荷载与干湿循环作用下预崩解炭质泥岩抗剪强度及渗透特性

时间：2024-07-06

耿帆，刘杰

(1.长沙理工大公路工程试验检测中心，湖南长沙 410114；2.长沙理工大学水利工程学院)

1 引言

炭质泥岩广泛分布于中国西南地区，是由软弱灰岩、砂岩、页岩和页岩互层等沉积类岩石构成的地质体。由于炭质泥岩具有风化快、强度低等特点，进行路堤填筑之前须先对其进行充分的预崩解，即预崩解炭质泥岩。已有研究表明，季节性反复降雨后，预崩解炭质泥岩产生持续崩解及强度劣化，堵塞路堤排水管道，导致路堤内部处于荷载与浸水环境，产生超限变形，甚至引发路堤失稳，危害行车安全。因此，为避免或减少炭质泥岩路堤失稳等灾害，有必要全面深入地研究荷载与干湿循环条件下预崩解炭质泥岩抗剪强度及渗透特性。

国内外学者针对岩土体的抗剪强度及渗透特性已开展一些研究。在抗剪强度方面，毛瑞等研究了剪切速率对剪碎带土体抗剪强度的影响，剪碎带土体抗剪强度的增大不仅在剪切速率由慢变快时发生，且在快速剪切速率减小时也发生；吴珺华等利用现场大型直剪试验研究了干湿循环对膨胀土抗剪强度的影响，发现经历干湿循环作用后的膨胀土，峰值剪应力与未经历干湿循环作用的相比明显减小，而软化特征不明显；S.K.Vanapalli对非饱和土抗剪强度的预测方法进行了研究，通过对3种不同的基质吸力的计算，对比分析了非饱和剪切强度的测量值与预测值；Ulusay R等进行了干湿循环作用下不同岩土体的抗剪强度试验研究，对干湿循环前后岩土体的强度进行了对比，表明干湿循环后岩土体的抗剪强度均有一定程度的下降；Mario Torres从物理、化学、力学和成分组成等角度研究了干湿循环对哥伦比亚安第斯山脉泥岩力学性能的影响。土体渗透系数与边坡稳定性存在重要联系，是反映土壤渗透特性的一项综合指标。陈伟等通过现场监测和原位试验等方法对降雨条件下路堤岩土渗透系数的变化规律进行了深入的研究；苗强强、蔡国庆等依次针对路堤在荷载作用下其渗透系数的变化规律做了大样本的室内试验研究，初步掌握了在荷载作用下岩土体的渗透系数变化规律。上述研究虽取得了较为丰硕的成果，促进了岩土体抗剪强度试验技术及相关理论的发展，但仍有一些问题有待研究。首先，现有研究主要针对粗颗粒、膨胀土、剪碎带土体等，而关于预崩解炭质泥岩抗剪强度的室内试验、数值计算及理论研究却鲜见报道；其次，季节性降雨使得路堤经受反复干湿循环，长期处于荷载与干湿循环条件下，对路堤的变形和稳定产生不可忽视的影响，而关于荷载与干湿循环共同作用下预崩解炭质泥岩的抗剪强度及渗透特性研究较少。

鉴于此，该文利用一套可施加竖向荷载的岩土干湿循环试验装置，并利用直接剪切仪、渗透仪分别开展预崩解炭质泥岩直剪试验及渗透试验，分析各因素对预崩解炭质泥岩抗剪强度及渗透特性的影响，以期为炭质泥岩路堤工程实践提供一定参考和依据。

2 试验设计

2.1 试验材料与试样制备

取广西六寨-河池高速公路沿线某路堤处预崩解炭质泥岩用于此试验，将其进行X射线衍射分析，发现炭质泥岩主要由绿泥石、石英、黑色绿泥石、高岭石组成，其他矿物成分含量均低于7%，化学成分以SiO2、Al2O3、Fe2O3为主。

预崩解炭质泥岩最大干密度为2.09 g/cm3，最佳含水率为10.56%，土粒密度为2.66 g/cm3，液限为32.9%，塑限为25.3%，塑性指数为7.6。

选取崩解完全的炭质泥岩土样，过2 mm土工筛，闷料24 h后制作直径10 cm、高度20 cm的试样。通过数显式压力试验机并采用分层制样法分5层压样成型，静压完成后须让千斤顶继续施加压力并稳定一段时间后再卸载以防止试样回弹。最后，用其他垫块从底部把试样慢慢顶出。压样前钢模内须涂抹少许凡士林以便减少脱模时试样与钢模间的摩擦力。试样成型后用保鲜膜密封，封装好后放入保湿箱内静置以备试验使用。

