尹 松， 白林杰， 李新明

(中原工學院 建筑工程學院， 河南 鄭州 450007)

花崗巖殘積土在我國南方濕熱地區(qū)分布廣泛。由于特殊的成土過程，花崗巖殘積土具有極易擾動、遇水成泥等特性[1]。工程設計及施工時易出現(xiàn)強度參數(shù)選取不合理、力學性能評價失準現(xiàn)象[2]。另外，花崗巖殘積土的物理力學性狀受氣候條件、地形地貌及風化程度等因素影響顯著，具有明顯的區(qū)域特性[3]，對其力學性能參數(shù)的評價不宜通過理論公式推算或直接套用其它地區(qū)工程經驗。有必要結合現(xiàn)場原位及室內土工試驗方法，對比分析土的力學性能表征參數(shù)，合理評價其強度性能。

目前，土的剪切強度參數(shù)室內測定方法主要包括直接剪切和三軸試驗[4-5]；現(xiàn)場原位的直接或間接測定方法主要為原位推剪[6]、孔內剪切[7]、十字板剪切[8]及各類載荷試驗方法[9]。室內試驗由于存在尺寸效應、土樣擾動、應力釋放及加載邊界條件差異等不足，難以準確評價土的力學參數(shù)。而原位試驗雖然可以彌補常規(guī)室內土工試驗方法的諸多不足，但受現(xiàn)場條件限制明顯。如何結合室內及現(xiàn)場測試方法，提出合理的土體力學參數(shù)評價方法已成為廣大巖土工作者們關注的重點。研究者們也已在土體剪切強度特性的室內及現(xiàn)場對比研究方面展開了大量研究，相關方法及理論得到了不斷地發(fā)展及驗證。如溫勇[4]等通過對比花崗巖殘積土的室內直剪及現(xiàn)場壓板載荷、標貫試驗結果，認為壓板載荷試驗、標貫試驗可以合理確定花崗巖殘積土的力學參數(shù)；王友軍[6]等通過分析粘土及砂土的室內及現(xiàn)場試驗結果，發(fā)現(xiàn)室內與原位剪切試驗指標存在一定線性關系；楊果林[10]等采用原位推剪和室內直剪試驗相結合的方法，分析了飽和度及密實度對白色膨脹土強度變化的影響規(guī)律，為土體強度參數(shù)的準確評價及提高地基設計理論水平提供了基礎條件。然而，直剪試驗具有測試簡單、原理清晰的優(yōu)點，已成為工程建設中土體強度參數(shù)的主要室內測試方法之一；原位孔內剪切試驗由于可在原位鉆孔試驗，具有儀器便攜、與室內直剪試驗原理相似、操作簡便等優(yōu)勢，已經在邊坡的穩(wěn)定性評價、鐵路和公路地基承載力評估及滑坡推力等方面廣泛應用，但目前關于室內直接與原位孔內剪切試驗的相關對比試驗及理論分析研究較少。此外，花崗巖殘積土屬區(qū)域性特殊土，各地區(qū)土體工程特性差異明顯，而關于花崗巖殘積土剪切特性的室內及現(xiàn)場對比分析研究也鮮見報道，有必要進行大量的數(shù)據(jù)積累和針對性分析。

綜上所述，本文對臺山花崗巖殘積土進行現(xiàn)場原位孔內剪切試驗，分析剪切強度指標隨風化程度(深度)的變化規(guī)律；對不同深度土樣進行室內直接剪切試驗，對比分析原位孔內剪切與室內直剪試驗所得強度及參數(shù)的差異規(guī)律及影響機理。研究可為花崗巖殘積土分布帶的工程設計及施工場地評價提供技術依據(jù)。

1 試驗土樣及試樣方法

1.1 試驗場地及土樣性質

現(xiàn)場原位孔內剪切(BST)及室內試驗取土場地位于廣東省臺山市，場地布置如圖1所示。通過室內土工測試得到土的基本物理力學指標見表1。整體而言，臺山花崗巖殘積土的液、塑限較高，沿深度方向土樣的液塑限、密度略有降低，孔隙比逐漸增加。

圖1 試驗場地布置圖Figure 1 Test curve of cone penetration

表1 花崗巖殘積土基本物理特性指標Table 1 Physical and mechanical properties of residual soil深度/m天然密度ρ/(g·cm-3)比重Gs/(g·cm-3)孔隙比e0含水率w/%液限wL/%2.0～4.0 1.862.770.99330.2069.94.0～6.01.772.731.15738.3061.06.0～10.01.762.731.17540.2057.1塑限wP/%顆粒組成/%細礫>2 mm砂粒0.075～2 mm粉粒0.075～0.005 mm粘粒<0.005 mm38.313.525.529.631.429.13.035.141.120.530.74.633.445.916.1

