龙川县花岗岩浅表层抗剪强度试验对比研究

冯文凯， 代洪川， 白慧林， 吴义鹰， 胡 芮

(1.成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室， 成都 610059； 2.自然资源部丘陵山地地质灾害重点实验室， 福州 350002； 3.福建省地质灾害重点实验室， 福州 350002； 4.广东省有色矿山地质灾害防治中心， 广州 510062)

中国东南沿海地区(广东、福建等)华力西-印支期、燕山期花岗岩分布广泛，由于气候炎热潮湿形成的花岗岩风化结构层在垂直剖面上风化序列完整，一般由上至下可分为残积土层、全风化层、强风化层、中风化层、微风化层、未风化层等六个风化层[1]。

风化花岗岩的工程性状较差，其透水性较大，遇水易软化崩解，结构性易被破坏从而强度降低[2]。中国东南沿海地区多属于亚热带季风气候，全年降雨充沛，由降雨入渗导致花岗岩浅表层抗剪强度降低所引发的滑坡灾害较为普遍，造成了极大的生命财产损失。如广西容县在2010年6月1日强降雨作用下发生了花岗岩滑坡数百处，造成了多处房屋、道路、桥梁、电力等设施受损；福建浦城县在2019年7月9日的强降雨作用下发生群发性的花岗岩滑坡、泥石流灾害；香港地区由于对花岗岩填料不够重视，常常在雨季时发生严重的滑坡灾害。因此，对花岗岩浅表层在降雨作用下抗剪强度的变化研究有着重大意义。

前人对花岗岩浅表层的抗剪强度已有一些研究。许旭堂等[2]认为闽东南地区花岗岩残积土层的抗剪强度值与含水率呈负相关。李凯等[3]则表示广西东南部花岗岩浅表层存在一个“最优饱和度”使其抗剪强度达到峰值，而非简单的负相关关系。尹松等[4]通过花岗岩残积土层室内直剪与原位孔内剪切试验的对比，得出原位孔内剪切试验所得抗剪强度值明显高于室内直剪试验结果。宋永山等[5]认为黄岛地区花岗岩残积土层在8%含水率抗剪强度最大。陈亚洲等[6]通过对赣南地区的花岗岩浅表层原状样与重塑样对比研究得出，原状样存在从应变软化到应变硬化的转型，重塑样一直表现为应变硬化，且原状样内聚力较重塑样略大，内摩擦角较重塑样略小。宋治等[7]认为花岗岩浅表层中的细颗粒含量主要影响内聚力，粗颗粒含量主要影响内摩擦角。简文彬等[8]将花岗岩残积土进行干湿循环，结果表明内聚力随干湿循环次数的增加而衰减，内摩擦角未出现明显的变化规律。陈东霞等[9]通过对厦门地区花岗岩残积土层的研究，得出含水率对抗剪强度的影响体现在内聚力上，对内摩擦角影响较小。Liu等[10]认为含水率增加会使花岗岩浅表层的黏聚力、内摩擦角减小，且黏聚力降低幅度更大。Borana等[11]通过控制不同含水率来研究不同基质吸力下花岗岩浅表层抗剪强度，得出抗剪强度受含水率的控制。这些研究都从不同角度认识了花岗岩浅表层原状样或重塑样的抗剪强度特性，而对于其现场试验与室内试验对比分析鲜见报道，有必要进行大量的数据累计和针对性分析。

2019年6月10—14日，广东龙川县出现持续性强降雨，累积降雨量近270 mm，导致全县大面积受灾，其中重灾区贝岭镇米贝村发生群发性花岗岩浅表层滑坡。以广东龙川县米贝村地区的花岗岩残积土层和全风化层为研究对象，对残积土层采用现场便携式剪切仪原状样剪切试验与室内重塑样快剪试验，对全风化层采用现场钻孔剪切原位试验与室内重塑样快剪试验。通过以上试验分析花岗岩浅表层抗剪强度随含水率的变化规律，同时对比现场试验与室内试验所得抗剪强度参数的差异规律及影响机理，并通过电镜扫描分析其微结构特性，研究结果可对花岗岩地区的工程建设与勘察提供指导依据。

