干湿循环下万州侏罗系泥岩残积土的环剪试验

缪海波, 沈艺璇

(安徽理工大学土木建筑学院, 淮南 232001)

三峡水库自2003年开始蓄水到目前的正常运营期间,季节性降雨、周期性库水位波动使得库岸岩土体处于反复的干湿循环中,进而诱发了大量的新生型和复活型滑坡[1]。据统计,发育于侏罗系库岸上的滑坡灾害占据了库区总滑坡体积的70%以上,为典型的易滑地层[2]。该套地层为厚层砂岩或粉砂岩与薄层泥岩或粉砂质泥岩以互层结构在库区出露,其中薄层泥质岩在长期库水位波动下发生风化、破碎、软化、泥化并最终形成滑带土,控制着库区大型顺层岩质滑坡的新生或复活,如万州四大滑坡群等[3-4]。因此,研究侏罗系风化泥岩残积土在干湿循环条件下的力学强度的演化特征对于侏罗系库岸岩土体的稳定性评价具有重要意义。

目前,国内外学者对土在反复干湿循环条件下的力学强度演化规律进行大量的研究。穆坤等[5]研究了干湿循环次数与干湿循环含水率变化幅度对压实红黏土工程性状的影响规律,认为压实红黏土的黏聚力和内摩擦角均随干湿循环次数的增加而衰减,且首次干湿循环之后衰减效应最为显著。涂义亮等[6]对取自三峡库区某边坡的原状粉质黏土的研究表明,随着干湿循环次数的增加,有效黏聚力逐渐降低,且呈现先快后慢的特点。邓华锋等[7]开展的岸坡消落带土体的干湿循环试验表明,在干湿循环作用过程中,土体抗剪强度参数劣化幅度非常明显。江强强等[8]针对三峡库区某滑坡滑带土经历不同干湿循环次数的环剪试验表明,滑带土残余强度的劣化特性十分明显,且黏聚力的劣化效应大于内摩擦角。此类研究还有很多,结果均表明干湿循环作用对土体的抗剪强度的具有显著影响,且主要表现为黏聚力和内摩擦的降低。此外,部分学者从土体的微观结构变化方面对干湿循环对土体力学强度的影响机制进行了解释[9-12],认为干湿循环作用下土的抗剪强度劣化就是土体内亲水性黏土矿物吸水膨胀、失水收缩从而引发土体内颗粒、孔隙及胶结物等微结构变化的综合体现。尽管上述研究基本阐明了干湿循环对土体强度的影响规律与作用机制,但是很少涉及土体在长距离剪切位移下不排水强度和残余强度特征的研究。考虑到三峡库区新生型滑坡失稳后的长距离运动以及复活型滑坡滑带土历史上遭受反复剪切,故基于大剪切位移下的环剪试验研究其强度演化特征是较为合理的。

现对取自三峡库区万州库岸段侏罗系地层上的泥岩残积土,进行了不同次数的干湿循环。利用大型环剪仪,研究了经历不同次数干湿循环后试样的不排水剪切特性和孔隙水压力响应,以及在自然排水状态下的残余强度特征,在此基础上探讨了干湿循环对泥岩残积土的强度影响规律与作用机制,以期为三峡库区侏罗系库岸在周期性库水位波动和季节性降雨下的稳定性评价提供参考。

1 试样准备

1.1 泥岩残积土取样

泥岩残积土取自三峡库区万州区侏罗系上沙溪庙组(J2s)某处岩层露头,其岩性为紫红色薄—中厚层砂岩与泥岩互层,泥岩残积土中可见灰绿色团块(图1)。取样位置处岩层产状为312°∠20°,上覆岩土体厚度约15 m。

图1 万州区侏罗系泥岩残积土取样

将取回的泥岩残积土用橡胶锤击碎后烘干。考虑到拟进行的环剪试验中剪切盒的尺寸问题,故筛去粒径大于5 mm的风化泥岩碎屑。根据《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)[13],测得土粒比重Gs=2.72,液限wL=43.2%,塑限wP=25.3%,塑性指数IP=17.9。颗粒级配曲线如图2所示,平均粒径d50(用以表示土颗粒的粗细程度,指土中大于此粒径和小于此粒径的土的含量均占50%)为0.8 mm,不均匀系数Cu=1.15。

