原狀滑帶土壓縮回彈變形的飽水軟化響應

潘梓祺, 鄔凱, 趙海松*, 陳盼,3, 向波

(1.桂林理工大學土木與建筑工程學院, 桂林 541004; 2.四川省公路規劃勘察設計研究院有限公司, 成都 610064; 3. 中國科學院武漢巖土力學研究所, 巖土力學與工程國家重點實驗室, 武漢 430071)

近十年來,滑坡帶復活相關機理的研究受到越來越多學者的關注[1-3],由現有的研究可知,而降雨作用導致滑帶土飽水軟化是誘導滑坡帶復活的主要原因。而通常在反復降雨的過程中。滑坡帶逐漸開始發育直至最后經過人工堆載或開挖削坡的過程發生滑坡帶的復活[4-6],而在邊坡防治過程中,施工中的臨時開挖工程以及在陡峭基巖的軟土上進行填方施工;都可能會重新激活古滑坡,因此需要對飽和度變化下滑帶土的力學特性發生劣化的現象引起重視。

目前,大部分學者對滑帶土吸水劣化的研究考慮到了強度以及穩定性的變化[7-13]。主要通過研究重塑滑帶土的抗剪強度與含水量的影響。得到黏聚力c和內摩擦角φ與含水率的變化規律。Xu等[14]從微細觀力學的角度通過納米壓痕的實驗手段探究了軟弱夾層的彈性模量、抗剪強度以及內聚力隨飽水時間的變化規律,進而分析了山體滑坡災變機理。而在邊坡防治工程的開挖卸載的過程中,滑帶土的變形沉降隨含水量的變化同樣仍不可忽視。當前關于含水率對土體壓縮回彈特性的影響研究主要集中在路基和基坑等地下工程。武朝軍等[15]學者進行了不同含水率原狀上海黏土的固結壓縮試驗,得到原狀上海黏土天然含水率與壓縮參數Cc之間的關系;王仲輝等[16]對重塑尾礦砂在不同含水率和不同干濕循環次數下的壓縮特性進行研究,得到不同含水率及不同干濕循環次數下的壓縮系數、固結系數的規律變化[17];劉志遐等[18]也探究了南海鈣質砂不同含水率下的壓縮沉降量與時間的關系,同時給出相關經驗式供工程參考。由上述國內外研究現狀可知,目前針對滑帶土的研究一方面只關注其抗剪強度以及穩定性的飽水劣化的現象,而滑帶土飽水軟化下的壓縮變形特性在探究滑坡復活的災變機理中仍不可忽視;另一方面,對于探究滑帶土力學特性的飽水劣化現象,往往通過重塑試樣的方式探究其力學特性飽水劣化的現象,而對于原狀滑帶土自身特有的結構性所帶來的飽水強度、變形等響應并不能得到體現。因此,有必要開展針對原狀滑帶土壓縮回彈特性的研究,為后續探究滑坡復活的災變機理以及相關工程的設計和施工提供參考和借鑒。

為探究不同飽和度下原狀滑帶土的壓縮回彈特性變化規律,開展不同飽和度下的壓縮-回彈-再壓縮試驗。主要研究原狀滑帶土的飽和度對先期固結壓力、壓縮指數、回彈指數、塑性變形量、回彈模量、再壓縮比率之間的關系,并給出相關經驗關系式。為降雨與地下水位變化誘發的地質災害的設計與評估提供定量參考。

1 實驗材料與方法

1.1 原狀滑帶土的基本特性

土樣取自四川某復活滑坡現場,通過鉆探獲取的原狀滑帶土樣如圖1所示。滑帶土取樣深度43.3～50.6 m,位于巖土界面附近,為灰黑色壓密含礫黏土,采用相關實驗規范[19-20]開展了相關物性試驗測試,其物理性質指標如表1所示。

對滑帶土開展了礦物成分分析,分別測定了滑帶土中礫石和細粒土的礦物成分。對于滑帶土中的礫石,采用球磨機研磨成小于0.075 mm的粉末樣,滑帶土中的細粒土取0.075 mm篩下的細粒均開展X射線衍射分析,測試結果如表2所示,滑帶土的主要礦物為石英、斜長石、方解石與黏土礦物,礫石與細粒的礦物成分相同,含量稍有差別。進一步對滑帶土開展了顆粒分析試驗[19],試驗結果如圖2與表3所示。滑帶土主要由細礫與砂粒為主,含部分粉粒與黏粒。

