長江三角洲北岸軟土的不排水強度特征研究

茍富剛， 龔緒龍， 王光亞， 翁志華

(1.江蘇省地質調查研究院, 江蘇 南京 210049； 2.國土資源部地裂縫地質災害重點試驗室, 江蘇 南京 210049)

1 研究背景

在江河入海口區域往往分布著海陸交互相軟土層，比如渤海灣、珠江口、長江口等區域均見分布[1]。長江三角洲北岸(圖1)沿深度分布兩層軟土[2]。第二軟土層頂板埋深14.4～37.3 m，平均層厚13.08 m；第一軟土層，軟土頂板埋深2.2～3.6 m，平均層厚2.88 m。軟土層(圖2)沿深度不連續沉積，多夾薄層粉砂、粉土，空間變異特性明顯。研究區軟土具有一般軟土的特點，如高壓縮性和抗剪強度低，但與典型連云港地區海相軟土相比，研究區軟土力學性質較好，壓縮模量平均值為連云港地區海相軟土的2倍。張宏等[3]研究表明研究區軟土具有物理性質偏差，力學性質偏好的現象。

軟土地基穩定分析計算需要考慮穩定分析方法和抗剪強度指標兩個方面，以往的研究表明，合理地選擇抗剪強度指標比采用哪種穩定分析方法更為重要[4-5]。軟土滲透系數在10-6～10-7cm/s這一數量級，具有排水條件差，且厚度大的特點，適合采用不排水剪。地下水位以下的黏性土、黏質粉土，可采用土壓力、水壓力合算方法；土壓力計算和土的滑動穩定性驗算可采用總應力法[6-7]。

不固結不排水抗剪強度指標獲取主要有3種方式：三軸UU(不固結不排水)試驗、UTC(無側限抗壓強度)試驗和直剪中的快剪[8]。基于Mohr-Coulomb定律，UTC試驗和三軸UU試驗得到的剪切強度是相同的，但研究區軟土兩種試驗方法得到剪切強度是不同的。Mitchell等[9]、高彥斌等[10]的研究表明軟土強度具有各向異性，選擇不同剪切方向，會得出不同的剪切強度，一般水平面(土體沉積接觸面)剪切強度最低。

根據袁聚云等[11]對上海軟土各向異性的研究，也有類似規律。洪昌華等[12]的研究表明土體是一種變異性很大的工程材料，就某一層土體來說，受勘察、取樣、沉積條件、沉積歷史和埋藏條件等多因素影響，試驗得到的土體強度十分離散，因而土體不排水抗剪強度具有空間變異性，但對于統一地質單元體，土體各參數又具有一定的相關性，這種相關性是就土體的某一個測試指標而言，可描述為這一測試指標的自相關性。本文依托江蘇沿海大調查項目，進行了大量不同方法的不排水剪切試驗，可以基于數據統計分析來研究不同試驗方法測得的軟土不排水剪切強度。

目前研究區軟土強度的獲取主要依靠直剪試驗中的快剪。吳燕開等[13]采用快剪指標分析了第1層軟土作為路基的穩定性。本文抗剪指標采用三軸UU試驗、UTC試驗獲取兩種方法獲取軟土強度參數，發現兩種試驗方法測得不排水強度不相等。但據作者基于數據統計分析，連云港典型海相軟土兩種方法是通用的。兩種試驗方法得出的剪切強度不同是由研究區軟土沉積環境、顆粒組成和微觀結構等多因素綜合影響的。本文對3種方法獲取的土體強度參數進行對比，得出土體破壞特征及各試驗方法得出的強度指標異同原因，給巖土工程師在今后就某一具體工程地基穩定性計算選取抗剪指標提供參考。

圖1 研究區軟土采樣平面分布圖

2 研究區軟土沉積環境

土體力學性質與土體沉積環境密切相關[13]，查明研究區沉全新世沉積環境十分必要。由于長江屬于潮汐河，受科氏力影響，落潮主流偏南，漲潮主流偏北，形成獨特的伴生沉積體系，并使得岸線不斷向南偏轉，形成6個完整的亞三角洲[14]。研究區在末次冰期低海面時，海平面下降130～150 m，長江基面下降，于古河谷內產生侵蝕面，古河道以北為濱海平原，以南為長江三角洲平原(圖1)。在距今約8～11 ka B.P.，在全新世Q4早期，海進時主要細顆粒沉積，海退時主要為粗粒沉積，土體沉積受咸淡水混合時的凝聚作用，在古河谷內形成了一套廣泛分布的沖海積軟土層，即本文研究的第2軟土層。在距今約3～8 kaB.P.，全新世中期，測區海平面逐漸上升至現今位置，同時長江流域泥沙量增加，巖性以青灰、黃灰色粉細砂層為主，局部夾深灰色軟土層，即本文研究的第1層軟土層。

