水庫花崗巖殘積土三軸剪切力學特征的試驗研究

李東旭

(深圳市鵬城水務技術有限公司,廣東 深圳 518100)

0 前 言

花崗巖殘積土是母巖經歷長時間的風化作用后殘留在原地的松散碎屑物，廣泛分布于中國閩粵沿海地區(湘南、贛南地區也有分布)[1]。地質勘察表明，廈門地區的花崗巖殘積土約占行政區域的35%，具有厚度起伏大、風化不均的特點，其最大厚度超過70 m；殘積土中往往含有球形風化巖，呈現出各向異性和不均勻性的特征，顯著有別于一般的黏性土或者全強風化巖的工程性質[2-3]。花崗巖的礦物成分主要以石英、鉀長石和斜長石為主，且含有少量黑云母和角閃石。風化過程中石英的性質較為穩定且不易風化，因此作為硬質粗粒保留在殘積土中使其具有砂性土的性質，長石和云母等則風化為高嶺土和伊利石，這使得殘積土表現出黏性土性質[4]。礦物間的不均勻風化使得花崗巖殘積土內部裂隙發育、各向異性、遇水軟化、遇水崩解以及顯著的結構性等，在宏觀上呈現出抗剪強度高和壓縮性強度的矛盾特性影響了花崗巖殘積土的物理力學性質[5]。

本文選取某水庫工程花崗巖殘積土為研究對象，采用室內三軸固結排水剪切試驗和室內三軸固結不排水剪切試驗，分別對原狀樣和重塑樣進行三軸剪切力學測試，研究分析土體結構性對花崗巖巖殘積土強度特征、剪脹(剪縮)特性的影響，以期為類似工程圍巖體施工提供理論指導。

1 工程概述

某水庫工程庫區地形相對高差100～150 m，岸坡多見懸崖陡壁；區域河流主要沿東向發育，河谷基本上屬“V”型分布。地質勘查表明，水庫場區內存在2層厚度不等的花崗巖殘積土，如圖1(a)所示，主要為1花崗巖殘積砂質黏性土、2花崗巖殘積礫質黏性土。場區花崗巖殘積土工程地質特征如表1所示。兩層花崗巖殘積土的的基本物理參數如表2所示。經篩分試驗，試驗土體的典型級配曲線如圖1(b)所示。

表1 場區花崗巖殘積土工程地質特征

表2 場區花崗巖殘積土的基本物理參數

圖1 殘積土及篩分曲線

2 試驗概述

2.1 試樣制備

2.1.1原狀樣取樣

試樣分為原狀樣重塑樣，試驗前選取場區15個取樣鉆孔，將鉆孔鉆除至花崗巖殘積土新鮮土層，原狀樣采取雙重管靜壓方式進行，即通過鉆探取樣管內置PVC管。以1 cm/s的速率將試管均勻壓力花崗巖殘積土土層中，取出試樣后立即用膠帶封裝以避免水分蒸發，運輸過程中采用減震措施。重塑樣直接從鉆探樣管擾動樣中采取新鮮樣品，裝入密封塑膠袋。現場取樣，如圖2(a)所示。

圖2 三軸試驗系統及現場取樣

2.1.2原狀樣制備

首先，采用鋼絲鋸將封裝PVC鋸開，取出圓柱形完整原狀土樣，觀察試樣以確保試樣顏色呈均勻分布、土性均質，無明顯裂縫或層次分離，無明顯的軟弱夾層。然后，將試樣放置于切土器上，采用削土刀對土樣修整，制作成直徑為39.10 mm、高度為80 mm的圓柱體試樣。削切過程中，如果局部由于遇礫石刮削導致的孔洞，可以容許采用削切下的余土填補。其次，測試切削下的土體中的含水量，每個試樣測試3次求取平均值以確定土樣的含水量。

2.1.3重塑樣制備

參照GB/T 50123-2019《土工試驗方法標準》[6]規定對試樣進行分層擊實(分3層擊實)，為保證擊實試樣的整體性，在每層土料的擊實表面進行刮毛處理，制作的重塑試樣的目標含水量、試驗尺寸與原狀試樣一致。

2.2 試驗方法

圖2(b)為標準應力路徑三軸試驗系統STDTTS，該試驗設備由經典應力路徑三軸壓力室、GDS壓力、體積控制器及采集系統構成。試驗時，通過壓力室底座的液壓控制錘直接激勵產生軸向應力，GDS壓力、體積控制器由3個壓力控制器組成，分別控制軸向應力(位移)、圍壓及體積。參考《土工試驗方法標準》對試樣進行組裝，測試時通過GDSLAB數據采集軟件自動完成試樣的超孔隙水壓力、軸向壓力、軸向應變和徑向應變記錄，可同步生成應力應變曲線。

