干濕循環下萬州侏羅系泥巖殘積土的環剪試驗

繆海波, 沈藝璇

(安徽理工大學土木建筑學院, 淮南 232001)

三峽水庫自2003年開始蓄水到目前的正常運營期間,季節性降雨、周期性庫水位波動使得庫岸巖土體處于反復的干濕循環中,進而誘發了大量的新生型和復活型滑坡[1]。據統計,發育于侏羅系庫岸上的滑坡災害占據了庫區總滑坡體積的70%以上,為典型的易滑地層[2]。該套地層為厚層砂巖或粉砂巖與薄層泥巖或粉砂質泥巖以互層結構在庫區出露,其中薄層泥質巖在長期庫水位波動下發生風化、破碎、軟化、泥化并最終形成滑帶土,控制著庫區大型順層巖質滑坡的新生或復活,如萬州四大滑坡群等[3-4]。因此,研究侏羅系風化泥巖殘積土在干濕循環條件下的力學強度的演化特征對于侏羅系庫岸巖土體的穩定性評價具有重要意義。

目前,國內外學者對土在反復干濕循環條件下的力學強度演化規律進行大量的研究。穆坤等[5]研究了干濕循環次數與干濕循環含水率變化幅度對壓實紅黏土工程性狀的影響規律,認為壓實紅黏土的黏聚力和內摩擦角均隨干濕循環次數的增加而衰減,且首次干濕循環之后衰減效應最為顯著。涂義亮等[6]對取自三峽庫區某邊坡的原狀粉質黏土的研究表明,隨著干濕循環次數的增加,有效黏聚力逐漸降低,且呈現先快后慢的特點。鄧華鋒等[7]開展的岸坡消落帶土體的干濕循環試驗表明,在干濕循環作用過程中,土體抗剪強度參數劣化幅度非常明顯。江強強等[8]針對三峽庫區某滑坡滑帶土經歷不同干濕循環次數的環剪試驗表明,滑帶土殘余強度的劣化特性十分明顯,且黏聚力的劣化效應大于內摩擦角。此類研究還有很多,結果均表明干濕循環作用對土體的抗剪強度的具有顯著影響,且主要表現為黏聚力和內摩擦的降低。此外,部分學者從土體的微觀結構變化方面對干濕循環對土體力學強度的影響機制進行了解釋[9-12],認為干濕循環作用下土的抗剪強度劣化就是土體內親水性黏土礦物吸水膨脹、失水收縮從而引發土體內顆粒、孔隙及膠結物等微結構變化的綜合體現。盡管上述研究基本闡明了干濕循環對土體強度的影響規律與作用機制,但是很少涉及土體在長距離剪切位移下不排水強度和殘余強度特征的研究。考慮到三峽庫區新生型滑坡失穩后的長距離運動以及復活型滑坡滑帶土歷史上遭受反復剪切,故基于大剪切位移下的環剪試驗研究其強度演化特征是較為合理的。

現對取自三峽庫區萬州庫岸段侏羅系地層上的泥巖殘積土,進行了不同次數的干濕循環。利用大型環剪儀,研究了經歷不同次數干濕循環后試樣的不排水剪切特性和孔隙水壓力響應,以及在自然排水狀態下的殘余強度特征,在此基礎上探討了干濕循環對泥巖殘積土的強度影響規律與作用機制,以期為三峽庫區侏羅系庫岸在周期性庫水位波動和季節性降雨下的穩定性評價提供參考。

1 試樣準備

1.1 泥巖殘積土取樣

泥巖殘積土取自三峽庫區萬州區侏羅系上沙溪廟組(J2s)某處巖層露頭,其巖性為紫紅色薄—中厚層砂巖與泥巖互層,泥巖殘積土中可見灰綠色團塊(圖1)。取樣位置處巖層產狀為312°∠20°,上覆巖土體厚度約15 m。