注：①表示原狀樣取樣位置；②表示標準貫入試驗位置，③和⑤分別巖心和標貫試驗中的薄層近水平粉土夾層，④表示近水平沉積層理。圖中照片為108 mm的巖心和69.8 mm的標貫試樣對稱剖開后的切面。

表1 第2層軟土的物理力學特性

3 樣品采集及測試

為了獲取研究區軟土不固結不排水抗剪強度特征，布置工程鉆孔96個，工程鉆孔采樣密度為1.5～2.0m采一個薄壁樣。為了保證測試結果的準確性，樣品分批及時配送，完成測試分析。

三軸UU試驗采用KTG全自動三軸儀/WX064完成，UTC試驗采用YYW- 2應變控制式無側限壓力儀。快剪試驗采用DJY-3四聯等應變直剪儀。本文制樣采用垂直方向的切取試樣。

本文研究思路：由于土體的固有各向異性，土體各測試指標離散性較大，可借助數理統計的方法，揭示相同地質單元土體在不同測試方法下的抗剪強度特征特征(洪昌華等[12])。本文進行軟土三軸試驗89組，無側限抗壓強度試驗132組，快剪試驗289組。為研究土體各指標之間的相關性，把各指標進行兩兩比較，相關系數越大，說明相關性越高[15]。0.01水平表示兩組數據具備顯著性差異的可能性為99%。

4 基于三軸UU試驗的軟土強度分析

4.1 土體單元應力狀態

三軸UU試驗采用總應力法，應力狀態比較明確。極限平衡條件下，土體破壞時土中一點出現一對剪切破裂面αcr(圖3)，為該應力狀態下的土樣強度最弱剪切面，土樣破壞特征與工程實際情況基本吻合[7]。

σ1為豎直面方向應力，取土體上覆自重應力，σ3(水平方向)可根據公式(1)計算，剪切破裂角αcr為45°+φuu/2，根據公式(2)可以計算出土體所處深度實際剪切強度τ。根據公式(2)知，摩擦強度決定于剪切面上的法向應力σ和土的內摩擦角φuu。較大的法向應力將產生較大的摩擦強度，與土體埋深正相關；黏聚強度Cuu只取決于土粒之間的物理化學作用力。

σ3=σ1tan2(45°-φuu/2)-2Cuutan(45°-φuu/2)

(1)

τ=Cuu+σtanφuu=1/2(σ1-σ3)sin2αcr

(2)

αcr=±(45°+φuu/2)

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(3)

注：σ為剪切面上的法向總應力； τ為破裂面上的抗剪強度； Cuu為黏聚力； φuu為摩擦角； αcr為破壞面與最小主應力的夾角。

4.2 軟土剪切面特征分析

土體在壓力作用下，遵循大孔隙優先改變原則，首先大孔隙被壓成多個小孔隙，原來的小孔隙越來越小，但小孔隙大小改變不明顯[16]。土體顆粒之間的膠結強度是不同的，三軸試驗UU試驗一般沿土樣αcr角度形成破裂面(圖3)，在土體顆粒之間最薄弱的膠結處破壞，一般先形成微破裂面，隨著壓力的不斷增大，土體最大主應力發生偏轉，最終最大主應力垂直剪切面和顆粒長軸的優勢方向，土體發生剪切破壞，形成一對橢圓形剪切斜截面。

基于數據的統計分析，土體破壞剪切面角度最大值為48.35°，最小值僅為45.45°，平均值為45.97°。破壞角主要落在45.5°～ 46.3°這一區間內，破壞角占總數的87%(圖4)。

圖4 破壞角統計直方圖

4.3 軟土強度特征

制樣采用垂直方向切取試樣方式，三軸UU試驗得出的軟土剪切指標見表2。由表2可知，Cuu平均值為19.6 kPa；φuu平均值為1.95°。計算結果顯示軟土剪切強度最大值為80.5 kPa，最小值為17.5 kPa，平均值為37.6 kPa。

表2 三軸UU試驗得出剪切指標

注：τφ為摩擦強度；Cuu為黏聚力，即黏聚強度。

三軸UU試驗測得土體強度τ與土樣深度在0.01水平上顯著正相關。土體強度τ和其他物理力學指標的相關程度規律，和φuu與其他物理力學指標的相關程度規律相似。基于Mohr-Coulomb定律，隨著深度的增加，摩擦強度τφ(即抗剪強度τ與土體黏聚力Cuu的差值)越來越大(圖5)，黏聚力對抗剪強度的貢獻量保持不變。

