江洎洧，王漢武，黃 玲，張靜波

(1.長(zhǎng)江水利委員會(huì)長(zhǎng)江科學(xué)院水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢 430010；2.長(zhǎng)江水利委員會(huì)長(zhǎng)江科學(xué)院信息中心，湖北武漢 430010；3.中交第二公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，湖北武漢 430056)

隨著西部山區(qū)基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的不斷深入，大量水利水電、交通鐵路、管線等重大工程存在著穿越松散滑坡泥石流堆積體的情況。由松散土石體變形或失穩(wěn)破壞導(dǎo)致的滑坡泥石流災(zāi)害事件會(huì)對(duì)人民群眾的生命財(cái)產(chǎn)安全構(gòu)成重大威脅[1–3]。

滑坡–泥石流相變破壞異常復(fù)雜，無(wú)論是實(shí)驗(yàn)室手段還是野外觀測(cè)手段，在獲取相變特性指標(biāo)上都對(duì)實(shí)時(shí)采樣和測(cè)量技術(shù)提出極高要求[4]。松散堆積體往往以弱固結(jié)、不良級(jí)配、高滲透性土石混合體的形式存在，且形成過(guò)程伴隨著較劇烈的動(dòng)力和裹挾過(guò)程（崩塌、滑坡、大變形等）[5]；另外，從細(xì)觀層面，降雨、侵蝕、液化和沖擊等作用下的擾動(dòng)可能引發(fā)松散土石體結(jié)構(gòu)破壞[6–7]。對(duì)于其災(zāi)變轉(zhuǎn)化，不同學(xué)者考慮底床坡度、土體飽和度、黏粒含量、土體液化、降雨強(qiáng)度和持時(shí)、土體內(nèi)部震動(dòng)和摩擦等因素[8–10]，采用野外或室內(nèi)模型試驗(yàn)進(jìn)行研究。

滑坡泥石流松散土石體顆粒的二元特征較為顯著，粗粒組分主要為塊石、礫石等，而細(xì)粒組分主要為粉粒與黏粒構(gòu)成的細(xì)粒土。由于物質(zhì)來(lái)源、地形地貌、運(yùn)動(dòng)過(guò)程與含水狀態(tài)等條件不同，粗粒與細(xì)粒組分相對(duì)含量也存在較大差異[11–12]，但大多情況下，兩者均達(dá)不到獨(dú)自主導(dǎo)土石混合體物理力學(xué)特性的相對(duì)含量[13–14]。在此復(fù)雜條件下，松散體的穩(wěn)定性受細(xì)粒組分的含水率變化影響顯著[15–18]。

現(xiàn)有不少研究表明：細(xì)粒組分對(duì)松散土石體的結(jié)構(gòu)狀態(tài)、滲透性、流變性、屈服應(yīng)力、運(yùn)動(dòng)形態(tài)和穩(wěn)定性均具有顯著的影響[19–21]。Jiang等[22]通過(guò)運(yùn)動(dòng)漿體物理參數(shù)（如容重、固體體積分?jǐn)?shù)）等指標(biāo)判斷滑坡是否轉(zhuǎn)化為泥石流；Chen等[23]認(rèn)為相較于整體滑動(dòng)的滑體，碎屑流與水摻混的概率更大，即使在較小的降雨和溝道徑流下，也可能快速提高混合體的含水率；Guo等[24]研究發(fā)現(xiàn)少量的降雨便可將溝道的松散堆積物啟動(dòng)并迅速形成泥石流；Cui等[25]發(fā)現(xiàn)當(dāng)降雨入滲至寬級(jí)配土中時(shí)，孔隙間流體的水動(dòng)力作用會(huì)引起孔隙內(nèi)的細(xì)顆粒遷移，若遷移的細(xì)顆粒持續(xù)地從坡體內(nèi)部流失，土體內(nèi)部的局部失穩(wěn)將逐漸誘發(fā)整體失穩(wěn)，而若存在大面積孔隙堵塞將形成滯水面，為泥石流啟動(dòng)提供破壞面和充足水源[26]。歸納以上不難看出：一方面，細(xì)粒土在土石混合體中滲透性相對(duì)較低，在降雨、動(dòng)力荷載作用或快速變形條件下，孔隙水排出緩慢，易形成超孔隙水壓力，大幅降低土體的有效應(yīng)力與抗剪強(qiáng)度；另一方面，堆積體中細(xì)小黏土顆?？膳c水發(fā)生水合作用，在粗顆粒之間形成泥膜和高黏滯層，起到潤(rùn)滑和黏滯作用，進(jìn)一步降低了土體的強(qiáng)度[27]。

