圍壓和滲透壓對花崗巖殘積土抗剪強度影響的三軸試驗研究

胡 華,吳 軒

(1.廈門大學建筑與土木工程學院，福建 廈門 361005;2.廈門大學深圳研究院，廣東 深圳 518057 )

我國花崗巖分布廣泛，且集中分布于福建、廣東、桂東南、湘南和贛南等地，其中以燕山期花崗巖出露最多.在閩、粵兩省花崗巖出露面積占總面積的30%～40%.我國東南沿海經濟開放區(qū)主要分布在花崗巖風化殼上，該區(qū)域殘積土厚度較大.花崗巖風化程度因氣候環(huán)境條件不同差異很大，溫度和降水量越高，風化程度越強[1-4].我國東南部氣溫高，降雨量充沛，濕度大，風化剝蝕作用強烈，山地、丘陵和剝蝕準平原上都廣泛分布著殘積土，是大部分工程建設的地基基礎和地質環(huán)境重要介質[5-9]，成為發(fā)生巖土地質災害的主體.因此研究滲流條件下花崗巖殘積抗剪強變化規(guī)律具有重要的理論與現實意義.

林鴻州等[10]通過直剪試驗研究了飽和度與抗剪強度參數間的關系，結果表明飽和度越高內摩擦角越小，而黏聚力隨著飽和度的增加先增加后減小.呂海波等[11]通過對不同含水率和不同干濕循環(huán)次數的土做直剪試驗，探究了兩個變量與抗剪強度參數間的關系，結果表明干濕循環(huán)次數越多抗剪強度越低，而土的含水率則影響抗剪強度最終的穩(wěn)定值.黃琨等[12]通過對不同含水率的土做直剪試驗，探究了含水率與抗剪強度參數間的關系，結果表明含水率越高黏聚力越小，而內摩擦角幾乎不受含水率的影響.李靜榮等[13]通過控制土樣采取方法、采樣器規(guī)格和試驗加載級數等條件，開展了花崗巖殘積土直剪試驗和原位直剪試驗，同時還通過不同加載級數，研究了花崗巖殘積土原位直剪試驗以及室內直剪試驗中抗剪強度指標取值的影響.方寧等[14]通過室內試驗與標準貫入試驗，對比浸水前后的地基承載力，分析含水率對地基承載力的影響機制.祝方才等[15]采用美國GCTS公司的USTX-2000非飽和土/飽和土動靜三軸試驗系統進行了非飽和動三軸試驗，分析了吸力、凈圍壓等對非飽和花崗巖殘積土的變形特性的影響.胡屏等[16]利用大型直剪儀，對福州地區(qū)花崗巖殘積土進行不同粗顆粒含量下的大型直剪試驗，并且在每次試驗前后進行顆粒分析試驗，研究剪切過程顆粒破碎的影響.本課題組也對殘積土的多種性質進行了試驗研究[17-21].本文主要研究滲流對花崗巖殘積土抗剪強度衰減的影響規(guī)律，使用SLB型號三軸剪切滲透試驗儀，分別進行K0固結排水剪切試驗、恒水頭滲流剪切試驗和恒流量滲流剪切試驗，研究了3種試驗方案下圍壓和滲透壓對試樣應力-應變關系、峰值強度和抗剪強度參數的影響規(guī)律.

1 試驗方案

試驗樣品采用廈門地區(qū)花崗巖殘積土重塑試樣，試樣尺寸規(guī)格為? 39.1 mm×80 mm，孔隙比為1.0.使用SLB型號三軸剪切滲透試驗儀進行試驗測試，剪切速率為0.05 mm/min，剪切方式為固結排水剪切試驗(consolidated-drained sheartest,CD)，待試樣豎向應變量達到12%以上停止試驗.

1)K0固結排水剪切試驗.共制作4組孔隙比均為1.0的花崗巖殘積土重塑試樣，圍壓分別為35，70，140和210 kPa，分別進行不同圍壓下K0固結，固結完成后直接進行排水剪切試驗.

2) 恒水頭滲流剪切試驗.共制作4組16個花崗巖殘積土重塑試樣，4組試樣的滲透壓分別為30，50，70和90 kPa，每組4個試樣的圍壓分別為35，70，140和210 kPa，試樣先進行K0固結，隨后進行恒水頭滲流作用下的排水剪切試驗測試.

