超固結膨脹土抗剪強度特性及邊坡穩(wěn)定研究

吳珺華，楊 松

(1. 南昌航空大學 土木建筑學院，江西 南昌 330063；2. 重慶交通大學 水利水運工程教育部重點實驗室，重慶 400074；3. 云南農業(yè)大學 水利學院，云南 昆明 650201)

超固結膨脹土抗剪強度特性及邊坡穩(wěn)定研究

吳珺華1,2，楊 松3

(1. 南昌航空大學 土木建筑學院，江西 南昌 330063；2. 重慶交通大學 水利水運工程教育部重點實驗室，重慶 400074；3. 云南農業(yè)大學 水利學院，云南 昆明 650201)

天然膨脹土經歷長期干濕循環(huán)，反復脹縮使其具有超固結性。首先制取了超固結比為1.5的重塑膨脹土三軸樣，進行了三軸排水剪切試驗，獲得了土體的峰值抗剪強度和殘余抗剪強度；根據廣義塑性剪應變的定義，采用硬化軟化型函數建立了抗剪強度發(fā)揮值與廣義塑性剪應變的函數關系，并引入到FLAC3D中的應變硬化/軟化本構模型中，結合強度折減法進行了超固結膨脹土邊坡的穩(wěn)定性分析。結果表明：對于正常固結膨脹土，廣義塑性剪應變很小，可采用穩(wěn)定系數來評價邊坡的穩(wěn)定性；對于超固結膨脹土，應采用廣義塑性剪應變和穩(wěn)定系數來綜合評價邊坡的穩(wěn)定性。如果廣義塑性剪應變很大，即使穩(wěn)定系數大于1，此時邊坡也發(fā)生失穩(wěn)破壞，說明土體的超固結性對膨脹土邊坡的強度和變形影響不可忽略。

巖土工程；膨脹土；超固結；廣義塑性剪應變；抗剪強度；邊坡穩(wěn)定

0 引 言

膨脹土是一種含蒙脫石、伊利石等強親水性礦物的特殊性黏土，表現出強烈的脹縮性、多裂隙性和超固結性。長期晴雨作用下土體裂隙發(fā)育，結構松散，工程性能差。研究表明[1-2]，膨脹土邊坡表面裂隙發(fā)育；土體具有明顯的剪脹軟化特性；膨脹土滑坡表現為漸進式和牽引式[3]。A．W．Skempton[4]，L．Bjerrum[5]和A．W．Bishop[6]分別研究了長期荷載下強度喪失的機理及穩(wěn)定分析中強度指標取值問題，并提出了長期強度的概念。在對考慮裂隙的邊坡穩(wěn)定性分析中，主要集中在裂隙對土體強度[7-10]和滲流的影響[11]。

國外關于超固結性對膨脹土性質影響的研究主要集中在強度試驗和理論推導上[12-15]，利用試驗結果進行相應的數值模擬并不多見。超固結膨脹土具有明顯的應變軟化特征，剪切過程中，土體的塑性變形不斷增大，此時抗剪強度達到峰值后會迅速降低，導致邊坡失穩(wěn)和地基破壞。因此在進行超固結膨脹土邊坡的穩(wěn)定分析時，應考慮超固結土抗剪性能的發(fā)揮程度。

筆者首先進行了重塑超固結膨脹土的三軸剪切試驗，獲得了超固結膨脹土強度與塑性剪切變形的關系；然后利用FLAC3D中的fish語言編制了考慮土體強度與塑性剪應變關系的程序，最后結合強度折減法對超固結膨脹土邊坡進行了穩(wěn)定性分析。

1 本構模型

本構模型為FLAC3D中的應變硬化/軟化模型。該模型中的屈服函數、塑性勢函數、流動法則及應力修正函數與摩爾-庫侖本構模型一致，不同的是其可以考慮單元體屈服后其強度參數隨著廣義塑性剪應變的變化而變化。超固結膨脹土具有典型的應變軟化特性，其峰值強度通常較大；而一旦產生軟化，其抗剪強度迅速降低，變形明顯增大，該特征符合上述本構模型的基本特點，故筆者采用該模型來開展超固結膨脹土邊坡的穩(wěn)定性分析。

1.1 廣義塑性剪應變

試樣剪切變形包括了彈性變形和塑性變形，彈性變形可由廣義虎克定律求得。復雜應力狀態(tài)下，可采用廣義塑性剪應變[16]來描述試樣受剪后的變形特征，如式(1)。

(1)

式中：εps為廣義塑性剪應變；ε1p，ε2p，ε3p分別為主應變中的塑性分量。

常規(guī)三軸試驗條件下，εps可簡化為如式(2)的形式：

(2)