圖1 萬州區侏羅系泥巖殘積土取樣

將取回的泥巖殘積土用橡膠錘擊碎后烘干。考慮到擬進行的環剪試驗中剪切盒的尺寸問題,故篩去粒徑大于5 mm的風化泥巖碎屑。根據《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)[13],測得土粒比重Gs=2.72,液限wL=43.2%,塑限wP=25.3%,塑性指數IP=17.9。顆粒級配曲線如圖2所示,平均粒徑d50(用以表示土顆粒的粗細程度,指土中大于此粒徑和小于此粒徑的土的含量均占50%)為0.8 mm,不均勻系數Cu=1.15。

圖2 侏羅系泥巖殘積土顆粒級配曲線

利用X射線粉晶衍射測得礦物成分如表1所示。由表1可知,該泥巖殘積土主要礦物成分為石英、鈉長石、鉀長石和黏土礦物,其中黏土礦物主要為伊利石、高嶺石及伊蒙混層。

表1 侏羅系泥巖殘積土礦物成分

1.2 干濕循環試樣制備

將篩除粒徑大于5 mm顆粒后的泥巖殘積土按質量等分為3組,分別進行5次、13次和21次干濕循環過程,進而獲得3組試樣。一次干濕循環過程為:泥巖殘積土放置托盤中用20 ℃蒸餾水浸泡,浸泡時間為2 d,然后將托盤放入烘箱,在105 ℃恒定溫度下持續烘2 d,如圖3所示。

圖3 一次干濕循環示意

待設定的干濕循環次數完成后,立即進行環剪試驗,其中試驗編號C-5、C-13和C-21分別代表利用經5次、13次和21次干濕循環后的試樣開展的剪切試驗。

2 試驗設備及試驗程序

2.1 試驗設備

環剪試驗采用日本京都大學防災研究所(Disaster Prevention Research Institute,DPRI)研制的DPRI-5型環剪儀完成。DPRI-5型環剪儀的構造如圖4所示[14]。

圖4 DPRI-5型環剪儀示意圖

環剪儀的剪切盒內徑為 12 cm,外徑為 18 cm,高度為11.5 cm,剪切面積為 141.37 cm2,最大法向應力為2 000 kPa,最小剪切速率為0.001 cm/s,最大剪切速率為10 cm/s。施加于剪切面上的法向應力可由計算機設定為某一恒定值,而剪應力由扭矩控制式伺服發動機提供(也可轉換為剪切速率伺服控制)。試樣在剪切過程可由設置在試樣頂、底面的排水管控制排水條件,剪切面的孔隙水壓力可由孔壓傳感器測得。為確保高速剪切過程中上、下剪切盒不漏水,在下剪切盒上安裝有特制的強抗磨損、低摩阻力和良好密封性的橡皮墊圈(rubber edge)。該橡皮墊圈在試驗中承受上、下剪切盒擠壓力稱為間隙壓力,其壓力值由提前設定的間隙位移控制[14]。

2.2 試驗程序

本文對經5次、13次和21次干濕循環后的試樣開展的剪切試驗(試驗編號C-5、C-13和C-21)屬于平行試驗,其試驗條件、裝樣質量和初始干密度均相同。環剪試驗的程序如下。

(1)試樣裝填。待各組試樣完成設定的干濕循環次數后,將干試樣放入剪切盒中。為使剪切盒內試樣均勻,利用漏斗分層鋪樣并輕輕夯實,裝樣高度約7.5 cm,總裝樣質量m=1 933.4 g(試驗C-5、C-13和C-21的裝樣質量和高度均相同,亦即初始干密度相同),計算得試樣干密度ρd=1.444 g/cm3。待試樣裝填完畢后,以0.5 mm/s的剪切速率轉動剪切盒,測試上、下剪切盒之間的橡皮墊圈摩擦強度,結果如圖5所示。由于試驗C5和試驗C-13中環剪儀所設定的間隙位移值相同,而試驗C-21在試驗前重新設定,故根據圖5,試驗C5和試驗C-13橡皮墊摩擦強度τrubber=11 kPa,試驗C-21橡皮墊摩擦強度τrubber=25 kPa。

