花崗巖風化層填料抗剪強度特性試驗研究

■曾慶有

（福建省交通規劃設計院，福州 350004）

1 前言

福建省是我國東南沿海的一個多山省份，俗有“八山一水一分田”之稱，地形地質條件復雜。在山區的工程建設中，為了平整場地，需要平衡填挖，因而不可避免的出現大量的填筑工程。在已有的大量填筑工程中，特別是填筑高度較高的填筑體中，較普遍的出現開裂甚至滑移等病害。花崗巖是福建省分布最為廣泛的巖體類型之一，花崗巖風化層填料也是工程建設中最常見的填料之一。因此，花崗巖風化層填筑體的病害及其成因研究具有較為普遍的工程實際意義，研究成果也較多[1,2]。

在填筑工程的勘察設計階段，由于花崗巖風化層填料粗顆粒的存在，囿于室內試驗條件的限制，用于邊坡穩定計算的最主要參數粘聚力和內摩擦角難以直接獲得，計算時往往只能參考經驗值。目前，一般工程地質勘察報告基本都參考規范來提供經驗值，但是規范提供的是針對挖方邊坡原狀土樣的強度參數，對經搬運并重新壓實的填筑體強度參數并無相關可遵循的途徑可得，往往依據具體工程人員的個人判斷。因此取值較為隨意，獲得的結果差異較大，這對工程安全是極為不利的。

針對花崗巖風化層的抗剪強度，已有不少的研究成果，但多數針對原狀樣進行[4-6]，也有針對重塑土的室內試驗[7-8]，多數都是在篩分去除了粗顆粒情況下的規律性研究，其絕對值與實際必然存在差異。此外，不管原狀樣還是重塑土，與現場經搬運壓實后實際填筑體的抗剪強度顯然不同，而針對實際填筑體的抗剪強度特性則少有研究成果。

本文通過現場大型剪切試驗與室內試驗，以及現場試驗結果與室內常規土工試驗指標的相關性分析，提出了利用現有常規土工試驗結果推定花崗巖風化層填筑體抗剪強度指標的完整思路，為提升花崗巖風化層填筑工程設計計算的可靠性奠定了基礎。

2 現場大型直剪試驗

現場大型直剪試驗可避免室內常規直剪試驗的不利因素，試樣為現場填料經真實的施工碾壓后制作成型，試驗結果能反應實際的填筑施工過程對填料強度的影響，從而獲得花崗巖風化層填筑體較為真實的強度指標。

2.1 試驗準備

試驗點選擇在廈蓉高速公路擴建工程漳州段，該段沿線山嶺綿延，路基高填方段落眾多。區域內巖性主要為花崗巖，路基填料以花崗巖風化層為主。以該區域路基填方段落作為現場試驗點具有典型性。

在現場已填筑到一定高度的路基段落中選擇具有代表性的區域作為試驗點，該層路基填土壓實度為93%。首先開挖試坑，設計試樣尺寸為500mm×500mm×220mm，滿足剪切面積不小于0.25m2，高度為最大粒徑的4～8倍且不小于0.15m的要求。試樣制備好后安裝垂向加載系統和切向加載系統，垂向加載反力系統采用地錨式鋼梁，切向加載反力由試坑側壁的被動土壓力提供。應力測量由千斤頂軸力讀數根據試樣面積轉換而來，變形測量系統由6塊千分表組成，其中4塊垂直安裝，用于測量土樣垂直變形，2塊水平安裝，用于測量剪切變形。

圖1 現場試驗過程圖

2.2 加載過程

同一測試點現場準備四個試樣，對不同試樣施加不同垂直荷載，分別為0kPa，160kPa，320kPa，600kPa。 分級施加到預定荷載后，每隔5min讀取一次千分表讀數，當1min變化小于0.05mm時，認為達到變形達到穩定狀態，可以再施加下一級荷載。當垂直荷載達到最大值時，其后試驗過程中應保持其大小不變。

施加垂直荷載產生的變形達到穩定后，施加剪切荷載。剪切荷載均勻連續施加，每30s讀取一次千斤頂讀數與千分表讀數，直到千斤頂讀數不增大為止，或土樣出現明顯的位移（變形達到5cm）即可認為土樣已經被剪切破壞。

圖2 試驗加載過程圖

2.3 試驗結果分析

限于篇幅，只提供其中一組的剪切變形與應力曲線，如圖3所示。由圖可見，應力應變曲線較為平滑，均未出現如室內試驗可能出現的“跳躍”現象。由于試驗盒裝置相對試樣最大顆粒直徑保持較大的尺寸倍數，使得粗粒土的直剪試驗獲得了較理想的結果，結果的有效性獲得了保證。

圖3 剪切應力與變形曲線圖

兩組試驗剪切應力與垂直應力關系曲線如圖4所示。經擬合得到第一組試樣的抗剪強度指標內摩擦角Φ=26.57°，粘聚力c=4.86kPa。第二組試樣的抗剪強度指標內摩擦角Φ=20.7°，粘聚力c=12.58kPa。

