深圳地區余泥渣土強度參數的影響因素研究

武明娟,屈川翔，熊志為，郭志華，曾江波

(1.中國地質大學(武漢)工程學院，湖北 武漢 430074；2.香港科技大學土木與環境工程系，香港 999077；3.中南安全環境技術研究院股份有限公司，湖北 武漢 430071；4.河海大學土木與交通學院，江蘇 南京 210024；5.深圳市勘察測繪院(集團)有限公司，廣東 深圳 518028)

2015年深圳紅坳渣土受納場發生重大滑坡事故，造成73人死亡、17人重傷、4人下落不明，33棟建筑物被毀，經濟損失高達8.81億元[1]。經研究表明，該渣土受納場滑坡是由于前期降雨引起坡體內含水率急劇升高，導致坡體排水系統失效而使土體強度急劇降低所致。而深圳地區余泥渣土受納場數量多、分布廣、容積大，所以研究該地區余泥渣土體的剪切強度對于此類邊坡的防治有重大意義。

余泥渣土體較一般土有明顯的不均勻性，土體成分復雜多樣，偶見磚渣，主要來源于構筑物修建、地下工程項目施工和舊城區改造等城市化建設，土體顆粒的粒徑差異較大。余泥渣土受納場(見圖1)堆積斜坡的自然沉積固結時間短，土體的密實程度不均勻，因階段性堆填施工而存在明顯的分層現象。深圳地區雨季集中，降雨量豐富，余泥渣土受納場邊坡受到降雨的影響，其含水率迅速升高，土體抗剪強度降低，則會更容易引起整個邊坡的失穩，進而引發滑坡災害。

圖1 余泥渣土受納場Fig.1 Residual soil receiving field

歷年來對于土體強度的研究很多，如Lambe[2]研究認為土體壓實性能和干密度相同時，最優含水率下較干側土比濕側土的強度和滲透性都高；Micheal[3]則研究認為非飽和狀態黏土中，含水率低于最優含水率時，其黏聚力隨含水率的降低而減??；Braja[4]研究認為壓實膨脹土中，含水率在塑限以下，黏聚力和內摩擦角均隨含水率的增高而降低，而含水率大于塑限，其內摩擦角則趨于恒定值；李振等[5]通過對干密度和細粒含量對砂卵石及碎石抗剪強度的影響的研究結果表明其內摩擦角與細粒含量有關，抗剪強度參數隨干密度的增大而增大，并趨于定值；武科等[6]則通過對不同級配填土壓實性能和滲透性的研究，認為填土滲透性隨壓實度的增大而呈現非線性減小的變化特征；王林浩等[7]、黃琨等[8]、王來貴等[9]對土體含水率和壓實度展開了研究，認為土體抗剪強度的變化是含水率和壓實度共同影響引起的，并得出了相應的變化規律。

深圳地區余泥渣土體具有壓實度不均、粒徑差異大等特點，且由于深圳地區雨季又相對集中，余泥渣土受納場邊坡失穩的概率會更高，故針對深圳地區余泥渣土體的特性，揭示其剪切強度隨影響因素的變化規律極為重要。因此，本文采用正交試驗設計方法，借助室內土工試驗來分析多因素下余泥渣土體剪切強度的變化特征，進一步分析余泥渣土壓實度與土體剪切強度、飽和滲透系數的關系，為該地區余泥渣土受納場邊坡的穩定性評價與防治工程設計提供參考。

1 正交試驗原理

正交試驗以概率論、數理統計和實踐經驗為基礎，利用標準化正交試驗表安排試驗方案，并對試驗結果進行計算與分析，最終迅速找到優化方案，是一種高效處理多因素優化問題的科學方法。該方法由統計學家田口玄一在1951年提出，在實踐中逐漸被認可，已廣泛拓展到各種領域，并取得了可靠的試驗結果[10-14]。

正交試驗設計是挑選出具有代表性的試驗點進行試驗，通過代表性試驗結果了解全面試驗的情況。代表性的試驗點根據標準化正交試驗表來設計，該表使正交試驗具備了分散性和整齊可比性，不僅能夠確定出各因素的主次效應順序，而且可以應用方差分析對試驗數據進行分析，得出各因素對評價指標的影響程度，從而找出優化條件或者最優組合，進而實現試驗的目的。