張明等[28]利用環(huán)剪試驗(yàn)?zāi)M了青寧鄉(xiāng)滑坡轉(zhuǎn)化泥石流的長(zhǎng)距離滑動(dòng)剪切過(guò)程，得出滑體在滑動(dòng)剪切過(guò)程中孔隙水壓力上升，底部形成粉土液化層，大大降低了滑體的整體穩(wěn)定性，并將該效應(yīng)稱(chēng)為軟弱基座效應(yīng)。吳和秋等[29]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查與室內(nèi)試驗(yàn)研究了滑坡型泥石流轉(zhuǎn)化機(jī)理，結(jié)果表明滑坡體快速運(yùn)移過(guò)程中細(xì)顆粒物質(zhì)發(fā)生剪縮，產(chǎn)生超孔隙水壓力，土體抗剪強(qiáng)度急劇下降甚至發(fā)生液化，最終發(fā)生災(zāi)變；并提出松散堆積體災(zāi)變過(guò)程中細(xì)粒土部分臨界初始含水率約為20%的經(jīng)驗(yàn)判斷，其本質(zhì)是一個(gè)含水率不斷增大直至發(fā)生相變破壞的過(guò)程。

綜上分析，在松散土石體與水耦合過(guò)程中，細(xì)粒組分在高含水率和大位移狀態(tài)下的力學(xué)特性，特別是抗剪特性演化規(guī)律，直接影響松散土石體發(fā)生相變，進(jìn)而易引發(fā)整體失穩(wěn)[30–31]。

本文以三峽庫(kù)區(qū)某滑坡松散堆積體為研究對(duì)象，以環(huán)剪試驗(yàn)為主要技術(shù)手段，以含水率為主要控制指標(biāo)，對(duì)土石體中細(xì)粒組分在固–液相變過(guò)程中抗剪強(qiáng)度的演化規(guī)律進(jìn)行研究，以期為進(jìn)一步研究松散土石體的變形破壞機(jī)制提供參考。

1 松散土石體采樣及其基本性質(zhì)

研究試樣取自三峽庫(kù)區(qū)萬(wàn)州某滑坡松散土石堆積體，如圖1所示。該堆積體在新近降雨后發(fā)生了較大變形，并在接近沖溝底部通過(guò)應(yīng)力重分布達(dá)到新的平衡狀態(tài)。在采集該松散土石體全組構(gòu)試樣的同時(shí)，對(duì)其中細(xì)粒組分較為富集處采用環(huán)刀取樣，測(cè)定新近變形后松散土石體細(xì)粒組分的物理特性，用于開(kāi)展室內(nèi)環(huán)剪試驗(yàn)時(shí)備樣參考。

圖1 現(xiàn)場(chǎng)試樣采集Fig. 1 Sample collection in site

據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50123—2019）對(duì)松散土石體全組分與細(xì)粒組分顆粒級(jí)配及界線含水率進(jìn)行測(cè)試，顆粒級(jí)配曲線如圖2所示。

