常见非饱和土直剪试验技术

4.1.3.1　吸力控制的非饱和土直剪试验

1.实例1：非饱和膨胀土的直剪试验

詹良通和吴宏伟（2007）利用非饱和土直剪仪进行原状样和压实样的控制吸力的直剪试验，以研究吸力对非饱和膨胀土抗剪强度和剪胀性状的影响。试验项目所采用的土样取自湖北枣阳大岗坡二级泵站的引水渠边坡，为中膨胀性土，由3%的砂、58%的粉土和39%的黏土组成，其液限和塑限分别为50.5%和31%。X衍射试验结果表明：该土样的主要黏土矿物成分为蒙脱石（21%）和伊利石（16.1%），还含有少量的铁锰结核（约2.5%）。非饱和土直剪试验的试样呈长方块状，其尺寸为50.8mm×50.8mm×21.4mm（高），采用静力压实方法制备。初始含水率为18.5%，初始干密度为1.56g/cm3。为了保证试样的均匀性，在制备过程中尽量减少黏土结团、结块，21.4mm高的试样分3层进行压实。压实试样的初始吸力采用香港科技大学研制的高吸力张力计直接测量，约为540kPa。对非饱和压实试样进行控制吸力的直剪试验，竖向应力为50kPa，吸力控制值为0、25kPa、50kPa、100kPa和200kPa。

（1）试验仪器。所用的非饱和土直剪仪由加拿大Saskachewan大学和香港科技大学合作研制。与常规的直剪仪相比，该仪器增加了两项功能，分别为：①吸力的控制和测量；②非饱和土试样中水体积变化量的测量。该仪器采用轴平移技术控制土样中的吸力，将直剪盒安装在一个密封的压力室中，并在下剪切盒的底部安装一块高进气值陶土板（5bar），试验时，通过控制压力室中气压和陶土板底下水压来控制土样中的吸力。

非饱和土试样中水体积变化量的测量采用一套特制的测量装置，如图4.9所示，该装置主要由两根体变管和一个差压传感器组成。左边体变管与排水管相连，其中的水位随着试样排水或吸水而发生变化，右边体变管中水位保持不变，利用差压传感器测量左边体变管中水位的变化，就可根据标定曲线获得试样的排水量或吸水量。体变管的粗细及差压传感器的精度可根据试验所需进行调整。由于本次试验所用试样体积较小，其在直剪试验过程中水体积变化量很小，因此，选用内径为5mm的体变管和测试精度为0.1mm水头的差压传感器。根据标定结果，该水体积变化量测量装置的精度约为3mm3。

图4.9　高精度水体积变化自动测量装置示意图

（2）试验方法。本次非饱和土直剪试验包括吸力平衡、等吸力固结和等吸力剪切3个阶段。试样安装完成后，通过控制孔隙气压和孔隙水压来改变试样原有吸力，并使吸力在整个试样内部均匀分布，这就是吸力平衡阶段。在吸力平衡阶段，为保证试样和陶土板很好的接触，在试样上施加25kPa的竖向净应力。吸力平衡的判别非常重要，它直接影响后续试验成果的可靠性。试验所采用吸力平衡的判别标准：24h内测得试样排水或吸水量小于试样体积的0.02%。当吸力达到平衡后，保持吸力不变，增加竖向应力至设定值，试样在等吸力条件下固结，固结时间为24h。最后，在吸力不变的条件下进行剪切试验，剪切速率取0.002mm/min，最大剪切位移为6mm。

（3）试验结果。对非饱和压实试样进行控制吸力的直剪试验。如图4.10所示的是非饱和压实试样在5个不同吸力值时的直剪试验结果。土样破坏时的剪应力随吸力的增加而增大，当吸力较小时，土样表现出剪缩特性，随着吸力的增大，土样表现出剪胀特性。压实土样的剪胀量也随吸力的增加而增加，也就是说，吸力有增加土体剪胀势的作用。

图4.10　控制吸力的直剪试验结果（詹良通和吴宏伟，2007）

詹良通和吴宏伟（2007）还分析了峰值强度与峰后软化强度随吸力的变化规律。通常认为，峰后软化强度是不包含土体剪胀对抗剪强度的贡献，它主要反映土体的摩擦强度。对于膨胀土压实样，抗剪强度先随吸力的增大而线性增加，然后抗剪强度随吸力增加的斜率逐渐减少，强度增长曲线的转折点正好与该压实样的进气值一致。试验结果表明，吸力增加了土体剪胀势，进而增加了土体的抗剪强度。吸力对该膨胀土压实样抗剪强度的贡献与Gan等（1988）的结论一致。