1 花岗岩浅表层岩土基本特性

试验所需花岗岩残积土层与全风化层取自广东龙川县米贝村。如图1所示，其中残积土层呈黄褐色，质地较硬，内聚力明显，新鲜切面可见粒径0.5～1 mm的石英颗粒和少量的细微裂隙，表现出明显的砂土性质，为砂质黏性土；全风化层呈红褐色，岩石风化剧烈，原岩结构尚可辨，遇水易软化、崩解。其主要物理参数如表1所示。

图1 风化花岗岩Fig.1 Decomposed granite

表1 风化花岗岩基本物理参数Table 1 Basic physical parameters of decomposed granite

室内土工筛分试验结果(图2)显示，残积土层与全风化层粉粒和黏粒较少，细砂及中砂含量较高，这也是该类岩土体具有黏性和砂性的双重力学性状的一个重要原因。

图2 颗粒级配曲线图Fig.2 Particle size distribution curve

另外，岩土体的矿物成分对其强度特性有着直接的影响。X射线衍射试验(图3与表2)结果显示，残积土层主要矿物成分为石英和高岭石、伊利石、绿泥石等黏土矿物，黏土矿物占比77%；全风化层主要矿物成分为石英、长石和高岭石、伊利石等黏土矿物，黏土矿物占比44%。对比二者可以发现，残积土层中已不存在全风化层中的原生矿物长石，说明残积土层已高度风化，而全风化层风化不完全，还存在一定的原岩结构。

图3 风化花岗岩X射线衍射图谱Fig.3 XRD patterns of decomposed granite

表2 矿物成分统计Table 2 Mineral composition statistics

2 抗剪强度特性

花岗岩残积土层现场原状样抗剪强度测试采用便携式剪切仪，全风化层采用原位钻孔剪切仪，并分别开展了室内重塑样试验，在此基础上将试验结果进行对比分析。

2.1 花岗岩残积土层

残积土层现场原状样剪切试验采用成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室XJ-2型便携式剪切仪(图4)，在选定的3个试验点(CD1～CD3)地形相对平坦处挖掉上覆根植土，通过喷壶对每个试验点的4个取样区进行均匀喷洒，使其含水率分别为19%、24%、27%、30%，各含水率制备4个原状样，共48个，分别控制正应力为50、100、200、300 kPa。

图4 XJ-2型便携式剪切仪Fig.4 XJ-2 portable shear apparatus

残积土层室内重塑样快剪试验采用DJY-4L四联等应变直剪仪，试验中以塑料薄膜代替滤纸，设置含水率梯度为10%、15%、19%、22%、24%、26%、28%、30%，垂向正应力同上。为便于研究，将含水率为19%视为残积土层天然含水率。

2.2 花岗岩全风化层

全风化层现场原位钻孔剪切试验采用法国Phicometre原位钻孔剪切仪，其试验原理与室内直剪类似，该仪器主要有实现剪切功能的剪切探头、提供正应力的控制系统、提供剪应力的液压千斤顶、剪切力测量系统及附属部分组成[12-14]，如图5所示。

图5 Phicometre 钻孔剪切仪Fig.5 Borehole shear test of Phicometre

在选取的5个试验点(QD1～QD5)采用手持钻机成孔，每个点位4个孔分别对应4个不同的正应力，共20个孔。受试验条件限制，原位钻孔剪切试验仅做了全风化层天然含水率下的强度参数测试。

全风化层室内重塑样快剪试验所采用的仪器与方法同上，设置含水率梯度为10%、15%、20%、22%、24%，垂向正应力同上。为便于研究，将含水率为20%视为全风化层天然含水率。