基于數據統計，第2層軟土摩擦強度平均值為18.0 kPa，第1層軟土摩擦強度平均值為3.4 kPa；第2層軟土平均摩擦強度占土體平均剪切強度的46.03%，第1層軟土平均摩擦強度的占土體平均剪切強度的14.53%。

4.4 軟土抗剪指標影響因素分析

相關性分析結果顯示：三軸UU試驗測得Cuu與物理指標相關性差。Cuu與壓縮模量在0.01水平上顯著正相關，相關系數為0.378，即土體壓縮性越低，土體剪切強度越高。

三軸UU試驗測得φuu與黏粒含量、液限、塑性指數在0.01水平上顯著負相關，這3個物理量基本上反映了一類指標，指標越大，土體摩擦角越小。φuu與砂粒含量在0.01水平上顯著正相關，相關系數為0.558，砂粒含量越高，摩擦角越大。φuu與壓縮模量在0.05水平上顯著正相關，壓縮性越低，φuu越大。

5 基于UTC試驗的軟土強度分析

無側限抗壓強度試驗是三軸UU試驗的一個特例，將土樣置于不受側向限制的條件下進行的壓力試驗，此時土樣所受的圍壓為零，最大主應力的極限值即為無側限抗壓強度。制樣采用垂直方向的切取試樣方式，最大主應力為垂直方向，土樣破壞特征與三軸UU試驗類似。UTC試驗測得軟土強度qu/2最大值為71.5 kPa，最小值為7.0 kPa，平均值為30.0 kPa。

UTC試驗測得抗剪強度qu/2與土樣深度在0.01水平上顯著正相關，相關系數0.360，說明軟土強度與土體應力狀態相關；抗剪強度qu/2與壓縮模量在0.01水平上顯著正相關，說明土體壓縮性越小，土體抗剪強度越大。

6 強度差異原因分析

土體固有各向異性對強度指標的影響。袁聚云等[11]、洪昌華等[12]、Mitchell等[9]、高彥斌等[10]的研究表明軟土強度具有各向異性，選擇不同的剪切方向，會得出不同的剪切強度。高彥斌等[10]采用異形十字板試驗得出上海濱海相軟土水平剪切面強度最低，垂直方向切取試樣抗剪能力最高。研究區第2層軟土顆粒組成、含水率和壓縮模量等指標與上海濱海相軟土基本相當，研究區軟土不排水強度特征也有類似規律。

采用直剪試驗中的快剪試驗，采用垂直方向切樣，剪切面為水平面(沉積接觸面)，為土體最弱結構面。基于數據統計分析知：研究區軟土的快剪指標黏聚力Cq平均值為13.7 kPa，小于三軸UU試驗得出的Cuu均值19.6 kPa，線性回歸分析預測曲線也有相似的規律(圖6)，差值為5.9 kPa。根據作者的研究，連云港海相軟土也有這類似規律。

UTC試驗測得的第2層軟土不排水抗剪強度qu/2小于基于三軸UU試驗計算強度τ，平均值的差值為7.7 kPa，兩種試驗方法得到的軟土抗剪強度隨深度變化的回歸預測曲線不重合(圖7)說明試驗方法對軟土強度指標獲取影響較大，這與研究區第2層軟土摩擦角較大有關。研究區軟土粉粒含量高，局部夾粉砂薄層，所以一組三軸試驗的摩爾應力圓半徑不等，強度包線非水平直線，即摩擦角不為零。

圖5 軟土黏聚力和強度隨其埋深分布圖 圖6 軟土黏聚力隨其埋深分布圖 圖7 軟土強度隨其埋深分布圖

土樣在采取過程中，土體經歷了一個應力釋放并且重新分布過程，土體由原位的天然不等向應力狀態轉變為各向總應力相等；土樣在應力重新調整過程中，土體孔隙水承受負壓，土樣中一部分氣體逸出，土樣體積稍有膨脹，因此有必要對土體應力進行恢復，才能準確得到軟土原位剪切強度。可以采用K0預固結對土體應力進行修正，垂直固結壓力取土樣上覆土體自重，側向固結壓力取K0(靜止土壓力系數)倍的土樣上覆土體自重。土樣埋深越大，修正的效果越明顯，修正后的原狀土樣抗剪強度增加了1.11～2.15倍。由三軸UU試驗和UTC的試驗過程知，前者為有圍壓狀態(σ2=σ3)的剪切試驗，后者圍壓為零，不能對損失的應力進行恢復。根據公式(2)知，隨著深度的增加，摩擦強度越來越大，土體應力狀態對土體強度影響越來越大。此外，UTC只能得到軟土的總強度，不能得到土體的黏聚力和摩擦角。

