999《土工试验方法标准》），即认为试样已达到完全饱和。

图3.24　制样模具和液压推土器

（5）拆样。实验结束后，吸去容器中的水，迅速拆除仪器各部件，取出整块试样，量测质量、尺寸，取部分土样用烘干法测定含水率，清洗并整理仪器。

（6）数据分析。试样膨胀变形的大小用膨胀率δ表示，即

式中 h1——非饱和状态下加载稳定后、浸水前试样的高度；

　　 h2——浸水膨胀稳定时试样的高度。

崔红斌等（2004），Sun等（2009）对Kunigel V1钠基膨润土进行了侧限应力状态下的膨胀变形特性的研究。利用压缩仪进行了一维浸水膨胀试验，归纳总结出了一套可预测不同初始孔隙比、不同膨润土与砂配合比及不同应力状态下非饱和膨润土及其与砂混合土完全吸湿饱和后孔隙比与应力间关系的方法。基于单位体积蒙脱石所吸收的最大水体积为一定值的概念，用蒙脱石孔隙比em（饱和时试样中水的体积与蒙脱石体积的比值）整理了最终（即完全饱和状态）膨胀量，并提出了最终膨胀量的预测方法以及适用范围。在浸水完成试样达到完全饱和时蒙脱石孔隙比em与竖向压力σv间的关系在双对数坐标上为一直线，这与初始击实状态、膨润土与砂的配合比无关。该线性关系已被不同种类膨润土及其低掺砂率混合土的膨胀试验结果所证实（Sun等，2015），如高庙子钠基膨润土、高庙子钙基膨润土、Calcigel膨润土、MX80膨润土、Kunigel V1钠基膨润土等，不同种类的膨润土对应其唯一确定的em-σv关系。图3.25列举了用蒙脱石孔隙比整理的Kunigel V1钠基膨润土掺砂混合土的膨胀变形试验结果，包含了Komine和Ogata（1999）（图中数据点为空心）和Sun等（2009）（图中数据点为实心）的试验数据，掺砂率范围在0～95%，图中的粗实线即为Kunigel V1钠基膨润土及其低掺砂混合土的唯一确立的em-σv线性关系。当竖向应力足够大或混合土中膨润土含量较小时，测量的结果偏离该直线，如图3.25中所示掺砂率为70%，80%，90%和95%的混合土。用蒙脱石孔隙比的概念整理不同学者进行的不同种类膨润土掺砂混合土的膨胀试验结果，如高庙子钠基膨润土（叶为民等，2007；秦冰等，2008；张虎元等，2010；Sun等，2013；Schanz和Al-Badran，2014）、Kunigel V1钠基膨润土（Komine和Ogata，1994，1999；Sun等，2009）、MX80膨润土（Karnland等，2008；Wang等，2012）、Calcigel膨润土（Agus和Schanz，2008），均可得到该结论。

Sun等（2017）将膨-砂混合土按临界掺砂率αs和临界填充掺砂率αf两个界限指标分成3个区域类型，分析了各区域混合土的膨胀机理。对于掺砂率α＜αs的混合土，砂颗粒分散于贯通的饱和膨润土基质中，外力由饱和的膨润土承担；对于掺砂率αs＜α＜αf的混合土，当竖向应力大于起偏应力时，砂骨架形成，外力由饱和的膨润土和砂骨架共同承担。以上两种情况的共同点是饱和膨润土是作为连续介质存在，而随着掺砂率的增大，饱和膨润土自由膨胀完成后仍不足以填充砂骨架的所有孔隙，孔隙间还有自由水存在，在膨润土与砂骨架共同承担竖向应力之前，混合土变形为砂骨架变形。

引入了临界掺砂率、起偏应力和临界接触应力的概念，以及膨润土与砂骨架承担竖向应力的比例系数，建立了膨-砂混合土浸水膨胀预测模型（Sun等，2017）。该模型适用于预测全掺砂率范围内混合土完全浸水饱和的膨胀量，图3.25中的预测线即为使用该模型对不同掺砂率下Kunigel膨-砂混合土浸水膨胀量的预测结果，可以看出，预测结果与实测数据吻合较好。Sun等（2017）还对比了其他不同种类膨润土的不同掺砂率下混合土的膨胀试验数据与模型预测结果，验证了该预测模型的正确性。

图3.25　Kunigel V1钠基膨润土加砂混合物的膨胀变形试验结果及预测（Komine和Ogata，1999；Sun等，2009；Sun等，2017）

3.2.3.2　不控制吸力的膨胀力试验

不控制吸力的膨胀力试验即恒体积湿化法。在浸水膨胀试验过程中试样由初始状态吸水至完全饱和状态，而这期间试样体积始终保持不变，最终得到试样达到完全饱和时的膨胀力。其操作步骤与第3.2.3.1节中不控制吸力的膨胀变形试验中的调土、制样、装样、拆样等步骤一致，所不同的是在加载方式。

