傅旭東 盧繼忠 黃 斌 張雨廷

(武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 武漢 430072)

隨著公路建設(shè)的高速發(fā)展，高等級公路跨越不同的地質(zhì)地貌單元，出現(xiàn)了大量的高填路堤和深挖路塹，在公路施工及運(yùn)營中，保持其穩(wěn)定極為重要[1].邊坡中各類結(jié)構(gòu)面，尤其是軟弱夾層常成為邊坡失穩(wěn)的主要因素[2-4]，路基的開挖或填筑導(dǎo)致軟弱夾層所受的應(yīng)力狀態(tài)改變，對邊坡的穩(wěn)定性不利[5].坡體深層軟弱夾層及其附近存在著加速蠕變帶和剪切破壞帶[6]，邊坡失穩(wěn)不僅取決于軟弱夾層的抗剪強(qiáng)度，還與軟弱夾層附近巖層的抗剪強(qiáng)度有關(guān)，因此含軟弱夾層的巖體的強(qiáng)度及破壞模式對邊坡穩(wěn)定性的研究尤為重要.含軟弱夾層的巖體的強(qiáng)度參數(shù)與其破壞模式相關(guān)，需研究不同狀態(tài)下含軟弱夾層的巖體的破壞模式，從而選出能反映其實(shí)際破壞狀態(tài)的強(qiáng)度參數(shù)[7].

一些學(xué)者基于現(xiàn)場直剪試驗(yàn)從軟弱夾層的剪切變形特征[8-10]、剪切變形模型[11]、軟弱夾層厚度[12]等方面對其抗剪強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行了研究，但現(xiàn)場試驗(yàn)存在設(shè)備復(fù)雜、耗時費(fèi)力、成本高、效率低等缺點(diǎn)[13-14]，難以得到廣泛的應(yīng)用.Hatzor等[15]通過室內(nèi)直剪試驗(yàn)得到軟弱夾層抗剪強(qiáng)度參數(shù)的實(shí)測值，發(fā)現(xiàn)用該實(shí)測值無法對邊坡發(fā)生的實(shí)際破壞模式進(jìn)行合理的解釋.這與直剪試驗(yàn)無法準(zhǔn)確反映含不同傾角軟弱夾層的巖體的實(shí)際破壞模式有關(guān).

三軸試驗(yàn)?zāi)茌^好地反映含不同傾角軟弱夾層的巖體的破壞模式，一些學(xué)者通過三軸試驗(yàn)研究了傾角對含軟弱夾層的巖體強(qiáng)度和破壞模式的影響.宋彥琦等[16]對天然狀態(tài)下含0°、30°、45°、60°、90°傾角的軟弱夾層試樣進(jìn)行三軸壓縮試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)試樣的強(qiáng)度及破壞模式與傾角有關(guān)，60°傾角時試樣的破裂面與夾層面完全重合.Luo等[17]和鄭青松等[18]對人工制備的不同傾角的軟弱夾層試樣進(jìn)行三軸壓縮試驗(yàn)，研究傾角對其應(yīng)力-應(yīng)變和破壞模式的影響，指出了Jaeger單結(jié)構(gòu)面理論[19]的不足.呂布等[20]對含不同軟硬接觸面傾角的試樣開展三軸壓縮試驗(yàn)，對其破壞模式及 Duncan-Chang 模型參數(shù)進(jìn)行了研究.以上對軟弱夾層的三軸試驗(yàn)研究，均是針對夾層厚度很小或者無夾層的情況，屬于接觸問題[21]，沒有考慮軟弱夾層強(qiáng)度的影響，而實(shí)際工程中，軟弱夾層的厚度及強(qiáng)度是必須考慮的[22].

