锁儿头滑坡滑带土不同含水率大剪试验研究

宋丙辉，谌文武，吴玮江，江 耀

(1. 兰州大学 西部灾害与环境力学教育部重点实验室，兰州 730000；2. 兰州大学 土木工程与力学学院，兰州 730000；3. 甘肃省科学院 地质自然灾害防治研究所，兰州 730000)

1 引 言

滑带土是滑坡的重要组成部分，与滑坡的发展变形、稳定性评价有着密切的关系[1－2]。由于滑带土多是非均质、不连续的结合体，不同组成部分的抗风化能力不一样，其物质成分、颗粒级配及孔隙率等指标也各不相同，因此，剪切试验规模的大小在某种程度上影响到试验成果的准确性和适用 性[3]。鉴于此，常规的土工试验仪器有可能无法满足实际工程要求，需采用大型土工试验仪器，而大型直剪仪由于其试样尺寸较大，可以最大程度地保留土样的原始级配，弱化尺寸效应，且试验操作简便、适用范围广，应用最为普遍[4]。

国内外进行了许多针对不同土类、不同试验控制条件下的大型直剪试验研究，如Athanasopoulos[5]对经过土工膜加固的高饱和度淤泥质黏土进行了大型直剪试验研究，分析了随着剪应力的不断增大，加固土剪切损伤变形行为以及土与土工膜间接触摩擦力的发展变化过程；Oyanguren等[6]利用专门设计的现场大型直剪仪器对堆石坝材料进行了不同法向压力下的直剪试验研究，探讨了循环加载方式对材料应力-应变关系的影响，对比分析了不同强度准则下现场大型直剪试验结果的异同，并进一步验证了现场试验结果的合理性；Zekkos等[7]利用大型直剪仪对取自洛杉矶市垃圾填埋场的固体垃圾土进行了直剪试验研究，探讨了垃圾土成分、重度和剪切速率对其抗剪强度的影响程度，取得了丰富的研究成果；魏厚振等[8]对蒋家沟砾石土进行了不同含水率下的大型直剪试验研究，发现该砾石土不同含水率、不同法向压力下，水平剪应力-剪切位移曲线没有明显峰值，属应力硬化型，强度指标c和φ与含水率之间满足二次函数关系；王光进等[9]利用改装后的大型两用直剪仪对不同粗粒含量土的颗粒破碎率和抗剪强度进行了试验研究，探讨了颗粒破碎率与法向压力和粗粒含量之间的关系，总结了不同粗粒含量和不同法向压力下剪应力-应变曲线特征；董云[10]利用改进的室内大型直剪试验系统，对不同类别土石混合料在不同影响因素下的强度特征进行了试验研究，试验结果揭示了土石混合料强度指标随各主要影响因素的变化规律，具有重要的设计参考价值；张昆等[11]对某古滑坡滑带土进行了现场大型直剪测试，分析了滑带土的峰值强度和残余强度特征，结果发现滑带土的峰值强度和残余强度近似成线性关系，塑性指数能较好地用来估算残余强度。

虽然国内外利用大型直剪试验设备对土抗剪强度特性进行了广泛的研究，但专门针对滑坡滑带土的研究成果还比较少见，特别是对于某些区域性特殊滑带土的研究更是少之又少。实际上，利用大剪仪研究滑带土的抗剪强度具有特殊的优势，对于断层破碎带滑坡滑带土更是如此，由于种种原因使得这方面的研究并没有引起足够的重视，研究成果比较缺乏，不利于我国滑坡防治设计理论的提高和发展，也限制了土体抗剪强度理论的丰富和完善。因此，本次利用室内大型直剪仪对舟曲锁儿头滑坡滑带土进行了不同含水率下的直剪试验研究，探讨了滑带土剪应力-应变关系的水敏感性，利用邓肯-张双曲线本构模型对大剪试验结果进行数据拟合，证明该模型的适用性和合理性，研究成果可为进一步认识含粗颗粒土大位移剪切强度特性提供一定的借鉴和参考。