基于試驗目的及測試內容，試驗主要開展三軸固結排水剪切試驗、三軸固結不排水剪切試驗，進而研究不同加載等級條件下花崗巖殘積土的應力應變的變化過程，試驗圍壓設置為100、200、300、400 kPa。測試原狀樣及重塑樣均分為8組，花崗巖殘積土三軸試驗數量及加載等級見表3。

表3 花崗巖殘積土三軸試驗數量及加載等級

3 試驗結果與分析

3.1 重塑樣三軸試驗成果分析

圖3(a)為重塑樣三軸固結排水剪切試驗的應力σ-應變ε曲線，可以看出不同圍壓等級下的花崗巖殘積土的應力σ-應變ε曲線均表現出明顯的非線性，試樣受力即快速進入塑性變形階段，并隨圍壓的增加試樣的峰值剪切應力也不斷增大，表明加載圍壓的提高可以有效改善土體的抗剪強度。在加載初期，不同圍壓下的試樣均表現為應力硬化，在達到峰值剪切應力后則表現出微弱的應變軟化。圍壓為100 kPa時，軟化應變為15.60%；圍壓為200 kPa時，軟化應變為20.10%；圍壓為300 kPa時，軟化應變為22.30%；圍壓為400 kPa時，軟化應變為23.60%。由此表明，隨著加載圍壓的提高，土體產生破壞(應力軟化)時的應變值越大，使得土體出現一定的“延性”，有利于通過控制土體變形保證土體安全，盡管圍壓增量為等增量，但是軟化應變的增量則不相等。

圖3(b)為重塑樣三軸固結排水剪切試驗的體積應變εv-應變ε曲線，可以看出不同圍壓等級下花崗巖殘積土的應變εv-應變ε曲線在加載初期，應變ε<2.5%時，均表現出線性相關的變化規律；應變ε>2.5%后，均表現出非線性相關的變化規律。在圍壓為100 kPa時，隨著應變的不斷增加土樣發生剪縮，應變達到ε=14.9%后，則出現明顯的“相變”，即土樣發生顯著剪脹；在圍壓為200 kPa時，土樣發生剪縮至剪脹轉變的“相變點”為ε=21.9%，但剪脹現象較微弱；圍壓為300 kPa和400 kPa時，土體只發生剪縮。由此表明，在低圍壓狀態下花崗巖殘積土重塑樣容易發生剪脹現象，高圍壓狀態下則以剪縮現象為主。

圖3 重塑樣三軸固結排水剪切應力-應變曲線

圖4(a)為重塑樣三軸固結不排水剪切試驗的應力σ-應變ε曲線，可以看出不同圍壓等級下的花崗巖殘積土的應力σ-應變ε曲線均表現為應變硬化型，加載初期均呈現出明顯的線性(應變ε<2.0%)；隨后進入塑性變形階段并在達到應變ε=6.0%以后，應力隨應變的增速放緩；隨圍壓的增加，試樣的峰值剪切應力也不斷增大，相同圍壓等級下的峰值剪切應力均小于三軸固結排水剪切試驗的峰值剪切應力。圖4(b)為重塑樣三軸固結不排水剪切試驗的孔隙水壓力Δu-應變ε曲線，可以看出在應變ε<2.0%時，不同圍壓等級下的孔隙水壓力均呈線性增加，隨后呈現非線性變化；應變ε>6.0%后，呈現逐漸減小趨勢。

圖4 重塑樣三軸固結不排水剪切應力、孔隙水壓-應變曲線

圖5為重塑樣三軸固結不排水剪切試驗的應力路徑曲線，可以看出不同圍壓等級下重塑樣的應力路徑曲線變化規律大致相同。加載剪切過程中，應力隨著平均有效應力(p)的增加呈先不斷減小后出現拐點，而后逐漸增加，最后所有圍壓下應力路徑均趨向于截距為零的直線。

圖5 重塑樣三軸固結不排水剪切應力路徑曲線

3.2 原狀樣三軸試驗成果分析

圖6(a)為原狀三軸固結排水剪切試驗的應力-應變曲線，可以看出不同圍壓等級下的花崗巖殘積土的應力σ-應變ε曲線均表現出明顯的非線性，為應變軟化型。對應的軟化點圍壓為100 kPa時，軟化應變為5.4%；圍壓為200 kPa時，軟化應變為10.6%；圍壓為300 kPa時，軟化應變為13.4%；圍壓為400 kPa時，軟化應變為17.6%。由此表明，隨著加載圍壓的提高，土體產生軟化點對應的應變值也越大，盡管圍壓為線性增量，但軟化應變的增量則逐漸減小。隨著加載圍壓的增大，花崗巖殘積土的原狀樣峰值剪切強度也不斷增大。