2.实例2：非饱和粉质砂土的直剪试验

Schnellmann等（2013）对粉质砂土（Silty Sand）重塑样进行不同净正应力和基质吸力下的固结排水直剪试验，研究非饱和粉砂的剪切强度特性。试验所用粉砂粒径小于4mm，根据Unified Soil Classification System（USCS）的划分标准，该土属于级配良好的粉质砂土（Well Graded Sand with Silt）。重塑样为直径6.35cm、高3cm的圆柱体试样，分3层压实，初始含水率为8%，初始吸力为4kPa，干密度为1.65g/cm3，孔隙比为0.65，饱和渗透系数为1.10×10-4m/s。

（1）试验仪器及方法。试验所用设备为新加坡南洋理工大学的非饱和土直剪仪，该仪器已在4.1.2节中进行了介绍，如图4.5所示，采用轴平移技术控制吸力。直剪盒底座安装了一块进气值为5bar的陶土板，装样前，陶土板应预先达到饱和状态。试样在某净正应力和基质吸力下固结，通过数字式压力体积控制器（DPVC）记录固结过程中土样的排水量。当排水量达到稳定，认为试样固结完成，之后试样在该净正应力和基质吸力作用下进行剪切速率为0.0015mm/min的排水直剪试验。

（2）试验结果。试验中净正应力为50kPa、230kPa和320kPa，基质吸力为15kPa、45kPa、195kPa和445kPa。控制基质吸力为195kPa，在该状态下分别对试样施加50kPa、230kPa和320kPa的净正应力进行直剪试验，以该试验结果为例，说明粉质砂土在恒定吸力状态下的剪切强度特性。如图4.11（a）和图4.11（b）所示分别反映了吸力控制在195kPa时剪应力和竖向位移随剪切的变化规律，由图可知，剪应力随净正应力的增加而增大；不同净正应力作用下剪应力曲线均出现剪切强度峰值，随后出现应变软化行为；对应的竖向位移曲线均呈现剪胀现象，且净正应力越低，剪胀现象越明显。

图4.11　恒定吸力状态不同净正应力作用下的直剪试验结果（s＝195kPa）

以净正应力为230kPa，基质吸力分别控制为15kPa、45kPa、195kPa和445kPa的直剪试验结果为例，如图4.12所示，分析吸力对粉质砂土剪切强度特性的影响。图4.12中（a）和（b）分别反映了230kPa净正应力作用下试样的剪应力和竖向位移在剪切过程中的变化规律。由图4.12可知：当基质吸力为15kPa和45kPa时，土样表现为应变硬化行为，随着吸力的增大，土样从应变硬化逐渐转变为应变软化行为；相应的竖向位移变化曲线表明，随着基质吸力的增加，土样由剪缩变形逐渐过渡为剪胀变形。

图4.12　恒定净正应力下不同吸力土样的直剪试验结果（σn＝230kPa）

如图4.13所示为不同基质吸力作用下非饱和粉砂的抗剪强度包络线，由图可知：抗剪强度包络线呈线性，不同基质吸力对应的内摩擦角大致相同，平均值φ′ave约为34.7°，黏聚力随基质吸力的增大呈非线性增大的趋势，如图4.14所示。

图4.13　不同基质吸力下的强度包络线

图4.14　黏聚力与基质吸力的关系

如图4.15所示为不同净正应力作用下剪切强度与基质吸力的关系，由图可知：剪切强度随基质吸力的变化表现出高度的非线性关系，且净正应力越大剪切强度越高。Escario和Saez（1986），Gan等（1988）及Lee等（2005）均得到相同的结论。

如图4.16所示为强度随净正应力变化的内摩擦角φ′和强度随吸力变化的摩擦角φ″与基质吸力的关系。由图可知，在所测试的吸力范围内，随着基质吸力的增加，φ′保持相对恒定，而φ″随基质吸力的增大呈现出高度非线性减小的趋势。

图4.15　不同净正应力对应的强度随吸力包络线

图4.16　φ′和φ″与基质吸力的关系(www.xing528.com)