2 试验设备及土样制备

2.1 大型直剪仪

本次试验采用美国 Geotest公司生产的 S2450型应变控制式大尺寸直剪仪（见图 1）。这种大剪仪可以测土和土工织物的摩擦系数及土的直接剪切强度和残余剪切强度，也可以通过往复运动测量残余摩擦力以及进行长期、恒定张力的蠕变试验。剪切盒的尺寸为300 mm×300 mm×175 mm，4个角经过打圆处理以尽量减小应力集中效应。为保持剪切面积的恒定，下剪切盒较上剪切盒部分沿长度方向长100 mm，因此剪切试验的最大剪切位移也是100 mm。竖向压力和剪切力由液压缸提供，竖向荷载及剪切荷载可分别由竖向的4个压力盒和水平的2个拉-压测力盒量测。水平位移和竖向位移则由带数字读数的位移传感器（LVDT）输出，所有的数据均可通过数据采集系统在电脑上实时显示和储存，剪切速率则由恒定的压力差控制，可以满足0.001～10 mm/min范围的要求。

2.2 土样制备

试验用土取自舟曲锁儿头滑坡下段右前缘出露的破碎基岩滑面，磨光面及滑动擦痕明显，岩性主要为强风化中、上志留统千枚岩、板岩等软质岩。受地质构造和滑坡体蠕变滑动的影响，滑带地层整体较为破碎，产状凌乱，滑带土呈灰黑色，局部夹碎石，手摸光滑细腻，擦痕明显。室内对其物理性质指标进行了测试，结果见表1。

根据《土工试验规程》[12]中关于土的工程分类的规定，天然状态滑带土中粗粒组质量百分比约为36.9%，可定名为含粗粒的细粒土，土体不均匀系数Cu= 15.54，曲率系数Cc= 1.34，级配良好，其中60 mm＞粒径＞2 mm的砾粒组约占总质量的30%，其对滑带土抗剪强度的影响不容忽视[13]，而常规剪切试验受剪切盒尺寸的限制无法考虑这种影响，需要对滑带土开展大型直剪试验研究。

有关研究表明[14]，大剪试验中剪切盒的尺寸直接取决于颗粒的最大粒径，而径径比和高径比的不同，可能造成试验内摩擦角偏差3°～5°，一般当径径比大于7.5、高径比大于 4 后才对试验结果影响不大。天然状态滑坡滑带土最大粒径约为 7 cm，不符合粒径控制要求，故采取筛分法剔除粒径大于 4 cm的颗粒，取筛下余土经风干后按控制含水率配置大剪试验重塑土样（见表 2），控制含水率以天然含水率为基准，上下各配置 2 组不同含水率土样。

根据表 2，控制干密度和实际含水率分别称取每组重塑样所需土样，经拌和均匀装填至大剪仪剪切盒中，分 3 层进行夯实，每层平均夯击100下，层间刨毛，剪切缝宽度设定为10 mm，剪切缝处不得分层，严格按照上述步骤制样可以保证各个试样干密度一致和砾粒随机均匀分布。击实成型后的土样通过叉车放入大剪仪剪切带内，剪切标准采用不固结快剪方法，剪切速率设定为 0.8 mm/min，法向压力分别为100、200、300、400 kPa。试验过程中软件系统自动记录剪切位移、剪应力、剪切历时等数据，数据采集标准为 4 个/分钟，试验最终结果以Excel表格形式输出。

