濕地湖泊相黏土應力-應變及屈服特性試驗

朱 楠,張靜娟,2,劉春原,2

(1.河北工業大學 土木與交通學院,天津 300401； 2.河北省土木工程技術研究中心,天津 300401)

湖泊濕地或古湖泊濕地在中國廣泛分布[1]，由于氣候變化及人類活動，大量的湖泊濕地干縮變小或消失.濕地湖泊相黏土由湖泊濕地或古湖泊濕地干縮形成，分布于湖泊濕地周邊及古湖泊濕地遺跡地區，經歷了湖泊濕地形成和擴張階段的飽和湖相沉積，以及后期湖泊濕地干縮水位下降的陸相沉積，形成區別于海相軟土的結構特征和工程特性[2].現有規范[3]對軟基處理的要求主要針對海相軟土制定.工程實踐表明，若根據濕地湖泊相黏土較好的物理力學指標而不做地基處理，在施工后期或運營階段會出現過大的沉降，造成工程事故；若直接套用海相軟土的處理方法進行地基加固，又會出現過度加固的問題，造成浪費.

研究不同應力路徑下天然沉積黏土的應力-應變特性和屈服特性能夠幫助了解土體在實際工程中不同應力狀態下的力學特性，并為土體本構模型的建立提供試驗依據，目前主要通過室內應力路徑試驗進行相關研究.殷杰等[4-5]采用應力路徑試驗研究了連云港軟黏土和張家港天然沉積粉質黏土的應力-應變關系和屈服特性.曾玲玲等[6-8]以廣州南沙軟土和連云港軟土為對象，通過應力路徑試驗研究了固結方式、剪切方式和應力比對軟土不排水剪切應力-應變特性和抗剪強度特性的影響.陳林靖等[9]對福州軟土進行一系列卸載-加載應力路徑試驗，研究了不同固結條件下軟土的卸載-加載應力-應變特征.李校兵等[10]通過應力路徑試驗研究了溫州軟土的應力-應變關系及強度特性.

天然沉積土往往具有一定的結構性，結構性使天然沉積土的力學性質與重塑土有顯著區別[11].早期的研究主要針對結構性對土的壓縮特性和剪切強度的影響展開[12-13]，隨著研究的深入，近年來學者們已經開展不同應力路徑下結構性對土體力學性質的影響及結構性演化規律的研究[14-15].目前，天然沉積黏土的應力路徑試驗研究及考慮結構性影響的應力路徑試驗研究，其研究對象主要為沿海發達地區的海相軟土，對于海相軟土應力-應變特性、屈服特性及結構性影響的研究已經取得較多成果，研究較為成熟，但對于內陸平原湖泊濕地干縮地區的濕地湖泊相黏土，尚未有相關研究報道.

本文從衡水湖附近的某高速工程現場取得濕地湖泊相黏土原狀土樣，分別對原狀樣和重塑樣進行8個代表性路徑的應力路徑三軸試驗，研究結構性和應力路徑對濕地湖泊相黏土應力-應變關系的影響，并對結構性和各向異性影響下濕地湖泊相黏土的屈服特性進行系統研究.研究成果可指導相關地區工程建設，并為建立濕地湖泊相黏土本構模型提供依據.

1 試驗概況

1.1 土的基本性質

濕地湖泊相黏土主要分布于湖泊濕地周邊及古湖泊遺跡地區，厚度一般為3～8 m，上覆1～8 m沖積形成的粉土和粉砂薄層，下部為深厚的粉土和粉砂層，黏土在水平向呈連續分布，在地層縱向上呈成層分布，同一土層土質較均勻.原狀土樣取自衡水湖旁某高速工程現場，該區域土體具有自西北向東南由粗變細、自上而下由細變粗的規律，濕地湖泊相黏土層的含水率、孔隙比和壓縮系數隨深度增加呈減小趨勢，取樣位置為埋深5 m處土層，該處土層土質較均勻，取樣具有代表性.濕地湖泊相黏土多為褐色、褐黃色，部分路段有灰色、灰黑色黏土，土樣呈可塑、軟塑狀態.濕地湖泊相黏土的基本物理力學指標見表1，天然含水率ω超過35%，孔隙比e大于1.0，土樣的物理指標較差，接近或達到軟土標準，但天然含水率ω小于液限ωL，且液性指數IL小于1.0.同時土的力學性質較好，其壓縮系數av1-2、壓縮模量Es1-2、內摩擦角φ和黏聚力c也高于一般軟土.

