基于應力修正法的黏土抗剪試驗因素研究

楊皓然，易佳向

(1.重慶交通大學水利水運工程教育部重點實驗室，重慶 400074；2.重慶科技學院建筑工程學院，重慶 401331)

黏土作為常見的一類工程軟土，廣泛分布于重慶、四川、湖南等地區。在邊坡工程、基坑工程以及水利工程的施工建設中，都難免會涉及到黏土土層。由于黏土層中富含蒙脫石和親水性極強的伊利石、水云母和高嶺石等礦物，浸水易膨脹、失水易收縮，吸水后強度快速衰減而成為易滑地層[1]。同時伴隨著地質體強烈構造作用及人類因素影響，工程中的黏土層或多或少都夾雜一定數量的礫石而形成一種復合土石體，其顆粒粒徑相差懸殊、級配分布廣、不均勻系數大[2]。礫石粗顆粒與土中孔隙嵌合構成骨架效應，易使其抗剪強度受到影響。于此大多數賦存黏土層的邊坡體，由于受到連續降雨入滲及內部礫石含量的影響，如未及時進行加固處理，就很容易發生滑動坍塌。

黏土體的抗剪強度由黏聚強度及摩擦強度構成，其黏聚力c與內摩擦角φ代表著土體抗剪強度的主要力學指標。從以往研究[3-7]不難發現，不同含水率及礫石摻量對黏土的內摩擦角及黏聚力都存在一定影響。因此為了預防此類黏土層體發生滑塌等工程地質災害，探究其抗剪強度參數隨含水率及摻礫率的演化規律就很有必要。目前國內實驗室中主要采用直接剪切試驗、三軸壓縮試驗與環剪試驗等方法測定土體抗剪強度指標[8]。其中三軸壓縮試驗雖能明確土體應力狀態且具有較高的精度，但操作復雜，試驗周期長，且受邊界條件影響大。而直剪試驗由于設備簡單，操作方便，經濟易行，被廣泛應用于各工程領域。然而胡黎明等[9]發現在剪切位移逐漸增大的直剪試驗過程中，剪切面上的有效面積減小會導致試樣所受正應力呈現增大趨勢，從而使試驗結果產生一定的誤差。因此余凱等[10]總結了前人研究成果，將直剪試驗數據的修正方法分為單點和多點應力面積修正法。張亮亮等[11]通過分析直剪試驗中剪切面積減小對結果數據的影響，發現抗剪強度參數的誤差隨剪切位移的增大而提高。程磊等[12]基于單點應力面積法研究了麥稈土抗剪強度指標隨麥稈含量的變化規律。

因此，為了提高直剪試驗數據的準確性與可靠性，引入單點面積應力修正法[10]，選取重慶地區具有代表性的黏土，探討其在不同含水率及摻礫率下抗剪強度及參數的變化規律。

1 試驗準備

試驗用土取自重慶交通大學南約29 km的某建筑工地，是重慶地區典型的黏土，其基本物理性質及顆粒級配見表1。試驗所用儀器為DZ-4型應變控制式直剪儀，見圖1。選取快剪方式，調整剪切速率為1.2 mm/min，分別對擊實后內徑為61.8 mm、高度為20 mm的圓柱試樣施加100、200、300、400 kPa的法向正應力。之后觀察儀器轉軸，轉軸每轉動一周，讀取量力環內測力計數一次，直至試樣破壞或剪切位移達到6 mm為止，試樣剪壞后見圖2。

表1 黏土的基本物理性質

a)試驗裝置

b)剪切過程

圖1DZ-4型應變控制式直剪儀

圖2 試樣剪壞后

2 試驗方案

保持黏土干密度不變，參照GB/T 50123—1999《土工試驗方法標準》[13]利用DZ-4型應變式直剪儀分別在法向正應力為100、200、300、400 kPa下對含水率為10%、12%、14%、16%、18%的黏土試樣進行直接快剪試驗，并采用單點面積應力修正法[10]對試驗結果數據進行修正，得出修正后土樣的c、φ值。同時保持一定含水率，分別摻入5%、10%、20%、30%、50%粒徑大小在1～2 mm的礫石，觀察修正后的c、φ值隨摻礫量的變化特征，以此探討含水率及礫石摻率對重慶地區典型黏土抗剪強度及參數的影響規律。試驗方案見表2。

表2 試驗方案

3 試驗結果分析

3.1 不同含水率及摻礫量下黏土的抗剪強度

根據土力學中經典的Mohr-Coulomb強度準則，在一定應力范圍內可用式(1)建構出正應力與剪應力的關系曲線，從此式中可見土體強度由c和tanφ兩部分組成。

τf=c+σ·tanφ

(1)

式中τf——土體的抗剪強度，kPa；σ——剪切面上的法向正應力，kPa；c——土體的黏聚力，kPa；φ——土體的內摩擦角，(°)。

黏土試樣分別在含水率為10%、12%、14%、16%、18%情況下的直剪試驗結果見表3、4。

表3 不同含水率抗剪強度值

表4 不同含水率抗剪強度指標

保持含水率12%不變，取粒徑大小為1～2 mm的礫石，對含礫率為5%、10%、20%、30%、50%的黏土試樣進行直接快剪試驗，試驗數據見表5、6。

表5 不同摻礫率抗剪強度值

表6 不同摻礫率抗剪強度指標

3.2 基于單點面積應力修正后的抗剪強度

余凱等[10]通過總結何滿潮等[14-17]對直剪試驗的相關修正方法，進一步分析了試樣在受剪過程中有效剪切面積與正應力的關系，并于此提出了單點面積應力修正法，運用式(2)、(3)分別對剪應力及正應力進行修正，有效減少了直剪試驗所得土體抗剪強度參數的誤差性。

