0.   引言

在降雨入渗与荷载的共同作用下，非饱和土基质吸力减小，粒间胶结物软化，颗粒发生相对滑移、破碎、重定向和重排列。此外，土中膨胀性矿物亦会发生体积变化。宏观上，土体将产生一定的剪切及体积变形以达到新的平衡状态，这种变形称为湿化变形^[1]。近年来，针对粗粒土^[2]、湿陷性黄土^[3]和残积土^[4]等多类土的研究都表明，土体的湿化变形相当可观，是控制相关土工建（构）筑物变形及稳定的重要因素，实践中应予以足够重视。

湿化试验是研究土体湿化过程力学特性的重要手段，在降雨入渗或水库蓄水诱发路堤或土石坝变形研究中广为运用。湿化试验可分为单线法和双线法两种^[5]，如图 1所示。双线法中分别对干态和湿态试样进行相同的加载，并将同一应力状态下干态和湿态试样变形之差视作湿化变形；而单线法则是先将干态试样加载至一定应力状态，再设法增大土中含水率（维持荷载不变）并测量增湿过程中试样的变形。显然，单线法更加符合实际过程，因而日益得到重视。

图  1  单线法和双线法示意图

Figure  1.  Schematic diagrams of two methods of wetting tests

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以往湿化试验多面向路堤和土石坝等堆筑工程，因而常采用加荷型应力路径，如等应力比^[6]和常规三轴压缩^[7]路径等。然而，实际情况并非总是如此。如图 2所示，边坡开挖时坡内土体因卸荷作用达到新的应力状态，在而后的降雨过程中，水分沿裂隙等优势通道入渗，造成土体的湿化。湿化前的卸荷应力路径是这一过程区别于以往常规湿化试验的关键。以上工况在建筑物因土地资源缺乏或地形限制依山削坡而建时屡见不鲜，值得详加考察。然而迄今为止，考虑先期卸荷影响的土体湿化特性试验研究还鲜有报道。

图  2  边坡的开挖卸荷-降雨入渗工况

Figure  2.  Unloading-wetting condition in practice

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残积土是母岩风化后未经搬运的松散物质。花岗岩残积土在中国华南地区广泛分布，是当地岩土工程建设涉及最为频繁的土之一，其物理力学性质与沉积形成的土有显著差异。颗粒组成上，花岗岩残积土具有砾、砂、粉与黏粒兼具的混粒特征，土质类别因之跨越黏性土与砂性土^[8]；工程特性方面，该类土结构易受扰动，遇水软化、易崩解^[9]。目前普遍认为花岗岩残积土是一种区域性特殊土。与此同时，中国华南地区经济快速发展与建设用地缺乏的矛盾突出，工程建设依山削坡开展的情况大量存在，在降雨丰沛、暴雨等极端天气频发的气候背景之下，该地区面临的降雨诱发开挖边坡失稳破坏的风险较高，故面向开挖卸荷与降雨入渗共同作用的工况开展针对性研究十分必要。

基于上述考虑，本文利用应力路径三轴仪对花岗岩残积土开展先期经历卸荷剪切的湿化试验，旨在探究降雨入渗条件下开挖边坡土体的力学响应特性，重点关注围压、先期卸荷程度及开挖与降雨次序的影响。研究可为相应工况下岩土工程实践提供借鉴。

1.   试验材料与试验方案

1.1   试验材料

土样取自深圳市南山区某基坑地下11.5~12 m。为减小取样扰动，采用人工挖槽法取30 cm见方的块状样。土样的基本物理力学性质指标和颗粒组成如表 1所示。土中砾、砂、粉和黏粒含量分别为4.7%，49.1%，16.5%，29.7%，级配不连续，具有“两头多、中间少”的粒径分布特点。XRD测试结果显示，土中主要矿物为石英（68.5%）和高岭石（26.1%），此外还含有少量伊利石（3.8%）和伊蒙混层矿物（1.6%）。根据《土的工程分类标准》（GB/T 50145—2007）可将其归为黏土质砂（SC）。