2 正交試驗過程與結果

2. 1 參數選取

本次試驗土樣取自深圳市育新小學附近的余泥渣土受納場，所取土樣的成分以人工填土為主、花崗巖和殘積土為輔。由于受室內試驗條件限制，本文以顆粒較小的余泥渣土體為研究對象，將其烘干、篩分，并確定試驗土樣顆粒級配分布曲線(見圖2)。從土的顆粒級配指標來看，該試驗土樣屬于級配良好土。為了統一土的顆粒級配指標不均勻系數Cu和曲率系數Cc，本次試驗采用平均粒徑d50與原樣土樣一致，通過改變其顆粒級配曲線的陡緩程度來進行分析。鑒于細粒土含量對于土的工程地質性質影響顯著，故將大于平均粒徑d50的土顆粒含量基本保持一致，而對于小于平均粒徑d50的土顆粒含量改變較大。試驗采用的5種土樣的顆粒級配分布曲線見圖2。

圖2 試驗土樣顆粒級配分布曲線圖Fig.2 Particle size distribution curves of the test soil samples

暴露于自然界中的斜坡，受到降雨、蒸發等自然因素的影響，土體的含水率變化較大。結合一般砂土的工程地質性質和前人的研究成果，為了揭示不同含水率下余泥渣土體剪切強度的變化規律，本試驗將土體含水率的變化范圍設定為10%～18%，梯度為2%，見表1。

表1 試驗因素水平表

土體的密實程度用壓實度k表示，其計算公式如下：

k=ρd/ρd(max)

(1)

式中：ρd為土樣干密度(g/cm3)；ρd(max)為土樣最大干密度(g/cm3)，由土樣標準輕型擊實試驗確定。

根據相關的渣土邊坡規范和相關文獻[9]，將土體的壓實度范圍控制在0.80～1.00之間，梯度為0.05。

2. 2 正交試驗方案

2.2.1 正交試驗表的確定

試驗因素為顆粒級配(A)、含水率(B)和壓實度(C)3個，即m=3，各因素水平均為5，即n=5。該正交試驗為三因素五水平的同水平試驗，自由度總和為3×(5-1)=12，采用L25(56)的正交試驗表進行試驗，并選擇三列(2、4、5)為因素參數列，剩下三列(3、6、7)作為誤差列進行誤差分析，見表2。

表2 正交試驗表

2.2.2 試驗步驟

本次正交試驗具體步驟如下：

(1) 烘干土樣，進行篩分后繪制原始土樣的顆粒級配分布曲線，并確定土樣顆粒級配、含水率和壓實度的變化范圍。

(2) 選擇標準正交試驗表，確定因素所在列和誤差分析列。

(3) 對于5種顆粒級配的土樣進行配比，利用搓條法得出土樣的塑限，并通過土樣標準輕型擊實試驗，確定5種顆粒級配的重塑土樣的最大干密度和最優含水率。

(4) 采用擊樣法制備重塑土樣25種，每種土樣制備4個，共計100個重塑土樣。

(5) 采用常規直剪儀進行不排水不固結剪切試驗，分別得出25種重塑土樣在豎向荷載分別為100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa下的剪切位移量，并得出其抗剪強度指標黏聚力c和內摩擦角φ。

(6) 運用SPSS數值分析軟件進行正交試驗分析，分別對土樣黏聚力c和內摩擦角φ進行顯著性分析，得出3個因素對于土體抗剪強度各指標的一般性影響規律。

2. 3 試驗結果

2.3.1 塑限試驗

根據擊實試驗的土樣粒徑要求，對小于5 mm土顆粒的比例重新配比，即為等效原土的土樣。保持平均粒徑d50不變，通過控制土樣顆粒級配曲線的陡緩來研究顆粒級配對土樣抗剪強度參數的影響。上陡下陡第一種簡記為“陡一”，上陡下陡第二種簡記為“陡二”，上陡下緩第一種簡記為“緩一”，上陡下緩第二種簡記為“緩二”，等效原土比例的簡記為“原土”，5條顆粒級配曲線的陡緩程度見圖2。取不同顆粒級配下的干土樣適量，通過搓條法進行塑限試驗，測得其塑限數值，其結果見圖3。

圖3 試驗土樣的塑限、最優含水率和最大干密度分布圖Fig.3 Plastic limit,optimal moisture content and maximum dry density distribution of the test soil samples

2.3.2 擊實試驗

根據土樣塑限數值，分別制備不同顆粒級配下的5種含水率土樣，其中土樣含水率中值等于塑限，兩個較大值高于塑限，兩個較小值低于塑限，每兩個值的梯度為2%。為了減小試驗誤差，采用噴壺噴灑土樣，并采用保鮮膜防止水分蒸發，通過靜置24 h使土樣和水分充分混合。