3 试验结果及对比分析

3.1 残积土层试验结果

3.1.1 现场携剪试验结果

通过对3个试验点(CD1～CD3)共48个原状样进行剪切，得到残积土层抗剪强度参数与含水率的关系，如图6与表3所示。整体而言，试样内聚力C随着含水率ω的增加呈大幅度减小趋势，至最高含水率30%时，C减小幅度均大于50%；内摩擦角φ随含水率ω的增加呈小幅度减小趋势，至最高含水率30%时，φ减小幅度均小于15%。在同一含水率条件下，3个点的抗剪强度参数接近，离散性小。

图6 原状残积土层含水率与抗剪强度的关系Fig.6 Relationship between water content and shear strength of undisturbed residual soil layer

表3 原状残积土层各点抗剪强度参数Table 3 Shear strength parameters of undisturbed residual soil at various points

3.1.2 室内快剪试验结果

根据前文既定的含水率配土水，用环刀制样后剪切，得到其不同含水率在各级正应力下的剪应力与剪切位移关系曲线，此处选取了两个具有典型代表意义的曲线(图7)，同时得到其抗剪强度参数与含水率的关系(图8与表4)。

表4 重塑残积土层各含水率抗剪强度参数Table 4 Shear strength parameters of each water content in remolded residual soil layer

如图7所示，在ω=19%时，低正应力(50、100 kPa)条件下，重塑残积土层剪应力随剪应变呈现先增大后减小的过程，曲线表现为应变软化特征，存在峰值点；随着正应力的增大，剪应力随剪应变呈现陡增而后平缓的过程，应变软化特征减弱，当正应力达到300 kPa时，应变软化特征消失，曲线呈现出应变硬化特征。另外，在试样剪切变形2 mm内，不同正应力下各试样剪应力交错增长，并未表现出同一变形节点处剪应力随正应力增大而增大的特征。在ω=24%时，在各正应力下，剪应力随剪应变呈现陡增而后平缓的过程，曲线均呈现出应变硬化特征，应变软化特征消失，这是由于含水率增加，更多的水分子充填入土颗粒间，促使土颗粒之间粘结作用变大。同时也未表现出同一变形节点处剪应力随正应力增大而增大的特征，在剪切变形1 mm内，不同正应力下各试样剪应力交错增长。

图7 重塑残积土层剪应力与剪切位移的关系Fig.7 Relationship between shear stress and strain of remolded residual soil layer

图8 重塑残积土层含水率与抗剪强度的关系Fig.8 Relationship between water content and shear strength of remolded residual soil layer

如图8与表4所示，重塑残积土层试样的内聚力С随着含水率ω的增加先增大而后减小。余刚[15]对于花岗岩残积土层的研究，证实了内聚力С与含水率ω之间存在着一定的函数关系，经多次比较，发现二者的关系接近于二次多项式函数，即

С=-0.23ω2+9.9ω-49.87

(1)

重塑残积土层试样的内摩擦角φ随着含水率ω的增加而减小，经多次比较发现，可将二者关系拟合为对数函数，即

φ=-12.24lnω+62.32

(2)

3.2 残积土层现场携剪与室内快剪对比分析

将现场试验与室内试验结果对比(图9)，虽然二者含水率关系受试验条件影响并非完全对应，但也可以看出二者试验结果具有明显差异。

图9 现场携剪与室内快剪强度对比Fig.9 Comparison between field carrying shear and indoor rapid shear strength

如图9(a)所示，两种试验手段所得内聚力C随含水率ω变化分布规律相似。在含水率为19%时(天然含水率)，现场试验C均大于室内试验C；当含水率增大为24%、27%与30%时(偏离天然含水率)，现场试验C与室内试验C差异减小并极为接近。两种试验结果都表明，在含水率由19%增加到30%的过程中，C都随着含水率的增加而减小，且随着含水率的逐渐增大，两种试验手段结果之间的差异呈现为逐渐减小的趋势。根据杨世文等[16]的研究，非饱和土抗剪强度受基质吸力所影响，含水率的增加势必会使得土体孔隙内的水量增加而孔隙气压降低，这就会导致基质吸力的降低，从而降低了抗剪强度。