表  1  花岗岩残积土基本物理力学性质指标和颗粒组成

Table  1.  Index properties and particle composition of granite residual soil

密度$\rho$/(g·cm-3)	含水率w/%	孔隙比e	颗粒密度${\rho _{\text{s}}}$/(g·cm-3)	渗透系数K/(cm·s-1)	液限${w_{\text{L}}}$/%	塑限${w_{\text{P}}}$/%	塑性指数${I_{\text{P}}}$	颗粒组成/%
								> 2 mm	0.075~2 mm	0.005~0.075 mm	< 0.005 mm
1.96	27.3	0.76	2.71	2.14×10-4	54.2	26.7	27.5	4.7	49.1	16.5	29.7

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1.2   试验方案与试验设备

本文基于单线法开展卸荷剪切-湿化试验（UWT），以轴向应力不变、侧向应力减小的主动压缩路径模拟开挖卸荷过程。具体试验步骤如下：

首先切削出直径50 mm、高度100 mm的圆柱试样。由于试样天然含水率较高，还需进行脱湿处理以模拟较干燥的初始状态。脱湿过程在恒温恒湿箱中进行，根据2019年深圳市8月（雨季）平均气温（28.7℃）和平均相对湿度（85%）设置环境参数，脱湿时长为3 d。试样安装至仪器之上后进行等向固结，固结围压设为50，75和100 kPa以模拟浅表较低应力水平。固结完成后实施卸荷剪切，以4 kPa/h的速率减小围压直至应力比S（偏应力q与平均应力p之比）达到设定值。显然，应力比越大意味着试样先期卸荷程度越高。卸荷变形稳定后即开始湿化，具体方法是以10 kPa的常水头持续从试样底部注入无气水，测记此过程中试样的轴向应变和体应变。湿化变形稳定后关闭进出水阀门，以0.05 mm/min的轴向变形速率进行剪切，轴向应变达到20%后结束试验。具体试验参数列于表 2。

表  2  卸荷剪切-湿化与湿化-卸荷剪切试验方案

Table  2.  Schemes of unloading-wetting and wetting-unloading tests

组别	固结围压${\sigma _{3{\text{c}}}}$/kPa	应力比 S	湿化时 ${\sigma _3}$/kPa	湿化时${\sigma _1}$/kPa
Ⅰ	50	0, 0.23, 0.55, 1	50, 40, 30, 20	50
Ⅱ	75	0, 0.23, 0.55, 1	75, 60, 45, 30	75
Ⅲ	100	0, 0.23, 0.55, 1	100, 80, 60, 40	100
Ⅳ	100	0, 0.23, 0.55, 1	100	100

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实践中存在开挖后降雨和降雨后开挖等不同工况，为考虑开挖与降雨次序的影响，还开展了湿化-卸荷剪切试验（WUT，表 2中第Ⅳ组），具体步骤为：固结完成后直接开始湿化，待湿化变形稳定再逐次卸荷，每次卸荷之后应力比与卸荷剪切–湿化试验对应一致，最后一次卸荷变形稳定后结束试验。

试验所用设备为GDS应力路径三轴仪，选择该设备的主要原因在于其所用的内压力室体变量测技术。该技术基于内压力室和差压传感器等硬件，测量精度可达32 mm³。试验前加工了一个与原非饱和试验专用底座尺寸一致但不含陶土板的新底座，目的是使水能快速注入试样。

2.   湿化变形特性

2.1   湿化变形各向异性

图 3展示了${\sigma _{3{\text{c}}}}$=50 kPa时卸荷剪切-湿化试验全过程应力应变曲线。可以看出应力应变曲线分为5段：首先为固结阶段，相同围压下各试样的固结应变差异较小，表明试样的均匀性良好；接着是卸荷阶段；第三段是停机变形阶段，即荷载已卸至设定值，但变形还未稳定，由于应力水平较低且试样处于干态，停机变形很小；随后是湿化阶段，应力保持不变，曲线与应变轴平行；最后是湿化后剪切阶段，应力应变曲线为硬化型。

图  3  卸荷剪切-湿化试验全过程应力应变曲线

Figure  3.  Stress-strain curves during unloading-wetting tests

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继续论述前先给出湿化侧向应变${\varepsilon _{{\text{rw}}}}$和湿化剪应变${\varepsilon _{{\text{sw}}}}$计算公式：