圖5 橡皮墊摩擦強度

(2)試樣飽和。打開下排水管閥門通CO2氣體置換試樣孔隙中的空氣,然后通脫氣水使試樣飽和。根據文獻[14]提出的飽和度系數BD(BD=Δu/Δσ,其中Δσ為總應力增量,Δu為施加Δσ后的超孔壓增量)來評價試樣的飽和程度,并認為BD>0.95時試樣飽和。

(3)試樣固結。根據取樣位置處巖層產狀(傾角θ=20°)、上覆巖土體厚度(h=15 m)以及上覆巖土體的重度(取γ=22 kN/m3),由式σ=γhcosθ計算固結壓力(即試驗中總法向應力)約310 kPa。打開上排水閥并施加總法向應力后,若試樣的豎向位移不再變化則表明固結完成。

(4)試樣剪切。飽和試樣的不排水固結試驗采用應力控制模式,將環剪儀上、下排水閥關閉后施加剪應力將試樣剪壞至穩定狀態(此時剪應力基本不再變化)后試驗暫停。隨后打開上排水閥,待產生的超孔隙水壓力消散后,將應力控制模式轉換為速率控制模式,以DPRI-5型環剪儀的最小剪切速率將試樣分別在310、360、410和460 kPa的總法向應力下剪切至殘余狀態,獲得殘余強度指標。之后,仍然在排水條件下(上排水閥打開),將試樣在σ=310 kPa 的總法向應力下分別以不同剪切速率剪切至殘余狀態后獲得不同剪切速率下的殘余強度。至此,環剪試驗結束。

3 試驗結果分析及討論

3.1 固結不排水剪切特性

固結不排水環剪試驗完成后,根據傳感器記錄數據,將剪應力值減去橡皮墊圈的摩擦強度后可得到試樣的真實剪應力。圖6為經歷不同干濕循環次數的飽和試樣在同一總法向應力σ=310 kPa下固結不排水試驗中有效應力、剪應力、孔隙水壓力隨剪切位移的變化曲線。表2為3組環剪試驗的相關參數和試驗結果,其中孔壓比(r)定義為殘余穩定狀態下的超孔壓與總法向應力比值,表征不排水剪切過程中試樣產生超孔隙水壓力的難易程度。

由圖6可知,經歷不同干濕循環次數后的3組飽和試樣在剪切開始后均產生超孔隙水壓力(u),且在試樣達到峰值強度(τp)后隨著剪切的持續進行,超孔隙水壓力進一步增加。當剪應力逐漸穩定時,表明試樣達到不排水剪切下的殘余穩定狀態,此時超孔隙水壓力也基本穩定。試驗C-5、C-13和C-21達到殘余穩定狀態時產生的超孔隙水壓力分別為54.5、116.1和166.6 kPa,孔壓比(r)分別為0.18、0.35和0.54(表2)。這一試驗結果表明,隨著干濕循環次數的增加,飽和試樣在不排水剪切過程中更易產生較高的超孔隙水壓力。從抗剪強度來看,3組試樣的峰值強度與干濕循環次數無明顯相關性,但殘余強度(τr)卻隨干濕循環次數的增加有一定程度的降低,表明干濕循環對飽和試樣的不排水殘余強度有劣化作用。