圖2 試樣顆粒級(jí)配曲線Fig. 2 Gradation curves for the sample

分析圖2可知：

1）該新近變形堆積形成的松散土石體動(dòng)力裹挾成因顯著，粗粒、細(xì)粒組分二元特征典型；級(jí)配不良，粒徑大于1 cm和小于2mm顆粒的質(zhì)量百分比分別為約50%和45%，2mm～1 cm之間的顆粒含量很少。這種粗、細(xì)粒組分含量相差不大的情況下，細(xì)粒組分對(duì)試樣整體力學(xué)特性，尤其是泥水耦合后相變過(guò)程的影響較大，這也是本文針對(duì)細(xì)粒組分研究其在固–液相變含水率區(qū)抗剪特性的主要原因；另外，對(duì)粒徑2 mm以下細(xì)粒組分也可直接開(kāi)展環(huán)剪試驗(yàn)，無(wú)需縮尺或做顆粒剔除，確保了研究成果的可靠性。將粒徑小于2mm的顆粒視為細(xì)粒組分，并繪制了細(xì)粒組分的顆粒級(jí)配曲線（圖2）。

2）對(duì)于細(xì)粒組分，黏粒（<5μm）含量約占26.27%，粉粒（5～75μm）含量約占59.87%。按照規(guī)范中的液塑限聯(lián)合測(cè)定法，對(duì)細(xì)粒組分的界限含水率進(jìn)行了測(cè)定，其塑限和液限分別為18.1和27.2。

環(huán)刀采集的松散土石體細(xì)粒組分天然含水率為22.1%，對(duì)其充分飽和后的含水率為23.6%，液性指數(shù)IL=0.60，處于可塑狀態(tài)。

2 細(xì)粒組分的環(huán)剪試驗(yàn)方案

環(huán)剪試驗(yàn)兼具精確化快速加載和定向大剪切應(yīng)變等優(yōu)勢(shì)條件，非常適用于測(cè)試高含水率、近地表低法向壓力環(huán)境土樣的抗剪特性。

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

采用英國(guó)VJ Tech環(huán)剪儀開(kāi)展試驗(yàn)（圖3）。該環(huán)剪儀主要由剪切控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和法向應(yīng)力加載系統(tǒng)組成。試樣形態(tài)為外徑10 cm、內(nèi)徑7 cm、高5mm的土環(huán)，體積為20 cm3。

圖3 VJ Tech環(huán)剪儀Fig. 3 VJ Tech ring-shear test apparatus

2.2 試驗(yàn)方案及流程

以環(huán)刀測(cè)定獲取的原狀干密度條件下飽和含水率23.6%為最低含水率，結(jié)合其界限含水率，依照軟塑～流塑相變過(guò)程全覆蓋的試驗(yàn)思路，設(shè)計(jì)開(kāi)展6組環(huán)剪試驗(yàn)，見(jiàn)表1。

表1 環(huán)剪試驗(yàn)方案Tab.1 Schemes of ring-shear test

鑒于研究針對(duì)相變前后高含水率區(qū)間試樣，加之松散土石體自身賦存于近地表，因此從突出“松散”特征和避免法向壓力過(guò)大而將軟塑～流塑狀試樣擠出的角度，選取了0、25、50 kPa的法向應(yīng)力，這也符合實(shí)際條件下松散土石體的實(shí)際賦存條件。結(jié)合實(shí)際松散土石體相變過(guò)程迅速的不排水剪切實(shí)際情況和避免剪切速率過(guò)高而造成高含水率試樣擠出的因素，經(jīng)嘗試后，確定剪切速率為0.8 mm/min。試驗(yàn)流程如下：

1）試樣批量化制備。鑒于試驗(yàn)工況較多，為降低人為因素造成的試驗(yàn)誤差，采用批量制備試樣的方式，即：按表1中相應(yīng)干密度稱(chēng)取適量烘干土樣，量取對(duì)應(yīng)含水率的水并均勻噴灑于干土樣上，充分拌勻后裝入盛土容器內(nèi)蓋緊靜置過(guò)夜，潤(rùn)濕一晝夜后供環(huán)剪試驗(yàn)備用（圖4）。