3 试验结果整理分析

3.1 剪应力-剪切位移关系曲线特征

不同含水率下锁儿头滑坡滑带土大剪试验剪应力-剪应变关系曲线如图2所示。含水率w = 15.4%试样在法向压力400 kPa下试验过程中由于设备故障，试验被迫停止，故缺少该级压力下试验数据。由图2可见，不同含水率滑带土大剪试验的剪应力-应变关系均呈现出弱应变硬化特征，通常在剪应变小于0.02（对应水平剪切位移6 mm）时，剪应力快速增大，随着剪应变的进一步增大，剪应力增大速率逐渐减小，剪应力-应变关系曲线没有明显的峰值出现。通过对比4组不同含水率下剪应力-应变关系曲线可见，曲线形态受含水率的影响较大。当含水率较低时，如w = 8.10%试样，剪应力-应变关系表现出比较明显的应变硬化特征；当含水率增大至10.4%时，剪应力-应变关系的应变硬化特征不甚明显，随着含水率的进一步增大，剪应力-应变关系又表现出较明显的应变硬化特征。

出现上述试验结果主要是因为含水率较低时，土中水分较少，少量的自由水对土颗粒表面润滑作用较弱，颗粒间摩擦咬合力很大，试验过程中由于法向压力的压密作用（法向压力越大，排水效应越显著）以及剪切过程中剪切面上颗粒的重新排列，细颗粒填充进入粗颗粒之间的孔隙中[8]，均使得土体剪切面抗剪强度得到了一定程度的恢复加强，因此剪应力-应变关系表现出应变硬化特征。随着含水率的增大，如w = 10.4%，此时土中水分增多，颗粒表面水膜厚度增加，削弱了土颗粒间的引力作用，同时，相对丰富的自由水对土颗粒表面润滑作用增强，弱化了颗粒间摩擦咬合作用，虽然试验过程中仍有法向压力的压密作用，但自由水的润滑、软化效应也很显著，共同作用的结果导致剪应力-剪应变关系曲线呈现出弱应变硬化特征。随着含水率的进一步增大，如w = 13.2%和15.4%，此时土样中水的润滑、软化作用很强，但试验过程中排水效应也很强，加之剪切历时时间较长，剪切越到后期，土样排水越明显，土体强度得到不断恢复增强，因此土体剪应力-应变关系曲线再次表现出应变硬化特征。

3.2 剪切模量G与含水率w关系

土体剪切模量定义为土的剪切应力与剪切应变之比，是描述土体剪应力-应变本构关系的重要组成参数之一。描述土性的数学模型是对土性随条件变化规律的概括，是用来说明共性的，而土与土之间的差异是以模型中的参数来表征的[15]，研究滑带土剪切模量随含水率的变化规律，可以更深入的认识滑带土的剪切特性，为相关防灾减灾设计提供基本的依据。

随着我国水利工程的大力发展，基础防渗技术越来越成熟，其中防渗墙作为基础防渗中最直观有效的手段，其施工工艺也得到了迅猛发展，防渗墙施工设备也从简单的机械钻机发展到现在的电液一体化的现代机械。常用的设备主要有射水造墙机、液压抓斗（大多需要配合冲孔钻机施工）、旋挖钻机和双轮铣槽机。双轮铣槽机作为专用的防渗墙施工设备，以其成槽施工效率高、孔型规则、安全环保、适应地层地质范围广等优点而被普遍采用。

图2 不同含水率重塑样剪应力-剪应变关系图Fig.2 The strain-stress curves of remolded soil samples of different moisture contents

由于试样在剪切过程中，剪切模量G处于不断的变化过程中，为方便讨论G随法向压力及含水率的变化特征，参照文献[4]的研究方法以及本次研究试验结果，以剪应变 γ = 0.1（对应剪切位移为 30 mm）时的剪切模量 G0.1为标准来讨论滑带土剪切模量变化特征，各不同含水率试样在不同法向压力下的G0.1变化趋势如图3所示。