1.2 試驗儀器與方法

1.2.1原位孔內剪切試驗

原位試驗所采用孔內剪切試驗儀器(BST)由美國Handy公司生產，主要由控制箱、剪切盤、剪切測試探頭3部分組成，由外部氣源提供壓力，如圖2所示。剪切探頭徑向膨脹起始范圍為75～90 mm。

試驗過程中，外部氣源與控制器相連，借鑒Wineland[11]所提出的BST試驗方法，試驗過程主要包括以下步驟： ① 將帶有水平鋼齒的剪切測試探頭放置于鉆孔中不同深度位置； ②由控制器調節(jié)施加徑向壓力σ固結，水平鋼齒插入到孔壁巖土體中； ③ 保持徑向壓力不變，向上提拉探頭，并由剪切盤記錄最大拉力F； ④ 當探頭鋼齒的分布面積已知時，可求相應徑向壓力σ下的剪切強度τ。往復如此，計算每級徑向應力下σi及剪切強度τi，根據(jù)莫爾庫倫強度準則可計算得到相應深度處土的剪切參數(shù)c、φ值。

原位孔內剪切所施加的徑向固結應力分別為50、100、200、300 kPa，首級徑向固結應力加載時間為10 min，之后每級固結應力加載時間縮減為5 min，剪切速率約為0.8 mm/min。通過改變探頭在鉆孔中的位置，可測試不同深度處土的強度參數(shù)。

(a) 測試探頭

(b)控制箱

(c) 剪切盤

1.2.2室內直接剪切試驗

按照土工試驗規(guī)范要求，采用ZJ型應變控制直剪儀對不同深度處花崗巖殘積土進行固結快剪試驗，固結應力與現(xiàn)場原位試驗固結應力保持一致。

2 試驗結果與分析

2.1 室內直接剪切試驗

采用固結快剪的方法對各深度土體在50、100、200、300 kPa豎向應力下進行直剪試驗。不同深度處土體在各級豎向應力條件下，剪切應力與位移關系曲線相似，見圖3，剪切應力隨位移的增大而緩慢增長。

圖3 試樣剪切應力與剪切位移(3.8～4.1 m)Figure 3 Stress-strain curves of specimens (3.8～4.1 m)

土樣的直接剪切強度與法向應力的關系如圖4所示，剪切強度參數(shù)見表2。

圖4 直剪試驗強度包絡線Figure 4 Strength envelope of direct shear test

表2 剪切強度及參數(shù)Table 2 Shear strength and parameters土樣深度/m粘聚力c/kPa內摩擦角φ/(°)相關系數(shù)平方R22.032.926.00.983.213.429.30.995.47.528.80.969.411.930.20.99

由圖4及表2可看出，臺山花崗巖殘積土剪切強度與豎向應力線性相關性較好，擬合相關系數(shù)達96%以上。整體而言，試樣黏聚力c值隨深度增加呈減小趨勢，而摩擦角φ差異較小。分析認為，土的黏聚力差異主要受風化殼、固結度和風化程度的綜合影響，淺層土體直接與環(huán)境氣候接觸，具有明顯的風化殼。隨著深度的增加，風化殼效應及風化程度逐漸減弱，土的黏聚力降低；而內摩擦角與土的顆粒形態(tài)及級配特征直接相關，風化過程中該特征變化程度較小，所以內摩擦角變化幅度較小。

2.2 原位孔內剪切試驗

通過BST試驗得到了12m深度范圍內土的剪切強度，見表3。因現(xiàn)場測試過程中，受成孔質量及孔內土體完整程度限制，個別固結壓力下土的剪切破壞強度未能測出，但每次試驗至少得到了3組固結壓力下的有效強度數(shù)據(jù)。

表3 不同固結應力下土的剪切強度Table 3 Shear strength of soils under different consolida-tion stresses固結應力σ/kPa深度/m剪切強度τf/kPa孔1孔2孔3深度/m剪切強度τf/kPa孔1孔2孔350112.0104.264.264.064.234.41002136.2164.2136.27108.2124.468.4200232.6224.4256.4140.2228.4130.2300340.4320.6360.6—344.4146.250—72.260.642.242.232.21003140.0124.2104.6988.050.265.3200260.0232.2200.4136.072.2106.1300380.0242.2256.6190.092.2138.650—60.470.436.228.424.61005134.4116.4132.21268.050.666.2200240.2220.4232.494.056.888.6300346.2304.2320.6—96.0116.6

