银川地区湖泊众多，水域附近土体常年由于水位升降变化处于干湿交替状态，造成临近土体发生强度劣化，抗变形能力下降，导致构筑其上路基工程、地基工程、库岸边坡工程产生失稳破坏^[1]，对地区经济发展产生阻碍。大量学者针对土体干湿循环特性开展试验研究，在饱和度相关研究中，杨和平等^[2]通过对宁明膨胀土研究认为，当土体饱和度大于50%时，抗剪指标随着饱和度的增大发生衰减，且当饱和度相对较低时衰减较快，饱和度达到一定值后衰减较慢，并建立了黏聚力、内摩擦角与饱和度关系曲线；黄琨等^[3]通过对广西重塑粉砂土研究认为：当含水率较低时，土体抗剪指标随着含水率增加而增加，但含水率达到一定值时，土体抗剪指标随着含水量的增加而减小；边佳敏^[4]通过对小浪底滑坡土体强度指标的拟合分析发现总黏聚力和内摩擦角与含水率分别成二次函数、线性关系。在压实度因素研究中，刘文化^[5-6]对干湿循环作用下不同初始干密度、循环荷载作用、制样方式、应力历史下的大连粉质黏土力学性质开展系统性试验研究, 认为不同初始干密度对土体应力应变曲线产生不同影响, 以及不同应力历史条件下力学特性不同; 邵显显等^[7]对不同压实度下黄土增湿变形展开研究，得出压实孔隙比大于临界孔隙比时，增湿变形较大，反之增湿变形较小；LU等^[8]对干湿循环下不同干密度时下蜀黄土的研究认为压实黏土致密性对裂缝影响很大，低密度裂缝扩展较深，高密度裂缝扩展深度较浅；万勇等^[9]通过对干湿循环作用下压实黏土的研究，得出低压实黏土黏聚力增大而中高压实黏土黏聚力减小，且内摩擦角均增大的规律；Kholghifard等^[10]认为干湿循环对干密度大的残积红土会减小湿陷性而提高膨胀性。大量针对干湿次数的研究中，Tang等^[11]对Romaininville黏土干湿循环过程表面裂缝演化、结构演化进行研究，发现土体在干湿3次后裂缝保持稳定；HE等^[12]对Teguline黏土进行干湿循环裂缝研究，发现在4~5次干湿循环后，试样发生径向裂缝而非轴向。张祖莲^[13]对云南地区红土开展干湿循环作用下强度研究, 认为红土抗剪强度均随干湿循环次数的增加而非线性减小，在10次达到稳定；而江强强^[14]则认为红土在干湿循环前3次强度衰减较快，之后衰减较弱，直至稳定；徐丹^[15]对膨胀土的3次干湿循环试验研究认为，试样的剪切强度及黏聚力呈先增加后减小的趋势, 在第2次干燥过程中达到峰值, 但内摩擦角受干湿循环的影响无明显规律。在荷载因素相关研究中，杨和平^[16]通过选取南北方3种典型地区的膨胀土开展上覆荷载作用下抗剪强度研究，发现上覆荷载越大，其绝对强度衰减率越低，并且用双直线能较好表征抗剪强度指标；陈开圣^[17]开展荷载作用下贵州地区红黏土的干湿循环试验，通过胀缩率观测红黏土收缩特性，并认为干湿循环1次后胀缩最强烈，5次左右趋于稳定。叶为民^[18]开展了干湿循环作用下考虑温度影响的膨润土微观特性研究。多数试验研究中考虑开展以上多因素间相互作用，如胡长明^[19]开展了压实黄土干密度、干湿循环幅度、干湿循环下限幅度含水量三因素的三轴试验，拟合得到基于以上三因素的压实黄土干湿循环强度劣化模型(CLDM)；黄震^[20]对广西膨胀土进行等幅度干湿循环试验，建立了初始含水率、循环幅度、干湿次数为变量的黏聚力非线性特征函数。

现有研究表明：不同地区土体力学特性各异，影响土体强度劣化因素涉及：初始干密度、含水率、干湿次数、围压，以及温度作用等，各因素间影响程度有别，这是造成地区之间工程破坏程度各异的重要原因。众多学者系统开展了各类土体干湿循环作用下的力学特性研究，为探究地区土体性质，提高工程服役性能具有重要意义。大量试验的开展多集中探究强度特性、变形特性，以及相应试验条件下曲线拟合分析，对于特殊土研究较多，而对于粉质黏土研究较少，基于此，本研究开展了考虑不同压实度、饱和度、干湿循环次数及围压四因素的三轴试验，力图探究银川地区粉质黏土强度劣化机理，研究结果可为粉质黏土地区工程设计和施工提供参考。

