摘要：采用人工制備土方法和固結不排水(CU)剪三軸試驗開展研究.通過在寧波濱海粉質黏土中加入少量水泥和鹽粒構造多組結構性強弱不同的人工結構性土，固結不排水剪三軸試驗結果表明：水泥摻量為2%的試樣的結構性與寧波原狀粉質黏土最為接近，達到了利用人工制備結構性土來模擬原狀土的效果.

　　隨著水泥摻量的增加，人工結構性土的有效黏聚力近似呈指數形式增長，有效內摩擦角沒有明顯變化，初始變形模量增大.在相同圍壓下，隨著土體結構性的增強，試樣更易發生應變局部化并出現剪切帶破壞;應力-應變曲線出現軟化，峰值點應力增大且對應軸向應變呈減小趨勢.對于同一種土體，結構性差異對剪切帶傾角值影響不大，Mohr-Coulomb理論對剪切帶傾角的預估值與實測值較為吻合.

　　關鍵詞：人工制備結構性土;寧波濱海粉質黏土;應變局部化;剪切帶傾角;固結不排水剪三軸試驗

　　土體結構性是指土體顆粒的組成、形狀、大小和特征，以及土粒在空間的排列形式、孔隙狀況及粒間接觸和聯結特征的總和，作為天然土的固有屬性，結構性對土的力學特性具有很大影響[1-3].特別是強結構性的濱海軟土地基，在基坑開挖、盾構掘進等施工擾動影響下，土體結構性減弱、強度降低、變形持續增加，容易引發土體的漸進性失穩破壞.

　　因此，弄清土體的結構性及其與應變局部化現象間的聯系，是推演濱海軟弱土工程漸進性失穩災變過程的關鍵[4-8].土體結構性已得到廣泛的理論與試驗研究，特別是后者，其試樣獲取途徑主要有2種：一種是現場取原狀土，另一種是人工配制結構性土.對于原位取土，學者們通過室內單元體試驗研究了不同應力狀態下的土樣強度、變形特性及其與結構性的關聯性[9-12].

　　該方法的不足之處在于結構性完好的原狀樣難以獲取，土樣在運輸和存放過程中結構性易受擾動，并且原狀樣中可能夾雜礫石、樹根等，使得土樣均一性無法得到保證，給試驗結果帶來影響.為此，國外學者基于土體的孔隙和膠結特征，提出人工配制結構性土.例如，Zhang等[13-14]通過在黏土中摻入水泥來制備有黏結作用的結構性土，Bharati等[15]將新加坡海積土和銅渣、水泥等混合，形成人工結構性土.國內一些學者通過在土體中添加水泥、冰粒或水泥、鹽粒等方式構造土體結構性[16-18].

　　上述文獻報道主要側重于人工結構性土的制備方法及性質研究.工程中常碰到不同擾動程度(不同結構性)下土體力學特性的變化及其對工程本身的影響問題，例如基坑開挖不同階段的坑后土體及對基坑變形和穩定性的影響;此外，由于現場獲取不同擾動程度的土體十分困難，模型試驗中需借助于人工制備結構性土.

　　因此，對于具有不同結構性的人工制備土的工程性質及與原狀土的差異研究具有重要意義.邊坡失穩或基坑、隧道等的坍塌通常伴隨應變局部化現象，表現為土體中剪切帶的產生及其擴展，直至巖土體沿著某些變形集中帶滑動破壞.研究表明，土體結構性是誘發該現象的重要因素之一[19].通常將土體假定為均勻介質，利用分叉理論并結合室內試驗結果，建立土體應變局部化判別條件[20-21].

　　但土體不同于一般固體材料，比如金屬、混凝土等，其由顆粒或顆粒團聚體的定向排列、黏結而成，具有很強的結構性和非均質特性.為此，學者們針對原狀土開展了應變局部化研究，如Gylland等[22]討論了靈敏性土在不同剪切速率下的應變局部化產生與擴展規律，蔣剛等[23]分析了原狀粘性土剪切帶傾角隨圍壓和含水率的變化情況，但對不同結構性土的應變局部化規律研究較少.

　　本文以寧波典型軟弱原狀土以及人工制備的具有不同結構性的土體為研究對象，利用固結不排水剪三軸試驗，分析人工結構性土對原狀土的模擬效果以及不同結構性土的力學特性差異，揭示結構性變化對濱海軟土應變局部化的影響，旨在為不同擾動程度的土體對工程影響的研究及模型試驗中人工結構性土的制備奠定基礎.

