江 亮，范登政

（安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院，安徽淮南232001）

土的抗剪強(qiáng)度是評價邊坡穩(wěn)定性和地基失穩(wěn)的重要指標(biāo)［1-3］。而邊坡滑動是一個動態(tài)過程，研究剪切速率對土抗剪強(qiáng)度的影響對邊坡穩(wěn)定性分析具有深遠(yuǎn)意義。眾多學(xué)者先后進(jìn)行了相關(guān)研究。徐肖峰等［4-5］對不同剪切速率下粗粒土的強(qiáng)度和變形特性進(jìn)行了試驗研究；楊俊等［6］研究了不同方法改良的膨脹土在不同剪切速率下抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的變化規(guī)律，分別在2.4 mm/min和0.8 mm/min剪切速率下對風(fēng)化砂、石灰、水泥以及粉煤灰改良的膨脹土樣進(jìn)行了室內(nèi)直接剪切試驗，得到了不同剪切速率下改良膨脹土的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)值；冀慧［7］研究了不同含水量的重塑黃土在不同剪切速率下的直剪試驗；謝輝輝等［8］利用環(huán)剪儀研究了滑帶土重塑樣在不同法向應(yīng)力與剪切速率下的抗剪強(qiáng)度特性；毛瑞等［9］研究了剪切速率對天然黏土強(qiáng)度恢復(fù)的影響；史卜濤等［10］對不同干密度的重塑飽和黏性土進(jìn)行直剪試驗，探討了剪切速率對重塑飽和黏性土剪應(yīng)力-剪切位移曲線的影響，分析了內(nèi)摩擦角隨剪切速率的變化關(guān)系；張健等［11］建立基于圓形剪切盒剪應(yīng)力的修正公式，在此基礎(chǔ)上得到考慮與不考慮實際剪切面積變化影響的剪應(yīng)力-剪切位移曲線。

邊坡工程中為提高邊坡穩(wěn)定性最常見的方式就是設(shè)置抗滑樁，而由于樁孔的存在，土的抗剪強(qiáng)度會有一定的降低。本文借用了一種空心圓柱體削刀在試樣中心切除中心圓柱，試驗分析不同剪切速率對空心圓柱體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的影響，為邊坡工程預(yù)防滑坡方案設(shè)計提供了基礎(chǔ)。

1 試驗方案

1.1 試樣制備

試驗采用的土樣為某礦風(fēng)井檢查孔，取樣深度233.91～234.11 m，土的基本物理參數(shù)如表1所示。用環(huán)刀切?。?8.1×20.0）mm的圓柱土樣后，用自制孔徑為18.1 mm的空心圓柱體削刀切除環(huán)刀中心圓柱體，土樣形態(tài)如圖1所示。

表1 土的基本物理參數(shù)

1.2 試驗方法

采用STSJ-5智能電動四聯(lián)直剪儀，由剪切盒、垂直加壓系統(tǒng)、剪切傳動裝置、測力計組成。分別采用重塑黏土在剪切速率為 0.8 mm/min、1.5 mm/min、2.4 mm/min、5 mm/min的直剪試驗。豎向壓力采用 100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa，每種土樣做2組平行試驗，取平行試驗差值滿足精度要求的結(jié)果的平均值作為最終試驗結(jié)果。

圖1 土樣形態(tài)

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 剪切速率對應(yīng)力-位移特性的影響

剪切速率分別為0.8 mm/min、1.5 mm/min、2.4 mm/min、5.0 mm/min時，試樣的剪應(yīng)力-剪切位移曲線見圖2，直剪試驗結(jié)果見表2。

式（1）中：τf為土的抗剪強(qiáng)度，kPa；a、b、c為參數(shù)；v為剪切速率，mm/min。

表2 直剪試驗結(jié)果

圖2 剪應(yīng)力-剪切位移曲線

由圖2可知，試樣的強(qiáng)度隨著剪切位移的增加基本呈現(xiàn)軟化形態(tài)，考慮到儀器在剪切過程中存在排水現(xiàn)象，因此剪切速率越大的試樣峰值強(qiáng)度越大，剪切速率與抗剪強(qiáng)度的關(guān)系可以由式（1）來擬合，土的剪切強(qiáng)度隨著豎向壓力的增加有一定的增加。

2.2 剪切速率對抗剪強(qiáng)度的影響

取圖2曲線上剪應(yīng)力的峰值為抗剪強(qiáng)度。分別取圖2中不同剪切速率下的抗剪強(qiáng)度，繪制抗剪強(qiáng)度與剪切速率的關(guān)系，見圖3。