装样完成后，记下位移计初始读数，然后加水，位移计读数因试样体积膨胀而发生变化，立即施加适当的砝码，使位移计指针回到原位，使试样体积保持不变，不断重复以上步骤，直到最终饱和，所施加的平衡荷载即为试样对应的膨胀力。在试验开始阶段，土的膨胀势较为明显，需较频繁地增加调整砝码。当位移计在某级荷载下间隔2h变化量不大于0.01mm时，认为膨胀稳定，则施加的总平衡荷载对应了该试样浸水饱和后的膨胀力，两者间的换算关系为：

式中 ps——膨胀力，kPa；

　　 W——施加的总平衡荷载，N；

　　 A——试样截面积，cm2；(www.xing528.com)

　　 r——压缩仪的杠杆比。

谢云等（2007）采用恒体积湿化试验法，测试了南阳膨胀土的三向膨胀力，得出了重塑膨胀土的膨胀力与初始含水率和干密度的关系，以及水平膨胀力小于竖向膨胀力等结论。叶为民等（2007）采用恒体积刚性压力室对高压实高庙子钠基膨润土（GMZ001）进行了膨胀力测试。秦冰等（2009）使用三向胀缩仪测定了GMZ001的三向膨胀力特性。张虎元等（2010）、Zhang等（2012）、Sun等（2013）对GMZ001掺砂混合物试样采用平衡加荷法进行不控制吸力的膨胀力试验。Wen（2006），Schanz和Al-Badran（2014）也测试了不同干密度下GMZ001的膨胀力。将上述对GMZ001膨润土浸水膨胀力的研究成果汇总到一起，如图3.26所示，可以看出膨胀力与试样的初始干密度密切相关，在半对数坐标下随干密度的增大基本呈线性增大的趋势。

图3.26　GMZ001膨胀力与干密度关系

3.2.3.3　吸力控制的膨胀变形试验

将Kunigel V1钠基膨润土和丰浦砂按干质量比为3：7的配合比制成混合物击实样，试样的初始孔隙比为0.565，初始含水量为8.83%，采用滤纸法量测试样的初始吸力约为2500kPa。采用GCTS非饱和土压缩仪进行恒定净竖向应力作用下的吸湿试验（孙文静，2009）。试验过程中，吸力可控制。试样的吸力从初始吸力降至目标吸力值。将击实好的膨润土与砂混合物试样连同环刀一起直接放在GCTS非饱和土压缩仪的压力室中，安装完毕后施加目标吸力。经过一段时间的平衡，试样的吸力即达到施加的目标吸力。试验过程中，由位移计读取试样的膨胀变形。为确保加压板与试样紧密贴合，对每组试验均施加10kPa的竖向应力以准确量测试样的竖向膨胀位移。

4组试样在竖向应力为10kPa时进行浸润试验，吸力由初始吸力s0＝2500kPa分别降至s＝300kPa、600kPa、1200kPa和1500kPa。如图3.27所示反映了浸润试验中孔隙比与饱和度随吸力的变化。吸力减小，膨润土与砂混合物吸湿膨胀，达到目标吸力后，试样有不同程度的膨胀。膨润土与砂混合物吸湿过程中膨胀量的大小与吸力的变化幅度有关。吸力幅度变化越大，最终的膨胀量也越大。吸力减小，试样的饱和度逐渐增大，除目标吸力为300kPa的试样饱和度明显增大以外，其余3组试样饱和度的变化趋势趋于一致。结合该土样的土-水特征曲线，分析这一现象，主要是因为当吸力降到600kPa时，土-水特征曲线由扫描段过渡到主湿化阶段（孙文静，2009）。

Sun和Sun（2012）从宏观的角度开发和建立了膨胀性非饱和土的水力-力学特性耦合的弹塑性本构模型，考虑了饱和度对应力应变关系的影响及变形对保水特性的影响，可预测膨胀性非饱和土的水力特性及应力应变关系。该模型引入等孔隙比线的概念，以平均骨架应力和吸力为应力状态变量，骨架应变和饱和度为应变状态变量。利用该本构模型对膨润土与砂混合土的吸湿试验结果进行了预测，预测结果如图3.27所示的预测线，可以看出，模型可预测得到湿化过程中孔隙比和饱和度的变化过程，孔隙比随吸力的减小呈线性增长，且斜率大致相等，饱和度的增幅随吸力减小幅度的增大而增大，并可以表现出由扫描段过渡到主湿化段的过程。比较试验结果和预测结果可以看出，模型预测得到的膨润土与砂混合土在湿化结束时的孔隙比及饱和度的值与试验结果相吻合。