图2 侏罗系泥岩残积土颗粒级配曲线

利用X射线粉晶衍射测得矿物成分如表1所示。由表1可知,该泥岩残积土主要矿物成分为石英、钠长石、钾长石和黏土矿物,其中黏土矿物主要为伊利石、高岭石及伊蒙混层。

表1 侏罗系泥岩残积土矿物成分

1.2 干湿循环试样制备

将筛除粒径大于5 mm颗粒后的泥岩残积土按质量等分为3组,分别进行5次、13次和21次干湿循环过程,进而获得3组试样。一次干湿循环过程为:泥岩残积土放置托盘中用20 ℃蒸馏水浸泡,浸泡时间为2 d,然后将托盘放入烘箱,在105 ℃恒定温度下持续烘2 d,如图3所示。

图3 一次干湿循环示意

待设定的干湿循环次数完成后,立即进行环剪试验,其中试验编号C-5、C-13和C-21分别代表利用经5次、13次和21次干湿循环后的试样开展的剪切试验。

2 试验设备及试验程序

2.1 试验设备

环剪试验采用日本京都大学防灾研究所(Disaster Prevention Research Institute,DPRI)研制的DPRI-5型环剪仪完成。DPRI-5型环剪仪的构造如图4所示[14]。

图4 DPRI-5型环剪仪示意图

环剪仪的剪切盒内径为 12 cm,外径为 18 cm,高度为11.5 cm,剪切面积为 141.37 cm2,最大法向应力为2 000 kPa,最小剪切速率为0.001 cm/s,最大剪切速率为10 cm/s。施加于剪切面上的法向应力可由计算机设定为某一恒定值,而剪应力由扭矩控制式伺服发动机提供(也可转换为剪切速率伺服控制)。试样在剪切过程可由设置在试样顶、底面的排水管控制排水条件,剪切面的孔隙水压力可由孔压传感器测得。为确保高速剪切过程中上、下剪切盒不漏水,在下剪切盒上安装有特制的强抗磨损、低摩阻力和良好密封性的橡皮垫圈(rubber edge)。该橡皮垫圈在试验中承受上、下剪切盒挤压力称为间隙压力,其压力值由提前设定的间隙位移控制[14]。

2.2 试验程序

本文对经5次、13次和21次干湿循环后的试样开展的剪切试验(试验编号C-5、C-13和C-21)属于平行试验,其试验条件、装样质量和初始干密度均相同。环剪试验的程序如下。

(1)试样装填。待各组试样完成设定的干湿循环次数后,将干试样放入剪切盒中。为使剪切盒内试样均匀,利用漏斗分层铺样并轻轻夯实,装样高度约7.5 cm,总装样质量m=1 933.4 g(试验C-5、C-13和C-21的装样质量和高度均相同,亦即初始干密度相同),计算得试样干密度ρd=1.444 g/cm3。待试样装填完毕后,以0.5 mm/s的剪切速率转动剪切盒,测试上、下剪切盒之间的橡皮垫圈摩擦强度,结果如图5所示。由于试验C5和试验C-13中环剪仪所设定的间隙位移值相同,而试验C-21在试验前重新设定,故根据图5,试验C5和试验C-13橡皮垫摩擦强度τrubber=11 kPa,试验C-21橡皮垫摩擦强度τrubber=25 kPa。

图5 橡皮垫摩擦强度

(2)试样饱和。打开下排水管阀门通CO2气体置换试样孔隙中的空气,然后通脱气水使试样饱和。根据文献[14]提出的饱和度系数BD(BD=Δu/Δσ,其中Δσ为总应力增量,Δu为施加Δσ后的超孔压增量)来评价试样的饱和程度,并认为BD>0.95时试样饱和。

(3)试样固结。根据取样位置处岩层产状(倾角θ=20°)、上覆岩土体厚度(h=15 m)以及上覆岩土体的重度(取γ=22 kN/m3),由式σ=γhcosθ计算固结压力(即试验中总法向应力)约310 kPa。打开上排水阀并施加总法向应力后,若试样的竖向位移不再变化则表明固结完成。

(4)试样剪切。饱和试样的不排水固结试验采用应力控制模式,将环剪仪上、下排水阀关闭后施加剪应力将试样剪坏至稳定状态(此时剪应力基本不再变化)后试验暂停。随后打开上排水阀,待产生的超孔隙水压力消散后,将应力控制模式转换为速率控制模式,以DPRI-5型环剪仪的最小剪切速率将试样分别在310、360、410和460 kPa的总法向应力下剪切至残余状态,获得残余强度指标。之后,仍然在排水条件下(上排水阀打开),将试样在σ=310 kPa 的总法向应力下分别以不同剪切速率剪切至残余状态后获得不同剪切速率下的残余强度。至此,环剪试验结束。