表1 濕地湖泊相黏土的基本物理力學性質

1.2 濕地湖泊相黏土的結構特性

濕地湖泊相黏土的固結壓縮曲線見圖1，采用R. Butterfield雙對數壓縮曲線法[16]確定土體的結構屈服應力為σy=107.89 kPa，而土體的上覆壓力pc=88 kPa，兩者之比為1.23.另外，根據無側限抗壓強度試驗結果，濕地湖泊相黏土的靈敏度為4.1，屬于中高靈敏性土，上述結果表明濕地湖泊相黏土具有明顯的結構性.

Jiang等[17-18]的研究表明，不同荷載作用下，原狀土與重塑土強度和變形特性的差異，主要由土體顆粒的膠結聯結和孔隙比及孔徑分布導致，即由膠結和組構所決定.在加載的不同階段，土體膠結聯結的破損程度、孔隙大小和孔徑分布的變化情況，決定了土體的變形特性及強度大小.

圖1 濕地湖泊相黏土雙對數壓縮曲線

濕地湖泊相黏土的微觀結構見圖2(a)所示，濕地湖泊相黏土為片狀大顆粒和土團粒相互依靠、搭接形成的疊片狀和團粒狀混合結構，顆粒之間和團粒之間存在膠結聯結，表明土體具有明顯膠結特性.在三軸試驗剪切后(圖2(b)所示)，土體發生結構屈服破壞，片狀大顆粒和土團粒被壓碎，膠結聯結破壞，孔隙受到壓縮，破碎的小顆粒在荷載作用下重新集聚成土團粒，形成新的結構.上述結果表明，當應力水平超過濕地湖泊相黏土的結構屈服應力后，土體發生結構屈服破壞，土體的膠結和組構發生相應改變，進而影響土體的強度和變形特性.

1.3 試驗方案

采用英國GDS應力路徑三軸試驗儀，分別對原狀土樣和重塑土樣進行8個代表性路徑的應力路徑三軸試驗.由K0固結試驗得到土的靜止側壓力系數K0=0.49，結合土樣埋深5 m處的豎向有效應力，計算得到土樣的原位應力狀態為p′=57.29 kPa，q=44.96 kPa.應力路徑試驗加載方案見表2和圖3.

圖2 濕地湖泊相黏土結構屈服前后微結構的變化

表2 應力路徑試驗方案

圖3 不同應力路徑的試驗加載方案

2 試驗結果分析

2.1 濕地湖泊相黏土與海相軟土結構特性對比

圖4為結構性對濕地湖泊相黏土[19]與溫州軟土[20]不排水剪切應力-應變特性影響的對比，可見濕地湖泊相黏土的結構強度較高，在圍壓150 kPa固結后仍有明顯的結構性，原狀土的q-εa曲線呈現軟化特征，剪切過程中原狀土的偏應力始終大于重塑土，直至剪切時土的結構屈服破壞，結構性影響逐漸消失，土體的q-εa曲線才逐漸趨近于重塑土.而溫州軟土結構強度較低，在圍壓150 kPa固結后土體結構損傷破壞，q-εa曲線呈現一定的硬化特征，在剪切初期原狀土q-εa曲線與重塑土接近，在剪切后期，重塑土由于硬化作用剪切強度提高，偏應力大于原狀土，而原狀土的偏應力增長逐漸穩定.

上述分析表明，濕地湖泊相黏土具有明顯的結構性，結構強度高于海相軟土，在應力水平較高時才發生結構屈服破壞，應力-應變曲線呈軟化特征，而海相軟土結構強度較低，在低應力水平下即發生結構屈服破壞，應力-應變曲線呈現一定的硬化特征.

圖4 結構性對不排水應力-應變特性影響對比[19-20]

2.2 結構性對應力-應變關系的影響

圖5～7為濕地湖泊相黏土8個代表性應力路徑的p′-εv曲線、q-εs曲線和εs-εv曲線.不同應力路徑下濕地湖泊相黏土p′-εv曲線見圖5，除等p′純剪路徑(TCD∞和TED-∞)外，其他應力路徑的體積應變εv均隨球應力增量Δp′的發展明顯變化.當土體球應力增量Δp′>0時，在土的結構破壞前，原狀土的抗壓強度大于重塑土，并且壓縮變形更小；當土體球應力增量Δp′<0時，原狀土承擔拉應力的能力高于重塑土，且最終的膨脹變形更大.等p′純剪路徑的球應力增量Δp′變化較小，基本呈水平向發展，但p′-εv曲線略有偏移.