圖1 原狀滑帶土樣Fig.1 Undisturbed sliding zone soil samples

表1 滑帶土的基本物理指標Table 1 Geotechnical properties of sliding zone soils

表2 滑帶土的礦物成分Table 2 Mineral composition of sliding zone soils

表3 滑帶土的粒徑特性Table 3 Particle analysis of sliding zone soils

圖2 滑帶土的顆粒粒徑Fig.2 Particle size distribution of sliding zone soils

根據顆分試驗結果,進一步計算了滑帶土的顆粒粒徑分布特征參數,結果如表3所示。從表3中可知,不均勻系數Cu較大,表明土粒不均勻,細粒含量較少。根據《土的工程分類標準》(GB/T 50145—2007),Cu≥5,且Cc=1～3,該滑帶土級配良好。

1.2 實驗方法

利用現場取回的原狀試樣切削制備環刀試樣,飽水軟化制備試樣的方法如下:將切屑獲得的原狀試樣利用細霧噴壺噴水吸濕到設定的含水率,隨后用薄膜將土樣小心包裹,放入樂扣盒靜置密封,直到水分均勻。

待達到平衡狀態后,取出土樣開展一維高壓固結試驗。為了模擬坡角卸荷作用下土體的變形特性,在壓縮過程中開展了卸載再加載試驗,先加載至400 kPa后卸載至25 kPa,最后加載至3 200 kPa。具體加載等級為25、50、100、200、300、400、300、200、100、50、25、50、100、200、300、400、800、1 600、3 200 kPa。加載平衡時間為24 h。值得注意的是,由于試樣的含水率狀態不同,在加荷過程中,須在固結盒周邊塞上與土樣含水率相對應濕度的棉花團,同時及時補充棉花團的水分,以最大限度降低大氣環境變化對試樣在試驗過程中含水率的影響。

本試驗開展了飽水軟化條件下土體從天然含水率到飽和狀態共4種含水率狀態的固結回彈試驗研究。土樣的飽和度分別為47.9%、57.4%、80.3%和100.0%。

2 試驗結果與分析

2.1 固結試驗結果分析

2.1.1 飽和度對先期固結應力的影響

圖3給出了不同初始飽和度條件下原狀滑帶土的壓縮回彈曲線。從圖3中可以看出,隨著飽和度的增大,低上覆壓力條件下,土體的壓縮性明顯增大,而在高應力條件下,壓縮性趨于一致。而在回彈曲線里,隨著飽和度的增加,回彈曲線逐漸變陡,回彈量逐漸增多。

圖3 滑帶土的壓縮與回彈曲線Fig.3 Compression and rebound curves for sliding zone soils

根據Casagrande方法[21]通過找出e-lgp曲線的最小曲率點A并找出A點的平行線、切線與其角平分線最后通過e-lgp曲線直線段的延長線與A點角平分線交點確定先期固結壓力值Pc,結果如圖4所示,具體數據在表4中給出。由結果可知,隨著飽和度增加,土體的先期固結壓力逐漸減小。飽和度47.9%時先期固結壓力為186.5 kPa,而當飽和度增大到57.4%,先期固結壓力降低到102.6 kPa,在達到飽和階段時,先期固結壓力降低了110.6 kPa,表明含水率的增加造成了滑帶土先期固結壓力的顯著降低。采用冪函數對實測數據進行了擬合,擬合效果良好(R2=0.99),表明可以近似利用冪指數來進行滑帶土先期固結壓力的預估。

2.1.2 飽和度對滑帶土的壓縮回彈參數影響

關于壓縮指數的取值[22]是由土體所受上覆應力決定的,由表1的滑帶土的物理性質可知其取樣深度及天然密度,即可算得其所受上覆應力在400～800 kPa;故選取此段固結曲線中壓縮指數作為當前地層自重應力下滑帶土的壓縮指數。如圖5所示,滑帶土的飽和度壓縮指數的關系變化不大,隨著飽和度的增加,基本在Cc= 0.1之間波動,這主要是因為在400～800 kPa段的壓縮指數Cc為0.1,屬于低壓縮性土[19]。即顆粒間結構緊密不易被壓縮,故此時的飽和度變化對此影響不大。