圖4 剪切應力與垂直應力關系曲線

經查，規范提供的花崗巖強風化巖（土狀）抗剪強度取值為內摩擦角Φ=30～35°，粘聚力c=30～35kPa。 可見現場大型直剪試驗獲得的結果與其存在較大差異，試驗值都偏低，特別是粘聚力值低很多。如果工程人員直接采用規范參考值進行計算，對工程將是不安全的。分析其原因，規范提供的參考值是勘察階段針對挖方邊坡提出的，是根據鉆孔取得的原狀土樣所獲得的結果。研究表明花崗巖風化層的結構強度顯著[9]，但是填筑土經過搬運和重新碾壓，原狀土的結構強度基本損失。此外，細顆粒對粘聚力有重大貢獻[10]，因此施工搬運過程中或施工期間的雨水沖刷等作用引起的細顆粒損失可能是粘聚力減小的重要因素，這一點從篩分試驗結果亦明確可以說明。試驗現場所取樣品篩分試驗結果表明，粒徑小于0.075mm的組份含量僅約10%，而相應段落土工試驗報告提供的原狀土樣篩分試驗結果粒徑小于0.075mm組份含量基本都在20%左右。可見，與原狀土相比，填筑土不僅損失了結構強度，顆粒組分也發生了變化。因此，花崗巖風化層填筑體與其原狀坡體結構和組分都不同，抗剪切強度特性自然就有較大差異。

3 顆粒級配對填筑土強度的影響

顆粒級配組成不僅包括顆粒粒徑大小信息和粒徑組分的相對含量信息，因此對填料的抗剪強度有重大影響，而且不同的顆粒級配組成顯然對填筑的壓實效果有顯著影響，壓實效果當然就會影響到粗、細顆粒之間相互作用，因此對填筑體抗剪強度必然會有顯著影響。圖3兩組試樣對應的顆粒級配篩分試驗結果如表1。兩組試樣均為花崗巖強風化層，現場壓實度也是按同樣標準控制的，只是顆粒級配具有如表1所示的差別，試驗結果顯示的抗剪強度指標也相應的顯著差別（圖3）。盡管由于試驗數量的限制，暫時無法對顆粒級配與抗剪強度之間的關系作定量描述，但總體而言，粗顆粒占比較高的填料其內摩擦角大，粘聚力小，反之亦然。這也符合通常對于巖土體抗剪切強度特性的認知[11]。

表1 兩組填料的篩分試驗結果表

4 壓實度對填筑土抗剪強度的影響

“壓實度”是土方填筑工程中一個重要的控制指標，在路基填筑工程中就針對路基各個不同層位提出了不同的壓實度要求。填筑工程的密實程度直接關系到巖土顆粒之間的接觸關系和接觸程度。在常見的非保水情況下還涉及到固、水、氣的三相相互作用關系，這些對填筑體的抗剪強度均有直接的影響。因此十分有必要研究壓實度對填筑體的抗剪強度的影響。

室內試驗測得的壓實度對粘聚力的影響如圖5，結果表明，不同含水率下粘聚力隨壓實度的變化規律一致，粘聚力隨壓實度的增大而增大。分析后認為：隨著壓實度的增大，花崗巖風化層顆粒間的孔隙比逐漸減小，顆粒間的水膜變薄。而粘聚力主要是水膜受相鄰分子之間的引力引起的。孔隙體積的減小，會導致彎液面半徑減小，基質吸力增大，增加粒間錯動阻力，使得粘聚力增大。

室內試驗測得的壓實度對內摩擦角的影響如圖6。如圖所示，花崗巖風化層填料的內摩擦角隨壓實度的增大而增大。分析后認為，隨著花崗巖風化層填料壓實度的增大，顆粒間的孔隙比進一步減小，顆粒間的嵌擠作用增強，導致內摩擦角隨壓實度的增大而增大。但壓實度的增大對于內摩擦角的影響有限，變化幅度基本在2°以內。

圖5 粘聚力隨壓實度的變化曲線

圖6 內摩擦角隨壓實度的變化曲線

5 含水率對填筑土抗剪強度的影響

一般的認知中，水對路基填筑體的影響是決定性的，有“十滑九水”的俗語。因此通過室內試驗研究填料含水率對花崗巖風化填料抗剪強度特性的影響。

粘聚力隨含水率的變化曲線如圖7，結果表明填料的粘聚力會隨含水率的增大先增大后減小，并在最佳含水率下達到其極值。分析后認為：花崗巖風化層填料在完全干燥的條件下，填料中不存在彎液面表面張力，當含水率增加時，填料表現出一定的可塑性，出現“似粘聚力”現象。但是，當含水率大于最佳含水率后，水在土粒間起潤滑作用，不具有“似粘聚力”，故粘聚力減小。

圖7 粘聚力隨含水率的變化曲線

內摩擦角隨含水率的變化曲線如圖8，結果表明在相同壓實度下，含水率對內摩擦角的影響不大，分析后認為，花崗巖風化層填料的抗剪強度主要由顆粒間的嵌擠作用及相互摩擦形成，含水率的增大未能改變顆粒間接觸面的粗糙程度及顆粒級配，因此含水率對內摩擦角的影響不大。