分析可知，由于原狀土具有結構性(膠結+組構)，膠結和組構能夠共同承擔壓力并抵抗壓縮變形，因此，在球應力增量Δp′>0的應力路徑中，原狀土抗壓強度更高且壓縮變形更小；在球應力增量Δp′<0的應力路徑中，由于組構無法承受拉應力，荷載主要由膠結承擔，并且膠結具有一定的延性，因此，當球應力增量Δp′<0時，原狀土承擔拉應力的能力更好且膨脹變形更大.

圖6為不同應力路徑下濕地湖泊相黏土的q-εs曲線.對于三向等壓(TCD0)和三向等拉(TED0)路徑，原狀土與重塑土的偏應力q基本不變，但仍有剪切應變εs產生，并且原狀土的剪切變形大于重塑土.當土體處于軸向加載路徑(TCD3、TCD∞和TCD-3)時，原狀土的q-εs曲線呈明顯應變軟化或理想彈塑性性質，在土的結構屈服破壞前，原狀土的剪切強度高于重塑土；當土體處于軸向卸載路徑(TED3、TED∞和TED-3)時，原狀土與重塑土的q-εs曲線特征相似，原狀土對負偏應力的承載能力略低于重塑土.

圖5 不同路徑下濕地湖泊相黏土的p′-εv曲線

分析可知，軸向加載條件下，由于原狀土的膠結和組構能夠共同承擔偏應力，提高了土體的剪切強度，直到土的結構屈服破壞前原狀土的剪切強度高于重塑土.而在軸向卸載條件下，原狀土的組構不再承擔偏應力，僅由膠結承擔荷載，由于原狀土骨架主要由顆粒間的膠結固定，在膠結破壞后，土顆粒很快進入滑動調整狀態，因而在剪切過程中原狀土承受的負偏應力小于重塑土，且在剪切后期趨近于重塑土.

圖7為不同應力路徑下試樣的εs-εv曲線，可見當土體處于體積壓縮Δεv>0的路徑時，在相同剪切應變εs下原狀土的體積應變εv小于重塑土；而在土體處于體積膨脹Δεv<0的路徑時，相同剪應變εs下，原狀土的膨脹變形εv也等于或大于重塑土.

分析可知，當土體受壓體積壓縮時，原狀土具有的膠結和組構能夠共同作用幫助土體抵抗壓縮變形，因而在剪切過程中原狀土的壓縮變形小于重塑土.但當土體受拉體積膨脹時，由于土的組構無法承受拉應力，僅由膠結承擔，并且膠結具有一定的延性能產生拉伸變形，因此，在剪切時原狀土的膨脹變形大于重塑土.

圖6 不同路徑下濕地湖泊相黏土的q-εs曲線

分析圖5～7可知，對于三向等壓路徑TCD0和三向等拉路徑TED0，原狀土除體積應變外仍有剪切應變產生；對于等p′純剪路徑TCD∞和TED-∞而言，除剪切應變外試樣仍有體積應變產生.這表明球應力和偏應力之間存在交互影響，無論是三向等壓路徑、三向等拉路徑還是純剪路徑，不同應力路徑下土體都同時受到球應力和偏應力的共同影響，這與文獻[5]中的規律一致.對比圖3和7可知，由于原狀土的球應力和偏應力存在交互影響，不同應力路徑下試樣的應變εs-εv曲線方向與應力路徑q-p′曲線方向并不完全一致.

2.3 各向異性對屈服軌跡的影響

q=σ1-σ3.

(1)

則|q|=|-q|可表示為

σ1-σ3=-(σ1-σ3).

(2)

進而有

圖7 不同路徑下濕地湖泊相黏土的εs-εv曲線

σ1=σ3.

(3)

重塑土的豎向應力與徑向應力相等，具有各向同性性質.由制樣過程分析可知，重塑土在制樣過程中膠結和初始組構完全破壞，結構性和各向異性喪失，因此，可視為均質的各向同性材料.

由圖8可知，原狀土的初始屈服點軌跡呈旋轉的橢圓形，屈服軌跡上p′相同的兩點縱坐標q不等，即|q|≠|-q|.由于濕地湖泊相黏土在沉積過程中

圖8 原狀土與重塑土的屈服軌跡

受到K0固結作用，導致土體在豎向和徑向力學性質存在差異，因而具有各向異性性質.