試驗土樣分3層擊實，每層25擊，擊實后，擦拭干凈擊實筒外壁，稱重擊實筒與試樣總質量，計算試樣濕密度，并取2個試樣點進行試樣含水率的測定，根據試樣含水率和濕密度的數值，計算該含水率下的干密度。

本文采用馮忠居等[14]提出的插值函數計算法來求得土體的最優含水率w和最大干密度ρd。假設土體ρd與ω的關系曲線為拋物線型(見圖4)，其關系式滿足下式：

L2(w)=C0ρd0+C1ρd1+C2ρd2

(2)

式中：ρd0、ρd1、ρd2分別為土體濕密度計算結果中較大者；C0=(w-w1)(w-w2)/(w0-w1)(ω0-ω2),C1=(w-w0)(w-w2)/(w1-w0)(w1-w2),C2=(w-w0)(w-w1)/(w2-w0)(w2-w1);w0、w1、w2分別為土體濕密度對應的含水率。

通過對L2(w)求導，一階導數的零點即為土樣的最優含水率，其對應的函數值即為土樣的最大干密度ρd(max)，其結果見圖3。

圖4 試驗土樣擊實試驗的擬合曲線圖Fig.4 Fitting curves of density distribution in the compaction test of the test soil samples

2.3.3 直剪試驗

采用擊樣法制備重塑土樣，同一種參數的環刀樣制作4個重塑土樣，開展4種不同豎向荷載δ下的直剪試驗，得出試驗土樣的剪切強度τ以及黏聚力c和內摩擦角φ[15]，其結果見圖5。

2.3.4 正交試驗結果

試驗土樣的正交試驗結果，見表3。

圖5 試驗土樣正交試驗的剪切曲線Fig.5 Orthogonal test shear curves of the test soil samples

表3 試驗土樣的正交試驗結果

3 正交試驗結果分析

3.1 試驗土樣黏聚力c的正交試驗結果分析

3.1.1 極差分析

極差分析是因素中最好水平與最差水平的指標之差，是度量數據波動大小的一個重要指標[16]。極差越大，表明該因素的水平改變對于試驗結果的影響越大，即極差最大的因素即為最主要的影響因素；反之，則可認為在本次試驗中，該因素的水平改變對于試驗結果的影響較小。

對試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c的正交試驗結果進行了極差分析，其結果見表4。其中，Kij表示因素i第j水平的試驗指標值;Yijk表示在因素i第j水平下的第k個試驗結果，則有:

(3)

kij=Kij/n

(4)

其中,n=5；i=A、B、C；j=1,2,…,n；k=1,2,…,n。

評價因素顯著性的參數為極差Ri,其計算公式為

Ri=max{Ki1,Ki2,…,Kin}-min{Ki1,Ki2,…,Kin}

(5)

由表4可知，極差最大的因素為含水率，故含水率為影響土樣黏聚力c的主要影響因素，次要影響因素依次為壓實度和顆粒級配。

表4 試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c的極差分析結果

為了能夠形象直觀地比較這三個因素對于試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c的影響，繪制出了試驗土樣抗剪強度指標黏聚力與各影響因素每個水平均值的關系曲線，見圖6。

圖6 試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c與各影響因素的 關系曲線Fig.6 Relationship between shear strength parameter cohesion c of the test soil samples and the influencing factors

由圖6可見，當顆粒級配為“緩二”、含水率為10%、壓實度為95%時，試驗土樣的抗剪強度指標c達到最大值。

3.1.2 方差分析

方差分析與極差分析相比，能夠正確地分析出引起試驗數據波動的原因是試驗條件改變或者試驗誤差。對試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c的正交試驗結果進行了方差分析，其結果見表5。

表5 試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c的方差分析結果

由表5可知，有MSA?MSe(誤差列均差)、MSC?MSe，所以對數據進行了校正，將因素A和因素C的偏差平方和并入誤差平方和，該兩個因素的自由度也歸于誤差平方和的自由度；FB=8.3>F0.05(4,20)=2.87，故在顯著性水平為0.05時，因素B即含水率對于試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c的影響顯著性高。

3.2 試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ的正交試驗結果分析

3.2.1 極差分析

對試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角的正交試驗結果進行了極差分析，其結果見表6，并繪制試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ與各影響因素每個水平均值的關系曲線，見圖7。