針對上述不足，本文首先將取自某邊坡的鉆孔芯樣制成強(qiáng)風(fēng)化泥巖、泥化夾層三軸試樣，采用三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)對其強(qiáng)度特性進(jìn)行了研究；然后制作含不同傾角的軟弱夾層三軸試樣(軟弱夾層厚度為試樣高度的6%，約為12 mm)進(jìn)行三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)，結(jié)合理論推導(dǎo)對含20°和45°傾角的軟弱夾層三軸試樣的強(qiáng)度和破壞模式進(jìn)行研究，還研究了圍壓對試樣破壞模式的影響.研究成果對邊坡的穩(wěn)定性分析和加固方案的設(shè)計(jì)具有一定的參考價值.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試樣制備

甘肅省天水市秦安縣屬隴中南部溫帶半溫潤氣候，其雒堡村某邊坡深層軟弱層的埋深為80～100 m，鉆孔取軟弱層、非軟弱層試樣，軟弱層為泥化夾層，非軟弱層為強(qiáng)風(fēng)化泥巖，邊坡坡度在35°左右，軟弱層傾角約為20°.試樣制備如下：

1) 將強(qiáng)風(fēng)化泥巖鉆孔芯樣放置于切土盤進(jìn)行切削，制備成Φ39.1 mm×H80 mm的強(qiáng)風(fēng)化泥巖原狀樣，試樣的初始密度為2.23 g/cm3，初始含水率(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為14.8%，飽和度為92.0%.

2) 將泥化夾層鉆孔芯樣進(jìn)行風(fēng)干并制備泥化夾層重塑樣，試樣的密度和含水率與泥化夾層的天然密度和含水率相等.試樣尺寸為Φ39.1 mm×H80 mm，初始密度為1.89 g/cm3，初始含水率為12.2%，飽和度為45.0%.

3) 分別制作含20°和45°傾角的軟弱夾層三軸試樣(見圖1)，試樣尺寸為Φ101 mm×H200 mm，軟弱夾層厚度為試樣高度的6%，約為12 mm.試樣的上、下部分采用強(qiáng)風(fēng)化泥巖原狀土：用切土盤、切割機(jī)及砂輪切削成含有20°和45°斜面的圓柱，并對斜面作粗糙處理[19]，然后將其放入制樣器中；中間軟弱夾層采用泥化夾層重塑土(其密度、含水率分別與泥化夾層的天然密度、含水率相等).

(a) 20°傾角

1.2 試驗(yàn)方案

采用KTL全自動三軸儀，按照《土工試驗(yàn)規(guī)程》(SL 237—1999)[23]對強(qiáng)風(fēng)化泥巖試樣、泥化夾層試樣和含軟弱夾層的試樣進(jìn)行三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)(即CU試驗(yàn)).

由于鉆孔樣的埋深較大，本試驗(yàn)中強(qiáng)風(fēng)化泥巖試樣的圍壓分別為0.8、1.2、1.6 MPa，泥化夾層試樣的圍壓分別為0.4、0.8、1.2 MPa，含軟弱夾層的試樣圍壓為0.8 MPa(根據(jù)軟弱夾層埋深取值).對試樣進(jìn)行抽真空飽和，然后進(jìn)行反壓飽和，再在預(yù)定圍壓條件下進(jìn)行各向等壓固結(jié)，待固結(jié)完成后進(jìn)行不排水剪切，剪切速率控制為0.1 %/min，全自動記錄軸力、軸向變形、孔壓等物理量.本試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線有峰值時，取峰值為破壞點(diǎn)；應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線無峰值時，取軸向應(yīng)變ε1=15%為強(qiáng)度破壞點(diǎn).

2 強(qiáng)風(fēng)化泥巖和泥化夾層的強(qiáng)度特性

2.1 強(qiáng)風(fēng)化泥巖的強(qiáng)度特性

對強(qiáng)風(fēng)化泥巖的原狀樣進(jìn)行固結(jié)不排水剪試驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線、孔壓-應(yīng)變關(guān)系曲線、應(yīng)力圓與強(qiáng)度包線如圖2(a)～(c)、圖3(a)所示，圖中σ1為大主應(yīng)力，σ3為小主應(yīng)力，σ1-σ3為主應(yīng)力差，u為孔壓，σ為法向應(yīng)力，τ為剪應(yīng)力.試驗(yàn)參數(shù)如表1所示，其中ccu、φcu為三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)得到的總應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)，c′、φ′為三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)得到的有效應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)，K、n為初始切線模量Ei=Kpa(σ3/pa)n的試驗(yàn)常數(shù)(pa為大氣壓力，小主應(yīng)力σ3在三軸試驗(yàn)中為圍壓).強(qiáng)風(fēng)化泥巖的c′=4.8 kPa，φ′=32.6°，K=239.1.