　　1原狀土特性及人工結構性土制備

　　1.1原狀土特性

　　試驗用土取自寧波慈溪市某工地，取土深度為32~34m，屬于晚更新世晚期的海積粉質黏土，土樣呈灰、深灰色，軟塑-軟可塑狀態，具有中-高壓縮性，為寧波地區典型深部軟土層，Gs為土粒比重，w為含水率，e為孔隙比，γ為重度，ρd為干密度，wL為液限，wP為塑限.

　　1.2人工結構性土制備

　　借鑒文獻[17]的結構性土制備方法，在重塑土中加入水泥，利用水泥的水化作用建立起土顆粒間的膠結，添加適量食用鹽后又將其溶解以構造大孔隙，分別反映結構性土體的粒間作用力特征和組構特征.具體方法如下：以原狀土的干密度為控制指標，在各土樣干密度相同的前提下，改變水泥摻量(記為aw)及對應的粉質黏土占比(記為mc)，并添加鹽粒(鹽粒質量為相對于粉質黏土和水泥總質量的8%)以構造具有不同結構性的土樣.其中，粉質黏土已烘干并過孔直徑為0.5mm的篩，水泥型號為525#硅酸鹽水泥，鹽粒由大粒徑的食用鹽碾碎并過0.5mm的篩子制成.

　　1)將混合均勻的干燥混合料按照與原狀樣相同的干密度(1.29g/cm3，鹽粒摻量不計入)裝入制樣器中，分5層擊實，再加入適量的水并將試樣置于潮濕環境中達到初凝.2)把裝有土樣的飽和器放入流動的水中進行滲水，將人工濱海結構性土中的鹽粒溶解帶走.

　　3)滲透過程持續大概1d后，試樣中鹽分基本溶解完全，形成具有膠結作用和大孔隙組構的結構性土.4)將試樣進行抽氣飽和，完成后把試樣放在無氣水中浸泡1d.為便于對比，確保各試樣的水泥水化硬化時間均為3d.

　　2三軸試驗方案

　　本試驗采用英國GDS應力路徑三軸試驗系統，試樣直徑為50mm，高100mm.設定剪切破壞標準如下：當應力-應變曲線為應變軟化型時，取峰值應力qpeak為破壞強度;當應變硬化型時，以軸向應變ε=15%時對應的主應力差為破壞強度.為了便于對比，對包含原狀土(記為A)、重塑土(記為B)和人工結構性土在內的共6種試樣均開展25、50、100、200kPa圍壓下的固結不排水剪切試驗(CU)，剪切速率為0.1mm/min.

　　3試驗結果及分析

　　3.1應力-應變關系及孔壓特性

　　原狀粉質黏土和對應的重塑樣、不同水泥摻量的人工結構性土的應力-應變關系曲線，其中σ1為CU試驗的大主應力，σ3為小主應力，σ1−σ3即為偏應力.人工結構性土的應力-應變曲線規律性良好;隨著圍壓增大，6種土樣的偏應力都相應增大;原狀土樣以及C2.0土樣在4種圍壓下均表現為應變軟化.為了更好地評價人工結構性土對原狀土的模擬效果。

　　可見，C2.0土樣和原狀樣在不同圍壓下峰值應力及對應的軸向應變大小均較為接近，整體上應力-應變曲線有較高的相似度;同一圍壓下，隨著土樣結構性增強，其偏應力增長更快，偏應力峰值更大，總體上殘余應力值也更大;低結構性土(重塑土、C0.5、C1.0)在25、50kPa圍壓下的終值偏應力趨于同一值，可能是低結構性土在加載過程中，隨著土樣漸進破壞，結構性進一步降低，導致最終的殘余應力很接近.

　　將這6種結構性不同的土樣在4個圍壓下的孔壓值放在同一坐標下，同一圍壓下，重塑土樣孔壓終值最大;隨著水泥摻量增加，土的結構性增強，試樣孔壓降低，原狀樣與C2.0土樣為最低.主要原因是隨著試樣膠結增強，其土骨架剛度也顯著增加，能承擔更大的荷載，使試樣所受有效應力更大，故孔壓相對較小.