本试验用土取自宁夏老年大学，该场区地貌上属黄河冲积平原二级阶地，无不良工程地质作用，场区地层自上而下为人工填土，第四系冲、湖积相黏性土、粉土和砂土层，试验用土取土深度5~6 m, 黄褐-褐黄色，稍湿，稍密-中密，不均匀，无明显层理特征，属中等压缩性土层，基本力学性质如表 1所示。

将试验用土自然风干，去除杂物锤碎，过2 mm筛，试验设定不同压实度分别为90%，92%，95%，通过称量不同质量的土来实现; 试验设定土样饱和度分别40%，55%，70%，85%，此过程通过加入不同水量实现；充分拌和后放入保湿缸24 h，使土样水分保持均匀，每份土样分3~5次称量，保证试样均一，每次用液压千斤顶击实完成后，用土刀刮毛土样，将土样制成高80 mm，直径39.1 mm的三轴试样。

本试验干湿循环路径主要通过烘箱减湿，加水增湿固定时间法来实现。将制备好的土样放入托盘内，置于烘箱内，设定温度65 ℃，时间24 h降至风干含水率，此过程完成一次干燥减湿。将试验土样取出静置半小时后再将一组4个试样放于底部装有大透水石的烧杯中(透水石事先预置于蒸馏水中)，利用胶头滴管向烧杯壁和土样上部进行补水增湿，使土体从上下两部分吸湿，达到饱和含水率，外部覆盖保鲜膜，增湿24 h，此过程完成一次补水增湿。一次完整干湿循环为2 d。试验中实时称量试样的总质量，进而控制含水率。干湿循环过程如图 1、2所示。

图 1 干燥减湿过程 Fig. 1 Dehumidification process

图 2 补水增湿过程 Fig. 2 Humidification process

为探究压实度、饱和度、干湿次数，围压对粉质黏土强度劣化作用机理，考虑到路基工程中填方路基填筑设计压实度不低于90%，其他等级道路工程压实度在此基础上标准更高，故本试验设定不同压实度90%，92%，95%。为了模拟工程实际受干湿循环作用，一方面在含水率变化对重塑粉质黏土抗剪强度影响的相关研究集中在最优含水率附近，结合不同压实度条件，计算得最优含水率状态下饱和度为55%左右；另一方面考虑到饱和度设置间隔太大导致制样过程中泌水严重，质量损耗较大对后续三轴试验结果误差影响大。故综合以上因素设定本试验饱和度为40%，55%，70%，85%。根据不同试验条件将试验土样命名为Cx-Sy-Z，其中C表示压实度，S表示饱和度，Z表示围压等级。如C90-S40-100代表压实度90%、饱和度40%、围压100 kPa的土样，下同。土样进行干湿循环次数为0，3，6，9次，以DW+数字表示干湿次数，如DW0表示干湿循环0次，下同。各组试样试验结束后，使用应变控制式三轴仪进行不排水不固结(UU)试验，围压设定100，200，300，400 kPa，共计194个试样进行三轴试验，试验方案如表 2所示。

根据三轴试验，测得不同压实度下应力应变曲线如图 3所示。

图 3 干湿循环作用下应力应变曲线 Fig. 3 Stress stain curves under drying-wetting cycles

由图 3(a)，(e)，(i)可看出，未经干湿循环时，不同压实度土体在低围压(100~200 kPa)下，土体应力应变曲线呈现较强的软化型；而在高围压(300~400 kPa)时，随压实度的增大，应力应变曲线由硬化型逐渐过渡到软化型。这主要是因为：试样制备过程中使用液压千斤顶制样，相当于给予土样一定的先期固结压力，且压实度越大，土样所经受的先期固结压力也越大。因此，当围压较低时，土体呈现超固结特性，剪切过程中发生剪胀，应力应变曲线呈现软化型；而当围压较高时，随压实度的增大，土体由正常固结状态过渡为超固结状态，故此，应力应变曲线也由硬化性过渡为软化型。

干湿循环后，土体应力应变曲线形式均为应变软化型。这是因为：多次干燥减湿过程水分蒸发和补水增湿过程水流冲刷破坏了原有孔隙结构，颗粒间隙增大，同时裂隙发育明显，土体在剪切过程中因颗粒重排列发生剪胀，表现为不同程度的软化。值得注意的是：干湿3次以后各个组别软化程度逐渐增大，这与三轴土样剪切结果保持一致，如图 4所示，土样在干湿循环6次与9次过程中体积膨胀要明显一些。所以综上：认为干湿循环前后改变土体应力应变曲线形式，土体由应变硬化型逐渐变为应变软化型，且干湿循环3次后，土体软化程度逐渐增大。