2.2 试验方案

结合炭质泥岩路堤的工程实际，采用控制变量法研究竖向荷载(p)、循环时间(t)及循环次数(n)对预崩解炭质泥岩抗剪强度的影响，各变量设置4个水平，共12组试验，考虑到土工试验可能存在一定误差，故每组试验做3组平行试验，结果取平均值。根据JTG F10—2006《公路路基施工技术规范》，土质高速公路路堤压实度大于等于94%，故控制试样压实度为96%，初始含水率取10%(最佳含水率附近)。考虑路堤深度一般不超过10 m，故竖向荷载可取0、50、100、200 kPa；考虑干湿循环影响，循环时间取0、24、48、72 h；试验发现循环次数6次后，变形基本稳定，故循环次数分别取0、2、4、6次。试验变量水平及试验方案见表1。

2.3 试验仪器与操作步骤

2.3.1 试验仪器

自主研发了一套可施加竖向荷载的岩土干湿循环试验仪器，其主要由加载系统、干湿循环系统两部分组成，装置实图见图1。通过试验装置的通水孔控制试验仪器的水位，模拟炭质泥岩在水循环中的环境，竖向荷载通过砝码及杠杆加载。

表1 正交试验方案

图1 考虑荷载的干湿循环试验装置

利用应变控制式直接剪切仪进行室内快剪试验；采用变水头渗透仪进行渗透系数研究。

2.3.2 试验步骤

(1)调平：调节试验仪器左端杠杆上的调平砝码位置，使之与未加砝码前右端杠杆保持平衡，并用螺母将其固定。

(2)装样：将制好的试样从保湿箱内取出，缓慢装入筒壁带有孔眼的内筒，装入内筒前须给内筒涂抹凡士林，保持润滑以减少筒壁与试样的摩擦力，注意装样过程中勿破坏试样。

(3)加载：将装好试样的内筒放入外筒，下部垫上直径10 cm的透水石，上部放置加载盖，调节加压杆为竖直方向并在内筒中央位置，施加砝码进行加载。

(4)干湿循环：先将试样在无水环境下加载1个循环时间，然后将外筒灌满水，使整个试样泡在水中1个循环时间，此为一个干湿循环。进行下一个循环时，需将试样连同内筒取出放进烤箱内烘干(50 ℃)，刚开始烘干时，每间隔5 h称量一次，当含水率与初始含水率之差小于10%时，每间隔1 h称量一次，当误差绝对值小于0.5%时，认为完成由湿到干的过程。反复循环，直至干湿循环次数完成。

(5)直剪试验：采用直剪环刀对干湿循环后的试样进行取样，取样完毕后立即进行室内快剪试验，操作步骤均严格按JTG E40—2007《公路土工试验规程》的要求执行。

(6)渗透试验：采用渗透环刀对干湿循环后的试样进行取样，取样完毕后立即进行变水头渗透试验，操作步骤均严格按JTG E40—2007《公路土工试验规程》的要求执行。

3 试验结果与分析

3.1 抗剪强度特性

(1)抗剪强度变化规律

干湿循环条件可导致土体抗剪强度劣化，进而影响路堤稳定性，需对预崩解炭质泥岩抗剪强度特性进行研究。

测试荷载及干湿循环作用后预崩解炭质泥岩的抗剪强度，可得到各组试样的剪应力-剪切位移(τ-δ)曲线，限于篇幅，仅取典型试样(试验编号T1)的试验结果进行分析，如图2所示。

图2 T1试样剪应力-剪切位移曲线

通过试样的剪应力-剪切位移关系曲线能够获取各组预崩解炭质泥岩的抗剪强度值，见表2。

由表2可知：① 各组预崩解炭质泥岩的抗剪强度与法向应力呈正相关关系，随法向应力增加而增大；② 对比T1～T4的数据，循环时间及次数相同时，预崩解炭质泥岩的抗剪强度随竖向荷载的增加而增大；③ 对比T5～T8的数据，在竖向荷载及循环次数不变的情况下，抗剪强度随循环时间的增加而逐渐增大；④ 对比T9～T12的数据，在竖向荷载及循环次数一定时，抗剪强度与循环次数呈负相关关系，随循环次数的增加而降低。