3 试验结果分析及讨论

3.1 固结不排水剪切特性

固结不排水环剪试验完成后,根据传感器记录数据,将剪应力值减去橡皮垫圈的摩擦强度后可得到试样的真实剪应力。图6为经历不同干湿循环次数的饱和试样在同一总法向应力σ=310 kPa下固结不排水试验中有效应力、剪应力、孔隙水压力随剪切位移的变化曲线。表2为3组环剪试验的相关参数和试验结果,其中孔压比(r)定义为残余稳定状态下的超孔压与总法向应力比值,表征不排水剪切过程中试样产生超孔隙水压力的难易程度。

由图6可知,经历不同干湿循环次数后的3组饱和试样在剪切开始后均产生超孔隙水压力(u),且在试样达到峰值强度(τp)后随着剪切的持续进行,超孔隙水压力进一步增加。当剪应力逐渐稳定时,表明试样达到不排水剪切下的残余稳定状态,此时超孔隙水压力也基本稳定。试验C-5、C-13和C-21达到残余稳定状态时产生的超孔隙水压力分别为54.5、116.1和166.6 kPa,孔压比(r)分别为0.18、0.35和0.54(表2)。这一试验结果表明,随着干湿循环次数的增加,饱和试样在不排水剪切过程中更易产生较高的超孔隙水压力。从抗剪强度来看,3组试样的峰值强度与干湿循环次数无明显相关性,但残余强度(τr)却随干湿循环次数的增加有一定程度的降低,表明干湿循环对饱和试样的不排水残余强度有劣化作用。

图6 干湿循环后饱和试样的固结不排水环剪试验

表2 固结不排水剪切试验结果

文献[8]认为,经不同次数干湿循环后,土颗粒骨架和孔隙形态变化明显,即孔隙空间增大,结构更趋于疏松。文献[11]研究表明,古土壤随着干湿循环的进行,粒间接触形式由面—面接触逐渐过渡为边—面接触,最后发展为边—边或点—面的形式,同时微小孔隙所占比例逐渐减少,大中孔隙含量逐渐增加。Wang等[15]指出,不排水剪切过程中产生高超孔隙水压力可能是由于土体结构的破坏,而不是由于颗粒破碎造成的。因此,本研究结合固结不排水环剪试验结果及已有研究结论推断,对于三峡库区侏罗系泥岩残积土,因干湿循环导致的土体结构的变化和大孔隙含量的增加,使得在长距离不排水剪切过程中能够产生较高的超孔隙水压力,并降低其残余强度。

3.2 自然排水残余剪切特性

考虑到滑坡运动过程中滑坡体可能存在内部岩土体裂隙扩大而导致渗透系数变大,滑动面处产生的超孔隙水压力可能发生消散,为此本文开展的残余状态下的剪切试验是在自然排水条件下进行的。操作方法是试验过程中始终保持剪切盒的上排水管阀门处于打开状态,允许剪切面处产生的超孔隙水压力向上消散,进而模拟滑坡运动过程中滑动面处产生的超孔隙水压力的自然消散过程。

在前述固结不排水剪切试验暂停后,打开剪切盒上排水阀。待产生的超孔隙水压力消散完毕后,将应力控制模式转换为剪切速率控制模式,在自然排水条件下(保持剪切盒上排水阀始终处于打开状态),以相同的剪切速率0.001 cm/s(DPRI-5 环形剪切仪可用的最低速率)将试样分别在310、360、410 和460 kPa 的总法向应力下剪切至残余稳定状态,得到有效残余强度包络线如图7所示。

根据莫尔-库仑强度准则(Mohr-Coulomb强度准则,简称“M-C准则”)确定各试样的有效残余强度指标,如表3所示。由表3和图7可知,随着干湿循环次数的增加,试样的有效残余黏聚力急剧增大,有效残余内摩擦角则显著减小,此时残余强度主要由颗粒间的黏聚力组成。

表3 自然排水残余剪切结果

图7 干湿循环后饱和试样的残余强度包络线(剪切位移速率0.001 cm/s)

干湿循环对泥岩残积土有效残余强度指标的影响机制,可从试样经长距离剪切过程中的竖向位移变化量(下降值)来解释。试样竖向位移发生下降,表明在长距离剪切过程中土体颗粒发生破碎和定向排列,引起剪切带体积压缩。图8为3组试样在不同法向应力下自然排水剪切过程中的竖向位移变化量随剪切位移的变化趋势。