图 4 同组别干湿循环3-6-9次后剪切土样 Fig. 4 Soil specimens of same group after 3-6-9 drying-wetting cycles in shear test

取每组试样达到强度标准时应力-应变曲线对应的偏应力考察强度指标。对应变软化型试样，取其峰值点的偏应力值，对硬化型试样，取轴向应变达到15%时所对应的偏应力值。为便于描述，定义干湿循环1~3次为干湿循环前期，4~6次为中期，7~9次为末期。同时定义，当土样实际含水率高于最优含水率时为高饱和度(Sr)(对应于饱和度70%和85%)，低于最优含水率时为低饱和度(对应于饱和度40%和55%)，图 5为不同干湿次数后峰值应力变化情况:

图 5 干湿循环作用下峰值应力变化规律 Fig. 5 Change rules of peak stress under drying-wetting cycles

由图 5可知，未经干湿循环时，峰值应力随围压和的压实度的增大呈现增大趋势。干湿循环后，随干湿次数的增加，峰值应力逐渐下降。同时，干湿循环前期和末期，峰值应力在高饱和度下衰减程度较大，而在干湿循环中期，峰值应力在低饱和度下衰减程度较大。如干湿循环前期，相同压实度下各组别中衰减程度最大的为C90-S40, C92-S70, C95-S70，衰减率分别为28.11%, 25.21%, 17.59%；干湿循环中期，各组别中衰减程度最大的分别为C90-S55, C92-S40, C95-S40，衰减率分别为28.35%，30.65%, 45.32%；干湿循环末期，各组别中衰减程度最大的分别为C90-S85, C92-S85, C95-S55，衰减率分别为25.63%, 26.95%, 36.59%。这主要是因为：在干湿循环前期和末期，不同土样干燥减湿至风干含水率，土体饱和度越高则干湿幅度越大，同组别干湿循环过程中基质吸力较大，使土体失水达到临界状态时产生裂隙，干湿幅度越大，产生裂隙越多，强度衰减程度越明显。而在干湿循环中期，高饱和度土体内部裂隙发育减缓，相同含水量状态下基质吸力下降，毛细作用疲化，使得高饱和土体较低饱和度土体峰值应力减小程度趋缓，相比之下，低饱和度土体应力衰减程度较大。

值得注意的是，随着干湿次数的增加，相同压实度相同围压条件下，曲线形式总是出现类似交点的趋势。如C92-100kPa, C92-400kPa及C95-200kPa下各饱和度土体均在干湿循环6次左右峰值应力曲线达到相交。考虑到曲线应力应变曲线形式主要与围压、压实度及固结方式相关，而应力应变曲线也可反映土体破坏程度, 在干湿循环中、末期若忽略固结方式时，可认为交点的出现，其实质是反映了土体在相同压实度和围压条件下经历不同干湿循环作用后达到了相同的破坏程度。依据文献[21]中伏斯列夫真强度理论，分析认为此时土体内部处于等含水量状态，而不同试样交点均集中于中期结束6次，说明整个干湿循环过程中期6次左右，不同土样不同强度包线下各个试样破坏时的含水量是近似相同的。

根据应力应变曲线，绘制摩尔应力圆及强度包线，得到每组试样的抗剪强度指标——黏聚力с和内摩擦角φ。

图 6为不同压实度下黏聚力指标变化情况。从中可以看出，随干湿循环次数的增加，黏聚力均呈现显著减小趋势。为系统阐述黏聚力变化情况，定义总体劣化度为初始值减去某次循环后劣化值与初始值的比值，并将不同饱和度下黏聚力劣化情况示于图 7。

图 6 不同压实度下黏聚力随干湿循环次数的变化关系 Fig. 6 Relationship between cohesion and number of drying-wetting cycles under different compactnesses

图 7 不同饱和度下黏聚力劣化度随干湿循环次数的变化关系 Fig. 7 Relationship between deterioration degree of cohesion and number of drying-wetting cycles under different compactnesses at different saturations and the number of drying and wetting cycles