3) 恒流量滲流剪切試驗.共制作4組花崗巖殘積土重塑試樣，試驗中流量為0.02 mL/min，圍壓分別為35，70，140和210 kPa，試樣先進行K0固結，之后進行恒流量滲流作用，最后排水剪切.

2 試驗結果及分析

2.1 K0固結排水剪切試驗中圍壓對抗剪強度的影響

圖1為不同圍壓條件下K0固結排水剪切試驗的應力-應變曲線.可以發(fā)現：所有的破壞均為應變硬化破壞，沒有應變軟化現象，也沒有剪脹現象發(fā)生；隨著軸向應變的增加直至破壞，主應力差隨之增加，但增加的趨勢減緩，這是典型的硬化破壞；且軸向應變小于2%時，應力-應變幾乎是線性關系，可以認為此階段是彈性應變；而軸向應變大于2%時，應力-應變是非線性的，此時為彈塑性應變；在相同的軸向應變下，隨著圍壓增加，主應力差增大,表明抗剪強度在逐步增大.

圖1 不同圍壓條件下K0固結剪切試驗的應力-應變曲線Fig.1 Stress-strain curves of K0 consolidation shear test under different confining pressures

峰值強度就是試樣破壞情況下的主應力差，本試驗中將軸向應變達到12%作為破壞標準，在K0固結剪切試驗中，圍壓為35，70，140和210 kPa時，峰值強度分別為122.9，173.4，225.0和327.8 kPa.可以看出峰值強度隨著圍壓的增加而增大.

土體的剪切變形是由土中大小顆粒相互作用移動引起的，隨著豎向應力的增加，顆粒間相互擠壓凝聚，排除顆粒間細小的孔隙，土的顆粒骨架結構重新排列變得更加密實.圍壓在剪切過程中起著重要的作用，試樣的變形是豎向的高度在降低，以其為應變標準，但是橫向同樣產生了一定的變形，顆粒受到豎向應力被集中擠壓到周邊的橫向區(qū)域中，而圍壓限制了土體的橫向變形且對顆粒的橫向移動提供了約束.因此試樣的主應力差隨著軸向應變的增加而增加，且增加的趨勢隨之減緩.

2.2 恒水頭滲流條件下圍壓和滲透壓對抗剪強度的影響

在恒水頭滲流剪切試驗中，圍壓對應力-應變曲線的影響與K0固結排水剪切試驗一致，其峰值強度如表1所示.4種滲透壓條件下恒水頭滲流剪切的應力-應變關系曲線，如圖2所示.

表1 恒水頭滲流剪切試驗峰值強度表Tab.1 Peak strength of constant head seepage shear test

圖2 4種圍壓下恒水頭滲流剪切試驗的應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of constant head seepage shear test under 4 kinds confining pressure

從圖2中可以發(fā)現，在同等圍壓條件下，隨著滲透壓的增加，主應力差逐步減小，峰值強度逐步降低.軸向應變較小時不同滲透壓條件下的主應力差十分接近，隨著軸向應變的增大，主應力差在數值上拉開一定差距.在各個圍壓條件下，滲透壓從30 kPa到90 kPa，滲流是在固結后、剪切前進行的，因此滲流改變的是土體內部顆粒骨架結構，促進內部大小顆粒黏聚并有序排列，提高了孔隙通道間的連通性，土體的滲透性能增加了，這也就意味著土體的結構性發(fā)生了變化，對土的力學特性產生一定的影響.

總的來說，在相同的滲透壓條件下，隨著圍壓的增加，峰值強度在增加，增加的幅度較大；而在相同的圍壓條件下，隨著滲透壓的增加，峰值強度在減小，且減小的趨勢在變緩，峰值強度的減幅較小.

2.3 恒流量滲流條件下圍壓對抗剪強度的影響

恒流量(0.02 mL/min)滲流剪切試驗的應力-應變曲線如圖3所示.可以看出，恒流量滲流剪切破壞為應變硬化破壞，隨著軸向應變的增加，主應力差隨之增大，增加趨勢在減小.在相同的滲透壓條件下，隨著圍壓增加，主應力差和峰值強度均增大，土的抗剪強度增大.當圍壓為35，70，140和210 kPa時，恒流量滲流剪切試驗的峰值強度分別為79.2，117.9，174.7和252.6 kPa.