可以看出，同樣受風化殼的影響，相同固結壓力下，土的剪切強度隨深度增加逐漸減小，不同測孔的強度差異較大。由各孔不同固結壓力下所得到的剪切強度及強度參數(shù)如圖5及表4所示。

由圖5可知，各測孔不同深度處，土的固結壓力與剪切強度線性相關性較好，擬合相關系數(shù)為92%～99%。整體而言，表4中3個測孔得所到的內摩擦角和黏聚力沿深受的變化規(guī)律相似，但各深度處參數(shù)差異較大，尤其表現(xiàn)在深度2～6 m深度范圍，黏聚力差異百分比達400%以上，內摩擦角差異百分比也達200%以上。說明土的強度特征受環(huán)境及氣候影響較大，9 m范圍內測試參數(shù)差異較大，工程勘察時應予以注意，加大勘察密度。分析

(a) 1號測點

(b) 2號測點

(c) 3號測點

表4 原位孔內剪切強度參數(shù)Table 4 In-situ in-hole shear strength parameters深度/m粘聚力c/kPa內摩擦角φ/(°)孔1孔2孔3孔1孔2孔3253.6 68.8 12.7 42.5 39.5 49.6320.2 52.4 25.2 50.2 35.3 38.6528.3 16.1 27.3 46.7 44.4 44.8728.1 9.8 20.1 37.4 48.0 24.6921.5 30.9 22.6 29.7 11.5 17.91223.4 17.7 18.8 20.2 13.8 18.6

參數(shù)沿深度的分布規(guī)律可知，在2～12 m深度范圍內，土體c值和φ值整體呈逐漸減小趨勢，剪切強度的參數(shù)變化規(guī)律與室內直剪試驗相似，但各深度處強度參數(shù)高于室內直剪試驗結果。

2.3 原位孔內剪切與室內直剪試驗對比分析

2.3.1剪切強度分析

為了對比各種應力狀態(tài)下原位孔內剪切與室內直剪試驗強度結果的差異，以室內直剪試驗所得剪切強度值為橫坐標，原位孔內剪切試驗強度值為縱坐標繪制對比分析圖，如圖6所示。

圖6 原位孔內剪切試驗與直剪試驗強度值對比圖Figure 6 Strength comparison of in-situ in-hole shear test and direct shear test

由圖6可發(fā)現(xiàn)，大多數(shù)原位孔內剪切試驗強度測試點位于y=x直線上方，說明各應力狀態(tài)下土的原位剪切強度值明顯高于室內直剪試驗結果；各測點及相同測點不同深度處，原位及室內試驗結果強度值差異較大，測點分布區(qū)域在橫、縱方向上分布較廣；隨著固結壓力的增大，數(shù)值點在縱坐標方向上分布區(qū)域有增大趨勢，而橫坐標方向的分布區(qū)域有縮小趨勢。說明隨著固結壓力的增大，原位試驗結果不同測點及測試深度處土的強度結果差異更為明顯，而室內直剪試驗結果卻因固結壓力的增大，不同深度處強度值差異減小。

圖7 不同深度處原位與現(xiàn)場試驗強度值對比圖Figure 7 Strength comparison of in-situ and in-situ tests at different depths

為了對比不同深度處原位及室內試驗方法所得到土的強度差異，圖7列出了2～9 m深度范圍內原位與室內試驗強度結果?？梢钥闯觯?～5 m深度處，各應力狀態(tài)下原位試驗結果均高于室內試驗結果，且各測孔間試驗結果差異較大；當深度超過5 m時，測孔間及原位與室內試驗結果差異減小；隨著深度的增加，強度試驗結果的差異呈現(xiàn)先增大后逐漸減小的趨勢。說明在風化殼深度范圍內(<3 m)，土的強度差異較大，當深度>3 m后，土的強度值差異逐漸減小。進一步說明了現(xiàn)場試驗評價時，淺層花崗巖殘積土的參數(shù)評價應加大樣本采集量，增大測試密度，保證試驗結果的可靠性；室內直剪試驗所得到的淺層土樣強度較低，據(jù)此得到的工程設計及施工參數(shù)過于保守。

2.3.2剪切強度參數(shù)分析

通過原位孔內剪切(BST)及室內直剪試驗分別得到了12、9 m深度范圍內土的剪切強度參數(shù)，如圖8所示。

圖8 剪切強度參數(shù)沿深度的變化關系Figure 8 Variation of shear strength parameters along depth