由图 7可知，总体上黏聚力随干湿循环次数的增大呈现明显的衰减趋势，且在干湿循环前期，高饱和度土体衰减幅度较大，而在中、末期，低饱和度土体衰减幅度较大。如干湿循环前期相同压实度下各个组别衰减最大的是C90-S85, C92-S70, C95-S85，分别为42.16%, 31.08%, 41.66%；干湿循环中期同压实度下各个组别衰减最大的是C90-S40, C92-S40, C95-S40，分别为28.31%, 36.76%, 30.55%；干湿循环末期同压实度下各个组别衰减最大的是：C90-S70, C92-S40, C95-S40，分别为：18.52%, 20.37%, 24.55%。黏聚力衰减归因于原始黏聚力与吸附强度劣化。干湿循环前期，高饱和度土体内部天然胶结物质受到冲刷，致使原始黏聚力降低，加之高饱和度土体减湿后基质吸力较大，土体反复湿胀和干缩变形，孔隙数量增多，强度衰减较明显；而在中期和末期，随着干湿循环次数的增加，土体内部裂隙不断增多，基质吸力与毛细作用疲化，吸附强度降低，故而强度下降。该过程中，饱和度越低，该特征表现得越明显。因此干湿循环中、末期低饱和土体强度衰减较大。

此外，通过分析不同压实度下黏聚力的平均衰减率，如表 3所示。认为在干湿循环前期，提高压实度可一定程度降低黏聚力劣化影响，但在干湿循环中、末期提高压实度对降低黏聚力劣化作用甚微，甚至反而会加剧黏聚力劣化程度。这主要是因为：不同饱和度土体经历干湿循环幅度不同，基质吸力的作用促使土体更加密实，强度增加；与此同时干湿循环过程中裂隙的发育，土体将发生不同程度软化，强度降低。在干湿循环前期，由于基质吸力的作用稍强于裂隙发育，导致整体对黏聚力劣化具有不同程度的抵抗能力。随着干湿循环过程的推进，裂隙发育显著，由于孔隙结构的增多增大，基质吸力分布不均匀，此时裂隙发育强度衰减远大于基质吸力作用。故提高压实度对黏聚力劣化的抵抗能力越来越弱，工程实际中需考虑此特征。

通过对不同饱和度下黏聚力劣化度与干湿循环次数变化规律的拟合分析，如表 4所示。低饱和度下黏聚力劣化度与干湿循环次数间符合线性回归，高饱和度下其变化关系符合二次曲线回归，且具有较好的相关性。

不同压实度下内摩擦角随干湿循环次数的变化规律如图 8所示。

图 8 不同压实度下内摩擦角与干湿循环次数的变化关系 Fig. 8 Relationship between internal friction angle and number of drying-wetting cycles under different compactnesses

由图 8可知：内摩擦角在干湿循环作用下总体呈不断劣化趋势，但其劣化程度较黏聚力要小。其原因在于：补水增湿后水膜契入土体骨架间隙，由于水膜润滑作用，使得土体颗粒间距变大，加之干湿循环过程裂隙发育导致土体孔隙增加，颗粒之间接触面减小，机械咬合减弱，从而导致土体内摩擦角整体减小。

此外，由于补水增湿过程使得土体内部，特别是在土样中部含水率分布不均匀，这使得局部滑动摩擦角增大，从而内摩擦角呈现波动起伏现象, 如C90-S85和C92-S85土样在干湿循环3次时内摩擦角出现小幅抬升。分析其原因是：低压实度下孔隙较大，在高饱和度水分的冲刷下，经历3次干湿循环后孔隙骨架发生一定程度的坍落，导致颗粒间接触面增多，剪切时接触面上的摩擦阻力较大，故而摩擦角发生小幅抬升。后续摩擦角减小主要是因为裂隙发展对孔隙结构的影响远远大于这种坍落作用，宏观表现为颗粒间隙增大，咬合能力的减弱。

通过对密实度、饱和度、干湿循环次数、围压4个影响因素的重塑土样的三轴试验与数据分析拟合，得到得到以下结论：

(1) 干湿循环过程改变土体应力应变形式，土样由应变硬化型逐渐变为应变软化型，且干湿循环3次以后大幅改变软化程度；

(2) 干湿循环前期和末期，其峰值应力在高饱和度下衰减程度较大，而干湿循环中期则在低饱和度下衰减较大。不同压实度、饱和度、围压下土体在干湿循环6次左右内部含水量较接近，说明不同压实度、饱和度、不同围压下土体在干湿循环过程中存在“归一”性。

(3) 干湿循环后黏聚力与内摩擦角指标均发生劣化，且黏聚力劣化程度大于内摩擦角；在干湿循环前期，高饱和度土体黏聚力衰减较快，而在干湿中期、末期，低饱和度土体衰减较快；干湿循环前期，提高压实度可在一定程度降低黏聚力劣化程度，但干湿循环中期、末期提高压实度对黏聚力劣化抵抗作用较弱；低饱和度下黏聚力劣化与干湿循环次数之间符合线性回归，而高饱和度下其规律符合二次曲线回归，相关性较好。