改为：粉黏粒含量对风积沙剪切特性的影响研究结果

为研究粉黏粒含量对风积沙剪切特性的影响，对0＃～1＃系列样品进行直接剪切试验。结果见表6-1及图6-6～图6-8。

表6-1　风积沙样品直接剪切试验成果表

注：①表示内摩擦系数tanφ（φ为内摩擦角）；②表示凝聚力c（kg／cm2）。

图6-6　试验样品摩擦系数变化曲线

图6-7　试验样品内聚力变化曲线

图6-8　试验样品抗剪强度变化曲线

（1）就内聚力而言，从纵向看，对同一种土样的不同类型的试验，内聚力由大至小的排列为：①最佳含水量成型，试验时不饱水；③最佳含水量成型，试验时饱水；②含水量为零时成型，试验时不饱水；④含水量为零时成型，试验时饱水。即①＞③＞②＞④。

首先是最佳含水量成型时的内聚力大于含水量为零时成型的内聚力。其次为试验时不饱水的内聚力大于试验时饱水的内聚力。

现有的理论将内聚力的来源归为三类：

首先是原始内聚力，它来自土粒间的分子引力。带有相同电荷的土粒，相互间有吸力也有斥力作用。斥力是由同符号电荷产生的，吸力则源于土粒间的分子引力即范德华力。斥力与吸力均与距离有关，当土粒间的距离较远，约大于2倍扩散层的厚度时，土粒间斥力占优势，小于这一距离，越过斥力的峰值，吸力就占优势，颗粒愈近，吸力愈大。土粒间的公共水膜所起的连接作用，也属此范畴。因此它的大小主要取决于土粒的矿物成分、扩散层中离子的成分以及土的密度等，与土的密度关系密切，密度越大，则黏聚力越强。这样的内聚力与土的结构是否扰动无关。

其次是加固内聚力，来自于化学胶结作用，为很长的地质年代中逐渐形成，土生成的年代越久，加固内聚力越大。

第三为毛细内聚力，由于孔隙中毛细水的毛细压力而产生。

对于试验的土样而言，最佳含水量成型的土样，首先密度就相对较大，其次有公共水膜所起的连接作用，再加上有毛细内聚力，三者的结合使①、③的内聚力较②要大许多。

饱水的土中，由于含水量过多，土粒周围的结合水膜较厚，粒间连接较弱，内聚力将有所下降，故①的内聚力要大于③。但这种下降并不会太多，因对于最佳含水量成型的土样来说，最佳含水量时土中含水已比较高。

图6-9　试验样品剪应力与剪切变形关系曲线（一）(www.xing528.com)

图6-10　试验样品剪应力与剪切变形关系曲线（二）

对于④来说，情况比较复杂。与①相比，在粉黏粒含量较低时，它们的密度相近，又同为饱水状态，按理内聚力不应相差很多。但它饱水时一方面土样的膨胀减少了密度，另一方面也出现了结构上的缺陷，再加上原有的结构缺陷（这种缺陷能使试验时的断裂面多位于内聚力较小的薄弱面，即内摩擦系数不大内聚力又小的粉粒与粉粒的接触面），因而其内聚力与①相比，相差很多。而粉黏粒含量较高时，因其密度较①要低出许多，故内聚力同样也低出许多。再与②相比，粉黏粒含量较低时，饱水的土样其内聚力应大于干燥状态下的，试验的结果却基本相同，原因也在于膨胀与结构缺陷（饱水时结构缺陷表现得更为明显）；粉黏粒含量较高时，④的内聚力小于②，也在于膨胀的影响（粉黏粒含量越大，膨胀作用也显著，而试验的土样独放于水中就会崩解）。照此分析，膨胀、结构缺陷为一方面，密度为另一方面，这两方面对内聚力的影响都是很大的，为了证明这种假设的可能性，以后的分析将始终以此为据，作为指导。

（2）就内摩擦系数而言，从纵向看，对同一种土样的不同类型的试验，内摩擦系数由大至小的排列为：②含水量为零时成型，试验时不饱水；①最佳含水量成型，试验时不饱水；④含水量为零时成型，试验时饱水；③最佳含水量成型，试验时饱水。即②＞①＞④＞③。

与内聚力相反，首先是试验时不饱水的内摩擦系数大于试验时饱水的内摩擦系数，其次是含水量为零时成型的内摩擦系数大于最佳含水量时成型的内摩擦系数。

土样的内摩擦系数产生于内摩擦力，摩擦力的大小取决于矿物成分、粒度成分、土粒形状、密度、湿度及剪切速度等。水分的润滑作用能降低摩擦阻力，因此就出现上面所说的第一种情况，说明饱水时的水润滑作用要大于其他的影响。

同样的道理，也因为水分的影响，含水量为零时成型不饱水试验所得的内摩擦系数将大于最佳含水量时成型不饱水试验所得的内摩擦系数，因为后者的土中最佳含水量并不算小。也因为水分的润滑作用显著，则在饱水的情况下，含水量为零时成型的土样与最佳含水量时成型的土样其内摩擦系数相当接近。

（3）就内聚力而言，从横向看，对同一种试验类型，不同的土样的内聚力变化是有规律的。

对试验①来说，当粉黏粒含量＜60%时，随粉黏粒增加，内聚力呈直线增加且比较快，这符合规律，因为内聚力主要来自于土中的粉黏粒含量；当粉黏粒含量＞60%时，随粉黏粒增加，内聚力呈直线增加但要慢些。主要原因：一方面在于随粉黏粒的增加，尤其是“多余的粉黏粒”出现后，内聚力的增幅应当加大；另一方面在于土的密度变化，密度减少，内聚力也随之下降。两者的综合，以密度的减少影响较大，故而其内聚力的增幅有所减慢。

