惠州地区全风化花岗岩现场直剪试验研究

庞忠华

（广东省建筑科学研究院集团股份有限公司 广州 510500）

0 引言

岩土体强度是边坡稳定分析与支护方案设计中的重要参数，受结构面、地下水等多种因素影响，其参数取值一直是困扰工程设计人员的难题。一般来说，强度参数可以通过现场试验、室内试验以及工程类比等方法确定［1］。室内试验获取的强度参数受试样扰动、试样尺寸等因素的影响很大，与工程现场岩土体所体现出的力学特性有所相差。现场试验对岩土体扰动小，岩土体的结构性、含水率以及部分软弱面都能在现场试样中体现，所测得的力学参数具有较强的工程参考价值，许多国内外重要工程的设计分析都是基于现场试验所得力学参数。

邢皓枫等人［2］针对南水北调工程中复杂的沿线地质条件，选取了几个典型地段进行了现场大型直剪试验，阐述了现场直剪试验的方法和过程，并对剪应力与位移和正应力与剪应力间的关系曲线进行了分析和总结，提出了反映岩石不同状态下的抗剪断强度和抗剪强度，并以此参数和室内试验参数分别对边坡稳定进行分析对比，结果表明现场大型直剪试验获得的力学参数不仅真实可靠，而且对边坡稳定性分析与优化设计也是至关重要的。刘斯宏等人［3］采用了一种新型现场直剪试验法用于获取宜兴抽水蓄能电站上库堆石料的抗剪强度，该方法通过链条张拉剪切框从而使试样受剪，能克服剪切框内壁摩擦对剪切面上正应力的影响，能更精确地测定试样的抗剪强度。徐晓斌等人［4］对强风化花岗岩进行了原位直剪试验，获得了直剪试验的剪应力-应变关系曲线，同时对其剪切强度性质进行了相应的理论分析，最终得出工程设计所需参数c、φ值。程东幸等人［5］为了得到粗颗粒盐渍土的强度特性，在地层结构、易溶盐、地基土颗粒分析的基础上，选择甘肃河西走廊一在建电厂的典型粗颗粒盐渍土场地进行了现场和室内剪切试验研究。徐宁等人［6］对碾压成型后的建筑垃圾进行筛分试验，分析了建筑垃圾级配，得到了建筑垃圾颗粒破碎的分维，并根据现场大型直剪试验结果，得到了不同正应力下剪应力-剪切位移和剪应力-正应力的关系曲线，确定了建筑垃圾剪切强度的峰值和残余值参数。侯光荣［7］为了验证填方边坡的稳定性，采用了现场直剪试验测定填土的实际c、φ值。该填土的地基处理采用分层填土碾压及分层强夯的地基处理方法，以保证边坡的稳定和满足坡顶建筑物的承载力和沉降要求。黄剑宇［8］先通过试验量测粘性土的土水特征曲线，后利用土水特征曲线预测土的抗剪强度，并将预测值与等吸力直剪抗剪强度值进行对比分析。徐晓宇等人［9］以广州地区花岗岩残积土为研究对象，进行了一系列室内直剪试验，分析了试验中剪切速率、加载级数和破坏值选取的综合影响。

本文对广东省惠州市博罗县某建筑边坡工程中的全风化花岗岩进行了不同正应力下的现场直剪试验，了解其力学特性，分析了土体在受力过程中的应力应变特征，并获得了其强度参数，为边坡稳定分析与工程设计优化提供依据。

1 试样与试验方案

1.1 试样

未扰动全风化花岗岩试样位于惠州市博罗县某建筑边坡，取样深度5.0 m，如图1所示，需要注意的是图1 中地面并非原地面。根据地勘报告，土体母岩为燕山晚期花岗岩（r53）。土样主要呈黄褐、肉红、灰白等色，并夹杂着黑点。未扰动土样原岩结构基本破坏，但尚可辨认，有残余结构强度，可用镐挖，干钻可钻进，标贯击数N=37，根据《岩土工程勘察规范：GB 50021—2001》［10］表A.0.3 的分类标准，该土样风化程度为全风化。

图1 土样现场Fig.1 Soil Sample Site

1.2 试验装置

本次试验采用上部堆载的方式施加法向荷载，剪切荷载通过一支撑在侧向土壁上的千斤顶施加，直剪试验简图如图2⒜所示，现场局部如图2⒝所示。

图2 现场直剪试验及装置局部Fig.2 Field Shearing Test and Partial of the Device

土样尺寸为长×宽×高=600 mm×500 mm×350 mm，剪切盒由4 块20 mm 厚的钢板拼接而成，尺寸为长×宽×高=600 mm×500 mm×300 mm。法向荷载和切向荷载通过2 个独立的千斤顶分别进行施加，法向千斤顶位于土样顶中心位置处，为了防止土样顶部被局部压坏，在千斤顶与土样之间放置1 块厚度20 mm 的钢垫板，切向千斤顶位于剪切盒侧面1/3高度处，剪切荷载直接施加于剪切盒侧板。试验过程中通过2个对称放置于土样顶面垫板上的百分表来测量土样的法向位移，并通过2 个对称放置于剪切盒后侧板的百分表来测量土样的切向位移，如图2⒜所示。