圖4 環(huán)剪試驗(yàn)備樣Fig. 4 Sample preparation for ring-shear tests

2）裝樣。將裝有土樣的剪切盒置于剪切臺(tái)上，旋入插銷(xiāo)固定剪切盒；在無(wú)法向壓力條件下，放置上蓋后待剪；其他條件下，放置上蓋并加載相應(yīng)法向應(yīng)力待剪。

3）試驗(yàn)方案可靠性驗(yàn)證。對(duì)于每個(gè)含水率條件，在無(wú)法向應(yīng)力條件下各進(jìn)行3個(gè)對(duì)比試驗(yàn)。主要原因是無(wú)法向壓力對(duì)試樣均勻性要求最高，沒(méi)有施加法向應(yīng)力后的二次調(diào)整過(guò)程；經(jīng)檢驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果的一致性非常好，其原因除試樣批量制備均勻性良好之外，還與環(huán)剪試驗(yàn)不存在人為設(shè)定破壞面的特點(diǎn)有關(guān)，加之試樣的邊界和排水條件均準(zhǔn)確量化控制，最大程度地降低了試驗(yàn)的偶然誤差。

4）剪切過(guò)程與數(shù)據(jù)采集。按既定的剪切速率0.8 mm/m in開(kāi)展試驗(yàn)，并采集應(yīng)力變形數(shù)據(jù)；完成剪切過(guò)程，對(duì)破壞試樣狀態(tài)進(jìn)行拍照。

3 試驗(yàn)成果分析

3.1 液限以下試樣抗剪特性

液限含水率以下的4組試驗(yàn)均可按設(shè)定方案順利完成環(huán)剪試驗(yàn)，各試樣剪切破壞情況如圖5所示；圖6為4個(gè)含水率條件下試樣剪應(yīng)力–位移曲線；圖7為各試樣峰值和殘余抗剪強(qiáng)度。

圖5 含水率低于液限的試樣環(huán)剪破壞圖Fig. 5 Failure photos of ring sheared samples when water content below liquid limit

圖6 含水率低于液限的試樣剪應(yīng)力–位移曲線Fig.6 Shear stress–displacement curves when water content below liquid limit

圖7 抗剪強(qiáng)度與飽和含水率關(guān)系曲線Fig.7 Relation curves of shear strength–saturated water content

試驗(yàn)結(jié)果分析如下：

1）試樣在原狀干密度條件下的飽和含水率為23.6%，該狀態(tài)下的抗剪強(qiáng)度顯著大于其他試樣；在該含水率下，試樣處于可塑狀態(tài)，與其余3個(gè)含水率下軟塑狀態(tài)試樣呈現(xiàn)顯著差異。由圖6（a）可以看出，該含水率下試樣剪切剛度顯著高于其他試樣，在σ=25、50 kPa法向壓力作用下，剪應(yīng)力具有峰值特征，各試樣的應(yīng)力–位移曲線無(wú)明顯的在峰值后軟化的現(xiàn)象，而是呈緩慢下降趨勢(shì)，此處將峰值后的殘余應(yīng)力定義為峰值后至12 mm剪切位移的最小值剪應(yīng)力。

2）由表1可知，25.0%、26.0%和27.0%含水率下的試樣已進(jìn)入軟塑狀態(tài)。其中，25.0%含水率試樣的液性指數(shù)為0.758，恰剛進(jìn)入軟塑狀態(tài)。軟塑區(qū)間試樣的抗剪強(qiáng)度隨含水率增加緩慢下降，這與軟塑狀態(tài)下試樣結(jié)構(gòu)已趨于不穩(wěn)定相關(guān)；從曲線形態(tài)來(lái)看，峰值及殘余抗剪強(qiáng)度差異較小。

