重塑軟土力學特性試驗研究

溫國勝

（廣東省有色金屬地質局九四〇隊）

0 引言

軟土具有典型的蠕變和流變特性，且高含水量、高靈敏性、高壓縮性、低抗剪強度的工程力學特性使得其應力應變關系十分復雜，在工程應用中往往遇到不均勻沉降、大位移、大回淤等不良現象，給工程治理帶來極大地難度[1]。為了更好地認識軟土的力學特性，本文嘗試結合實際工程，采用室內試驗的方法，進行不同超固結比和應力作用下的三軸試驗，進而認識其應力應變演變規律，并構建相關的本構關系模型[2-3]。

1 軟土的基本特性

廣東省某旅游度假區海景路護岸工程建設護岸長度1945.85m，其中直立式護岸324.49m，斜坡式護岸1621.36m。經現場調查表明，場區主要有5 大層，其工程地質特性分別如下：

①粉質黏土，流～軟塑，局部相變為粉土，k7、k10、k11、k13～k16 鉆孔（位于養蝦池內）表層有厚度為0.2～0.7m 的淤泥，本層土物理力學性質較差，在鉆孔揭露范圍內分布連續，標貫擊數0～3 擊，平均標貫擊數N＝1.7擊，層厚0.20～2.60m。

②1-1層淤泥質黏土（Q42m），流～軟塑。本層土物理力學性質較差，在k13～k19 號鉆孔區域缺失，平均標貫擊數N=2.6 擊。層頂深度1.00～2.20m，層頂標高-0.97～0.39m。層厚2.00～8.90m。

②1-2層淤泥質黏土（Q42m），流塑。本層土物理力學性質差，僅在k13～k19 號鉆孔區域揭露，平均標貫擊數N＝2.3 擊。層頂深度0.20～2.60m，層頂標高-1.15～0.42m，層厚2.90～13.40m。

②2層黏土（Q42m），灰色，軟塑，本層土呈與粉質黏土互層狀，在k4～k7號鉆孔區域有厚度為1.2～5.3m的粉砂。本層土在k16～k19 號鉆孔區域缺失，平均標貫擊數N＝7.3 擊，物理力學性質一般。層頂深度3.50～10.60m，層 頂 標 高-9.16～-2.05m。 層 厚1.00～10.40m。

②3層粉質黏土（Q42m），軟塑，本層土在k6、k14～k18號鉆孔區域呈粉土、粉質黏土互層狀。本層土在鉆孔揭露范圍內分布連續平均標貫擊數N=4.9 擊，物理力學性質較差。層頂深度5.70～14.80m，層頂標高-13.05～-4.25m，層厚1.00～10.20m。其中k3、k5、k10～k12 鉆孔區域層厚1.00～2.90m，其他區域層厚4.00～10.20m。

③粉土，淺灰色，濕，稍密，含云母，局部相變為粉質黏土。本層土在k13～k19 號鉆孔區域缺失，平均標貫擊數N＝6.6擊，物理力學性質一般。層頂深度13.70～16.40m，層 頂 標 高-15.00～-12.25m。 層 厚1.00～2.90m。

該層主要以粉土、粉質黏土為主。自上而下為④1粉土、④2粉質黏土。層頂深度15.70～19.00m，層頂標高-18.13～-14.25m。層厚6.50～9.80m。

④1層粉土（Q41al），中密～密實，本層土在k2、k3、k1l，k14～k16、k18 號鉆孔區域相變為粉秒，在k5、k17號鉆孔區域夾大量粉質黏土薄層。本層土在k19 號鉆孔區域缺失，標貫擊數13～33 擊，平均標貫擊數N＝22.8 擊。層頂深度15.70-19.00m，層頂標高-18.13～-14.25m。層厚1.00～5.30m，其中k15～k18 鉆孔區域層厚1.00～2.10m，其他區城層厚2.90～5.30m。

④2層粉質黏土（Q41al），可塑，局部相變為黏土。本層土在鉆孔揭露范圍內分布連續，標貫擊數6～13 擊。層頂深度18.40～22.40m，層頂標高-21.16～-20.87m，層厚3.90～7.30m。

⑤1層粉質黏土（Q3dmc），軟～可塑。本層土在鉆孔揭露范圍內分布連續，標貫擊數5～12 擊，物理力學性質一般。層頂深度25.00～27.50m，層頂標高-26.08～-23.63m。本次鉆探深度有限，未能穿透該層，揭露厚度2.50～10.90m。

各層土的的力學指標參數如表1所示。

2 重塑軟土的應力應變關系試驗研究

為了研究重塑軟土的應力應變關系，對場區內的軟土進行取樣，運輸至試驗室內后進行烘干、研磨篩分、制備泥漿、脫氣、堆載預壓等程序，制作標準的三軸試驗，試驗高度為76mm、直徑為38mm[4]。試驗儀器選用英國GDS 公司生產的GDS 應力路徑三軸儀試驗系統，具備應力控制、孔隙水壓力和控制和銀邊控制功能。為了更好地對比重塑軟土在不同的應力路徑下的力學特性、應力應變變化關系，室內試驗設置不同的平均固結壓力和超固結比工況，在等壓固結條件下三軸正常固結不排水剪切試驗中，選取的平均固結壓力工況分為4 種，分別是工況1：50kPa、工況2：100kPa、工況3：200kPa、工況4：400kPa；在等壓固結條件下三軸超固結不排水剪切試驗中，選取的超固結比工況也分為4種，分別為工況5：OCR=2、工況6：OCR=4、工況7：OCR=6、工況8：OCR=8，工況5和工況8實驗室的平均固結為100kPa。

