3.2 千将坪滑坡层间剪切错动泥化带干湿循环试验（DWC）

由于非饱和土干湿循环对强度的影响这一问题的复杂性，使得有关干湿循环对非饱和土强度的影响这方面的研究结果很少。一般干湿循环试验都是在无荷载作用下进行，这与具有一定埋深的实际边坡土体是不相符的。本文以千将坪滑坡为对象，模拟实际工况下具有一定埋深的滑坡滑带土，在干湿循环条件下的强度变化特性，为揭示千将坪滑坡失稳机理提供试验数据。

3.2.1 试验方案

图3.2为本次试验的应力路径。试验步骤分为饱和固结、干湿循环、剪切三个阶段。干湿循环试验是采用基质吸力来加以控制模拟土体的干燥和浸湿过程（浸湿—干燥—浸湿），得到土体在干湿循环之后的q-ε_a等关系曲线，具体试验过程如下。

试样放入压力室后，在初始压力p_a下经过反压饱和，并在各向等压（p=σ₁=σ₂=σ₃）下分级加载至围压等于p₀（p₀>p_a）固结稳定，三个试样的p₀分别控制为50×10³Pa、100×10³Pa、150×10³Pa。为了使吸力在加压过程中保持不变，本次试验采用的加压速率控制在0.6×10³Pa/h左右，加压速率的大小可以利用式（3.3）估算

式中：R_L为加压速率；是非饱和土样中水相的固结系数；u_lim为试样顶部的超孔隙水压力的界限值，可取所控制吸力的10%；h为试样的高度。

固结稳定标准参考《土工试验规程》（SL 237—1999），定为：2h排水量小于1mm³。饱和、固结稳定后，控制p-u_a=p₀不变，在各向等压的作用下基质吸力从0逐级增加至某一设定值，这一过程中，吸力平衡的判别非常重要，它直接影响到后继试验成果的可靠性。本试验所采用吸力平衡判别标准：24h内测得试样排水或吸水量小于试样体积的0.05%。稳定后仍控制净围压不变，基质吸力再从设定值逐级卸载至0。如此通过吸力的加、卸载完成一次土体的干湿循环。

文献表明：非饱和土体在经过4次干湿循环后，强度值达到稳定。故在本次试验中，对试样进行4次同样的干湿循环过程，每次均测定总体积变形，排水量，计算含水率。干湿循环完成后，控制u_a-u_w不变，施加偏应力，进行三轴剪切试验。试样干湿循环的应力路径见图3.2。参考《非饱和土土力学》中“三轴试验的应变速率”和《土工试验规程》（SL 237—1999）中“剪切速率的确定”，在试验中，剪切速率确定为0.155mm/min。

图3.2 试样干湿循环的应力路径

3.2.2 试验结果及分析

图3.3和表3.3表示在不同围压情况下，试样的体积应变和含水率在干湿循环过程中的变化情况。结果表明，在本次干湿循环试验的初始1次、2次循环中，试样的压缩变形较大，而在随后的循环中，干缩变形量与湿胀变形量十分相近。但两者并非一个完全可逆的过程，其吸水湿化膨胀的速度比失水干燥收缩的速度要快。但根据以往很多的试验研究表明，土水特征曲线具有逆向回滞现象，如果把土体变形认为是微观变形与宏观变形的总和，则在此可以看作微观变形在结构层次上是一个可逆过程。另外，从图3.3中还可看到，在干湿循环阶段，不同固结压力下，同样的吸力变化范围内，体变的大小相差不大，这表明了在这一阶段，吸力对体变性状的影响占主导地位。

从土体干湿循环试验结果也可以看到：饱和土体的基质吸力与含水率间并不存在唯一的关系。其原因是影响基质吸力的因素除了含水率 （饱和度）之外，还与含水率的变化路径有密切关系。换言之，非饱和土体当前的含水率是从饱和度较高的状态脱湿而得，还是从较干燥的状态吸湿而致，或者是经过多次的干湿循环而得，对于土的基质吸力是有影响的。从试样干湿循环过程中的含水率变化情况来看，即是土体的脱湿—吸湿过程不重合。显然，这种现象将引起土体的强度差异，因为即使含水率相同，其对应的基质吸力却差别较大，或基质吸力相同，对应的含水率却不同。非饱和土体的含水率变化历史和路径不同，也使土骨架承受不同的应力路径。而土与其他材料的差别之一就是：强度与变形等力学特性与其应力路径有关。由此也可推测，土体的力学特性与其含水率的变化路径有关。

图3.3 不同固结压力下干湿循环过程中ε_v-h曲线

图3.4显示的是3个试样在不同的净围压下剪切过程的体变曲线（剪切过程中的体变是在干湿循环完成后的基础上重新计算的）。从图中可以看到：各试样在剪切过程中体积均发生收缩。在这3个试样中，各试样由于剪切产生的体积收缩量随固结压力的增加而增大，表明固结压力对体变性状具有很大的影响，这点与其他学者的研究结论类似。

图3.4 ε_a—ε_v关系曲线

图3.5为干湿循环结束后，试样在剪切过程中轴向应变ε_a与偏应力q的关系曲线。取轴向应变ε_a=15%对应的剪应力作为土样的抗剪强度（P₀=50×10³Pa，q=98×10³Pa、P₀=100×10³Pa，q=140×10³Pa、P₀=150×10³Pa，q=166×10³Pa），由Mohr—Clumb准则（如图3.6所示）得到c′=11.19×10³Pa，φ′=21.6°。

图3.5 ε_a—q关系曲线

图3.6 干湿循环后剪切所得的Mohr圆及包线

结合前面CU试验，两次试验结果相比较，发现经过4次干湿循环后的土样（c′=11.19×10³Pa，φ′=21.6°）与CU试验中未经干湿循环的土样在同等条件（基质吸力（u_a-u_w）=0，σ₃-u_a=50×10³Pa，c′=15.7×10³Pa，φ′=26.6°）下相比较，黏聚力下降28.7%，内摩擦角下降18.8%。

这一数据充分说明了对于常年受库水位涨落及降雨、蒸发等一系列自然因素的影响的水库库岸，如果存在软弱夹层，如千将坪滑坡的层间剪切错动泥化带，其实际的剪切强度比用CU试验确定的强度参数要低。

就土体结构来讲，在大气营力的作用下，尤其是在降雨、库水位变化、蒸发等作用下，非饱和土体反复胀缩，比如在干燥状态下开裂后，其土体的原状结构遭到破坏，从而颗粒间的胶结减弱，结构力逐渐消失，如果随后遇水，则会有结合水溶剂膜的楔入发生。此外，在干湿循环的过程中，土体内部由于不可逆的范德华力的作用，颗粒聚集，使得黏粒含量减小，比表面积减小，因而孔隙率增大，渗透性增强，可塑性降低，表现在土粒之间结构连接减弱，显然抗剪强度也会随之减小。另外，实际的工程经验告诉我们，土体的胀缩裂隙主要是在干缩过程中产生，其产生的程度又会随着压力的减小、循环幅度增大而增大。因此，可以说在此类试验中，土样的抗剪强度指标会由于其压力、循环次数、循环幅度的不同而有不同的表现。