式中：εs為總的剪切應變；εa為軸向應變；εv為體積應變；p為塑性值；εes為彈性剪切應變。

總的應變可由試驗結果直接獲得，總的彈性應變由初始切線模量和應力值，并代入到廣義虎克定律求得，最終可用式(2)求得相應的廣義塑性剪應變。

1.2 硬化參數

硬化參數采用塑性剪應變偏量的第二不變量增量的平方根形式，見式(3)。

ΔKms=

(3)

1.3 強度參數與廣義塑性剪應變關系函數

計算過程中，當單元未產生塑性變形時，強度參數保持不變；當單元產生塑性變形后，程序會計算出單元的廣義塑性剪應變，根據試驗結果計算獲得的強度參數與廣義塑性剪應變的函數，自動調整單元體的強度參數，用于下一步的計算，直至最終完成。該函數關系可通過三軸試驗結果分析獲得。

筆者根據相同軸向應變時，不同圍壓條件下的主應力差值求得相應的抗剪強度發(fā)揮值cex和φex。由于不同圍壓下的廣義塑性剪應變亦不相同，故將不同圍壓時，相同軸向應變對應的廣義塑性剪應變進行平均，最終建立發(fā)揮強度與平均廣義塑性剪應變的關系函數，為數值模擬提供試驗依據。

2 三軸剪切試驗

2.1 試驗方案

三軸試驗采用重塑膨脹土進行制樣，基本參數為：液限42.7%，塑限19.2%，塑性指數24，自由膨脹率57.5%，最大干密度1.8 g/cm3，相對密度2.74。為保證重塑膨脹土樣具備超固結性，試樣在固結和剪切過程中的圍壓不同，超固結比為1.5。試樣基本參數如表1。

表1 三軸試樣基本參數Table 1 Parameters of triaxial sample

2.2 試驗結果與分析

試驗結果見表2，同時將抗剪強度發(fā)揮值cex,φex與廣義塑性剪應變的關系繪于圖1中。

表2 試樣抗剪強度參數Table 2 Shear strength of samples

圖1 抗剪強度發(fā)揮值與廣義塑性剪應變關系曲線Fig.1 Exertions of shear strength-generalized plastic shear strain relationship

由圖1可以看出，隨著剪切變形的增加，凝聚力發(fā)揮值迅速增大至峰值(28.3 kPa)，此時廣義塑性剪應變約為7.3%；隨后試樣剪切破壞，凝聚力發(fā)揮值迅速降低，最后達到殘余值(13.1 kPa)。內摩擦角發(fā)揮值一開始迅速增大，在廣義塑性剪應變?yōu)?.2%基本達到峰值(9.60)；隨后試樣內摩擦角發(fā)揮值持續(xù)增大，試驗結束時測得的內摩擦角約為10.20。這表明超固結土在剪切過程中，抗剪強度是逐漸發(fā)揮的，并不是一開始就達到峰值，其與剪切變形密切相關。超固結土在剪切破壞之前，由凝聚力和內摩擦角共同提供抗剪能力；當試樣破壞后，凝聚力迅速降低，此時主要是由內摩擦角來提供抗剪能力。

根據抗剪強度發(fā)揮值和廣義塑性剪應變的曲線形式，筆者采用硬化軟化型函數[17]如式(4)對其進行擬合，擬合曲線見圖1，擬合結果如表3。

表3 強度發(fā)揮值與廣義塑性剪應變關系擬合結果Table 3 Fitted results of exertions of shear strength-generalized plastic shear strain relationship

結果表明，凝聚力發(fā)揮值先增大后減小，而內摩擦角發(fā)揮值增大到一定值后基本不變。因此在后續(xù)穩(wěn)定分析過程中，筆者僅將凝聚力進行衰減調整，內摩擦角不考慮衰減，取峰值。

(4)

為了找出強度峰值對應的廣義塑性剪應變，筆者對式(4)求導整理，得

(5)

令式(5)等于0，得強度峰值對應的廣義塑性剪應變?yōu)?/p>

(6)

當廣義塑性剪應變小于εpsj時，凝聚力取峰值計算；當廣義塑性剪應變超過εpsj時，凝聚力由式(4)獲得。需要注意的是，當式(4)計算出來的凝聚力發(fā)揮值小于殘余值，應取殘余強度。

3 超固結膨脹土邊坡穩(wěn)定性分析

3.1 計算模型與基本參數

計算模型見圖2。土樣彈性模量6MPa，泊松比0.36，天然密度1.7g/cm3，強度參數見表2。

圖2 穩(wěn)定分析計算模型(單位：m)Fig.2 Calculation model

3.2 邊界條件和計算方案

模型左側(x=0)和右側(x=40)為水平位移固定邊界，底側(z=0)為豎向位移固定邊界，其余為自由邊界。為了獲得土體軟化對邊坡穩(wěn)定性的影響，筆者進行了土體考慮軟化、不考慮軟化及采用殘余強度計算等3種方案的計算，采用強度折減法求得穩(wěn)定系數。具體方案見表4。