由图8可知,在总法向应力为310 kPa下,试验C-21中试样的竖向位移变化量最大(约1.5 mm),试验C-5中竖向位移变化量最小(约0.8 mm),试验C-13约为1.0 mm。此外,在其他总法向应力下,试样C-21中的竖向位移变化量也最明显。这一试验结果表明,干湿循环作用下,泥岩残积土在剪切过程中更易发生颗粒的破碎和定向排列,从而使残余内摩擦角发生显著的降低。同时,因本研究中泥岩残积土中黏土矿物含量很高(占60.5%,见表1),故破碎后的细颗粒之间能形成紧密的连结,故而因黏粒间胶结力的增大而导致残余黏聚力急剧增大。

滑坡启动后至运动停止,其滑动距离表现不一。有些滑动运动距离仅数十米,有些滑坡则达数公里。影响滑坡运动距离的一个关键因素是滑动面土体在不同运动速率下残余强度的变化特征,即残余强度的剪切速率效应[16-19]。为了获得干湿循环对泥岩残积土的残余强度剪切速率效应的影响规律,分别以11 种剪切速率(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),在相同的总应力310 kPa 下开展自然排水环剪试验(剪切速率为0.001 cm/s),将试样分别剪切至残余稳定状态即可获得残余强度。试验结果如图9所示。

图9 干湿循环后不同剪切速率下饱和试样自然排水残余剪切(总法向应力σ=310 kPa)

由图9可知,随着剪切速率的增加,3组试样的残余强度均表现出先减小后显著增大的趋势,表明泥岩残积土的残余强度具有显著的剪切速率相关性,且在较小的速率范围内具有“负速率效应”,而在较大的速率范围内则有强烈的“正速率效应”。但明显区别的是,试验C-5和C-13中出现强“正速率效应”的起始速率要大于试验C-21。

已有研究表明[20-21],土的黏粒含量、矿物成分、土颗粒尺寸与粒径分布、黏粒中扁平颗粒与圆形颗粒的比例和扁平颗粒间摩擦力的大小以及界限含水率等均对残余强度的剪速率效应有显著影响。由于本文中侏罗系泥岩残积土试样的黏土矿物含量很高(占60.5%),且试样经历较多次数的反复干湿循环,故上述关于残余强度的剪切速率效应的机制可从下面两个方面解释。

(1)在较小的剪切速率范围内,随着剪切速率的增加,粗颗粒发生破碎,残余强度因摩擦强度的降低而出现小幅度的降低[20]。在较大的剪切速率范围内,随着剪切速率的增加,颗粒破坏更为明显,黏粒含量进一步增加,此时残余强度主要由黏粒剪切控制,残余强度因黏聚力的显著增大而表现出明显的“正速率效应”[21]。

(2)文献[8]认为,经历反复干湿循环后,黏土颗粒间的团聚结构因吸水膨胀和失水收缩而遭到破坏,颗粒形状逐渐趋于光滑、圆润。故笔者认为,随着干湿循环次数的增加,试样中圆润光滑的黏土颗粒含量将会进一步增多。对比三组试样,试验C-21中的泥岩残积土经历了21次干湿循环(共计84 d),故黏粒间的团聚结构遭受了更大程度的破坏,进而分散成更多的圆润、光滑的黏土颗粒。此时,因残余强度中黏聚力的占比更大(表3和图7),故在剪切时泥岩残积土试样表现出强“正速率效应”的起始剪切速率相比试验C-5和C-13会更小。

4 结论

针对三峡库区万州侏罗系风化泥岩残积土进行不同次数的干湿循环后的试样进行了固结不排水剪切、自然残余排水剪切的环剪试验,讨论了干湿循环对泥岩残积土不排水抗剪强度、有效残余强度指标、残余强度的剪切速率效应的影响规律和作用机制。主要结论如下。

(1)随着干湿循环次数的增加,饱和泥岩残积土试样在不排水剪切过程中更易产生较高的超孔隙水压力。干湿循环能显著破坏泥岩残积土的结构,进而对其不排水残余强度有劣化作用。

(2)随着干湿循环次数的增加,饱和泥岩残积土试样的有效残余黏聚力急剧增大,有效残余内摩擦角则显著减小,此时残余强度基本上由黏聚力组成。其作用机制是,干湿循环次数越多,泥岩残积土在长距离剪切过程中更易发生颗粒的破碎和定向排列,且因高含量黏土矿物的存在,破碎后的细颗粒之间能形成更为紧密的连结。

(3)三峡库区侏罗系泥岩残积土的残余强度具有显著的剪切速率相关性,且在较小的速率范围内具有“负速率效应”,而在较大的速率范围内则有强烈的“正速率效应”。随着干湿循环次数的增加,残余强度表现出强“正速率效应”的起始速率将减小。