由图3可见，相同含水率试样的G0.1随法向压力增加而增大，同一法向压力下试样的G0.1随含水率的增加而线性减小，且减小速率随法向压力的增大而增大。究其原因是因为相同含水率情况下，随着法向压力的增大，土体压密排水作用越发明显，刚度增大，抵抗剪切变形的能力也更强，故剪切模量相应也增大；土体结构类型受含水率的影响很大，相同法向压力下，含水率较低时土体的结构连接强度较大，要使土体破坏需要克服颗粒间较强的引力作用，随着含水率的增大，土体结构类型发生转变，水对土颗粒润滑、软化作用明显，使得土颗粒间的阻力减小，颗粒间的连接减弱，对应的土体刚度减小，故剪切模量也减小[16－17]。对不同法向压力下土样G0.1与含水率之间关系进行线性拟合，结果见表3。由表可见，对于含水率在8.10%～15.4%范 围内的锁儿头滑坡滑带土，不同法向压力下G0.1～ w之间基本呈负线性相关关系，拟合相关系数R ＞ 0.97时，具有较高的可信度。

图3 不同法向压力下G0.1随含水率变化关系图Fig.3 Relationships between G0.1and moisture content of different normal stresses

表3 不同法向压力下G0.1-w关系曲线拟合参数Table3 Fitting parameters of curves

3.3 应力-应变双曲线模型

目前描述土的应力-应变关系的数学模型可分为弹性模型及弹塑性模型。邓肯-张双曲线模型属非线性弹性模型，能较好地反映土体的非线性性态，概念清楚，易于理解，在岩土工程中应用非常广泛[18－19]。以往邓肯-张模型主要用于描述土体三轴试验应力-应变关系，而用于直剪试验应力-应变关系的研究比较少，比较代表性的是 Clough和Duncan运用直剪试验研究土和混凝土接触面的力学特性，认为接触面剪应力和相对剪切位移符合双曲线关系[20]。本次利用邓肯-张双曲线模型，对锁儿头滑带土大剪剪应力-应变关系进行解析分析，通过对比模型预测曲线和实测曲线，验证了该模型的适用性和有效性。

根据Kondner等[12,22]研究成果可知，三轴试验得到的黏性土和砂土的非线性应力-应变关系较好地符合双曲线相关关系，双曲线函数具体形式：

式中：σ1、σ3分别为大、小主应力；ε为轴向应变；参数 a为应力-应变关系曲线初始切线剪切模量的倒数；参数 b为ε趋于∞时的极限剪应力(σ1-σ3)ult。

推广至直剪试验中可知，不同法向压力下直剪剪应力与剪应变间关系可以表示为

式中：τ为剪应力；ε为剪应变；Esi为初始切线剪切模量；τult为ε趋于∞时的极限剪应力。

初始切线剪切模量Esi与法向应力σn间具有如下相关关系：

式中：k为剪切模量系数；n为剪切模量指数系数；pa为标准大气压值，取101.4 kPa，量纲与Esi和σn相同。

利用Mohr-Coulomb强度准则，并结合式（2）、（3），可以推导出切线模量为

式（4）表明，若k、n、c、φ、Rf等参数的值已知，就可以预测任意法向压力下土体的切线模量。

式（4）中的Rf定义为破坏比，其值小于 1，表达式为

式中：τf为破坏剪应力，试验中有峰值则取峰值，没有峰值取应变达到 10%时对应的剪应力[23]；τult为极限剪应力。在直剪试验中τult可以通过破坏 剪应力以及70%和95%破坏剪应力所对应的剪应变求得，表达式为

式（5）、（6）提供了一种直接通过直剪试验结果来推求Rf的方法，该求解过程同根据三轴试验结果定义的Rf相似，只不过利用直剪试验的剪应变和剪应力代替了三轴试验的轴向应变和偏应力。

按照上述建模思路，对不同含水率、不同法向压力下锁儿头滑坡滑带土大型直剪试验结果进行了模型拟合，邓肯-张双曲线模型参数值见表4，拟合曲线与实测曲线对比如图4所示。由图可见，大剪试验实测曲线和模型拟合曲线间具有较高的变形一致性，说明运用邓肯-张双曲线模型模拟锁儿头滑坡滑带土大型直剪试验剪应力-应变关系是可行的，由于建立模型的理论基础的限制，模型本身也有许多固有的缺陷[23]，如图4(b)所表现出的模型不能反映土的应变软化性质等。