圖3 流量為0.02 mL/min時恒流量滲流剪切試驗的應力-應變曲線Fig.3 Stress-strain curve of constant flow seepage shear test at flow rate of 0.02 mL/min

與恒水頭滲流剪切試驗相比，其峰值強度較小，說明恒流量滲流過程對土體內部顆粒骨架結構的影響更大，對土體的抗剪強度特性影響更大.

2.4 滲流對土抗剪強度參數的影響特性分析

抗剪強度參數包括黏聚力c和內摩擦角φ.經過滲流作用會改變土體內部顆粒骨架結構，促進顆粒重新排列，在一定程度上影響了土的抗剪強度參數c和φ，進而影響土的抗剪強度τf.在一定應力范圍內，由莫爾-庫侖強度理論(Mohr-Coulomb strength theory,MC)可知：

τf=c+σtanφ,

(1)

其中：c為土的黏聚力；σ為土單元的主應力；φ為土的內摩擦角.

從式(1)可見土的強度由兩部分構成，即黏聚強度c和摩擦強度σtanφ，實際上土的強度機理和影響因素十分復雜，其表現特征和實際機理常常具有不一致性，故而在研究土體物理力學性能時不能將黏聚強度和摩擦強度截然分開.MC理論闡明了材料的抗剪強度和作用于該平面的正應力相關，導致材料破壞的不是最大剪應力，而是在某個平面上τ-σ的最危險組合.

根據K0固結排水剪切試驗、恒水頭滲流剪切試驗和恒流量滲流剪切試驗所得的應力-應變關系和峰值強度等數據，在相同條件下繪制不同圍壓情況下的莫爾應力圓，利用三軸試驗強度包絡線數學模型求得包絡線函數最優(yōu)解，確定抗剪強度參數數據.因為固結試樣是在排水下條件完成的，滲流完成后卸掉上下兩端的反壓力，又因剪切試驗同樣是在排水狀態(tài)下完成的，故而可以認為求得的黏聚力c即為有效黏聚力c′，內摩擦角φ即為有效內摩擦角φ′.3種剪切方式下所求得的抗剪強度參數如表2所示.

表2 不同剪切試驗求得的抗剪強度參數Tab.2 Shear strength parameters obtainedby different shear test methods

從表2可知，有效內摩擦角φ′幾乎不隨著剪切方式的變化而改變，在恒水頭滲流剪切試驗中φ′隨著滲透壓的變化不明顯.有效黏聚力c′在不同剪切方式中各不相同，沒有滲流的試樣的有效黏聚力明顯比滲流的試樣大，而恒水頭滲流試驗的有效黏聚力比恒流量滲流試驗的大，這說明恒流量滲流試驗對土體內部結構的影響更大.在恒水頭滲流剪切試驗中，隨著滲透壓增加，有效黏聚力逐漸下降.

3 結 論

1) 在K0固結排水剪切試驗、恒水頭滲流剪切試驗和恒流量滲流剪切試驗中，圍壓對土體的應力-應變變化影響特性基本相同，應力-應變關系曲線均為應變硬化曲線；試樣的主應力差隨著軸向應變的增加而增加，且增加的趨勢隨之減小；試樣在相同的應變下，土體試樣圍壓越大，主應力差值越大.

2) 恒水頭滲流剪切試驗中，軸向應變越大，滲透壓對應力-應變曲線影響越明顯，且主應力差隨著滲透壓的增大而減小.

3) 在K0固結排水剪切試驗、恒水頭滲流剪切試驗和恒流量滲流剪切試驗中，圍壓對土體的峰值強度影響規(guī)律基本相同：峰值強度隨著圍壓的增加而增大，隨著滲透壓的增加而減小.

4) 有效內摩擦角既不隨剪切方式的變化而改變，也不隨著滲透壓的變化而改變；滲流剪切試樣的有效黏聚力小于直接剪切的有效黏聚力；隨著滲透壓增加，有效黏聚力逐漸下降.