關于回彈指數Ce與飽和度的關系由如圖5可以看出,隨著飽和度的增加,回彈指數呈先增大后減小的趨勢。但值得注意的一點,在飽和度Sr= 100%時相較于飽和度Sr= 80%的回彈指數會略微下降。這是因為,隨著飽和度的增高,在加載卸荷的過程中孔隙間的水逐漸填充孔隙使得其回彈量增加。而在飽和狀態下,空隙間被水填充,顆粒與顆粒間的接觸面減小,故在飽和狀態下壓縮回彈易使其黏土顆粒從礫土上剝離。從而在飽和狀態下的回彈指數會略微降低。

圖4 滑帶土飽和度與先期固結壓力的關系Fig.4 Correlation between the degree of saturation and preconsolidation pressure of sliding zone soils

圖5 滑帶土飽和度-壓縮指數、回彈指數的關系Fig.5 Correlation between the degree of saturation, compression index and rebound index of sliding zone soil

2.2 回彈再壓縮試驗結果分析

2.2.1 飽和度對滑帶土卸荷回彈的影響

用來表征土體回彈特性的參數主要包括載荷比R、回彈率δ、回彈比率r、回彈模量Er[23-24],其定義式分別為

(1)

(2)

(3)

(4)

式中:Pmax為豎向最大預壓荷載;Pi為第i級卸載后的上覆荷載;emax為初始荷載下土樣的孔隙比;emin為最大預壓荷載下土樣的孔隙比;ei為第i級卸荷后回彈穩定時土樣的孔隙比。

在不同飽和度的滑帶土在卸荷回彈過程中不同卸荷比下的回彈率δ如圖6所示,可以看出不同飽和度下的滑帶土回彈率的變化趨勢不大,開始卸荷階段,即卸荷比在0.75前變化較小。低飽和度的滑帶土的卸荷前期還會出現輕微的壓縮。當卸荷比達到0.75時,即卸荷達到100 kPa時,不同飽和的滑帶土均出現明顯的回彈。在卸荷比達到0.88時,即卸荷到達50 kPa時,回彈率發生明顯變化。故可以認為卸荷比R在0.75為臨界卸荷比;卸荷比R在0.88時為極限卸荷比。進一步探究了臨界卸荷比狀態下不同飽和度與回彈率之間的關系。由圖7所示,回彈率隨著飽和度的增加而增加;其相關經驗公式如圖7所示,相關系數在0.98。回彈率與飽和度之間有很好的相關性可供工程實際進行參考。

圖6 滑帶土卸荷比與回彈率的關系Fig.6 Correlation between the degree of unloading ratio and rebound rate of sliding zone soil

不同飽和度下的滑帶土在不同卸荷比的回彈模量如圖8所示;可以看出隨著卸荷比的增加,低飽和度的滑帶土主要呈二次函數的趨勢增加,逐漸轉至高飽和度時,其增長趨勢變為線性且兩飽和度間的回彈模量值基本一致;值得注意的是,隨著飽和度的增加。回彈模量是降低的。在高飽和度的情況下,會略微有些上升但回彈模量不會有太大的變化。對此如圖9所示,對飽和度-回彈模量之間的關系進行了擬合得到了飽和度-回彈模量之間的經驗關系式如圖9所示,Er=3.43+91.91×0.95Sr其相關系數在0.99。在缺乏相關數據的情況下,可依據此公式對此進行回彈模量的估算。

通過在最后一級卸荷時的孔隙比與初始孔隙比的增量Δe得到其塑性變形量;而后對比其塑性變形量與飽和度之間的關系如圖10所示;可以看出其塑性變形量隨著飽和度的增加而增加。對此將飽和度Sr與塑性變形量Δe之間的關系進行線性擬合得到關系式:Δe=0.001 7Sr-0.038 3;其相關系數達到0.98。在缺乏相關數據是可通過擬合的關系式對其塑性變形量Δe進行估算。

圖7 滑帶土飽和度與回彈率的關系Fig.7 Correlation between the degree of saturation and rebound rate of sliding zone soil

圖8 滑帶土卸荷比與回彈模量的關系Fig.8 Correlation between the degree of unloading ratio and resilience modulus of sliding zone soil

圖9 滑帶土飽和度與回彈模量的關系Fig.9 Correlation between the degree of saturation and rebound modulus

圖10 滑帶土飽和度與塑性變形量的關系Fig.10 Correlation between the degree of saturation and plastic deformation in sliding zone soil

2.2.2 飽和度對滑帶土再壓縮特性的影響

用來表征滑帶土的再壓縮過程的參數有:再加荷比Rr、再壓縮比率ηr[25];其計算式與式(1)、式(4)相近,由于公式描述的是再壓縮段的參數,故在式中的Pmax=3 200 kPa,這里就不作贅述。