　　3.2有效抗剪強度指標

　　根據CU試驗結果可得不同結構性土的有效抗剪強度指標，其中，δA為各土樣有效抗剪強度指標與原狀樣的相對差值.C2.0土樣和原狀土的有效黏聚力c'、有效內摩擦角φ'很接近，相對差值很小，這說明利用添加低摻量水泥的方法能使重塑土很好地恢復到天然土的強度狀態.

　　隨著水泥摻量增加，試樣結構性增強，其c'近似呈指數形式增長，而φ'并沒有隨著結構性增長有明顯變化.這是由于在土體中添加水泥后，水泥的水化作用可構建起粉質黏土土顆粒間的膠結.隨著水泥摻量增加，膠結作用增強，使得土體的c'增大;但低摻量的水泥并不能對土體的摩擦特性起到明顯作用，故試驗中不同結構性土的有效內摩擦角值在一條水平線上下，沒有明顯變化.

　　3.3初始變形模量

　　利用CU試驗的應力應變曲線可得各結構性土的初始變形模量，同一圍壓條件下，隨著水泥摻量增加，土顆粒之間膠結作用增強，土樣具有更大的剛度，其初始變形模量也越大，其中C2.0土樣與原狀土的初始變形模量值差異不大.

　　對同一結構性試樣，圍壓增加，其初始變形模量也增大.尤其是重塑樣，其初始變形模量隨著圍壓增大明顯增大;而結構性越強，其初始變形模量隨圍壓增大的增長幅度越小.當圍壓增大到200kPa時，6個試樣的初始變形模量已經較為接近，低結構性土的初始變形模量已逐漸靠近高結構性土.

　　4土體結構性對應變局部化的影響

　　4.1破壞形態

　　試驗中土樣的破壞形態可分為2類：由應變局部化引發的剪切帶破壞和均勻變形下的鼓脹破壞，其中剪切破壞的主要特征是出現單一集中的剪切破壞面，破壞面多為曲面;鼓脹破壞的主要特征是試樣發生均勻變形，呈“鼓脹”形式.

　　圍壓和土顆粒膠結之間的相互作用導致結構性土試樣破壞方式的不同：當圍壓較小時，由水泥帶來的膠結效果能發揮作用，使試樣具有一定的脆性，從而發生剪切帶破壞;當圍壓較大時，水泥產生的膠結在固結時就逐漸破壞，土顆粒間的摩擦強度發揮主要作用，并且試樣在高圍壓下受到的約束更大，剪切帶難以擴展，容易像一般散粒體材料那樣發生均勻剪切的破壞形式;而當膠結強度足夠大時，如C2.0土樣和原狀土，在高圍壓下固結，仍可充分保持其結構性，從而以剪切帶形式破壞.

　　4.2應變軟化特性

　　分析不同結構性土的應力-應變關系曲線可以看出，應變軟化產生條件與圍壓以及水泥摻量(結構性)有關.隨著試樣水泥摻量增加，結構性增強，其應力-應變關系表現出與原狀樣相似的應變軟化狀態，并且結構性越強，其發生應變軟化時峰值點應力越大且對應軸向應變呈減小趨勢;而對于結構性相對低的土樣，在高圍壓下，土顆粒間的膠結就已破碎，近似于重塑樣，呈現為應變硬化.上述分析表明，各不同結構性土樣出現應變軟化與產生剪切帶破壞有著直接對應關系，這與“應變軟化是剪切帶形成所產生的結構影響，而不是土體的材料特性”的觀點一致[24].

　　5結論

　　(1)本文通過在重塑土中添加鹽粒和不同摻量的水泥，人工配制了具有不同結構性的結構性土，其中水泥摻量為2%的人工結構性土的結構性與寧波原狀粉質黏土最為接近，達到了利用人工制備結構性土來模擬原狀土的效果.

　　(2)隨著水泥摻量增加(0~2%)，結構性增強，人工結構性土的有效黏聚力近似呈指數形式增長，有效內摩擦角沒有明顯變化，初始變形模量增大.

　　(3)相同圍壓下，隨著土體結構性增強，試樣更易發生應變局部化，以剪切帶形式破壞;應力-應變曲線出現軟化，峰值點應力增大且對應軸向應變呈減小趨勢.

　　(4)同一種土體，結構性差異對剪切帶傾角值影響不大;Mohr-Coulomb理論對剪切帶傾角的預估值與實測值較為吻合，而Roscoe理論和Arthur理論都低估了軟土剪切帶傾角.

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