可以發(fā)現(xiàn)，沿深度方向，室內直剪與原位孔內剪切試驗所得到的黏聚力c值分布規(guī)律相似。總體而言，各深度處室內試驗結果小于原位試驗結果；室內直剪試驗所得內摩擦角φ沿深度變化不明顯(26°～30.2°)，在深度<7 m時明顯小于原位試驗結果，當深度>7 m時，試驗結果大于原位試驗結果?？梢哉f，室內直剪與原位孔內剪切試驗所得到的強度參數(shù)差異主要體現(xiàn)在黏聚力c值，且在深度2～7 m范圍內更為明顯。

3 孔內剪切與直剪試驗結果差異性討論

通過對比分析原位孔內剪切與室內直接剪切試驗結果可知，室內及原位測試方法所得試驗結果差異明顯。結合花崗巖殘積土的成土過程、剪切試驗方法及試樣運輸和制樣過程，認為造成現(xiàn)場與原位試驗結果差異的主要因素有3點。

a. 由于特殊的成土過程，花崗巖殘積土與天然沉積土微觀結構存在明顯差異。對試樣進行真空冷凍干燥，利用掃描電子顯微鏡(SEM)得到了2000倍下的土體微觀結構(見圖9)。可發(fā)現(xiàn)，花崗巖殘積土為絮凝狀結構，結構單元體的主要礦物為書卷狀邊-面、面-面接觸的高嶺石。整體表現(xiàn)為孔隙度較高，結構疏松。但該類土經風化淋溶作用后，松散結構間會存有殘余化學鍵強度，且風化淋溶作用所產生的膠體氧化物在微粒間產生膠結作用，加強了結構聯(lián)接[12]，增大土體強度。埋深越淺，土中膠體氧化物含量越高，膠結作用越明顯。然而，該殘余化學鍵及膠結作用易受外部環(huán)境影響，取土、運輸及室內制樣過程難免對土體進行擾動，降低土的黏聚力。所以室內直剪試驗所得土的強度及黏聚力明顯偏，且該差異在淺層土中體現(xiàn)更為明顯。

(a) 2.0 m(b) 3.8 m

(c) 5.7 m(d) 9.8 m

b. 室內試驗過程中，為使試樣與初始物理狀態(tài)保持一致，需對試樣進程抽真空飽和，而游離氧化鐵是形成花崗巖殘積土膠結作用的主要氧化物，試樣在飽和過程中部分游離氧化鐵溶解流失，減弱了土的粘結性，強度及黏聚力降低。

c. 現(xiàn)場原位孔內剪切及室內直剪試驗雖然試驗原理相近，但二者試驗過程中剪切邊界條件及試樣應力狀態(tài)仍有所差異。室內直剪試驗中試樣上下端部均被固定，剪切過程中土的剪切面基本固定(見圖10)；而原位孔內剪切過程中，土體與探頭接觸部位視為固定端，受壓土體與周圍土體連接，并未完全固定(圖11)，剪切邊界條件存在一定差異。另外，由于室內直剪試驗過程中剪切盒內土樣偏心受力，有效剪切面上的垂直應力并非均勻分布，隨著剪切位移的不斷增大，土體主應力方向將發(fā)生偏轉且角度不斷增大；而原位孔內剪切試驗剪切過程中土體并未懸空，應力狀態(tài)較為一致。

圖10 直剪試驗剪切面示意圖Figure 10 Schematic diagram of shear plane for direct shear test

圖11 原位孔內剪切試驗原理圖Figure 11 Principle diagram of in-situ in-hole shear test

4 結論及建議

a. 臺山花崗巖殘積土具有明顯的風化殼，隨深度的增加，土的黏聚力逐漸降低，內摩擦角變化較小。

b. 整體而言，原位孔內剪切試驗所得強度值明顯高于室內直剪試驗結果；隨著深度的增加，原位及室內試驗所得強度的差異性呈現(xiàn)先增大后逐漸減小的趨勢。室內直剪與原位孔內剪切試驗所得到的強度參數(shù)差異主要體現(xiàn)在黏聚力c值，且在淺層土體中更為明顯。

c. 造成花崗巖殘積土室內直剪與原位孔內剪切試驗結果差異的主要因素為該類土松散微觀結構的殘余化學鍵及膠結構架較為敏感，易受取土、運輸及制樣過程所擾動；室內試驗飽和過程中土樣

內部分游離氧化鐵溶解流失，土的膠結性減弱；原位及室內試驗過程中土的剪切邊界條件及試樣應力狀態(tài)差異所致。

d. 淺層花崗巖殘積土力學性能參數(shù)評價時，應加大樣本采集量，增大測試密度，保證試驗結果的可靠性。室內直剪試驗所得到的淺層土體強度值較低，采用該方法所得到的工程設計及施工參數(shù)較為保守。