在一般情况下，土体中的游离氧化物以微晶、包膜或覆盖等形式把土颗粒胶结起来，形成较强的结构联接，且该物质越多，联结力越强。在天然含水率时，土颗粒之间的胶结性好，故其C较大；而现场试验C较室内试验更大的原因是，室内试验的重塑样结构已经被改变，土体内经风化淋溶作用形成的残余化学键、胶结作用已经极其微弱。在含水率偏离天然含水率增大时，游离的氧化物几乎都已溶于水，土体之间的胶结性几乎被完全破坏，原状样与重塑样二者性质已经接近，都不再具有结构性，故二者C极为接近。

如图9(b)所示，两种试验手段所得内摩擦角φ随含水率ω变化分布规律相似。在含水率为19%与24%时，现场试验φ与室内试验φ极为接近；当含水率增大为27%与30%时，现场试验φ大于室内试验；整体而言现场试验φ均在室内试验的含水率ω与内摩擦角φ关系拟合曲线的上方，但二者相差不大，这是由于内摩擦角主要反映土体颗粒之间的摩擦特性，原状样与重塑样二者并未改变其本身的颗粒粗糙程度，所以φ相差不大。

综上所述，在含水率由19%增长到30%的过程中，两种试验手段都是随着含水率的增加而抗剪强度降低，但现场试验原状样存在的结构性是室内试验重塑样所不具有的，从而导致了一些差异。从本质上来说，随着含水率的增加，造成土颗粒湿润软化，使其破碎变形并重新排列，该变化对土体是一种微观结构上的破坏，在抗剪强度中主要体现在内聚力С的减小，而内摩擦角φ所受的影响较小。

3.3 全风化层试验结果

3.3.1 原位钻孔剪切试验结果

通过对20个孔的原位剪切，得到全风化层的原位抗剪强度如表5与图10所示。原位钻孔剪切对全风化层的扰动极小，每个试验点位的数据相关系数R2>0.98，且各点的全风化层工程性质较为接近，数据离散性较小。点位QD2与QD3之间内聚力С相差最大为21.45 kPa，点位QD2与QD1之间内摩擦角φ相差最大为4.6°，五个点位QD1～QD5的平均内聚力С=51.9 kPa，平均内摩擦角φ=27.0°。

表5 全风化层钻孔剪切抗剪强度参数Table 5 Shear strength parameters of boreholes in completely decomposed granite

图10 各点位正应力和剪应力的关系Fig.10 Relationship of normal stress and shear stress of points

3.3.2 室内快剪试验结果

同3.1.2节操作步骤得到其抗剪强度参数与含水率的关系如表6与图11所示。重塑全风化层试样的内聚力С随着含水率ω的增加先增大而后减小，经多次比较，发现二者的关系接近于二次多项式函数，即

图11 重塑全风化层样含水率与抗剪强度的关系Fig.11 Relationship between moisture content and shear strength of remoulded completely decomposed granite

C=-0.45ω2+15.9ω-98.2

(3)

重塑全风化层试样的内摩擦角φ随着含水率ω的增加而减小，经多次比较发现，可将二者拟合为对数函数，即

φ=-7.07lnω+47.97

(4)

3.4 全风化层现场原位剪切与室内快剪对比分析

对比现场试验与室内试验在天然含水率20%时的试验结果，如图12(a)所示。两种试验手段所得内聚力C差异明显，现场试验C均大于室内试验C。室内试验C与点位QD2的C达最大差距57.8%，与点位QD3的C为最小差距7.3%，与五个点位平均C相差22.4%。

如图12(b)所示，两种试验手段所得内摩擦角φ极为接近，室内试验φ与现场试验五个点位平均φ仅相差0.5°。总体而言，现场原位钻孔剪切试验与室内快剪试验所得抗剪强度参数差异主要表现为内聚力C的不同，对内摩擦角φ影响很小。