表2 预崩解炭质泥岩抗剪强度

(2)抗剪强度指标变化规律

内摩擦角(φ)和黏聚力(c)是表征土体抗剪强度的两个重要指标，通过抗剪强度-法向应力关系曲线可得到炭质泥岩的剪切强度指标。以T1试样试验数据为例，抗剪强度-法向应力关系曲线见图3，利用Origin8.0对曲线进行拟合，可知c=4.8 kPa，tanφ=0.525 9，得φ=27.7°。因此，可得各组试样的抗剪强度指标见表3。

图3 T1试样抗剪强度-法向应力关系曲线

由表3可知：在荷载及干湿循环作用后预崩解炭质泥岩的黏聚力变化范围为4.8～35.6 kPa，内摩擦角的变化范围为27.7°～44.9°。黏聚力的最小值为最大值的13.48%，降低幅度达86.52%，内摩擦角的最小值为最大值的61.69%，降低幅度仅38.31%；因此，在荷载及干湿循环条件下预崩解炭质泥岩抗剪强度的变化主要是由于颗粒间黏聚力的变化而引起。

表3 预崩解炭质泥岩的c，φ值

各因素对预崩解炭质泥岩黏聚力的影响见图4。

图4 各因素与预崩解炭质泥岩黏聚力的关系曲线

由图4可知：预崩解炭质泥岩的黏聚力与竖向荷载和循环次数均具有密切联系，与循环时间无明显规律，具体规律为：黏聚力随竖向荷载先增大后趋于稳定，随循环次数的增加而不断减小。此外，拟合得到了黏聚力与竖向荷载、循环次数的函数关系式，相关系数均大于0.90，可为预崩解炭质泥岩抗剪强度研究提供一定理论依据。

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3.2 渗透特性

(1)渗透试验原理

通过记录变水头管内水头变化高度与试验时间，再利用达西定律可求得土体渗透系数。由Darcy定律可知，t时间内渗流量Q由式(1)、(2)决定：

Q=kAit

(1)

(2)

式中：k为渗透系数；A为试样断面面积；i为水力梯度；Δh为水头差；L为渗流路径。

对式(1)两边进行微分：

(3)

设刻度管横断面为S，Q=Sh，则dQ=Sdh，再代入式(3)可得到式(4)：

(4)

若t1时刻变水头管内水头高度为h1，t2时刻为h2，那么对式(4)进行水头h和时间t的积分有：

(5)

当Δt=t1-t2时，有：

(6)

则渗透系数：

(7)

(2)渗透系数变化规律

各组预崩解炭质泥岩的渗透系数见表4。

表4 预崩解炭质泥岩渗透系数

由表4可知：各组预崩解炭质泥岩的渗透系数处于1×10-5～1×10-7cm/s量级，渗透性较低。

可根据表4中的数据得到预崩解炭质泥岩渗透系数随竖向荷载、干湿循环时间及次数的变化曲线(图5)。

图5 各因素与预崩解炭质泥岩渗透系数的关系曲线

由图5可知：渗透系数与竖向荷载及干湿循环时间呈负相关关系，而随循环次数的增加呈正相关关系，尤其当循环次数大于4次时，渗透系数急剧增加。此外，拟合得到了预崩解炭质泥岩渗透系数与竖向荷载、循环时间及循环次数的函数关系式，相关系数均大于0.80，可为预测预崩解炭质泥岩渗透系数提供参考。

3.3 抗剪强度与渗透系数的关系

为进一步分析荷载及干湿循环条件下预崩解炭质泥岩抗剪强度与渗透系数的关系，根据表2、4可绘制抗剪强度与渗透系数的关系图，见图6。为定量分析预崩解炭质泥岩抗剪强度与渗透系数的关系，对图6中的数据进行非线性拟合，对比各拟合模型发现幂函数拟合度最优，通用关系式为：

τ=a+bk+crk

(8)

式中：τ为抗剪强度(kPa)；k为渗透系数(1×10-6cm/s)；a、b、c、r为拟合参数值，见表5。

图6 抗剪强度与渗透系数关系图

表5 拟合参数值

由图6可知:预崩解炭质泥岩干湿后的抗剪强度与渗透系数有明显的非线性关系，各法向应力下抗剪强度先随渗透系数的增加急剧降低，随后抗剪强度仍然随渗透系数增加而降低，但降低的速率大大减小。由表9可知:各法向应力下关系式的相关系数均高于0.90，表明拟合度较高，式(8)可用于预测荷载与浸水条件下预崩解炭质泥岩干湿循环后的抗剪强度及渗透系数，为数值计算及工程设计提供一定参考依据。