圖6 干濕循環后飽和試樣的固結不排水環剪試驗

表2 固結不排水剪切試驗結果

文獻[8]認為,經不同次數干濕循環后,土顆粒骨架和孔隙形態變化明顯,即孔隙空間增大,結構更趨于疏松。文獻[11]研究表明,古土壤隨著干濕循環的進行,粒間接觸形式由面—面接觸逐漸過渡為邊—面接觸,最后發展為邊—邊或點—面的形式,同時微小孔隙所占比例逐漸減少,大中孔隙含量逐漸增加。Wang等[15]指出,不排水剪切過程中產生高超孔隙水壓力可能是由于土體結構的破壞,而不是由于顆粒破碎造成的。因此,本研究結合固結不排水環剪試驗結果及已有研究結論推斷,對于三峽庫區侏羅系泥巖殘積土,因干濕循環導致的土體結構的變化和大孔隙含量的增加,使得在長距離不排水剪切過程中能夠產生較高的超孔隙水壓力,并降低其殘余強度。

3.2 自然排水殘余剪切特性

考慮到滑坡運動過程中滑坡體可能存在內部巖土體裂隙擴大而導致滲透系數變大,滑動面處產生的超孔隙水壓力可能發生消散,為此本文開展的殘余狀態下的剪切試驗是在自然排水條件下進行的。操作方法是試驗過程中始終保持剪切盒的上排水管閥門處于打開狀態,允許剪切面處產生的超孔隙水壓力向上消散,進而模擬滑坡運動過程中滑動面處產生的超孔隙水壓力的自然消散過程。

在前述固結不排水剪切試驗暫停后,打開剪切盒上排水閥。待產生的超孔隙水壓力消散完畢后,將應力控制模式轉換為剪切速率控制模式,在自然排水條件下(保持剪切盒上排水閥始終處于打開狀態),以相同的剪切速率0.001 cm/s(DPRI-5 環形剪切儀可用的最低速率)將試樣分別在310、360、410 和460 kPa 的總法向應力下剪切至殘余穩定狀態,得到有效殘余強度包絡線如圖7所示。

根據莫爾-庫侖強度準則(Mohr-Coulomb強度準則,簡稱“M-C準則”)確定各試樣的有效殘余強度指標,如表3所示。由表3和圖7可知,隨著干濕循環次數的增加,試樣的有效殘余黏聚力急劇增大,有效殘余內摩擦角則顯著減小,此時殘余強度主要由顆粒間的黏聚力組成。

表3 自然排水殘余剪切結果

圖7 干濕循環后飽和試樣的殘余強度包絡線(剪切位移速率0.001 cm/s)

干濕循環對泥巖殘積土有效殘余強度指標的影響機制,可從試樣經長距離剪切過程中的豎向位移變化量(下降值)來解釋。試樣豎向位移發生下降,表明在長距離剪切過程中土體顆粒發生破碎和定向排列,引起剪切帶體積壓縮。圖8為3組試樣在不同法向應力下自然排水剪切過程中的豎向位移變化量隨剪切位移的變化趨勢。

由圖8可知,在總法向應力為310 kPa下,試驗C-21中試樣的豎向位移變化量最大(約1.5 mm),試驗C-5中豎向位移變化量最小(約0.8 mm),試驗C-13約為1.0 mm。此外,在其他總法向應力下,試樣C-21中的豎向位移變化量也最明顯。這一試驗結果表明,干濕循環作用下,泥巖殘積土在剪切過程中更易發生顆粒的破碎和定向排列,從而使殘余內摩擦角發生顯著的降低。同時,因本研究中泥巖殘積土中黏土礦物含量很高(占60.5%,見表1),故破碎后的細顆粒之間能形成緊密的連結,故而因黏粒間膠結力的增大而導致殘余黏聚力急劇增大。

滑坡啟動后至運動停止,其滑動距離表現不一。有些滑動運動距離僅數十米,有些滑坡則達數公里。影響滑坡運動距離的一個關鍵因素是滑動面土體在不同運動速率下殘余強度的變化特征,即殘余強度的剪切速率效應[16-19]。為了獲得干濕循環對泥巖殘積土的殘余強度剪切速率效應的影響規律,分別以11 種剪切速率(即0.001、0.002、0.005、0.01、0.02、0.05、0.1、0.2、0.5、1.0和2.0 cm/s),在相同的總應力310 kPa 下開展自然排水環剪試驗(剪切速率為0.001 cm/s),將試樣分別剪切至殘余穩定狀態即可獲得殘余強度。試驗結果如圖9所示。