圖8 內摩擦角隨含水率的變化曲線

這跟我們通常的認知有所不同，但是并不是說水對邊坡穩定的影響不大。水對填筑體邊坡的作用主要應該表現在兩個方面：一是雨水或地下水對坡體的長期改造作用，包括雨水淋濾將細顆粒帶走從而改變填筑體填料的組分，甚至進而形成流失帶從而改變坡體結構的作用。二是地下水位升降產生的靜水壓力或水的流動產生的動水壓力的不利作用。這些作用在我們的試驗當中均未能體現，這也說明了花崗巖填料填筑坡體長期穩定性分析的復雜性。工程設計人員在分析花崗巖風化層填筑坡體長期穩定性時應充分考慮水的長期作用對邊坡穩定的不利影響，同時對水的控制應有足夠的工程措施。

6 以常規試驗結果推定花崗巖風化層填筑體強度參數的思路

由于時間和成本的限制，工程設計階段花崗巖風化層填料抗剪強度參數不能都通過現場大型剪切試驗來獲得。因此，有必要建立一套方法，以現有常規試驗條件合理的推定填筑體的相對接近真實的強度參數，以為工程設計計算服務。

目前實際情況是，在工程勘察設計階段，花崗巖風化層鉆孔取樣后均做篩分試驗。因此，一般土工試驗報告中均有花崗巖風化層的級配組成數據。壓實度是填筑工程必然要給出的設計參數，而施工時必然要求控制在最佳含水量條件下壓實。因此，獲得相對真實的花崗巖風化層填料抗剪強度參數的思路是：通過更多的現場試驗分別獲得粘聚力、內摩擦角與顆粒級配、壓實度的相關曲線作為抗剪強度取值的基礎參考資料。這些曲線不一定能用精確的數學公式表達，但是據此曲線就能根據勘察報告提供的土樣顆粒級配組成及目標壓實度在一定精度范圍內推定填筑體的實際抗剪強度參數。這對提高工程設計計算的準確性具有重要意義。

7 結論與建議

通過研究得到以下幾個有意義的認知：

(1)花崗巖風化層填料的抗剪強度與規范參考值有較大差異，現場試驗值偏低，尤其是粘聚力值低很多。原因是規范參考值是針對挖方邊坡給出的，而填筑體抗剪強度應考慮原狀土結構強度的損失和施工過程中細顆粒的減少，同時與填筑體的壓實度有關。因此進行花崗巖風化層填筑體的穩定性驗算時，應注意規范參考值不能直接采用，否則結果將出現較大偏差。

(2)顆粒級配組成對填料的抗剪強度有顯著影響，總體而言，粗顆粒占比較高的填料其內摩擦角大，粘聚力小，反之亦然。

(3)花崗巖風化層填料抗剪強度與壓實度正相關，其粘聚力和內摩擦角均隨壓實度的增大而增大，但是內摩擦角增幅小于粘聚力。

(4)填料粘聚力隨含水率的增加先增大后減小，在最佳含水量時達到峰值；而填料的內摩擦角與含水率相關性不大。

進一步的工作應選擇更多具有代表性的試驗點進行現場大型直剪試驗，獲取典型花崗巖風化層填料粘聚力、內摩擦角與顆粒級配、壓實度的相關曲線。以達到根據常規試驗結果及目標壓實度推定花崗巖風化層填筑體抗剪強度參數的目的，從而更好的為工程建設服務。

[1]周援衡，王永和，卿啟湘，等.全風化花崗巖改良土高速鐵路路基填料的適宜性試驗研究.巖石力學與工程學報，2011，30（3）：625-634.

[2]劉剛，劉建華.全風化花崗巖路基處治對比分析.公路，2012（11）：204-208.

[3]DBJ13-84-2006，巖土工程勘察規范.福建省工程建設地方標準，福建科學技術出版社.

[4]牛璽榮，高江平，張恩韶.壓實花崗巖風化土物理力學性狀試驗研究.巖土力學，2016，37（3）：701-710.

[5]趙建軍，王思敬，尚彥軍，等.全風化花崗巖抗剪強度影響因素分析.巖土力學，2005，26（4）：624-628.

[6]劉祖富.擬建福廈高速鐵路全風化花崗巖物理力學性質研究.鐵道工程學報，2007，增刊，1-4.

[7]李凱，王志兵，韋昌富，等.飽和度對風化花崗巖邊坡土體抗剪特性的影響.巖土力學，2016，37（增刊1）：267-273.

[8]劉懿韜，王俊，琚元元，等.風化程度對花崗巖風化土抗剪強度影響.工程建設，2016，49（9）：9-13.

[9]林孔斌，柯國貴.花崗巖殘積土抗剪強度的尺寸效應研究.土工基礎，2017，31（4）：521-525.

[10]闕云，姚曉琴，陳祖鑫，等.福建非飽和花崗巖殘積土強度特性的試驗研究.公路，2012（6）：185-190.

[11]龍志東，王中文，史斌，等.花崗巖殘積土抗剪強度及其影響因素試驗.長沙理工大學學報（自然科學版），2016，13（3）：25-31.