随着我国西部大开发政策和“一带一路”倡议的实施，盐渍土地区拟建和在建的基础设施建设越来越多^[1-2]。由于盐渍土的盐胀性、腐蚀性和溶陷性等特殊性质，会导致盐渍土路基产生翻浆、盐胀、腐蚀、冻胀等病害^[3-5]。青海地区是我国盐渍土分布面积最广的区域之一，其境内的道路、机场、管线、输电、房建等工程建设大多会涉及此类病害问题^[6-9]。

国内外学者对盐渍土的强度特性进行了大量的研究，而对盐渍土的研究最早始于前苏联^[10-11]，Dobrovl skii等^[12]通过研究给出了盐渍土路基建设的力学强度指标和盐渍土路基的使用条件。Sayles^[13]进行了盐渍土的三轴试验，发现加载速率和围压的大小与剪切强度之间具有很大关系。Xu等^[14]开展了不同围压、含水率和加载频率条件下的三轴试验，得出破坏强度随着围压的增加而增加；动黏聚力和动摩擦角随着含水率的增加而减小，随着加载频率的增加而增加。Peng等^[15]发现吉林省地区的盐渍土土粒间结合水膜的胶结强度容易受含水率和含盐量的影响，压实度也是影响土体强度的重要因素。

我国现阶段对盐渍土强度特性方面也做了大量的研究。陈炜韬等^[16]通过研究得出氯盐渍土在含水率一定时，盐渍土的抗剪强度随着含盐量的增加而不断减小，当增加到某一范围后开始增大。于青春等^[17]分析了苏打型盐渍土在失水和吸水条件下抗剪强度随含水率的变化机制，得出土体在失水的过程中其抗剪强度逐渐增大，土体在吸水过程中抗剪强度逐渐降低。蔡国庆等对非饱和黄土开展直剪试验，得出随着含水率的增加，土的抗剪强度指标均减小的结论。董山等得出压实黄土状粉土的含水率在最优含水率附近取得最大值，内摩擦角随含水率的增加不断减小，抗剪强度指标随着压实度的增大均不断增大。马军泽等^[18]研究了干湿循环和含盐量对硫酸盐渍土强度的影响，发现随着含盐量的增大，在干湿循环作用下硫酸盐渍土的强度逐级降低，含盐量越大效果越明显。赵福堂等^[19]研究了温度变化对盐渍土动强度参数的影响，得出随着温度的降低，动摩擦角和动黏聚力逐渐增大。

从以往大量的研究中可知，影响土体强度特性的因素很多，在众多影响盐渍土强度的因素中，除了温度、含盐量、上覆荷载等因素影响外，含水率、压实度和周围压力对盐渍土的力学特性也有着重要的影响。而氯盐渍土作为一种特殊土，具有较强的吸湿性。

随着水分的浸入，和土体颗粒共同起骨架作用的盐晶溶解，在荷载作用下失稳压密，导致路基下沉，故研究氯盐渍土的强度特性具有重要意义。因此，本试验以青海西部典型盐渍土分布地区的路基盐渍土为研究对象，分析了不同压实度和含水率对其强度特性的影响以及变化规律，并通过微观试验阐述不同初始条件对其强度特性的影响机理，为该盐渍土地区的基础建设和路基病害防治提供一定的理论参数和依据。

试验土样取自青海西部察尔汗万丈盐桥路段附近的路基土，该地区为中国重要的矿业基地，储有丰富的氯化钾、氯化钠等无机盐达20多亿吨，万丈盐桥坐落于察尔汗盐湖之上。用IPC-OES电感耦合等离子体发射光谱仪测定土样中离子含量见表 1，Cl^-与SO₄^2-的比值为3.075>2判定为氯盐渍土, 根据土的基本物理性质试验得到的指标见表 2。

按照土样的基本物理性质指标以控制不同初始条件进行不排水三轴剪切试验。取5%，7%，10%的含水率和93%，95%，97%的压实度制作试样，分别在100，200，300 kPa的周围压力下进行试验，剪切速率为0.8 mm/min。试验采用SLB-1型应力应变控制式三轴剪切渗透试验仪，试样的直径为39.1 mm，试样的高度为80 mm，重塑土试样采用分层击实。