圖9 干濕循環后不同剪切速率下飽和試樣自然排水殘余剪切(總法向應力σ=310 kPa)

由圖9可知,隨著剪切速率的增加,3組試樣的殘余強度均表現出先減小后顯著增大的趨勢,表明泥巖殘積土的殘余強度具有顯著的剪切速率相關性,且在較小的速率范圍內具有“負速率效應”,而在較大的速率范圍內則有強烈的“正速率效應”。但明顯區別的是,試驗C-5和C-13中出現強“正速率效應”的起始速率要大于試驗C-21。

已有研究表明[20-21],土的黏粒含量、礦物成分、土顆粒尺寸與粒徑分布、黏粒中扁平顆粒與圓形顆粒的比例和扁平顆粒間摩擦力的大小以及界限含水率等均對殘余強度的剪速率效應有顯著影響。由于本文中侏羅系泥巖殘積土試樣的黏土礦物含量很高(占60.5%),且試樣經歷較多次數的反復干濕循環,故上述關于殘余強度的剪切速率效應的機制可從下面兩個方面解釋。

(1)在較小的剪切速率范圍內,隨著剪切速率的增加,粗顆粒發生破碎,殘余強度因摩擦強度的降低而出現小幅度的降低[20]。在較大的剪切速率范圍內,隨著剪切速率的增加,顆粒破壞更為明顯,黏粒含量進一步增加,此時殘余強度主要由黏粒剪切控制,殘余強度因黏聚力的顯著增大而表現出明顯的“正速率效應”[21]。

(2)文獻[8]認為,經歷反復干濕循環后,黏土顆粒間的團聚結構因吸水膨脹和失水收縮而遭到破壞,顆粒形狀逐漸趨于光滑、圓潤。故筆者認為,隨著干濕循環次數的增加,試樣中圓潤光滑的黏土顆粒含量將會進一步增多。對比三組試樣,試驗C-21中的泥巖殘積土經歷了21次干濕循環(共計84 d),故黏粒間的團聚結構遭受了更大程度的破壞,進而分散成更多的圓潤、光滑的黏土顆粒。此時,因殘余強度中黏聚力的占比更大(表3和圖7),故在剪切時泥巖殘積土試樣表現出強“正速率效應”的起始剪切速率相比試驗C-5和C-13會更小。

4 結論

針對三峽庫區萬州侏羅系風化泥巖殘積土進行不同次數的干濕循環后的試樣進行了固結不排水剪切、自然殘余排水剪切的環剪試驗,討論了干濕循環對泥巖殘積土不排水抗剪強度、有效殘余強度指標、殘余強度的剪切速率效應的影響規律和作用機制。主要結論如下。

(1)隨著干濕循環次數的增加,飽和泥巖殘積土試樣在不排水剪切過程中更易產生較高的超孔隙水壓力。干濕循環能顯著破壞泥巖殘積土的結構,進而對其不排水殘余強度有劣化作用。

(2)隨著干濕循環次數的增加,飽和泥巖殘積土試樣的有效殘余黏聚力急劇增大,有效殘余內摩擦角則顯著減小,此時殘余強度基本上由黏聚力組成。其作用機制是,干濕循環次數越多,泥巖殘積土在長距離剪切過程中更易發生顆粒的破碎和定向排列,且因高含量黏土礦物的存在,破碎后的細顆粒之間能形成更為緊密的連結。

(3)三峽庫區侏羅系泥巖殘積土的殘余強度具有顯著的剪切速率相關性,且在較小的速率范圍內具有“負速率效應”,而在較大的速率范圍內則有強烈的“正速率效應”。隨著干濕循環次數的增加,殘余強度表現出強“正速率效應”的起始速率將減小。