3）對(duì)比4個(gè)含水率條件下試樣在無(wú)法向壓力時(shí)的抗剪強(qiáng)度可以看出，可塑狀態(tài)含水率23.6%下的抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)高于軟塑狀態(tài)3個(gè)含水率下相應(yīng)的抗剪強(qiáng)度，且軟塑狀態(tài)3個(gè)含水率下試樣的抗剪強(qiáng)度量值及曲線形態(tài)非常接近，反映了貼近地表極低法向壓力下的松散土石體在過(guò)飽和過(guò)程中抗剪強(qiáng)度的驟減特性。

圖8進(jìn)一步繪制了4個(gè)含水率下，試樣抗剪強(qiáng)度與法向應(yīng)力的擬合關(guān)系曲線；圖9為內(nèi)摩擦角和黏聚力與飽和含水率的關(guān)系曲線。

圖8 各飽和含水率下抗剪強(qiáng)度與法向應(yīng)力擬合曲線Fig.8 Fitting curves of shear strength–normal stress under each saturated water content

圖9 抗剪強(qiáng)度指標(biāo)與飽和含水率關(guān)系Fig.9 Relationship curves of shear strength parameters -saturated water content

分析圖8、9可知：

1）在天然干密度下飽和后，試樣峰值抗剪強(qiáng)度參數(shù)為內(nèi)摩擦角14.47°，黏聚力10.20 kPa；殘余抗剪強(qiáng)度參數(shù)為內(nèi)摩擦角12.89°，黏聚力10.02 kPa，劣化幅度約為11%。

2）在25.0%、26.0%和27.0%含水率下，試樣峰值抗剪強(qiáng)度參數(shù)為內(nèi)摩擦角9.61°～11.06°，黏聚力1.07～1.93 kPa，殘余抗剪強(qiáng)度參數(shù)為內(nèi)摩擦角9.54°～10.50°，黏聚力0.70～1.82 kPa。軟塑區(qū)間試樣抗剪強(qiáng)度衰減速度較緩，且由于試樣已經(jīng)呈現(xiàn)半流體狀態(tài)，其峰值和殘余抗剪強(qiáng)度的差異性較小，這有助于解釋松散土石體在災(zāi)變前的大變形特征。

3）含水率為25%的試樣恰進(jìn)入軟塑區(qū)間，與可塑狀含水率23.6%試樣相比，峰值和殘余內(nèi)摩擦角分別降低19.8%和18.6%，峰值和殘余黏聚力均降低超過(guò)80%。該特征揭示了可塑～軟塑區(qū)間試樣內(nèi)摩擦角和黏聚力參數(shù)劣化過(guò)程的異步特性，黏聚力的劣化呈突然性喪失，而內(nèi)摩擦角的劣化過(guò)程相對(duì)緩和。

從土力學(xué)原理不難解釋以上結(jié)論：在土發(fā)生固–液相變前，內(nèi)摩擦角從細(xì)觀上仍由剪切帶上顆粒的摩擦作用形成，含水率上升引起的潤(rùn)滑效應(yīng)會(huì)逐步降低摩擦系數(shù)，但不存在突變的理論基礎(chǔ)。黏聚力表現(xiàn)為黏性土顆粒間的黏結(jié)力，試樣均為重塑樣，不存在結(jié)構(gòu)性破壞問(wèn)題，當(dāng)其由可塑過(guò)渡到軟塑后，試樣已具有一定的流動(dòng)性，土顆粒間的相互作用發(fā)生質(zhì)變。以上分析與圖6（b）～（d）中同屬軟塑狀態(tài)下無(wú)法向壓力時(shí)的剪應(yīng)力發(fā)展過(guò)程基本相同的測(cè)試結(jié)果吻合。

3.2 液限以上試樣抗剪特性

為研究固–液相變過(guò)程，本文選取的含水率區(qū)間還覆蓋了28.0%和29.0%兩個(gè)高于液限的含水率狀態(tài)。

從試驗(yàn)情況來(lái)看，這兩種含水率條件下，試樣狀態(tài)已發(fā)生質(zhì)變，具體表現(xiàn)為：僅能在無(wú)法向壓力時(shí)可開(kāi)展環(huán)剪試驗(yàn)；一旦施加法向應(yīng)力，即便嘗試性地施加10 kPa法向應(yīng)力，試樣即從剪切盒縫隙擠出，無(wú)法在穩(wěn)定加載條件下開(kāi)展試驗(yàn)，不具有科學(xué)測(cè)試的意義，試樣的流態(tài)特征顯著。