如圖11所示,隨著再加荷比的增加,不同飽和度的再壓縮比率都是呈下降的趨勢。當再加荷比至0.97時,再壓縮比率基本變化較小。即可以認定載荷比在0.97為臨界再加荷比(加載至100 kPa)。

為更好地模擬地層內滑帶土的回彈再壓縮狀態。選取不同飽和度的滑帶土再加荷至800 kPa(即再加荷比為0.75)的再壓縮比率進行分析[21]。如圖12所示,值得注意的是隨著飽和度的增加,再壓縮比率先逐漸增加然后在高飽和度段變緩。由飽和度在47.9%的再壓縮比率0.53增加到飽和狀態下的再壓縮比率的0.74,與之增長了0.21;對此本文對其再壓縮比率與飽和度之間的關系進行指數函數擬合。具體參數如表4所示,所得到的經驗式可作為工程上參考的依據。

圖11 滑帶土再加荷比與再壓縮比率的關系Fig.11 Correlation between the degree of the reload ratio and the recompression ratio of sliding zone soil

圖12 滑帶土飽和度與再壓縮比率的關系Fig.12 Correlation between the degree of saturation and recompression ratio in sliding zone soil

表4 原狀滑帶土飽和度與先期固結壓力、塑性變形量、 再壓縮比率匯總表Table 4 Measured data for preconsolidation pressure, plastic pore ratio, and re-compressional ratios of sliding zone soil under varying degree of saturations

2.3 討論

為更近一步揭露滑帶土所產生的吸水劣化現象,我們對原狀滑帶土進行掃描電鏡試驗,由圖13中不同放大倍數的滑帶土的SEM圖像可以看到,滑動帶上的軟弱夾層的土顆粒骨架多呈現堆疊狀的排列方式,且有一定的方向性。當受到長期的擠壓和摩擦時,會導致顆粒的定向排列并拉長。從而導致軟弱夾層土的強度及摩擦系數的降低;黏土顆粒連接多為面-面接觸,隨著降雨、地下水等反復干濕循環作用下,其間的黏土顆粒的團聚性遭到破壞。顆粒間的邊-面接觸、面-角接觸會明顯增多,甚至逐漸脫落,散亂地堆落在其他顆粒周圍及孔隙中,具體表現為土體內孔隙數量增多,孔隙增大,結構更疏松。值得注意的是,在圖13中可以發現滑帶土的裂縫分布基本上是位于細粒黏土與大顆粒礫石的交界面處,故在水力、外力作用下,軟弱夾層土的裂縫首先會沿著細粒黏土與大顆粒礫石之間的交界面進行剝離和崩解。

而先期固結壓力的變化主要是由滑帶土體所受壓力歷史決定的,隨著飽和度的增加,破壞了滑帶土的原有顆粒空間排布、顆粒間膠結固化,從而導致先期固結壓力值的降低。

3 結論

為了考慮現場滑帶土的原生結構,針對原狀滑帶土開展了飽和度變化下壓縮回彈及再壓縮試驗,揭示了含水率變化下原狀滑帶土壓縮回彈及再壓縮特性的變化規律,并建立了先期固結壓力、壓縮與回彈模量、塑性變形量及再壓縮比率與飽和度之間的定量關系式,可為相關設計與評估提供定量的分析手段。獲得的如下主要結論。

(1)原狀滑帶土的先期固結壓力隨飽和度的增加而降低,在50%～60%的飽和度變化范圍內變化顯著,當飽和度繼續增大,在高飽和度80%～100%范圍先期固結壓力變化較小。可用冪函數來定量刻畫先期固結壓力隨飽和度的變化。飽和度的變化對原狀滑帶土壓縮指數的影響不顯著,而對回彈指數影響較大,回彈指數隨飽和度增加先增大后減小。

(2)通過試驗確定了原狀滑帶土的臨界卸荷比為0.75,極限卸荷比為0.88,臨界再加荷比為0.97。回彈模量與卸荷比近似呈二次函數的關系。隨當飽和度增加時,原狀滑帶土的回彈模量呈指數函數降低,而塑性孔隙變化量線性增加;再壓縮比率呈指數形式增大,飽和度Sr=47.9%的再壓縮比率相比飽和狀態下增長了0.21。

(3)通過電鏡掃描試驗對水致原狀滑帶土劣化機制進行了初步揭示,主要在于飽和度變化改變了滑帶土顆粒間的接觸與膠結,導致土體的壓縮變形特性改變。