7 軟土強度較高的原因分析

根據粒度分析知：第2層軟土以粉粒為主，其次為黏粒含量，含少量砂粒，粉粒平均含量71.55%，黏粒平均含量26.41%。根據X衍射物相分析，第2層軟土礦物成分以原生礦物為主，約占總礦物的67%，基本與粒度試驗得出的粉粒含量一致。原生礦物主要為石英，約占礦物總量的49%，其次為長石，含有少量方解石和白云石。第2層軟土的黏土礦物伊利石均值為14.33%，綠泥石均值為11.33%，蒙脫石均值為10.36%，偶見少量凹凸棒石。其中蒙脫石對土的工程特性影響最大[7,17]，一般黏土礦物形狀為片狀，比表面很大，黏土礦物顆粒表面結合水膜很厚，造成土體顆粒之間直接接觸很少[18]，土體顆粒間易發生滑動，決定了軟土強度低于一般黏性土層，但研究區軟土粉粒含量高，決定了研究區軟土強度較典型海相軟土不排水抗剪強度高，研究區第2層軟土約為連云港地區典型海相軟土不排水剪切強度的2.87倍

黏性土活動度A是反映黏土礦物活性的一個定量指標。工程地質手冊規定：A≤0.75為非活性黏土；0.751.25活性黏土。研究區軟土活動度A最大值為1.97，最小為0.57，平均值為1.13，平均值小于1.25，說明研究區軟土黏土礦物活性一般，軟土類型主要為正常黏性土，這是研究區軟土強度高的一個原因。

研究區兩層軟土在形成時，沉積環境被高礦化度海水浸漬，水中離子Na+和土中的Ca2+發生了離子交換，這時就形成了沉積土層中含有較高的易溶鹽類。第2層軟土含鹽量范圍值為0.19%～1.19%，土體中鹽類主要為氯化鈉，軟土含鹽量普遍較高。土體提取液pH值范圍值為7.73～9.41，呈堿性。鄧永峰等[18]研究表明，軟土在其鹽分溶脫后，壓縮性和次固結變形增大，滲透系數變小，表明土體含鹽量對土體結構、壓縮性、強度、滲透性等有影響。龔士良等[19]的研究表明,因電解質NaCl高形成軟土絮凝結構。研究區軟土結構單元體呈團粒-絮凝狀結構，片狀黏土礦物顆粒貼在粉粒和砂粒顆粒周圍，粉粒和砂粒起到了骨架作用，單元體之間接觸點比較多，架空孔隙并不十分發育，未見大于10 um的孔隙。張宏等[3]通過對軟土微觀參數孔隙面積與固結壓力關系曲線，證實了研究區軟土具有明顯的結構性，說明研究區軟土具有很強的結構性抗力和附加抗力，這也是第2層軟土強度高的一個原因。這樣就從土體顆粒組成、礦物成分、含鹽量、微觀結構、土體屈服應力的方面解釋了第2層軟土抗剪強度特征。

8 結 論

(1)研究區兩層軟土為堿性環境下沉積的非均質海陸交互相軟土，以粉粒為主，其次為黏量，含少量砂粒。黏土礦物活性一般。軟土含鹽量普遍較高，結構單元體呈團粒-絮凝狀結構，具有明顯的結構性，軟土強度較典型海相軟土高，特別是φuu較大。

(2)土體制樣采用垂直方向的切取方式，這種制樣方式垂直土體沉積面，三軸UU試驗土體沿該制樣方式下的最弱剪切面破壞。采用三軸UU試驗得出的Cuu和φuu，基于摩爾-庫倫理論計算出土體實際深度剪切強度。

(3)UTC試驗測得的不排水抗剪強度qu/2小于三軸UU試驗測得強度τ，這與研究區第2層軟土摩擦強度較大和破壞時的應力狀態有關。

(4)土體的剪切強度具有固有各向異性，當剪切面平行土體沉積面時，土體剪切強度最低。快剪試驗前剪切面可以人為控制，為固定的水平面，平行于土體沉積層理，基于幾百組數據統計分析知：研究區軟土的直剪快剪指標Cq小于三軸UU試驗得出的Cuu。