为了研究该地区盐渍土的应力-应变曲线变化规律，结合研究数据，发现围压为100 kPa和200 kPa时，应力应变曲线呈现应变软化型；围压为300 kPa时，应力应变曲线呈现应变硬化型，而土的本构模型能够将室内试验所得的应力应变关系转化为合理的数学表达式，选取合适的应力-应变模型对试验结果进行模拟，找到对应的本构模型能够给实际工程建设提供理论指导。由于篇幅有限，故取压实度为97%和含水率为7%的试样试验结果进行分析。

早在1986年，沈珠江^[20]就提出了用来描述应变软化性的三次多项式，其表达式：

(1)

式中，a，b，c分别为试验参数。当ε₁(轴向应变)趋近于0时，应力应变曲线的起始斜率即为1/a，峰值应力(σ₁-σ₃)_p等于1/(4b-4c)，峰值应力所对应的应变ε_p等于a/(b-2c)，当ε₁无穷大时的软化残余强度为c/b²。

由计算得软化模型参数见表 3。

由于察尔汗地区氯盐渍土在低围压和低压实度条件下的应力应变曲线呈现出应变软化型，故采用式(1)的三次多项式在不同周围压力、含水率和压实度条件下进行模拟，如图 1(a)、(b)和图 2(a)、2(b)所示。

图 1 不同含水率下试样的应力-应变曲线 Fig. 1 Stress-strain curves of samples under different water contents

图选项

图 2 不同压实度下试样的应力-应变曲线 Fig. 2 Stress-strain curves of samples under different compaction degrees

图选项

在以往对应变硬化性的研究过程中，不难发现，很多学者都用具有代表性的Duncan-Chang双曲线模型。其表达式为：

(2)

式中，σ₁-σ₃为偏应力；a和b为试验参数；ε₁为试样的轴向应变。

取周围压力为300 kPa的试验数据进行拟合。为了方便拟合，将式(2)改写成如下形式：

(3)

由表 4的拟合结果可以看出，式(3)的线性关系很强，不同含水率ω和压实度条件下的拟合度都在0.97以上，所以用Duncan-Chang双曲线模型来模拟氯盐渍土的应力应变关系是可行的，故利用此应变硬化模型对察尔汗地区氯盐渍土的应力应变关系进行了模拟计算, 见图 1(c)和图 2(c)。

由图 1和图 2可以看出，模拟值和试验值基本能吻合，说明模型和参数的选取较为合理。

在压实度一定时，应力-应变曲线在围压较小的情况下随含水率的变化呈应变软化型；在围压较大的情况下呈应变硬化型。这是因为在相同的孔隙条件下，低围压时，在不排水的条件下，随着应变的增加，孔隙更容易达到最佳密实状态且超静孔隙水压力的变化只会导致颗粒之间有效应力的变化，进而出现应变软化现象，高围压时，孔隙被压缩得更实，导致出现应变硬化现象。随着周围压力的增加，导致“围箍”作用增强，土颗粒相互间的接触点增多，试样在相同条件下的密实度不断增大，从而导致试样抵抗破坏的能力增强，宏观表现为试样破坏时峰值应变整体呈增大的趋势。含水率为7%时的应力-应变曲线最先达到峰值点，试样破坏时的峰值强度最大，而试样的最优含水率为6.82%，则试样在最优含水率附近的应力应变特性最佳。这是由于土样在最优含水率附近时土颗粒之间的咬合作用和胶结作用最强。

由图 2可以看出，在含水率一定时，试样的应力-应变关系曲线随压实度变化呈现出应变软化型，围压越小越明显，这说明在低围压状态下，试样的侧向变形约束较小，随着轴向变形的增加，试样很容易被破坏；围压一定时，峰值强度随着压实度的增加而增加，这是因为在低压实度状态下，试样孔隙未被压实，试样内部的超静孔隙水压力大，颗粒之间的有效应力小，试样极易发生破坏，高压实状态反之，这也说明察尔汗地区氯盐渍土的应力应变特性与压实度的变化有密切的联系。由表 5可知，压实度为93%时，周围压力为100, 200 kPa和300 kPa试样破坏时峰值应力试验值分别为346.8, 696.7 kPa和1 166.2 kPa；压实度为95%时，周围压力为100, 200 kPa和300 kPa试样破坏时峰值应力试验值分别为499.5, 851.8 kPa和1 296.3 kPa；压实度为97%时，围压为100, 200 kPa和300 kPa试样破坏时峰值应力试验值分别为576.4, 897.2 kPa和1 345.5 kPa，故围压越大峰值强度越大，且围压对峰值强度的影响大于压实度对峰值强度的影响。