針對目前我國農村水利的立法工作相當滯后的狀況，應在近期的水利立法工作中將農田水利法、農村供水條例列為重點項目，盡快頒布施行；應加快制訂節水灌溉補償及激勵辦法等法規；同時加快編制縣級農田水利建設規劃，盡快將農田水利基礎設施建設和管理、農村供水工程的建設和管理納入法制化和依據規劃管理的軌道。

2.4 濕地湖泊相黏土的屈服特性

2.4.1 屈服面的對比

濕地湖泊相黏土與海相軟土屈服面對比見圖9，各類土體的初始屈服軌跡均呈旋轉的橢圓形.其中，連云港軟土屈服面小于濕地湖泊相黏土，杭州軟土、溫州軟土和上海軟土屈服面大小和旋轉角度與濕地湖泊相黏土接近，但各類軟土屈服面均經過q-p′平面原點，且臨界狀態線CSL也均從q-p′平面原點出發.

濕地湖泊相黏土特殊的沉積環境和沉積歷史，導致其工程特性與海相軟土有著顯著區別[2].受沉積時的K0固結狀態影響，濕地湖泊相黏土屈服軌跡的旋轉角度與其他軟土有一定偏差；同時，由于膠結對濕地湖泊相黏土有明顯的影響，其臨界狀態線CSL和初始屈服軌跡不經過q-p′平面原點，而是在q-p′平面原點左側與p′軸相交[19]，這一點與其他海相軟土明顯不同.

2.4.2 屈服軌跡特征

由圖8可知，原狀土初始屈服軌跡呈旋轉橢圓形，而重塑土初始屈服軌跡近似為以p′軸為對稱軸的橢圓形，與修正劍橋模型屈服面形狀相似，因此，首先采用修正劍橋模型對重塑土屈服軌跡進行擬合.

修正劍橋模型屈服面方程為

(4)

天然沉積黏土由于K0固結的影響具有各向異性性質[4-5,21-26]，其屈服面形狀在q-p′平面呈現旋轉的橢圓形.為了正確描述天然沉積黏土的各向異性特征，學者們嘗試通過旋轉修正劍橋模型的屈服面來描述天然沉積土旋轉的屈服軌跡，其中具有代表性的有Nakano[25]和Wheeler等[26]提出的各向異性模型.

Nakano等將修正劍橋模型的屈服面旋轉為以K0線為對稱軸的橢圓形屈服面，認為K0線與NCL線是重合的，即認為ηNCL=ηK0，以K0線的斜率ηK0作為描述各向異性影響的參量引入修正劍橋模型的屈服面方程中，其屈服面方程為

(5)

圖9 濕地湖泊相黏土與海相軟土屈服面對比

此外，Wheeler也提出了一種旋轉修正劍橋模型橢圓屈服面的方法，認為原狀土旋轉后的屈服面應以NCL線為對稱軸，且NCL線與K0線之間存在一定夾角，二者斜率ηNCL和ηK0之間的關系可表示為

(6)

以NCL線的斜率ηNCL作為描述原狀土各向異性的參量，將其引入到修正劍橋模型橢圓形屈服面方程中，得到Wheeler模型的屈服函數為

(7)

將Nakano模型和Wheeler模型的屈服面同濕地湖泊相黏土的屈服軌跡進行對比(見圖10)，發現Wheeler模型的屈服面比修正劍橋模型和Nakano模型能更好地描述濕地湖泊相黏土的初始屈服軌跡，但由于各模型屈服面均經過q-p′平面原點，與試驗屈服軌跡之間仍有一定偏差.

圖10 濕地湖泊相黏土屈服軌跡與其他本構模型屈服面對比

許多學者的研究發現[27-29]，結構性土中普遍存在膠結的影響，膠結的存在使結構性土能夠承受一定的拉應力，使得結構性土的CSL和初始結構屈服面都與p′軸相交于q-p′平面原點左側，CSL與q軸有一定的截距C，因此,在描述結構性土的屈服面時，應考慮膠結引起屈服面平移.由圖10可知，濕地湖泊相黏土的屈服軌跡左端點位于q-p′平面原點左側，因此,需要考慮膠結對屈服軌跡的影響.

2.4.3 屈服軌跡的驗證

為驗證濕地湖泊相黏土屈服軌跡的正確性，同時解釋濕地湖泊相黏土的屈服和破壞規律，采用固結不排水三軸剪切試驗來驗證試驗得到的屈服軌跡.