表4 計算方案Table 4 Numerical procedure

3.3 計算結果與分析

采用上述本構模型，結合試驗結果，利用強度折減法對不同方案進行了計算。方案①,方案②和方案③的穩(wěn)定系數分別為1.384,1.349和0.835?？梢钥闯?，考慮土體軟化影響后，塑性剪應變的增大引起強度發(fā)揮值的降低，導致邊坡穩(wěn)定系數有所降低。

圖3為方案①、方案②和方案③的邊坡土體廣義塑性剪應變分布。由圖3可以看出，不考慮土體軟化特性時，邊坡滑弧位置深，未貫穿整個邊坡，最大塑性剪應變?yōu)?.32，穩(wěn)定系數大于1，邊坡處于穩(wěn)定狀態(tài)；考慮土體軟化的影響下，最大塑性剪應變達到18.4，雖然穩(wěn)定系數仍大于1，但此時邊坡塑性變形量很大，邊坡已經失穩(wěn)；采用土體殘余強度計算時，邊坡滑弧位置較淺，最大廣義塑性剪應變?yōu)?.69，穩(wěn)定系數小于1，邊坡已經失穩(wěn)。這表明，僅采用穩(wěn)定系數單一指標來評價膨脹土邊坡的穩(wěn)定存在一定缺陷。

圖3 廣義塑性剪應變分布Fig.3 Generalized Plastic Shear Strain distribution

對于正常固結膨脹土，廣義塑性剪應變很小，可采用穩(wěn)定系數來評價邊坡的穩(wěn)定性；對于超固結膨脹土，應采用廣義塑性剪應變和穩(wěn)定系數來綜合評價邊坡的穩(wěn)定性。如果廣義塑性剪應變較大，即使穩(wěn)定系數大于1，此時邊坡也發(fā)生失穩(wěn)破壞。由于試驗數據有限，筆者并未提出具體的失穩(wěn)判斷依據，后續(xù)將重點研究不同超固結比下的膨脹土邊坡破壞時的廣義塑性剪應變，提出超固結膨脹土邊坡的失穩(wěn)破壞標準。

4 結 論

1)開展了重塑超固結膨脹土的三軸剪切試驗，采用硬化軟化型函數來描述抗剪強度發(fā)揮值與廣義塑性剪應變的關系，并結合FLAC3D中的應變硬化/軟化本構模型編制了相應的程序，實現了土體強度軟化特性在邊坡變形過程中的模擬。

2)采用強度折減法，進行了考慮土體軟化、不考慮土體軟化及采用殘余強度進行了膨脹土的邊坡穩(wěn)定性分析。對于正常固結膨脹土，廣義塑性剪應變很小，可采用穩(wěn)定系數來評價邊坡的穩(wěn)定性；對于超固結膨脹土，應采用廣義塑性剪應變和穩(wěn)定系數來綜合評價邊坡的穩(wěn)定性。如果廣義塑性剪應變較大，即使穩(wěn)定系數大于1，此時邊坡也發(fā)生失穩(wěn)破壞。

3)筆者并未提出具體的失穩(wěn)判斷依據，后續(xù)將重點研究不同超固結比條件下膨脹土邊坡破壞時的臨界廣義塑性剪應變，提出超固結膨脹土邊坡的失穩(wěn)破壞標準。

[1] 李生林.中國膨脹土工程地質研究[M].南京:江蘇科學技術出版社,1992. LI Shenglin.StudiesontheEngineeringGeologyofExpansiveSoilinChina[M]. Nanjing: Jiangsu Science and Technology Press, 1992.

[2] 包承綱.非飽和土的性狀及膨脹土邊坡穩(wěn)定問題[J].巖土工程學報,2004,26(1):1-15. BAO Chenggang. Behavior of unsaturated soil and stability of expansive soil slope[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,2004,26(1):1-15.

[3] 沈珠江.理論土力學[M].北京:中國水利水電出版社,2000. SHEN Zhujiang.TheoreticalSoilMechanics[M]. Beijing: China Water and Power Press, 2000.

[4] SKEMPTON A W. Long-term stability of clay slopes[J].Geotechnique,1964,14(2):77-102.

[5] BJERRUM L.ProgressiveFailureinSlopesofOverconsolidatedPlasticClayandClayShales[M]. U.S.A.: ASCE, 1967:3-49.

[6] BISSHOP A W. The influences of progressive failure on the choice of the method of stability analysis[J].Geotechnique,1971,21(2):168-172.

[7] 劉華強.膨脹土邊坡穩(wěn)定的影響因素及分析方法研究[D].南京:河海大學,2008. LIU Huaqiang.StudyonAnalysisMethodandInfluencingFactorsofExpansiveSoilSlopeStability[D].Nanjing:Hohai University,2008.