圖1和表2為不同平均固結壓力工況下重塑軟土的三軸試驗應力應變曲線關系。從圖1 中可以看出，正常固結重塑軟土在不同平均固結壓力工況下，重塑軟土剪切應力隨著軸向應變的變化關系一致，均呈現較為明顯的雙曲線變化關系，在三軸試驗加載初期，剪切應力隨著應變的增加而增加，隨后增加速率放緩，而在軸向應變達到18%后，剪切應力趨于穩定收斂，隨著平均固結壓力的增加，剪切應力區域穩定收斂值也不斷增加。由此表明，平均固結壓力的增加可以使得土體的抗剪切強度得到明顯提升。

圖1 不同平均固結壓力下重塑軟土的應力應變關系

表2 不同平均固結壓力和超固結比下重塑軟土的應力應變測試結果

圖2和表2為不同超固結比工況下重塑軟土的三軸試驗應力應變曲線關系。從圖2 中可以看出，不同超固結比工況下，重塑軟土剪切應力隨著重塑軟土剪切應力隨著軸線應變的變化關系一致，均呈現較為明顯的雙曲線變化關系，在三軸試驗加載初期，剪切應力隨著應變的增加而增加，隨后剪切應力增加速率有所放緩，并在達到剪切應力峰值后有略微的降低（超固結比OCR=6 和超固結比OCR=8 時更為明顯），達到剪切應力峰值對應的軸向應變隨著超固結比的增加而增加。由此表明，超固結比的增加可以使得土體的抗剪強度得到明顯提升，并且改善了土體抗剪強度峰值對應的軸向應變值，OCR越大重塑軟土的應變軟化現象越明顯。

圖2 不同超固結比下重塑軟土的應力應變關系

對不同平均固結壓力σ0和超固結比OCR下重塑軟土的峰值剪切強度qf進行取值，分別建立qf與σ0、OCR之間的回歸關系，得到結果如圖3 所示。從圖3 中可以看出，隨著重塑軟土的峰值剪切強度qf與平均固結壓力σ0和超固結比OCR之間均具有顯著的線性回歸關系，其確定系數分別為0.9899 和0.9947，對應的回歸關系如公式⑴和公式⑵所示。

圖3 平均固結壓力σ0和超固結比OCR與重塑軟土的峰值剪切強度qf的擬合關系曲線

3 重塑軟土的鄧肯-張模型參數

在現有工程設計中，針對軟土的本構關系模型有Mohr-Coulomb 模型、Drucker-Prager 模型和鄧肯-張模型，其中鄧肯-張模型由于能夠較好地反應軟黏土的力學特性，且參數計算簡單，僅有2 個待定常數，可操作性強，因此在工程實踐中應用較為廣泛。鄧肯-張模型認為土體的應力應變關系為典型的雙曲線，可以用公式⑶進行計算[5]。

式中，σ1為重塑軟土剪切破壞時的主應力，MPa；σ3為重塑軟土三軸試驗圍壓，MPa；ε為重塑軸向應變，%；a和b為本構模型待定參數。

通過公式⑶進行求導，可以得到重塑軟土的切線模量和泊松比如公式⑷、公式⑸所示[6-8]。

式中，Rf為重塑黏土的破壞比；c為重塑黏土的黏聚力，kPa；φ為重塑黏土的內摩擦角，°；K、n為無因次基數和無因次指數，是決定于土質的試驗常數；pa為大氣壓強，kPa；G、F、A為材料常數。

通過圖1 的參數坐標變換，得到ε1/(σ1-σ3)與軸向應變ε1的結果如圖4 所示。從圖4 中可以看出，在各級圍壓下，ε1/(σ1-σ3)與軸向應變ε1均呈現明顯的線性變化。圍壓50kPa 時，擬合關系確定系數為0.9741，擬合關系如公式⑹所示；圍壓100kPa 時，擬合關系確定系數為0.9474，擬合關系如公式⑺所示；圍壓200kPa時，擬合關系確定系數為0.9835，擬合關系如公式⑻所示；圍壓400kPa 時，擬合關系確定系數為0.9573，擬合關系如公式⑼所示。

圖4 ε1/(σ1 - σ3)與軸向應變ε1的相關關系

由公式⑹～公式⑼，可以計算得到各等級圍壓下，公式⑶中待定參數，如表3所示。

表3 不同圍壓下重塑軟土的鄧肯張模型待定參數確定

4 結論

以廣東省某旅游度假區海景路護岸工程為研究對象，運用室內試驗的方法，對重塑軟土進行三軸固結不排水剪切試驗，并求得其鄧肯-張本構模型參數，得到以下幾個結論：

⑴正常固結重塑軟土在不同平均固結壓力工況下，剪切應力均隨著軸向應變呈現較為明顯的雙曲線變化關系，隨著平均固結壓力增加，峰值剪切應力不斷增加，平均固結壓力的增加可以使得土體的抗剪切強度得到明顯提升。

⑵重塑軟土在不同超固結比工況下，剪切應力均隨著軸向應變呈現較為明顯的雙曲線變化關系，隨著超固結比增加，峰值剪切應力不斷增加，超固結比的增加可以使得土體的抗剪強度得到明顯提升，OCR越大重塑軟土的應變軟化現象越明顯。

⑶在各級圍壓下，ε1/(σ1-σ3)與軸向應變ε1均呈現明顯的線性變化，確定系數均大于0.9，并確定了重塑軟土的鄧肯張本構模型待定參數。