濕地湖泊相黏土原狀土固結不排水三軸試驗的應力路徑與屈服軌跡見圖11[19]，原狀土的固結不排水應力路徑在應力(p′，q)約為(59 kPa，66 kPa)處達到屈服，在屈服后隨剪切應變繼續增加，原狀土偏應力q增長趨勢減慢，最終在應力達到CSL后發生破壞.經固結不排水三軸試驗的驗證表明，由應力路徑試驗得到的濕地湖泊相黏土屈服軌跡較為符合實際，能夠比較合理地反映濕地湖泊相黏土的屈服和破壞特性.

圖11 三軸不排水剪切應力路徑與屈服軌跡關系

2.4.4 塑性流動特性

當原狀土達到屈服狀態后，土體在屈服后的應變以塑性應變為主，彈性應變可忽略不計，因此，采用屈服后土體的應變增量方向作為該路徑下試樣屈服后的塑性應變增量方向.在判斷塑性應變增量方向時，取約1%大小的塑性應變進行判斷，這樣既不會因為數據量較少過分離散，又不會因為塑性應變過大影響對塑性應變增量方向的判斷[4].

以逆時針為正，判斷在各應力路徑的屈服點處塑性應變增量方向與該點處屈服軌跡法線方向的夾角.濕地湖泊相黏土塑性應變增量與屈服軌跡法線的關系和夾角如圖12和表3所示.可以看出，除了TED3路徑的塑性應變增量方向與屈服軌跡法線夾角為39.6°外，其他路徑塑性應變增量方向與屈服軌跡法線的夾角均在0～24°，可近似認為濕地湖泊相黏土的塑性應變增量與屈服軌跡的正交性較好，在建立本構模型時可以采用相關聯流動法則.

圖12 屈服后濕地湖泊相黏土的塑性流動方向

濕地湖泊相黏土塑性流動特性的分析表明，盡管土體的應力路徑q-p′與應變方向εs-εv受球應力和偏應力的交互影響而存在偏差，但其屈服后的塑性應變方向始終與應力增量的方向存在一致性.因為結構性土的塑性應變主要由土體結構屈服破壞后土顆粒不可恢復的滑動調整產生，在大主應力方向上土體的結構破壞趨勢會更明顯，而土顆粒的滑動調整也更為劇烈，該方向的塑性應變會更為顯著，因此濕地湖泊相黏土屈服后的塑性應變與屈服軌跡的正交性較好.

表3 濕地湖泊相黏土εs-εv曲線方向與屈服軌跡法線方向對比

3 結 論

1)濕地湖泊相黏土的應力-應變特性受到膠結和組構的顯著影響，由于不同應力路徑下濕地湖泊相黏土均受到球應力和偏應力的交互影響，一方面是應變方向與應力路徑方向存在一定偏差，另一方面塑性應變增量與屈服軌跡卻存在較好的正交性.

2)濕地湖泊相黏土的應力-應變特性受到結構性(膠結和組構)的顯著影響.當土體球應力增量Δp′>0產生體積壓縮時，膠結和組構共同承擔荷載，使原狀土的抗壓強度更高，壓縮變形更小；當土體球應力增量Δp′>0產生體積膨脹時，土體的組構不能承拉應力，只有膠結承擔荷載，使原狀土比重塑土的承載力更高，膨脹變形更大.

3)不同應力路徑下濕地湖泊相黏土都同時受到球應力和偏應力的交互影響，試樣的應變曲線方向與應力路徑方向并不完全一致，但塑性應變增量與屈服軌跡的正交性較好，在建立本構模型時可以采用相關聯流動法則.

4)受到沉積時K0固結和膠結的影響，濕地湖泊相黏土的屈服軌跡與其他海相軟土相比存在顯著差異.濕地湖泊相黏土的屈服軌跡為一旋轉橢圓形，大致以NCL線為對稱軸，并且CSL線和屈服軌跡不經過q-p′平面原點，而是與p′軸相交于q-p′平面原點左側.

濕地湖泊相黏土固結不排水三軸試驗的驗證表明，試驗屈服軌跡能夠比較合理地反映濕地湖泊相黏土的屈服特性.可以采用修正劍橋模型為基礎，考慮屈服面的旋轉和平移來建立濕地湖泊相黏土結構性和各向異性本構模型.