1.3 试验方法

现场开挖2 个试坑，每个试坑的5 个土样为1 组，共2 组试验。开挖制备土样时参考文献［1］的开挖方法，用小镐与手工锯先将土样修割成上小下大的四棱柱状，再将拼接好的剪切盒套在土样顶部，然后一边修整下部土体一边将剪切盒逐渐往下套入，直到达到预定位置。需要注意的是，为了使剪切盒与土样紧密接触，试验前在剪切盒与土样间灌入风干的细砂，并用胶锤轻轻敲击剪切盒侧板使细砂更加密实。

每组的5个土样分别在法向荷载0 kN、15 kN、30 kN、45 kN、60 kN下进行剪切，即正应力分别为0 kPa、50 kPa、100 kPa、150 kPa、200 kPa。法向荷载分5 级等荷施加，每一级荷载作用下土样竖向位移在任意5 min 内小于0.01 mm，即认为稳定，即可施加下一级荷载直至预定值。随后保持法向荷载不变，通过切向千斤顶采用应力控制的方式对土样施加剪切荷载。剪切荷载按预估最大荷载的10%分级等荷施加，每一级荷载作用下的土样剪切位移在任意5 min 内小于1 mm 认为其稳定，即可施加下一级荷载直至土样破坏。

2 试验结果及分析

2.1 剪应力-剪应变关系

2 组试验的剪应力-剪应变关系曲线如图3 所示，图3中标注的压力值为土样所受正应力。

图3 2组土样不同法向荷载作用下剪应力-剪应变关系曲线Fig.3 The Shear Stress-shear Strain Relation Curves under Different Normal Stress of Soil Specimen

可以看出，在剪切初始阶段，剪切面上的剪应力随着剪应变的逐渐发展而不断增大，土体呈应变硬化；当剪应变增大到一定时，剪应力达到最大，随后随着剪应变的增加，各试样剪应力呈现出不同程度的下降，呈应变软化，最终趋于某一稳定值。土样承受的正应力越大，峰值剪应力也越大。值得注意的是，第1组土样在不同正应力水平下的峰值剪应力对应的剪应变略高于第2 组土样，这表明第1 组土样有着更好的塑性。

2.2 法向位移-剪应变关系

2 组试验剪切过程中的法向位移-剪应变关系曲线如图4所示，土样顶面位移向下（剪缩）为正，位移向上（剪胀）为负。

图4 2组土样不同法向荷载作用下法向位移-剪应变关系曲线Fig.4 The Normal Deformation-shear Strain Relation Curves under Different Normal Stress of Soil Specimen

可以看出，当土样所受正应力较小时（0 kPa、50 kPa），剪切过程中土样顶面位移一直向上，即土样一直呈剪胀状态；随着正应力的不断增大，土样逐渐从一直剪胀渐变到先剪缩后剪胀，达到压力为200 kPa 时，第二组试验中的土样呈现出一直剪缩的变形特征。这在一定程度上表明土样所受正应力大小决定了剪切过程中土样法向变形特征。

2.3 土样破坏包线

将2组试验中各土样在不同法向荷载作用下剪切面上的峰值剪应力-正应力绘制如图5所示。

图5 2组土样不同法向荷载作用下峰值剪应力-正应力数据点线性拟合Fig.5 The Peak Shear Stress-normal Stress under Different Normal Stress of Soil Specimen

可以看出，2 组试验中土样的峰值剪应力τmax-正应力σ试验点均呈现较好的线性关系，线性拟合结果如下：

第一组试验：τ=1.137 2σ+76.14（R2=0.907 3）⑴

第二组试验：τ=2.346σ+45.2（R2=0.992 6） ⑵

从式⑴、式⑵可以得出，第一组试验土样的粘聚力c=76.14 kPa，内摩擦角φ=48.7°；第二组试验土样的粘聚力c=45.2 kPa，内摩擦角φ=66.9°。

3 结论

本文对惠州地区未扰动全风化花岗岩进行了不同正应力水平下的现场直剪试验，得出以下结论：

⑴不同正应力水平下，未扰动全风化花岗岩在剪切过程中达到峰值剪应力后均呈现出不同程度的应变软化，土样所受正应力越大，其峰值剪应力也越大。

⑵土样所受正应力大小决定了剪切过程中法向变形特性，正应力较小时，土样一直呈剪胀，随着正应力不断增大，土样从一直剪胀逐渐过渡为先剪缩后剪胀。

⑶土样强度准则可采用摩尔-库伦准则，不同正应力条件下的峰值剪应力-正应力数据点线性拟合良好，得出的强度参数c、φ可为边坡稳定分析及设计优化提供参考。