圖10為無(wú)法向壓力時(shí)，液限以上兩個(gè)含水率條件下試樣的環(huán)剪破壞狀態(tài)。圖11為對(duì)應(yīng)的剪應(yīng)力–剪切位移曲線。

圖10 含水率高于液限的試樣環(huán)剪破壞圖Fig.10 Failure photos of ring sheared samples when water content above liquid limit

圖11 含水率高于液限試樣剪應(yīng)力-剪切位移曲線Fig.11 Shear stress-displacement curves when water content above liquid limit

分析圖10、11可知：

1）由圖10可知，含水率為28.0%和29.0%時(shí)，試樣已呈顯著的流態(tài)泥狀，與圖5中含水率27.0%的試樣差異顯著，這也驗(yàn)證了液限含水率的科學(xué)意義。

2）由圖11可知：無(wú)法向壓力時(shí)，雖可開(kāi)展環(huán)剪試驗(yàn)，但其抗剪強(qiáng)度最大值僅0.8 kPa，稍加法向應(yīng)力后，流塑態(tài)試樣即可擠出，表明其無(wú)抗剪強(qiáng)度；由此來(lái)看，一旦含水率觸及液限，抗剪強(qiáng)度驟然喪失，這與流體無(wú)抗剪強(qiáng)度的理論基礎(chǔ)吻合。另一方面，試樣呈現(xiàn)的極低抗剪強(qiáng)度仍可視為流塑狀態(tài)試樣的黏聚力，但其物理意義應(yīng)理解為黏稠泥漿的黏滯性。對(duì)比圖6（b）～（d）中軟塑狀態(tài)下無(wú)法向壓力時(shí)的剪應(yīng)力曲線不難發(fā)現(xiàn)，半流態(tài)的軟塑狀態(tài)和剛進(jìn)入流態(tài)的流塑狀態(tài)試樣，其黏聚力絕對(duì)量值的劣化呈漸變特征，這與黏土顆粒受含水率逐步增加而關(guān)聯(lián)性逐步減弱的理論邏輯一致。

綜合分析研究選取的23.6%～29.0%含水率區(qū)間試樣，經(jīng)歷了可塑—軟塑—流塑的固–液相變過(guò)程，內(nèi)摩擦角和黏聚力作為抗剪強(qiáng)度參數(shù)的兩個(gè)組成部分，在其中的作用機(jī)制存在很大差異。黏聚力在含水率達(dá)到軟塑時(shí)表現(xiàn)出超80%的驟降，而后隨含水率的提升而逐漸劣化，液限這個(gè)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)未干擾黏聚力的劣化趨勢(shì)；內(nèi)摩擦角的演化更受相變因素控制，可塑—軟塑過(guò)程中，試樣內(nèi)摩擦角隨含水率增加而緩慢下降，但當(dāng)觸及液限而發(fā)生相變時(shí)，內(nèi)摩擦角驟然喪失。黏聚力的劣化突變性先于內(nèi)摩擦角，兩者具有異步性。

3.3 抗剪強(qiáng)度參數(shù)劣化異步過(guò)程機(jī)制

相變前試樣黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ劣化異步過(guò)程機(jī)制復(fù)雜，以往研究中提及很少。通過(guò)查閱文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn)，在開(kāi)展土力學(xué)試驗(yàn)過(guò)程中，不同含水率下試樣靜止側(cè)壓力系數(shù)K0存在差異，而該因素往往容易被忽略。對(duì)于黏性土的相變過(guò)程，結(jié)合經(jīng)典土力學(xué)原理分析，抗剪強(qiáng)度參數(shù)的劣化異步機(jī)制源于可塑—軟塑—臨近流塑過(guò)程中K0的大幅提升。