(2)

式中τf′——修正后的剪應力，kPa；A0——試樣的截面面積，mm2；A2——試樣上下部土體接觸面積，mm2；β=A0/A2——剪應力修正系數。

(3)

式中σ′——修正后的正應力，kPa；β0=l(1-β)/s——正應力修正系數；s——土體剪切位移，mm；l——上部剪切土體高度，mm；C——測力計系數，N/0.01mm；R——測力計量表讀數，0.01 mm。

表7 正應力和剪應力修正系數

通過對內徑61.8 mm，高度為20 mm的黏土試樣進行應變控制式直剪試驗，得到正應力和剪應力修正系數隨剪切位移關系見表7。不同含水率下抗剪強度數據經單點面積應力法修正后見表8、9；不同摻礫率下抗剪強度數據修正后見表10、11。

表8 修正后不同含水率抗剪強度值

表9 修正后不同含水率抗剪強度指標

表10 修正后不同摻礫率抗剪強度值

表11 修正后不同摻礫率抗剪強度指標

3.3 修正后含水率對黏土抗剪強度的影響

用最小二乘法對修正后的試驗結果數據進行擬合，不同含水率下試樣抗剪強度關系見圖3，黏聚力與內摩擦角隨含水率變化關系見圖4、5。

圖3 不同含水率下抗剪強度擬合

圖4 含水率與黏聚力關系曲線

圖5 含水率與內摩擦角關系曲線

圖3和表8表明，隨著含水率不斷升高，黏土的抗剪強度值呈現降低的發展趨勢，因此高含水率對黏土的抗剪強度有不利影響。從圖4、圖5、表4、表9可知，經單點面積應力法修正后黏土黏聚力較修正前提高了8.29%，內摩擦角較修正前提高了15.97%，進一步說明了未經修正的直剪試驗所得抗剪強度指標存在一定誤差且小于實際值。同時含水率處于10%～12%這個階段，試樣的黏聚力呈現增大趨勢。而含水率超過12%時，黏聚力則隨含水率的增大而減小，且變化迅速。圖5表明該黏土試樣內摩擦角隨著含水率的增大呈現下降的趨勢，但變化相對平緩?？傮w而言，含水率對黏土抗剪強度的影響，主要在于對其黏聚力產生較大影響，而對其內摩擦角的影響卻較小。原因在于隨著含水率的增加，黏土內的孔隙被水填充，導致土粒之間的膠結作用減弱，從而降低了其抗剪強度。但水分含量在12%時，黏聚力取得較優值，該黏土土體的抗剪性能取得較好效果。

3.4 修正后摻礫率對黏土抗剪強度的影響

同樣采用最小二乘法線性擬合出不同摻礫率下試樣抗剪強度，見圖6；黏聚力與內摩擦角隨摻礫率變化關系見圖7、8。

從圖7、圖8、表6、表11可以看出，不同的礫石摻率下，經單點面積應力法修正后黏土試樣的黏聚力及內摩擦角均得到了提高，其黏聚力較修正前提高了11.66%，內摩擦角較修正前提高了13.73%。表10和圖6反映出，當礫石摻率不超過10%時，黏土的抗剪強度隨著礫石含量的增加而不斷減??；當礫石摻率超過10%以后，隨著礫石含量的增加，黏土的抗剪強度逐漸增大，并趨于穩定。因此當礫石摻率不超過30%時，礫石量對黏土抗剪強度有較大影響，而礫石摻率超過30%以后，礫石量對抗剪強度的影響將變弱。同時圖7表明礫石含量對黏聚力影響顯著，礫石摻率在20%～30%階段下降明顯，至30%后對試樣黏聚力影響較弱。原因在于當礫石含量超過一定程度后，礫石之間開始形成骨架作用，骨架間的孔隙過大，細粒含量不足以填充骨架間的孔隙，以至于顆粒間的膠結能力明顯減弱。圖8中內摩擦角隨礫石含量的增大，呈現緩慢增大的趨勢，表明摻礫量對黏土體的內摩擦角影響較小。

圖6 不同摻礫率下抗剪強度擬合

圖7 摻礫率與黏聚力關系曲線

圖8 摻礫率與內摩擦角關系曲線

4 結論

基于單點面積應力修正法，開展不同含水率及摻礫率對重慶地區典型黏土影響的直剪試驗，主要結論如下。

a) 基于單點面積應力法修正后，黏土試樣在不同含水率下的黏聚力較修正前提高了8.29%，內摩擦角較修正前提高了15.97%；而不同摻礫率下試樣的黏聚力較修正前提高了11.66%，內摩擦角較修正前提高了13.73%。

b) 黏土的抗剪強度隨著含水率的增大而呈現下降趨勢。

c) 礫石摻率不超過10%時，隨著礫石含量的增加，黏土的抗剪強度不斷減??；礫石摻率超過10%以后，隨著礫石含量的增加，黏土的抗剪強大逐漸增大，并趨于穩定；當礫石摻率超過30%后，礫石量對抗剪強度的影響將減弱。

d) 隨著含水率的增大，黏土試樣的黏聚力呈現先增大后減小的趨勢，而內摩擦角呈現緩慢下降趨勢。

e) 隨著摻礫率的增大，黏土試樣的黏聚力總體呈現先上升后下降的趨勢。其中礫石摻率在20%～30%階段時，試樣的黏聚力急劇下降；摻率在30%后，黏聚力趨于穩定。內摩擦角隨摻礫量的變化，呈現緩慢上升趨勢。

f) 含水率和摻礫率對黏土的黏聚力影響較大，而對內摩擦角的影響較小。