[8] 韋秉旭,高兵,黃震,等.碾壓膨脹土開裂規(guī)律及影響因素試驗研究[J].重慶交通大學學報(自然科學版),2015,34(3):63-66. WEI Bingxu, GAO Bing, HUANG Zhen, et al. Experimental research on cracking rules and influence factors of compacted expansion soil[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience),2015,34(3):63-66.

[9] 楊俊,童磊,張國棟,等.風化砂改良膨脹土力學指標試驗研究[J].重慶交通大學學報(自然科學版),2014,33(1):64-69. YANG Jun, TONG Lei, ZHANG Guodong, et al. Experimental study of weathered sand on mechanic index of modified expansive soil[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience),2014,33(1):64-69.

[10] 楊俊,楊志,張國棟,等.風化砂改良膨脹土膨脹力試驗研究[J].重慶交通大學學報(自然科學版),2014,33(4):106-109. YANG Jun, YANG Zhi, ZHANG Guodong, et al. Swelling force of weathered sand of improved expansive soil[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience),2014,33(4):106-109.

[11] 陳鐵林,鄧剛,陳生水,等.裂隙對非飽和土邊坡穩(wěn)定性的影響[J].巖土工程學報,2006,28(2):210-215. CHEN Tielin, DENG Gang, CHEN Shengshui, et al. Effects of fissures on stability of unsaturated soil slope[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,2006,28(2):210-215.

[12] DAY R W, MAHLER C F, ALEXANDRE G F, et al. Slope failures in tertiary expansive OC clays[J].JournalofGeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering, 1999,125(5):427-432.

[13] KHEMISSA M, MAHAMEDI A. Cement and lime mixture stabilization of an expansive overconsolidated clay[J].AppliedClayScience,2014,95(3): 104-110.

[14] ABDULHADI N O, GERMAINE J T, WHITTLE A J. Experimental study of wellbore instability in clays[J].JournalofSocietyofCivilEngineering, 2012, 137(8): 766-776.

[15] MAYNE P W, PEARCE R A. Site characterization of bootlegger cove formation clay for port of anchorage[C]// GOURVENEC S, WHITE D. Frontiers in offshore geotechnicsⅡ. Boca Raton, Florida: CRC press, 2005: 951-955.

[16] 錢家歡,殷宗澤.土工原理[M].北京:中國水利電力出版社,1994. QIAN Jiahuan, YIN Zongze.SoilMechanics[M].Beijing: China Water and Power Press, 1994.

[17] 鄭穎人,沈珠江,龔曉南.巖土塑性力學原理[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2002. ZHENG Yingren, SHEN Zhujiang, GONG Xiaonan.PrinciplesofGeotechnicalPlasticMechanics[M].Beijing: China Architecture and Building Press, 2002.

Study on Shear Strength Property of Over-consolidated Expansive Soil andSlope Stability

WU Junhua1,2, YANG Song3

(1. College of Civil Engineering and Architecture, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063,Jiangxi, P.R. China;2. Key Laboratory of Hydraulic and Waterway Engineering of the Ministry of Education,Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, P.R.China; 3. College of Water Conservancy, Yunnan Agricultural University, Kunming 650201, Yunnan, P.R.China)

Natural expansive soil acquires the property of over-consolidation through long term drying-wetting cycles. The remolded triaxial samples of expansive soil with the OCR 1.5 were prepared. The triaxial drained tests were carried out and the peak shear strength and residual shear strength were obtained. Hence,the relationship between the generalized plastic shear strain and exertions of shear strength was established using hardening-softening function. This function was introduced into the strain-hardening/softening constitutive model in FLAC3D and the over-consolidated expansive soil slope stability was analyzed combined with strength reduction method. The results showed that the normal-consolidated expansive soil slope stability could be evaluated by stability coefficient because of smaller generalized plastic shear strain; the over-consolidated expansive soil slope stability should be comprehensively evaluated by both generalized plastic shear strain and stability coefficient. The slope failure may happen because generalized plastic shear strain is so big although the stability coefficient is greater than one. The over-consolidation of expansive soil affects the strength and deformation obviously and should not be neglected.

geotechnical engineering; expansive soil; over-consolidation; generalized plastic shear strain; shear strength; slope stability

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.04.15

2015-10-15；

2015-11-24

國家自然科學基金項目(51408291)；江西省教育廳科技項目(GJJ14547)；江西省交通運輸廳重點科技項目(2013C0006)；重慶交通大學國家內河航道整治工程技術研究中心暨水利水運工程教育部重點實驗室開放基金項目(SLK2014B01)

吳珺華(1985—)，男，江西吉安人，副教授，博士，主要從事土力學及邊坡穩(wěn)定方面的研究。E-mail:wjh0796@163.com。

TU443

A

1674-0696(2016)04-070-05