由圖2(a)～(c)可知，強(qiáng)風(fēng)化泥巖的應(yīng)力-應(yīng)變曲線為應(yīng)變軟化型，峰值前為明顯的線彈性變形階段；孔壓-應(yīng)變關(guān)系也呈峰后軟化的形態(tài)，孔壓峰值點(diǎn)與強(qiáng)度峰值點(diǎn)對應(yīng)的應(yīng)變基本一致.由圖3(a)可知，有效應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)與總應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)相比，有效應(yīng)力黏聚力略小，內(nèi)摩擦角略大.由圖4(a)可知，試樣呈明顯的剪切破壞形態(tài)，且破壞角度約60°，與理論值45°+φ′/2=61.3°非常接近.

2.2 泥化夾層的強(qiáng)度特性

對泥化夾層重塑樣進(jìn)行固結(jié)不排水剪試驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線、孔壓-應(yīng)變關(guān)系曲線、應(yīng)力圓與強(qiáng)度包線如圖2(d)～(f)、圖3(b)所示，試驗(yàn)參數(shù)如表1所示.泥化夾層的c′=2.0 kPa，φ′=22.9°，K=90.2.

由圖2(d)～(f)可知，泥化夾層的應(yīng)力-應(yīng)變曲線為應(yīng)變硬化型，無明顯的峰值，取軸向應(yīng)變ε1=15%為強(qiáng)度破壞點(diǎn)；孔壓-應(yīng)變關(guān)系也為硬化形態(tài).由圖3(b)可知，有效應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)與總應(yīng)力強(qiáng)度指標(biāo)相比，有效應(yīng)力黏聚力較大，內(nèi)摩擦角較大.由圖4(b)可知，試樣的破壞模式為鼓脹.

(a) σ3=0.8 MPa(強(qiáng)風(fēng)化泥巖)

(d) σ3=0.4 MPa(泥化夾層)

(a) 強(qiáng)風(fēng)化泥巖

表1 強(qiáng)風(fēng)化泥巖與泥化夾層的三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)參數(shù)

(a) 強(qiáng)風(fēng)化泥巖

因此，強(qiáng)風(fēng)化泥巖的內(nèi)摩擦角大于泥化夾層的內(nèi)摩擦角，其中總應(yīng)力內(nèi)摩擦角大16.3°，有效應(yīng)力內(nèi)摩擦角大9.7°；前者的K約為后者的2.7倍.

3 含軟弱夾層的試樣破壞模式

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

對含20°和45°傾角軟弱夾層的三軸試樣進(jìn)行0.8 MPa下三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)，得應(yīng)力-應(yīng)變、孔壓-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖5所示，破壞模式如圖6所示.

由圖5(a)中的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，含20°傾角軟弱夾層的試樣破壞的極限主應(yīng)力差σ1-σ3為1.410 MPa，則試樣的極限大主應(yīng)力為2.210 MPa，接近強(qiáng)風(fēng)化泥巖達(dá)到極限平衡狀態(tài)時的大主應(yīng)力2.491 MPa，相差約11%，這可能與試樣破壞面經(jīng)

(a) 含20°軟弱夾層的試樣

(b) 含45°軟弱夾層的試樣

(a) 20°傾角

過軟弱夾層有關(guān)；應(yīng)力-應(yīng)變曲線和原狀樣相同，都為應(yīng)變軟化型，孔壓最大為0.451 MPa.結(jié)合圖6(a)中試樣的破壞形態(tài)為斜面剪切破壞，破壞角約為60°，可以認(rèn)為含20°傾角軟弱夾層的三軸試樣破壞面發(fā)生在非軟弱夾層中，即試樣發(fā)生整體剪切破壞.