式中，${\varepsilon _{{\text{aw}}}}$为湿化轴向应变，${\varepsilon _{{\text{vw}}}}$为湿化体应变。

对于各向同性材料，静水压力作用下各方向变形应相等，即不会产生剪应变，体应变与轴向应变之比应为3。尽管湿化变形并非由应力增量引起，但并无理由认为静水应力状态下各向同性材料的湿化变形可能表现出各向异性。据此，魏松^[5]定义了“湿化变形各向同性”和“湿化变形各向异性”，前者是指土体在静水应力状态下湿化时不产生剪应变，${\varepsilon _{{\text{vw}}}}$与${\varepsilon _{{\text{aw}}}}$之比等于3。本研究中，静水应力状态下（S=1），${\sigma _{3{\text{c}}}}$=50，75和100 kPa时${\varepsilon _{{\text{vw}}}}$/${\varepsilon _{{\text{aw}}}}$分别为5.01，4.18和3.31，从而${\varepsilon _{{\text{aw}}}}$/${\varepsilon _{{\text{rw}}}}$分别为0.50，0.63和0.87，而湿化剪应变${\varepsilon _{{\text{sw}}}}$分别为-0.25%，-0.23%和0.09%。这表明花岗岩残积土具有湿化变形各向异性，水平方向湿化变形潜能大于竖直方向，反映了土体的原生各向异性。同时，随着固结围压的增大，轴向和侧向湿化变形差异减小，各向异性效应逐渐减弱。

2.2   固结围压和先期卸荷程度的影响

图 4给出了不同围压下湿化引起的轴向应变${\varepsilon _{{\text{aw}}}}$、体应变${\varepsilon _{{\text{vw}}}}$、侧向应变${\varepsilon _{{\text{rw}}}}$和剪应变${\varepsilon _{{\text{sw}}}}$随应力比S的变化曲线。可以看出，4种应变的总体水平均随围压的增大而上升。湿化时，土颗粒及其间胶结在水的作用下逐渐软化，土体刚度降低，即便荷载保持不变，土体也无法维持原先的平衡状态。因此，土颗粒发生运动，通过调整相对位置达到新的平衡状态，宏观上就表现为湿化变形。一方面，刚度因湿化而降低的程度一定时，围压越大，土体达到新的平衡状态需要进行的调整幅度就越大；另一方面，围压的增大又会使土体更为密实，颗粒间咬合、接触更加紧密，从而挤占土体后续湿化变形的空间。上述两种机制的效应相反，本文试验结果表明前者起主导作用，这可能是因为干态试样刚度较大，固结围压增大引起的土体压密相对不明显。

图  4  湿化应变随应力比的变化曲线

Figure  4.  Variation of wetting deformation with stress ratio

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随着应力比即先期卸荷程度的增大，湿化轴向应变和湿化剪应变均非线性增大，这显然是由于剪应力水平逐渐上升。湿化体应变和湿化侧向应变随应力比的增大逐渐减小，围压较低、应力比较大时，试样甚至出现“湿胀”。笔者认为，“湿胀”与剪胀有相似之处。湿化造成土体剪切刚度降低，使其难以继续承担原先的剪切荷载，因而产生新的剪切变形，这种剪切变形同样伴随着土颗粒的相对错动、提升等，从而引起土体的“湿胀”。因此，${\varepsilon _{{\text{vw}}}}$-S变化规律可以看作土体“湿胀”随剪应力水平的上升而增强的结果。

如图 5所示，湿化侧向应变与湿化轴向应变之比${\varepsilon _{{\text{rw}}}}$/${\varepsilon _{{\text{aw}}}}$随应力比的增大逐渐减小，这表明随着“湿胀”越来越显著，土体侧向湿化变形逐渐由收缩转变为膨胀。湿化试验中，试样侧面为常应力边界，湿化变形所受约束相对较小，而实际边坡往往受到支护结构的侧向约束作用，这种约束具有一定的刚性，受制于此，侧向膨胀湿化变形可能会引起土中水平应力及支护结构上土压力的增大，工程中应予以注意。