图4 大剪试验剪应力-应变关系曲线实测与模拟结果对比图Fig.4 Measured and predicted response of shear stress-strain for large scale direct shear

4 结 论

(1) 不同含水率锁儿头滑带土大剪试验剪应力-应变关系均呈现出一定的应变硬化特征。

(2) 相同含水率试样的 G0.1随法向压力增加而增大。同一法向压力下试样的G0.1与含水率近似呈负线性相关关系，且法向压力越大，减小速率越大。

(3) 利用邓肯-张双曲线模型进行描述锁儿头滑坡滑带土不同含水率下大剪试验的剪应力-应变关系是可行的，但该模型不能反映滑带土的应变软化性质。

对锁儿头滑坡滑带土大型直剪试验结果进行了分析讨论，得到了一些有意义的结论，但由于试验方案较简单，试验结论具有一定的局限性，今后还需进一步地研究及讨论。

[1]李瑞娥. 黄土滑坡滑带土的研究[D]. 西安: 西北大学,2005.

[2]刘小丽,邓建辉,李广涛. 滑带土强度特性研究现状[J].岩土力学,2004,25(11): 57－63.LIU Xiao-li,DENG Jian-hui,LI Guang-tao. Shear strength properties of slip soils of landslides: An overview[J]. Rock and Soil Mechanics,2004,25(11): 57－63.

[3]李沛. 土体原位大剪试验研究[J]. 工程勘察,1981,8(3):40－42.LI Pei. The large scale direct shear of soil in situ[J].Geotechnical Investigation & Surveying,1981,8(3): 40－42.

[4]魏厚振,汪稔,胡明鉴,等. 蒋家沟砾石土不同粗粒含量直剪强度特征[J]. 岩土力学,2008,29(1): 48－51.WEI Hou-zhen,WANG Ren,HU Ming-jian,et al.Strength behavior of gravelly soil with different coarse-grained contents in Jiangjiagou ravine[J]. Rock and Soil Mechanics,2008,29(1): 48－51.

[5]ATHANASOPOULOS G A. Results of direct shear tests on geotextile reinforced cohesive soil[J]. Geotextiles and Geomembranes,1996,14: 619－644.

[6]OYANGUREN P R,NICIEZA C G,FERNANDEZ M I A,et al. Stability analysis of Llerin rockfill dam: An in-situ direct shear test[J]. Engineering Geology,2008,100: 120－130.

[7]ZEKKOS D,ATHANASOPOULOS G A,BRAY J D,et al. Large-scale direct shear testing of municipal solid waste[J]. Waste Management,2010,30: 1544－1555.

[8]魏厚振,汪稔,胡明鉴,等. 蒋家沟砾石土不同含水量直剪强度特征[J]. 水土保持学报,2008,22(5): 221－224.WEI Hou-zhen,WANG Ren,HU Ming-jian,et al.Strength behavior of gravelly soil with different water contents in Jiangjiagou ravine[J]. Journal of Soil and Water Conservation,2008,22(5): 221－224.

[9]王光进,杨春和,张超,等.粗粒含量对散体岩土颗粒破碎及强度特性试验研究[J]. 岩土力学,2009,30(12):3649－3654.WANG Guang-jin,YANG Chun-he,ZHANG Chao,et al.Experimental research on particle breakage and strength characteristics of rock and soil materials with different coarse-grain contents[J]. Rock and Soil Mechanics,2009,30(12): 3649－3654.

[10]董云. 土石混合料强度特性的试验研究[J]. 岩土力学,2007,28(6): 1269－1274.DONG Yun. Experimental study on intensity character of rock-soil aggregate mixture[J]. Rock and Soil Mechanics,2007,28(6): 1269－1274.