從圖3可以看出：在100 kPa、200 kPa垂直壓力作用下，隨著剪切速率的增大，抗剪強(qiáng)度逐漸增大且增大趨勢逐漸減?。辉?00 kPa、400 kPa時，抗剪強(qiáng)度隨著剪切速率的增大先減小后增大，并且增大的趨勢比100 kPa、200 kPa時大；分析認(rèn)為，隨著剪切速率的增大，土體內(nèi)部顆粒骨架蠕變作用使強(qiáng)度的流變分量增大，導(dǎo)致抗剪強(qiáng)度增大。在剪切速率一定時，抗剪強(qiáng)度隨著垂直壓力的增大而增大，但增大的趨勢在逐漸減小，分析認(rèn)為，隨著垂直壓力的增大，土體內(nèi)部孔隙之間的聯(lián)結(jié)作用增大，分子間作用力增大，引起抗剪強(qiáng)度增大。

圖3 抗剪強(qiáng)度與剪切速率的關(guān)系

2.3 剪切速率對抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的影響

抗剪強(qiáng)度指標(biāo)隨剪切速率的變化關(guān)系見圖4。

圖4 抗剪強(qiáng)度指標(biāo)隨剪切速率的變化關(guān)系

由圖4可知，剪切速率對黏聚力和內(nèi)摩擦角的影響是不同步的。剪切速率為0.8～2.4 mm/min時，土的黏聚力隨著剪切速率的增加而增加，內(nèi)摩擦角隨著剪切速率的增加而降低；在剪切速率達(dá)到5mm/min時，呈現(xiàn)出黏聚力下降、內(nèi)摩擦角上升的趨勢。分析認(rèn)為，直剪試驗中，在較低的剪切速率下，黏土內(nèi)部顆粒間的膠結(jié)物會迅速構(gòu)建，其斷裂能力與恢復(fù)能力相當(dāng)，當(dāng)剪切速率增大時，在剪切的過程中會產(chǎn)生一定的超孔隙水壓力，導(dǎo)致黏聚力在一定程度上提高；而當(dāng)施加的剪切速率較高時，斷裂能力遠(yuǎn)大于其自身擁有的恢復(fù)能力，導(dǎo)致其黏聚力下降。4種剪切速率所對應(yīng)黏聚力的取值范圍為113.34～124.17 kPa，不同剪切速率下黏聚力的極差為10.83 kPa，剪切速率從0.8 mm/min增加到2.4 mm/min使黏聚力提高了9.56%，剪切速率在5 mm/min時，黏聚力有小幅度下降。內(nèi)摩擦角變化范圍在9.2076°～13.501°，剪切速率在0.8～2.4 mm/min時，內(nèi)摩擦角下降趨勢比較緩慢，剪切速率為5 mm/min時，內(nèi)摩擦角有較大的提高。

通過回歸分析，可用一元二次多項式來描述黏聚力、內(nèi)摩擦角與剪切速率的關(guān)系：

式（2）中：y為土的黏聚力，kPa、內(nèi)摩擦角（°）；d、e、f為參數(shù)；v為剪切速率，mm/min。參數(shù)值見表3。

表3 式（2）中參數(shù)取值

2.4 抗剪強(qiáng)度的兩元回歸計算模型

通過試驗獲得了剪切速率、豎向壓力對抗剪強(qiáng)度影響的數(shù)學(xué)表達(dá)式，見式（3）：

然而式（3）不能同時考慮兩種變量的耦合效應(yīng)，用一個通用的公式來表示式（3），即：

式（4）中：τf為抗剪強(qiáng)度，v為剪切速率，σ為豎向荷載，A、B、C、D、E為相關(guān)系數(shù)，F(xiàn)為常數(shù)項，可以通過大量室內(nèi)試驗和原位試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析確定。

上述計算模型同時考慮了剪切速率、豎向壓力對抗剪強(qiáng)度關(guān)系的影響，為通過公式計算不同剪切速率、豎向壓力共同影響下的抗剪強(qiáng)度提供了途徑。式（4）中各參數(shù)隨黏性土的種類不同而不同，在實際工程應(yīng)用中，可提取各土層的原狀土樣進(jìn)行試驗得出各參數(shù)，以此來預(yù)測黏性土的抗剪強(qiáng)度。

3 結(jié)論

（1）不同剪切速率時，剪應(yīng)力-剪切位移曲線存在明顯峰值強(qiáng)度，考慮到剪切過程中有排水現(xiàn)象，剪切速率增大時，土的剪應(yīng)力有小幅度的增長；隨豎向壓力的增加，土的剪應(yīng)力也相應(yīng)增加。

（2）剪切速率較低時，土的黏聚力隨著剪切速率的增加而提高；剪切速率較大時，土的黏聚力有減小的趨勢，黏聚力的取值范圍在113.34～124.17 kPa，剪切速率與黏聚力的關(guān)系可以由一元二次方程來擬合。

（3）剪切速率較低時，剪切速率對內(nèi)摩擦角影響較小，剪切速率較大時，土的內(nèi)摩擦角增幅較大，剪切速率與內(nèi)摩擦角的關(guān)系可以由一元二次方程來擬合。

（4）考慮豎向壓力、剪切速率的耦合效應(yīng)，得出剪切速率、豎向壓力對抗剪強(qiáng)度影響的通用公式。