4.1.3.2　不控制吸力的非饱和土直剪试验

张佳伟和孙德安（2017）对不同饱和度及干密度的膨胀土压实样进行了直剪试验，得到了全吸力范围内不同干密度膨胀土的强度特性。

试验所用土样为南水北调中线南阳段的膨胀土，取土深度约为4m，土样基本物理性质为：颗粒比重2.74、液限38.8%、塑限17.2%、塑性指数21.6、最大干密度1.69g/cm3、最优含水率18%。控制膨胀土压实样的高度约1.55cm、直径5.0cm，初始干密度分别为1.35g/cm3、1.50g/cm3和1.65g/cm3，初始饱和度分别约为0、25%、45%、65%和100%。对于饱和度为100%的试样，先制作含水率为18%的非饱和试样，再对其进行抽气饱和；对于饱和度为0的干土试样，对经过烘箱烘干后的干土土样直接进行压样。试验采用油压式千斤顶配合模具制样。放入直剪仪前，用游标卡尺精确量测试样直径和高度，并称量其质量。

采用1.3.2节中介绍的滤纸法（接触法）量测非饱和膨胀土的基质吸力，滤纸型号为Whatman No.42。同时测定试样的含水率和体积，得到不同初始干密度下膨胀土的土-水特征曲线。这里列出初始干密度ρd0为1.50g/cm3膨胀土压实样的饱和度与吸力间关系曲线，如图4.17所示。

（1）试验仪器及方法。试验所用直剪仪为HM-2560A.3F型直剪仪，如图4.18所示，由美国Humboldt厂商生产，竖向加载方式为气动式加载，剪切装置通过USB接口与计算机连接，有4个数据采集通道，在计算机上可实时观测记录剪切过程中的水平力、水平位移、竖向应力和竖向位移。该仪器最大水平推力和竖向荷载均为10kN，水平位移量程为50mm，剪切速率可在0～13mm/min范围内调节。

图4.17　滤纸法测得南阳膨润土饱和度与吸力间关系

图4.18　HM-2560A.3F气动直剪仪

对膨胀土压实试样分别在竖向应力为100kPa、200kPa和400kPa下进行直剪试验，共计进行45组试验，包含9组饱和试样的剪切及36组非饱和试样的剪切。在进行饱和试样直剪试验时，需在剪切盒中注水至淹没试样，确保剪切过程中试样始终处于饱和状态，采用慢剪试验，固结稳定以竖向变形每小时不超过0.01mm为标准，剪切速率为0.02mm/min。对于非饱和土直剪试验，与试样接触的上下透水石用保鲜膜包裹密封，以防试样在剪切过程中吸湿。考虑到试验所用非饱和土试样的饱和度不是很高，不会产生正的超孔隙水压，故不存在孔隙水压消散问题。固结稳定后，对非饱和土进行直剪试验，剪切速率采用0.08mm/min。

（2）试验结果。如表4.1所示列出了不同干密度、不同饱和度下南阳膨胀土的强度参数。如图4.19所示列出了初始干密度为1.50g/cm3的南阳膨胀土试样在不同初始饱和度条件下的直剪试验结果。研究表明，黏聚力随着饱和度的增大（吸力的减小）先增大后减小，内摩擦角随着饱和度的增大先减小后趋于稳定。黏聚力主要由静电引力、范德华力、颗粒间的胶结力及毛细吸力引起的黏聚力组成。非饱和土中存在的吸附强度，即与毛细吸力引起的黏聚力有关。当试样接近饱和时，土体中的气体被水包围，由弯液面处收缩膜的表面张力引起的基质吸力没有直接作用在土颗粒上，因此不会造成吸附强度的出现；当饱和度降低至土体中的气相与液相连通，由弯液面处收缩膜的表面张力引起的基质吸力就会作用在土颗粒间，形成非饱和土的吸附强度；当饱和度再降低至土体中的气相联通而水相不连续时，土颗粒之间的弯液面消失，基质吸力引起的黏聚力也随之消失。另一方面，随着试样的饱和度的降低，土颗粒周围的结合水膜厚度变小，自由水减少，颗粒间的静电引力和化学胶结力增加。静电引力、颗粒间的胶结力和吸力引起的黏聚力三者的变化造成了黏聚力随着饱和度的增大先增大后减小。内摩擦角的变化趋势主要是因为随着试样饱和度的升高，水分子在土颗粒表面形成一层结合水膜，充当润滑剂作用，使得内摩擦角减小（张佳伟和孙德安，2017）。