[11]张昆,郭菊彬. 滑带土残余强度参数试验研究[J]. 铁道工程学报,2007,23(8): 13－15,26.ZHANG Kun,GUO Ju-bin. Experimental research on the residual strength parameters of slip soils[J]. Journal of Railway Engineering Society,2007,23(8): 13－15,26.

[12]南京水利科学研究院. SL237―1999 土工试验规程[S].北京: 中国标准出版社,1999.

[13]李远耀,殷坤龙,柴波,等. 三峡库区滑带土抗剪强度参数的统计规律研究[J]. 岩土力学,2008,29(5): 1419－1425.LI Yuan-yao,YIN Kun-long,CAI bo,et al. Study on statistical rule of shear strength parameters of soil in landslide zone in Three Gorges Reservoir area[J]. Rock and Soil Mechanics,2008,29(5): 1419－1425.

[14]刘英,迟海燕,黄旭,等. 浅谈粗粒土的室内大剪试验[J]. 山东水利,2006,7(7): 33－34.LIU Ying,CHI Hai-yan,HUANG Xu,et al. Description of the large scale direct shear indoor tests[J]. Shandong Water Resources,2006,7(7): 33－34.

[15]胡文尧,王天龙. 关于黏性土剪切模量和阻尼比与剪应变关系模型中的参数[J]. 同济大学学报,1982,10(2):53－61.HU Wen-yao,WANG Tian-long. Parameters of dynamic stress-strain models for cohesive soils[J]. Journal of Tongji University,1982,10(2): 53－61.

[16]宋丙辉,谌文武,吴玮江,等. 舟曲泄流坡滑坡滑带土的物理力学特性[J]. 兰州大学学报(自然科学版),2011,47(6): 7－12.SONG Bing-hui,CHEN Wen-wu,WU Wei-jiang,et al.Shear strength characteristics of soil in the slide zone of Xieliupo landslide in Zhouqu,Gansu province[J].Journal of Lanzhou University(Natural Sciences),2011,47(6): 7－12.

[17]毛雪松,侯仲杰,王威娜. 基于含水量和冻融循环的重塑土回弹模量试验研究[J]. 岩石力学与工程学报,2009,28(增刊2): 3585－3590.MAO Xue-song,HOU Zhong-jie,WANG Wei-na.Experimental research on resilient modulus of remolded soil based on water content and freeze-thaw cycles[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2009,28(Supp.2): 3585－3590.

[18]索晓芳,郭恩辉,赫腾飞. 重塑黄土邓肯-张模型参数初步研究[J]. 石家庄铁道学院学报(自然科学版),2009,22(4): 59－62.SUO Xiao-fang,GUO En-hui,HE Teng-fei. A preliminary study of Duncan-Chang model parameters for remolding loess[J]. Journal of Shijiazhuang Railway Institute (Natural Science),2009,22(4): 59－62.

[19]王智猛,蒋关鲁,魏永幸. 红层泥岩土邓肯-张模型参数试验研究[J]. 路基工程,2009,28(6): 52－54.WANG Zhi-meng,JIANG Guan-lu,WEI Yong-xing.Experimental research on parameters of Duncan-Chang model for mud-stone[J]. Subgrade Engineering,2009,28(6): 52－54.

[20]CLOUGH G W,DUNCAN,J M. Finite element analysis of retaining wall behavior[J]. Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division,1971,97(12):1657－1673.

[21]KONDNER R L. Hyperbolic stress-strain response:cohesive soils[J]. Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division,1963,89: 115－143.

[22]KONDNER R L,ZELASKO J S. A hyperbolic stress-strain formulation for sands[C]. 2nd Pan-American Conference on Soil Mechanics and Foundations Engineering. [S. l.]: [s. n.],1963: 289－324.

[23]李广信. 高等土力学[M]. 北京: 清华大学出版社,2004.