通过上述对比分析可知，现场原位钻孔剪切与室内快剪所得试验结果有着明显差异。结合花岗岩全风化层的形成过程、原状样与重塑样之间的差异以及对试样的剪切手段，认为造成现场与室内试验之间的差异原因如下。

(1)花岗岩全风化层在微观结构上具有独特的构造，根据对全风化层电镜扫描(scanning electron microscope，SEM)微结构图像(图13)的研究，其整体大、中孔隙发育，结构疏松。由于花岗岩的本身特性与湿热的气候条件，全风化层是花岗岩经过强烈化学作用与淋滤作用形成，风化物以高岭石为主，在其松散的结构间还存在残余化学键强度与较高含量的游离氧化物，游离氧化物又以胶结作用加强颗粒之间的结构连接，进而提高土体强度。室内快剪所用的重塑样，需要对原状样进行烘干、碾碎，再加水配比至试验所需含水率，而残余的化学键与胶结作用在上述制样的过程后几乎已不存在。总体而言，宏观上的抗剪强度变化都是由微观结构引起的，重塑样不存在初始结构，故室内快剪的C更低；而内摩擦角主要反映颗粒之间的摩擦特性，原状样与重塑样二者并未改变其本身的颗粒粗糙程度，所以φ相差不大。

(2)现场原位钻孔剪切与室内快剪都是先对试样施加一定的正应力，再施加剪应力使其剪切破坏，二者在原理上相近，但试验过程中剪切边界条件及试样的应力状态仍有所差异。室内快剪试验的试样被上下剪切盒所固定，剪切过程中试样的剪切面基本固定在上下剪切盒的接触面；而在原位钻孔剪切试验过程中，试样与剪切探头接触部位视为固定端，受压试样与周围岩土体连接，并未被分割为单独的块体，故二者的剪切边界条件与试样的应力状态存在差异。另外，室内快剪试验过程中，随着上剪切盒的移动，剪切盒内试样偏心受力，有效剪切面上的垂直应力并非均匀分布，随着剪切位移的不断增大，试样主应力方向将发生偏转且角度不断增大；而现场原位钻孔剪切试验剪切过程中，被剪切的岩土体与剪切探头间未产生相对位移，应力状态较为一致。

4 结论及建议

(1)广东龙川县花岗岩残积土层具有砂土性质，含有一定量的石英，主要黏土矿物为高岭石、伊利石；全风化层呈砂土状，含有一定量的石英与未风化的长石，存在一定原岩结构，主要黏土矿物为高岭石。残积土层内的黏土矿物含量多于全风化层，前者风化更完全。

(2)残积土层与全风化层二者在含水率大于天然含水率时，随着含水率的增大都会导致抗剪强度的降低。含水率的增大使得土颗粒湿润软化，造成土颗粒破碎变形并重新排列，该变化对土体是微观结构上的破坏，在抗剪强度中表现为内聚力C的大幅度减小，而内摩擦角φ降低幅度较小。

(3)残积土层的现场试验与室内试验二者结果的不同，是源于原状样与重塑样在结构性上存在差异，重塑样的制样过程已将土体中较为敏感的残余化学键及胶结构架破坏；而全风化层的现场原位试验与室内试验二者结果的不同，除了上述原因，还与试样在剪切过程中剪切边界条件及试样的应力状态有关。整体而言，现场试验得到的抗剪强度值高于室内试验得到的抗剪强度值。

(4)花岗岩浅表层无论是残积土层还是全风化层，均具有较强的结构性，室内重塑样试验结果往往不能真实反映土体的抗剪强度，室内重塑土试验所得到的抗剪强度值偏低，采用该方法所得到的工程设计及施工参数较为保守，有必要结合现场试验合理评价其强度性能。

表6 重塑全风化层样各含水率抗剪强度参数Table 6 Shear strength parameters of each moisture content of completely decomposed granite