對比圖6(a)和圖3(a)可知，相同圍壓條件下，原狀樣的峰值剪切強度均大于重塑樣的峰值剪切強度，且前者均為顯著的應變軟化型，且應力應變關系存在較短暫的線性階段(應變ε<1.0%)，而后者只表現為微弱的應變軟化型，且應力應變關系幾乎不存在短暫的線性階段。由此表明，原狀樣與重塑樣的力學性質、剪脹/剪縮變化規律存在顯著不同，這是因為花崗巖殘積土原狀樣保留了母巖的結構性，未受到擾動和破壞的狀態下，受到剪切荷載作用下產生剪切變形，導致土體顆粒排列和聯結被攪動，削弱了其結構性和剛度。當應力達到峰值剪切應力后，土體天然的結構性被完全破壞，顆粒重新排列；重塑樣在取樣、試樣制備過程中，經受了鉆管取樣擾動、碾壓、擊實等各種外荷載，天然的結構性已被破壞遺盡。因此，峰值剪切應力不含有結構性的作用成分，力學性質更接近于一般黏性土。

圖6(b)為原狀樣三軸固結排水剪切試驗的體積應變εv-應變ε曲線。可以看出不同圍壓等級下花崗巖殘積土的應變εv-應變ε曲線均表現出相變的變化規律，圍壓越低，土樣的剪脹特征也越顯著。在圍巖為100 kPa時，應變約ε=11%即達到了初始體積。圍壓從100 kPa增至400 kPa，“相變點”對應點應變值也由ε=3.3%增加至ε=15.2%。對比圖9中軟化點的應變值和圖10中“相變點”的應變值可知，原狀樣的剪切屈服和體積屈服并不同步。

圖6 原狀樣三軸固結排水剪切應力-應變曲線

圖7為原狀樣三軸固結不排水剪切試驗的應力-應變曲線，可以看出與重塑樣三軸固結不排水剪切試驗結果一致，不同圍壓等級下的花崗巖殘積土的應力σ-應變ε曲線均表現為應變硬化型；隨圍壓的增加，各試樣的峰值剪切應力也不斷增大，但相同圍壓等級下的三軸固結不排水剪切試驗，原狀樣峰值剪切應力均大于重塑樣的峰值剪切應力，表明原狀樣的天然結構性對土體的剪切強度得到明顯提升。圖11為原狀樣三軸固結不排水剪切試驗的孔隙水壓力(Δu)-應變曲線。可以看出，在應變ε<2.0%時，不同圍壓等級下的孔隙水壓力均呈線性增加，隨后呈現非線性變化，在應變ε>3.0%后則迅速減小。

圖7 原狀樣三軸固結不排水剪切應力、孔隙水壓-應變曲線

圖8為原狀樣三軸固結不排水剪切試驗的應力路徑曲線，可以看出所有圍壓下原狀樣的應力路徑均趨向于截距為零的直線，即臨界狀態線，但與重塑樣的區別在于原狀樣的平均有效應力趨向于臨界狀態線更為迅速。

圖8 原狀樣三軸固結不排水剪切應力路徑曲線

4 結 論

選取某水庫工程花崗巖殘積土為研究對象，采用室內三軸固結排水、固結不排水剪切試驗分別對原狀樣和重塑樣進行測試，分析了應力應變演化規律及力學參數特征，形成結論如下：

(1) 固結排水剪切試驗表明，隨著加載圍壓的提高，重塑樣的抗剪強度有所提高且土體出現一定的延性特征，表明圍壓可有效提高改善重塑樣的抗剪強度，而峰值剪切應力后出現微弱應變軟化現象。低圍壓下重塑樣容易發生剪脹現象，高圍壓下以剪縮現象為主。

(2) 固結不排水剪切試驗表明，重塑樣的應力-應變表現為應變硬化型，隨著加載進行呈線性(ε<2.0%)、增速放緩(ε>6.0%)的階段性演化特征。孔隙水壓力-應變曲線則呈線性增加(ε<2.0%)、非線性變化(2.0%<ε<6.0%)及逐漸減小(ε>6.0%)的演化特征。

(3) 試驗表明，固結排水剪切時原狀樣應力應變為應變軟化型，重塑樣則呈前期硬化、后期軟化型，原狀樣具有剪脹現象而重塑樣在低圍壓下存在剪脹現象。固結不排水剪切時，原狀樣和重塑樣的應力應變均為應變硬化型，原狀樣和重塑樣的孔隙水壓力變化規律一致，應力路徑最終均趨于臨界狀態線。