试样的破坏峰值即最大主应力差，在试验过程中，应力应变曲线若出现峰值，则取此值为破坏峰值，若未出现峰值，取试验时应变达到15%处的主应力差为破坏峰值。不同围压条件下，最大主应力差试验值随含水率和压实度的变化见表 5。

根据破坏强度值，取在相同压实度和含水率条件下，不同周围压力的土样在破坏时的σ₁和σ₃绘制莫尔应力圆，作出莫尔应力圆的公切线，得出2个区域试样的抗剪强度参数见表 6。

由图 3和图 4可以看出，含水率的变化对抗剪强度指标影响显著，同一含水率条件下，随着压实度的增加，盐渍土试样的黏聚力和内摩擦角不断增加；同一压实度条件下，盐渍土试样的黏聚力和内摩擦角在最优含水率附近时出现拐点，含水率增加到10%时降低趋势明显，这说明察尔汗地区氯盐渍土的水稳性较差，含水率的变化对其抗剪强度指标的影响较大。这是因为黏性土的含水率在达到塑限之前土体内的孔隙水主要是强结合水，基本没有自由水，强结合水主要吸附在土颗粒的表面，土颗粒之间的间距较大，能够传递静水压力。当土的含水率大于塑限后，自由水不断变多，土颗粒之间的间距减小，其收缩性和膨胀性增强，故黏聚力和内摩擦角出现拐点。

图 3 不同压实度下抗剪强度随含水率的变化 Fig. 3 Shear strength varying with water content under different compaction degrees

图选项

图 4 不同含水率下抗剪强度随压实度的变化 Fig. 4 Shear strength varying with compaction degree under different water contents

图选项

本试验在三轴剪切试验的基础上选取含水率为7%(最优含水率附近)和周围压力为100 kPa破坏后的试样进行扫描电子显微镜(SEM)微观结构分析，从微观层面对宏观试验结果进行进一步的解释和说明。图 5为不同周围压力条件下不同压实度盐渍土试样在试验前后放大500倍的微观形态图。

图 5 σ3=100 kPa时，试验前后微观形态对比 Fig. 5 Comparison of microscopic morphology before and after test when σ3=100 kPa

图选项

由微观图形可以看出，在相同的压实度条件下，试验前后放大500倍后的微观形态存在着显著的差异。试验前主要以块状存在，以大颗粒为主。试验后主要以网状和珊瑚状附着在土颗粒周围。同一压实度状态下，试验后较试验前土的颗粒之间的联系更紧密。随着压实度的增加，颗粒之间的间隙和颗粒直径逐渐变小，颗粒之间的孔隙的填充度越高，故其所表现出的土的强度逐渐增大，所表现出的土的抗剪强度逐渐增大，当压实度为97%时，抗剪强度最大。这与土体的孔隙结构有一定的联系，孔隙结构是土体很主要的结构特征，它直接决定了土的强度特征和压缩性能，颗粒的形状、大小以及颗粒之间的间隙不同，对土强度特性的影响也不同。在低压实度条件下孤立孔隙的直径和颗粒大且存在着过多的孤立孔隙，导致土体的压缩性大，表现出的强度性质就较差，反之，强度性质越强。

(1) 采用Duncan-Chang双曲线模型和软化模型对应力应变曲线进行了模拟计算，计算值与试验值的吻合度较高，对氯盐渍土地区的工程建设能提供理论指导。

(2) 含水率、压实度和围压是影响盐渍土抗剪强度的重要因素，围压对试样峰值强度的影响大于压实度对试样峰值强度的影响。

(3) 随着压实度的增加，试样的黏聚力和内摩擦角不断增加。压实度一定时，试样在最优含水率附近的抗剪强度最大；同一压实度条件下，黏聚力和内摩擦角在塑限附近出现拐点；从微观层面对宏观结果进行了合理的解释。

(4) 察尔汗地区氯盐渍土的水稳性较差，含水率的变化对其抗剪强度指标的影响较大。含水率一定时，察尔汗地区氯盐渍土的抗剪强度随着压实度的增加而不断增加。