在快速剪切狀態(tài)下，細(xì)粒組分試樣的低滲透性使其排水效應(yīng)可忽略。對(duì)此，測(cè)得6個(gè)含水率下試樣不排水狀態(tài)下的K0系數(shù)，結(jié)果見(jiàn)表2。由表2可知：23.6%含水率下可塑狀試樣K0=0.56；當(dāng)試樣恰達(dá)到軟塑時(shí)，K0迅速激增至0.87，并緩慢增至臨近流塑時(shí)的0.92；試樣進(jìn)入流塑狀態(tài)時(shí)，K0=0.97，與理論值1.0接近。

表2 6種含水率下試樣的K0值Tab.2 Measured K0 under six different water contents

結(jié)合環(huán)剪試驗(yàn)的應(yīng)力狀態(tài)，其應(yīng)力路徑與單剪應(yīng)力非常相似，單元體受力分析如圖12所示。圖12（a）為23.6%含水率可塑狀試樣，K0=0.56。當(dāng)含水率分別達(dá)到25.0%、26.0%和27.0%時(shí)，試樣進(jìn)入軟塑狀態(tài)。以圖12（a）為基準(zhǔn)，K0分別有0.31、0.35和0.36的激增，在相同豎向應(yīng)力作用下，存在一個(gè)沿剪切方向的法向力增量Δσx，其對(duì)試樣抗剪強(qiáng)度的提升有直接作用，即增量Δτx，單元受力如圖12（b）所示。

分析對(duì)環(huán)剪試驗(yàn)采集的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，軟塑狀態(tài)試樣在剪切破壞過(guò)程中的體積應(yīng)變可忽略，表明試樣在剪切過(guò)程中沒(méi)有摩擦大變形，細(xì)觀顆粒咬合效應(yīng)可忽略，細(xì)觀法向應(yīng)力平穩(wěn)。

在軟塑狀態(tài)的3個(gè)含水率（25.0%、26.0%和27.0%）條件下，客觀上是不存在K0=0.56這種狀態(tài)，其測(cè)得的剪應(yīng)力（圖6（b）～圖6（d））系K0激增后所反饋的抗剪強(qiáng)度。限于客觀和理論機(jī)制分析上存在的矛盾，按照簡(jiǎn)單的數(shù)學(xué)加權(quán)思路進(jìn)行初步定量概化，將測(cè)得的抗剪強(qiáng)度以含水率23.6%試樣的K0=0.56為基準(zhǔn)折減，力求從機(jī)制上揭示因水平向的法向力增量Δσx而引起的剪應(yīng)力增量Δτxz，初步簡(jiǎn)單地剔除因K0激增引起的抗剪強(qiáng)度參數(shù)提升。繪制剔除K0激增影響因素后抗剪強(qiáng)度與法向應(yīng)力的關(guān)系如圖13所示。

圖12 環(huán)剪試驗(yàn)單元體受力圖Fig.12 Unit force state in ring-shear test

圖13 剔除K0激增影響因素的抗剪強(qiáng)度與法向應(yīng)力關(guān)系Fig.13 Relationship of shear strength-normal stress excluding the surge factor of K0

結(jié)合圖13與圖8（a）沒(méi)有考慮K0因素的結(jié)果分析如下：

1）概化剔除K0激增對(duì)抗剪強(qiáng)度提升的正向因素后，恰進(jìn)入軟塑狀態(tài)的25%含水率試樣與23.6%含水率可塑狀試樣相比，峰值內(nèi)摩擦角φ降低約55.8%，較圖8（a）對(duì)應(yīng)的19.8%降幅顯著擴(kuò)大，且軟塑狀態(tài)下3個(gè)含水率條件下的內(nèi)摩擦角φ為5.33°～6.41°，基本保持穩(wěn)定，未隨含水率的增加而出現(xiàn)進(jìn)一步驟降。