对试验③来说，当粉黏粒含量＜65%时，随粉黏粒增加，内聚力呈直线增加且比较快；当粉黏粒含量＞65%时，随粉黏粒增加，内聚力却呈直线下降，而且下降得也较快。原因与①的相同之处，仍在于土的密度变化；而不同之处，则在于饱水的土样，公共水膜的连接作用将大大减弱，粉黏粒含量越多，减少得越多，尤其是“多余的粉黏粒”出现后，下降幅度会更大。两者的综合，使“多余的粉黏粒”出现后，试验③的曲线明显下降。

对试验②来说，当粉黏粒含量＜45%时，随粉黏粒增加，内聚力小且基本上不变；当粉黏粒含量＞45%时，随粉黏粒增加，内聚力略呈直线增长。说明在未出现“多余的粉黏粒”（注：前已述及，干燥时击实与最佳含水量时击实时的“多余的粉黏粒”出现的区间是不一样的）之前，明显为砂类土结构，填充于孔隙中的干燥的粉黏粒并没有什么内聚力。而“多余的粉黏粒”出现后，粉黏粒受到了挤压，彼此接近，从而形成内聚力，“多余的粉黏粒”越多，内聚力越大；但与此同时土样的干密度的下降将阻止内聚力的增加。两者的综合，使试验②的曲线在粉黏粒含量较高时略有增加。

对试验④来说，与试验②相似：当粉黏粒含量＜45%时，随粉黏粒增加，内聚力小且基本上不变；当粉黏粒含量＞45%时，随粉黏粒增加，内聚力略呈直线增长，但要低于②。之所以如此，一方面的原因与②相似，另一方面的原因也已在前面的章节中论及，故不复述。

（4）就内摩擦系数而言，从横向看，对同一种试验类型，不同的土样的内摩擦系数的变化同样是有规律的。

对于②来说，当粉黏粒含量＜45%时，随粉黏粒增加，内摩擦系数总体上上升；当粉黏粒含量＞45%时，随粉黏粒增加，内摩擦系数又呈总体上下降。主要的原因一方面在于密度的升降，另一个原因在于未出现“多余的粉黏粒”时，土样为明显的砂类土结构，填充于孔隙中的粉黏粒对土体摩擦系数的降低作用不大，低于密度增加的影响；“多余的粉黏粒”出现后，能明显地影响土体，土样的密度也降低，因此摩擦系数也随之下降。

对于①来说，与②相似，当粉黏粒含量＜45%时，随粉黏粒增加，内摩擦系数总体上上升；当粉黏粒含量＞45%时，随粉黏粒增加，内摩擦系数又呈总体上下降，但比②的变化要缓。之所以如此，原因与②相似，不同之处在于：由于含水量的影响，粒度成分的作用更明显，粉黏粒含量越大，内摩擦系数的降低也越显著。正是后一种原因的增强，内摩擦系数下降时的粉黏粒含量向偏小的方向移动，同时曲线也变得较为平缓。

对④来说，与②相似，当粉黏粒含量＜45%时，随粉黏粒增加，内摩擦系数总体上上升；当粉黏粒含量＞45%时，随粉黏粒增加，内摩擦系数又呈总体上下降，但要比①的变化更缓。原因与②相似，不同之处在于：饱水之后，粉黏粒含量的影响更为明显，内摩擦系数将随粉黏粒含量的增加而明显降低。但由于②曲线的起伏较大，峰值较高，下降的结果仍保持原有的升降，只是幅度平缓许多。

对③来说，也与②相似，也是与上述相同的原因，与①相比，内摩擦系数降低，曲线也更平缓。但由于饱水时的含水量与最佳含水量之差要远小于饱水时的含水量与含水量为零时之差，故其受饱水的影响要比④小，①与③之差要小于②与④之差。

（5）分析剪应力与剪切变形的关系曲线（图6-9和图6-10），可以看出，最佳含水量成型、试验时不饱水的土样①，在剪切破坏前，其剪应力随剪切变形的增加而快速增加；剪切破坏时的剪应力也大；剪切破坏后，剪应力则随剪切变形的增加而迅速下降，说明其具有相对较高的内聚力。含水量为零时成型、试验时不饱水的土样②，在剪切破坏前，剪应力随剪切变形的增加而增加（但较①要慢）；剪切破坏后，若剪切变形继续增加，除粉黏粒含量较大者外，粉黏粒含量较少的土样其剪应力一般能保持稳定，说明较高的内摩擦系数为其剪应力的主要来源。最佳含水量时成型、试验时饱水的土样③，介于①、②之间，说明其由内摩擦系数及内聚力综合影响所致的强度在①、②之间；由于其内聚力相对大些，因此其内摩擦系数就相对要小些。含水量为零时成型、试验时饱水的土样④，一方面剪应力随剪切变形的增加而增加的幅度较小，另一方面剪切变形较大时仍没有明显的剪切破坏点出现，说明其内聚力与摩擦系数均相对较低，同时也表明在此种状态下粉黏粒对土体的影响更为显著，细粒土的特征表现得更明显。所有的这些，也从另一个方面验证了前面的分析。

综上所述，由粉黏粒含量的增加而导致的试验土样从较典型的砂类土向细粒土过渡，其强度指标的变化点约在45%。这与前面的几种其他试验的结果基本上是一致的。