由圖5(b)中的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，含45°傾角軟弱夾層的試樣破壞的極限主應(yīng)力差σ1-σ3為0.550 MPa，與試樣沿軟弱夾層發(fā)生破壞時的主應(yīng)力差0.549 MPa基本相等，且應(yīng)力-應(yīng)變曲線和重塑樣相同，都是應(yīng)變硬化型，試樣孔壓最大為0.552 MPa.在45°傾角試驗(yàn)過程中，試樣先在圖6(b)中線1的左端產(chǎn)生凸起，逐漸沿線1產(chǎn)生滑動，線2也逐漸形成，然后試樣的頂面會產(chǎn)生一個順時針的轉(zhuǎn)角，線3逐漸形成，最后試樣的上半部分沿著直線3和1產(chǎn)生滑動，這與文獻(xiàn)[24]中提出的剪切帶傾角不是固定不變的，而是隨著剪切帶的發(fā)展有逐漸增大的趨勢的結(jié)論相吻合.因此，可以認(rèn)為含45°傾角軟弱夾層的三軸試樣，破壞面發(fā)生在軟弱夾層中.

綜合來說，含20°傾角軟弱夾層的三軸試樣在三軸壓縮時的整體破壞形態(tài)為斜面剪切破壞，破壞面發(fā)生在非軟弱夾層中，破壞角約為60°.當(dāng)軟弱夾層的傾角為45°時，軟弱夾層部位會出現(xiàn)明顯的沿軟弱夾層的剪切滑移，破壞首先發(fā)生在軟弱夾層內(nèi)部(見圖6(b)中的線1)，隨著應(yīng)變的進(jìn)一步增加，軟弱夾層處的局部失穩(wěn)和破壞逐漸向非軟弱夾層內(nèi)部傳遞(見圖6(b)中的線3)，進(jìn)而影響試樣的整體強(qiáng)度和變形，最終導(dǎo)致試樣在較低強(qiáng)度下的整體破壞.

3.2 理論推導(dǎo)

莫爾圓中含軟弱夾層的試樣破壞模式推導(dǎo)如圖7所示.由文獻(xiàn)[9]可知，當(dāng)軟弱夾層的厚度較大時，接觸面的抗剪強(qiáng)度與軟弱夾層的抗剪強(qiáng)度類似，故本文不考慮軟弱夾層和非軟弱夾層接觸面的影響.

圖7 含軟弱夾層的三軸試樣破壞模式理論分析示意圖

根據(jù)莫爾-庫倫理論[25]，當(dāng)非軟弱夾層達(dá)到極限平衡狀態(tài)時

(1)

式中，c1、φ1為非軟弱夾層的強(qiáng)度參數(shù).

τ=c2+σtanφ2

(2)

式中，c2、φ2為軟弱夾層的強(qiáng)度參數(shù).

將點(diǎn)A(或B)的坐標(biāo)代入式(2)中，有

(3)

(4)

解得

(5)

(6)

式中，αA、αB為試樣沿軟弱夾層破壞的臨界傾角.

在本文的三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)中，采用前述強(qiáng)風(fēng)化泥巖的原狀樣來模擬非軟弱夾層，用泥化夾層的重塑樣來模擬軟弱夾層，軟弱夾層和非軟弱夾層的強(qiáng)度參數(shù)如表1所示，總應(yīng)力強(qiáng)度參數(shù)低于有效應(yīng)力強(qiáng)度參數(shù).為偏于工程安全，采用總應(yīng)力分析法，即不考慮孔隙壓力的影響，將總應(yīng)力強(qiáng)度參數(shù)代入式(5)、式(6)、式(1)和式(3)，可以計(jì)算得到圍壓0.8 MPa下含軟弱夾層的試樣的三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)破壞模式和強(qiáng)度.當(dāng)軟弱夾層的傾角21.5°≤α≤82.8°時，破壞面發(fā)生在軟弱夾層中；當(dāng)軟弱夾層的傾角α<21.5°或者α>82.8°時，破壞面發(fā)生在非軟弱夾層中. 圍壓0.8 MPa下試樣強(qiáng)度隨軟弱夾層夾角的變化曲線如圖8所示.