图3.27　吸力控制的浸润试验中孔隙比与饱和度的变化及其预测（Sun和Sun，2012）

3.2.3.4　吸力控制的膨胀力试验

1.实例1：FEBEX膨润土

Lloret等（2003）研究了在控制吸力条件下的FEBEX膨润土浸润过程中膨胀力的变化规律。所用膨润土来自西班牙，其蒙脱石含量超过90%，液限为102%±4%，塑限为53%±3%，总共进行了四组恒体积膨胀力试验，四组试样的干密度分别为1.65g/cm3、1.63g/cm3、1.57g/cm3和1.50g/cm3。使用的仪器为UPC实验室的高吸力-高压非饱和土压缩仪，如图3.10所示。将试样放入压力室内，由相对湿度法控制目标吸力，待吸力平衡后，进行膨胀力试验。

通过膨胀力试验可以观测湿化过程中应力路径的变化，如图3.28所示的膨胀力与吸力间关系。湿化过程中，第一阶段为较高吸力阶段，膨胀力随吸力的减小而增大，此时，试样在弹性区域，膨胀力较小，主要是用来平衡因吸力减小引起的膨胀变形。第二阶段，随着膨胀的继续，膨胀力增大直至达到屈服应力，试样开始产生弹塑性变形，宏观孔隙出现湿陷现象，为使体积保持不变，膨胀力变小，但微观层面上继续膨胀，然而微观膨胀部分的影响较小。第三阶段为吸力较小阶段，此时微观的膨胀占据主要地位，竖向应力值又略有增大。Alonso等（2005）和Romero等（2003）也研究了湿化过程中膨胀力随吸力的变化规律，同时通过与不控制吸力的完全浸润饱和的膨胀力试验结果相比较，发现两种方法测得的最终完全饱和的膨胀力几乎是相同的。

图3.28　膨胀力与吸力间关系（Lloret等，2003）

2.实例2：MX80膨润土与Cox泥岩混合物

Wang等（2012）对MX80膨润土与Cox泥岩的混合物（干质量比为7：3）进行了吸力控制的膨胀力试验。所用膨润土蒙脱石含量为92%，比重为2.76，液限为520%，塑限为42%，含水率为11.8%。泥岩比重为2.70，含水率为2.64%。试样初始干密度为1.7g/cm3，使用湿度计量测试样初始吸力为90MPa。试验所用仪器为图3.18所示的利用蒸汽平衡技术控制吸力的多级膨胀力量测装置。

使用蒸气平衡法控制试样的吸力，分别为57MPa、38MPa和12.6MPa，当施加第一级吸力57MPa时，荷载传感器测得的膨胀力为0.57MPa；当施加第二级吸力38MPa时，膨胀力为1.43MPa；第三级吸力控制为12.6MPa，膨胀力上升至2.61MPa。之后，试样在蒸馏水浸润下至完全饱和，膨胀力达到4.39MPa。吸力控制下的多级膨胀力测试试验中膨胀力的变化过程及膨胀力与吸力间关系如图3.29和图3.30所示，可以看出，半对数坐标下膨胀力随吸力的降低大致呈线性增大趋势。

图3.29　吸力控制的浸润试验中膨胀力的变化过程

图3.30　浸润过程中膨胀力与吸力间关系

Wang等（2012）对相同的试样在普通压缩仪上进行了不控制吸力的膨胀力测试试验，试样浸水膨胀至完全饱和，膨胀力随浸水时间的变化曲线如图3.31所示，可以看出在浸水初期，膨胀力迅速增大，约20h后膨胀力达到第一次稳定，浸水约32h，膨胀力继续增大，约90h后达到第二次稳定，稳定时的膨胀力为4.30MPa，这与吸力控制的浸润试验得到的膨胀力（4.39MPa）结果相近。

由图3.31还可以看到有二次膨胀（Secondary Swelling）的现象发生。浸润过程中，膨胀力快速增大到峰值，之后该值随浸润时间基本保持不变，该“平台”期之后膨胀力又逐渐上升并停留在一个稳定的值，这一稳定值为最终的膨胀压。出现这一现象的部分原因与试样中的团聚体间孔隙（Inter-aggregate Pores）与团聚体内孔隙（Intra-aggregate Pores）相关（Romero，1999）。

图3.31　不控制吸力的浸润饱和过程中膨胀力的变化