表4.1　南阳膨胀土的直剪试验强度参数

根据如图4.17所示的土-水特征曲线可得饱和度对应的吸力。图4.20（a）与图4.20（b）列出了初始干密度为1.50g/cm3和1.65g/cm3的南阳膨胀土试样在不同竖向应力下抗剪强度与吸力的关系。可以看出干密度相同的情况下，随着非饱和化程度的提高，膨胀土的强度开始变化比较平缓，随着吸力继续增大，强度上升较快，最后趋于平缓或下降。在较小吸力范围，竖向应力对强度随吸力的变化趋势几乎没有影响，在较高吸力范围，竖向应力的作用变得明显，随着竖向应力的增强，强度随吸力的变化趋势从下降逐渐变为上升。对比图4.20中（a）和（b）两组不同干密度的情况，可以看出，随着干密度的增大，强度逐渐增大，在较低吸力段强度随吸力的上升速度加快，较高吸力段强度随吸力降低的幅度更明显，即强度随吸力的变化关系随干密度的增大会具有“峰值效应”。因此，在全吸力范围内，非饱和膨胀土的强度随吸力的变化趋势与竖向应力和干密度有关。

图4.19　不同饱和度南阳膨胀土的直剪试验结果（ρd0＝1.50g/cm3）

图4.20　不同竖向应力下抗剪强度与吸力的关系（张佳伟和孙德安，2017）

4.1.3.3　剪切-浸水试验

利用如图4.5所示的非饱和土直剪仪，Melinda等（2004）对新加坡残积土进行了恒定吸力下的固结-浸润-慢剪试验以及剪切-浸润试验，应力路径如图4.21所示，通过剪切状态下的浸润试验模拟降雨引起滑坡的应力路径，研究非饱和残积土的直剪强度特性以及浸润过程中的强度和变形特性。

试验用残积土粒径小于2.36mm，液限47%，塑限29%，塑性指数18，比重为2.66，土样中砂、粉土及黏土的含量分别为49%、25%和26%。试样高度20mm，直径63.5mm，干密度为2.0g/cm3，含水率为15%，孔隙比0.52～0.53。应用轴平移技术量测得负孔隙水压为580kPa，图4.21中的O′点为初始状态点。

进行恒定吸力下的固结-浸润-慢剪试验时，在恒定初始吸力下对试样加载至A′点，净正应力为400kPa，吸力为580kPa，然后浸润试样，吸力减小至B点，此时净正应力为400kPa，吸力为200kPa。路径A′B模拟边坡被雨水浸润的过程。之后，试样在恒定净正应力和恒定吸力作用下进行固结慢剪试验，剪切速率为0.24mm/h，得到控制吸力下试样的剪切强度（B-D段）。

在进行剪切—浸水试验时，经历O′A′B路径的试样仍在恒定净正应力（400kPa）和恒定吸力（200kPa）作用下进行固结慢剪试验，在达到第一种试验峰值强度的85%～90%后（B-C段）浸水湿化（C-E段），直至位移速率迅速增大达到破坏。

在恒定吸力200kPa作用下，配合400kPa净正应力，还进行了多级恒定净正应力的固结慢剪试验。选取了净正应力为100kPa、200kPa和400kPa的3组结果进行比较，如图4.22所示。可以看出，恒定吸力下净正应力对强度、吸/排水量及变形的影响较大。随净正应力的增大，强度逐渐提高，由应变软化向应变硬化过渡。低净正应力作用时，试样吸水，发生剪胀变形，在高净正应力作用下，水分被挤出，试样剪缩。

图4.21　非饱和土直剪试验的应力路径（Melinda等，2004）

图4.22　恒定吸力下的固结慢剪试验结果（s＝200kPa）

在剪切-浸润试验中，当剪切强度达到峰值强度的85%～90%之后，即剪切应力增大到408kPa时，利用DPVC水压控制器，以0.04mm3/s的恒定速率向试样底部注水。注水后基质吸力下降。注水初期，变形率比较小，当试样接近破坏时，位移变化率迅速增大。如图4.23所示反映了剪应力达到408kPa后浸润直至破坏过程中变形率和基质吸力的变化。因此，可以通过观察位移变化率判断试样是否剪切破坏，当位移变化率急剧增加时认为试样发生了破坏。

图4.23　剪应力达到408kPa后浸润直至破坏过程中变形率和基质吸力的变化

非饱和土直剪试验因具有直观、简便、经济的优点而被广泛应用于非饱和土强度特性的试验研究中，但直剪试验还有其不足之处，如：不能较好地反映土体实际的复杂受力情况；剪切面限定在上下盒之间的平面，不是沿土样最薄弱面剪切破坏；不能严格地控制排水条件；无法量测试样中孔隙水压的变化；同时，试验过程中，主应力轴旋转、剪切面上应力分布不均匀（Caruso和Tarantino，2004），会出现应力集中，且剪切面积不断变化，影响试验结果的测试精度。