圖8 圍壓0.8 MPa下試樣強(qiáng)度隨軟弱夾層夾角的變化曲線

由圖8可知，當(dāng)軟弱夾層的夾角為20°時，含軟弱夾層的試樣的破壞面發(fā)生在非軟弱夾層中，試樣的極限大主應(yīng)力σ1=2.491 MPa；當(dāng)軟弱夾層的夾角為45°時，含軟弱夾層的試樣的破壞面發(fā)生在軟弱夾層中，試樣的極限大主應(yīng)力σ1=1.349 MPa.這與試驗(yàn)結(jié)果吻合.同時，當(dāng)軟弱夾層的夾角α>αA或α<αB時，試樣的強(qiáng)度基本不隨軟弱夾層夾角的變化而變化；當(dāng)軟弱夾層的夾角αB≤α≤αA時，試樣的強(qiáng)度隨軟弱夾層夾角的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，當(dāng)夾層角度為45°+φ2/2時，試樣的強(qiáng)度達(dá)到最小.

3.3 圍壓對破壞模式的影響

將軟弱夾層和非軟弱夾層的總應(yīng)力抗剪強(qiáng)度參數(shù)代入式(5)與式(6)，比較不同圍壓下的含軟弱夾層試樣的破壞模式，如表2所示. 由表可知，當(dāng)圍壓超過0.4 MPa后，圍壓對含軟弱夾層試樣的破壞模式基本無影響，含軟弱夾層試樣的破壞模式僅與其抗剪強(qiáng)度參數(shù)相關(guān).這與文獻(xiàn)[22]中得出的當(dāng)軟弱夾層的深度增大到一定值時，邊坡穩(wěn)定性不再受軟弱夾層深度影響的結(jié)論相似.

表2 不同圍壓下破壞面發(fā)生在軟弱夾層中的夾角條件

4 結(jié)論

1) 采用三軸固結(jié)不排水剪試驗(yàn)，對某邊坡強(qiáng)風(fēng)化泥巖和泥化夾層的強(qiáng)度特性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)強(qiáng)風(fēng)化泥巖的應(yīng)力-應(yīng)變曲線為應(yīng)變軟化型，泥化夾層的應(yīng)力-應(yīng)變曲線為應(yīng)變硬化型，強(qiáng)風(fēng)化泥巖的內(nèi)摩擦角大于泥化夾層的內(nèi)摩擦角，其中總應(yīng)力內(nèi)摩擦角大16.3°，有效應(yīng)力內(nèi)摩擦角大9.7°；強(qiáng)風(fēng)化泥巖的K為泥化夾層的2.7倍.

2) 對含不同傾角軟弱夾層的三軸試樣破壞模式的理論推導(dǎo)和試驗(yàn)研究均表明，試樣破壞時存在臨界傾角αA、αB，當(dāng)軟弱夾層的夾角為α>αA或α<αB時，試樣發(fā)生整體破壞，其破壞角為(45°+φ1/2)；當(dāng)軟弱夾層的夾角為αB≤α≤αA時，破壞面發(fā)生在軟弱夾層中.

3) 當(dāng)軟弱夾層的夾角α>αA或α<αB時，試樣的強(qiáng)度基本不隨軟弱夾層夾角的變化而變化；當(dāng)軟弱夾層的夾角αB≤α≤αA時，試樣的強(qiáng)度隨軟弱夾層夾角的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的特點(diǎn)，當(dāng)夾層角度為(45°+φ2/2)時，試樣的強(qiáng)度最低.

4) 比較不同圍壓下含軟弱夾層試樣的破壞模式，發(fā)現(xiàn)當(dāng)圍壓超過0.4 MPa后，圍壓對含軟弱夾層試樣的破壞模式基本無影響，此時試樣的破壞模式僅與其抗剪強(qiáng)度參數(shù)相關(guān).