2）黏聚力c實(shí)質(zhì)上是無(wú)法向壓力時(shí)的抗剪強(qiáng)度，與K0無(wú)關(guān)；在不考慮擬合誤差的前提下，圖8（a）與圖13無(wú)差別。

3）在剔除K0激增對(duì)φ值的提升效應(yīng)后，黏聚力c與內(nèi)摩擦角φ的劣化趨于同步。因此可認(rèn)為，K0激增在一定程度上緩解了試樣由可塑進(jìn)入軟塑狀態(tài)后內(nèi)摩擦角φ的驟降。

4 結(jié) 論

選取三峽庫(kù)區(qū)某滑坡松散土石體中的細(xì)粒組分為研究對(duì)象，在完成現(xiàn)場(chǎng)取樣和常規(guī)土工測(cè)試后，設(shè)計(jì)并開(kāi)展了覆蓋可塑—軟塑—流塑含水率區(qū)間的環(huán)剪試驗(yàn)，研究了固–液相變過(guò)程中其抗剪強(qiáng)度及其演化特性，得到以下結(jié)論：

1）該松散土石體呈顯著二元結(jié)構(gòu)特征，對(duì)細(xì)粒組分單獨(dú)開(kāi)展試驗(yàn)研究物理意義明確。相比天然干密度對(duì)應(yīng)的23.6%含水率條件，含水率25.0%時(shí)試樣恰進(jìn)入軟塑狀態(tài)，其峰值和殘余內(nèi)摩擦角降幅分別為21.2%和17.2%；而峰值和殘余黏聚力降幅均超過(guò)80%，可視為基本喪失；在軟塑區(qū)間25.0%、26.0%、27.0%這3個(gè)含水率下，內(nèi)摩擦角隨含水率提高呈緩慢下降趨勢(shì)，且峰值和殘余抗剪強(qiáng)度的差異性較小，這有助于解釋松散土石體在災(zāi)變前的大變形特征。

2）根據(jù)對(duì)28.0%和29.0%兩個(gè)高于液限含水率下的測(cè)試結(jié)果可知，僅在無(wú)法向壓力的條件下可順利完成環(huán)剪試驗(yàn)。這表明觸及液限后，內(nèi)摩擦角驟然喪失，這與流體無(wú)抗剪強(qiáng)度的理論基礎(chǔ)吻合；與此同時(shí)，試樣所呈現(xiàn)的極低抗剪強(qiáng)度可視為黏稠泥漿的黏滯性。

3）內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c在固–液相變過(guò)程中的劣化機(jī)制迥異。c在含水率觸及軟塑時(shí)出現(xiàn)超80%驟降，而后隨含水率提升而逐漸劣化，液限前后c劣化趨勢(shì)無(wú)改變；φ的劣化過(guò)程受控于相變因素，可塑～軟塑過(guò)程不涉相變，φ隨含水率增加而逐漸下降，但當(dāng)觸及液限時(shí)，φ驟然喪失。黏聚力c與內(nèi)摩擦角φ的劣化過(guò)程異步。

4）對(duì)相變過(guò)程抗剪強(qiáng)度參數(shù)c和φ劣化過(guò)程異步機(jī)制進(jìn)行深入分析，認(rèn)為試樣由可塑進(jìn)入軟塑后，靜止側(cè)壓力系數(shù)K0的激增在一定程度上緩解了試樣由可塑進(jìn)入軟塑狀態(tài)后內(nèi)摩擦角φ的驟降；而在剔除K0激增對(duì)φ值的提升效應(yīng)后，黏聚力c與內(nèi)摩擦角φ的劣化基本同步。

研究采用動(dòng)態(tài)呈現(xiàn)的方式揭示了松散土石體中細(xì)組構(gòu)部分相變失穩(wěn)過(guò)程，其中，對(duì)于內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c劣化異步機(jī)制的分析有助于詮釋松散土石體失穩(wěn)的內(nèi)在機(jī)制。