图  5  ε_rw/ε_aw随应力比的变化曲线

Figure  5.  Variation of ε_rw/ε_aw with stress ratio

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2.3   开挖与降雨次序的影响

图 6给出了湿化-卸荷剪切试验全过程应力应变曲线。为考虑开挖与降雨次序的影响，图 7对比了卸荷剪切-湿化试验（第Ⅲ组）和湿化-卸荷剪切试验（第Ⅳ组）各种应变随应力比的变化规律。需要指出，此处各种应变均由湿化应变和卸荷剪切应变两部分组成，仅当S=0（没有或尚未卸荷剪切）时两类试验均只有（静水应力条件下的）湿化应变，而此时两类试验的变形也的确相差很小，反映了试验结果的可靠性。不难看出，应力比相同时，先开挖后降雨工况下轴向应变和剪应变较大，而体应变和侧向应变较小，且应力比越大，两种工况下变形的差异越显著。由图 3可以看出，湿化变形比卸荷剪切变形大得多，图 6中卸荷程度不大时也是如此，即本小节讨论的变形主要是由于湿化产生。卸荷剪切-湿化试验中，湿化时存在剪应力，故此时剪应变较大；而湿化-卸荷剪切试验中，湿化在静水应力条件下发生，湿化变形以体积压缩为主，故这时体应变较大。

图  6  湿化-卸荷剪切试验全过程应力应变曲线

Figure  6.  Stress-strain curves during wetting-unloading tests

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图  7  卸荷剪切-湿化与湿化-卸荷剪切试验土体变形对比

Figure  7.  Comparison of soil deformations in UWT and WUT

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开挖与降雨次序问题实际上就是水力路径问题，以上结果表明水力路径对花岗岩残积土变形特性具有重要影响。从工程角度来看，与先降雨后开挖工况相比，先开挖后降雨将造成更大的剪应变和侧向膨胀变形，可能置土体或支护结构于更为不利的境地。

3.   土体强度的卸荷剪切-湿化效应

强度是土体力学性质的重要方面，卸荷剪切-湿化作用对其有何影响值得探究。图 3表明，相同固结围压下，先期卸荷程度越高，湿化后剪切阶段的应力应变曲线就越低，土体能发挥的抗剪强度越小，造成这一结果的部分原因是平均应力（周围约束）随先期卸荷程度的增大而降低，湿化引起的土体损伤可能也起一定作用。如图 8所示，为量化卸荷剪切-湿化作用对土体强度的影响，本节将固结围压不同而应力比相同的试样归为一组，根据同组试样（湿化后剪切）破坏时（轴向应变为15%）的应力状态绘制莫尔圆和强度包线，据此可得到对应于不同先期卸荷程度的土体黏聚力和摩擦角。

图  8  湿化后剪切破坏时莫尔圆及强度包线

Figure  8.  Mohr's circles at failure and strength envelopes

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黏聚力和摩擦角随应力比的变化曲线如图 9所示。随着先期卸荷程度的增大，黏聚力逐渐降低且降幅明显，而摩擦角有所波动、总体略有下降。以S=0（直接湿化）时的强度参数为基准，S=0.23，0.55和1时黏聚力分别下降14.6%，41.8%和57.8%，而摩擦角分别下降4.1%，1.5%和6.0%。据此可知，开挖卸荷对花岗岩残积土湿化之后的强度指标具有可观的影响，且主要表现在黏聚力方面。与直接湿化相比，经历开挖卸荷作用后再湿化的土体强度性能更低，而先期卸荷程度是重要的影响因素。

图  9  强度参数随应力比的变化曲线

Figure  9.  Variation of strength parameters with stress ratio

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4.   结论

（1）花岗岩残积土具有湿化变形各向异性，静水应力条件下湿化时水平方向变形潜能大于竖直方向，反映了土体的原生各向异性；随着固结围压的增大，轴向与侧向湿化应变差异减小，土体各向异性效应逐渐减弱。

（2）${\varepsilon _{{\text{aw}}}}$，${\varepsilon _{{\text{vw}}}}$，${\varepsilon _{{\text{rw}}}}$和${\varepsilon _{{\text{sw}}}}$等应变的总体水平都随固结围压的增大而上升；随着先期卸荷程度的增大，湿化轴向应变和湿化剪应变非线性增大而湿化体应变和湿化侧向应变逐渐减小；先期卸荷程度的增大引起土体“湿胀”的增强，进而造成湿化侧向变形逐渐由收缩转为膨胀；开挖与降雨次序对土体变形特性具有重要影响，先开挖后降雨工况下土体轴向应变和剪应变较大而体应变和侧向应变较小。

（3）相较于直接湿化，经历卸荷作用后再湿化的土体强度性能更低，先期卸荷对花岗岩残积土湿化之后的强度指标具有重要影响，随着先期卸荷程度的增大，土体黏聚力明显下降而摩擦角降幅微小。