表6 試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ的極差分析結果

由表6和圖7可見，RA>RC>RB，因素A顆粒級配的數據點散布較大，即可認為顆粒級配是影響試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ的主要因素；因素c壓實度的數據點散布相對較小，其影響力則也相對較??；在3個因素中，因素B含水率的數據點散布最小，即認為該因素對于試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ的影響最小。綜上所述，對試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ的影響程度從強到弱依次為A>C>B。

圖7 試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ與各影響因素 的關系曲線Fig.7 Relationship between shear strength parameter internal friction angle φ of the test soil samples and the influencing factors

由圖7還可以看出，當含水率為16%、顆粒級配為“緩一”、壓實度為95%時，試驗土樣的抗剪強度指標內摩擦角取得最大值。

3.2.2 方差分析

對試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ正交試驗結果進行了方差分析，其結果見表7。

表7 試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ的方差分析結果

由表7可知，有MSB?MSe，所以對數據進行了校正，將因素B的偏差平方和并入誤差平方和，該因素的自由度也歸于誤差平方和的自由度；FA>F0.05(4,16)=3.01，故在顯著性水平為0.05時，因素A即顆粒級配對于試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角φ的影響顯著性高，而因素C即壓實度的影響并不顯著。

3.3 試驗土樣剪切強度τ的正交試驗結果分析

3.3.1 極差分析

除了對試驗土樣抗剪強度指標黏聚力c和內摩擦角φ進行極差分析和方差分析以外，試驗土樣剪切強度τ本身也是反映巖土體性質的重要參數，故本文同樣采用了極差分析和方差分析兩種方法，對于不同豎向荷載δ下重塑土樣的剪切強度值逐一進行分析，其極差分析結果見表8。不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度τ與各影響因素的關系曲線，見圖8。

表8 不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度τ的極差分析結果

由表8可知，當豎向荷載為100 kPa時，因素B的極差數值最大，即對豎向荷載為100 kPa下試驗土樣剪切強度影響最大的因素為含水率，其次為顆粒級配，影響最小的因素為壓實度；當豎向荷載為200 kPa時，同樣是因素B的極差數值最大，即對豎向荷載為200 kPa下試驗土樣剪切強度影響最大的因素仍為含水率，其次為壓實度，影響最小的因素為顆粒級配;當豎向荷載為300 kPa時，與100 kPa的情況類似，影響因素由大到小的順序為含水率>顆粒級配>壓實度；當豎向荷載為400 kPa時，極差最大即影響因素顯著性最高的是顆粒級配，其次依次為含水率和壓實度。

圖8 不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度τ與各影響 因素的關系曲線Fig.8 Relationship between shear strength of the remoulded soil samples and various factors under different vertical loads

由圖8可見，不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度與顆粒級配的變化曲線總體表現為隨著顆粒級配的增加，其剪切強度在不同的豎向荷載下均呈現出不斷增加的變化趨勢，說明顆粒級配曲線的陡緩程度對于土體剪切強度有一定的影響[見圖8(a)]；不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度與含水率的變化曲線表現為隨著含水率的增加，其剪切強度在不同的豎向荷載下均呈現出不斷減小的變化趨勢，即含水率的增加會造成土體剪切強度的衰減[見圖8(b)];不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度與壓實度的變化曲線所呈現的變化規律并不一致，從壓實度由0.80到0.90的變化來看，土體剪切強度均呈現先減小再增加的變化趨勢，當壓實度的變化范圍為0.90～1.00之間時，在不同的豎向荷載下土體剪切強度的變化規律并不一致，但是總體而言均呈現先增大后減小的變化趨勢[見圖8(c)]。

3.3.2 方差分析

對不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度τ的正交試驗結果進行了方差分析，其結果見表9。

表9 不同豎向荷載下重塑土樣剪切強度的方差分析結果

由表9可知，當δ=100 kPa時，存在MSC?MSe，將因素C的偏差平方和并入誤差平方和，該因素的自由度也歸于誤差平方和的自由度，重新計算F值;當δ=100 kPa時，FB?F0.05(4,16)=3.01，FA>F0.05(4，16)，故在顯著性水平為0.05時，因素B即含水率對于重塑土樣剪切強度的影響顯著性較高，而因素A即顆粒級配則相對顯著；當δ=200 kPa時，FB?F0.05(4,12)=3.26，FC?F0.05(4，12)，故在顯著性水平為0.05時，因素B即含水率和因素C即壓實度對于土體剪切強度的影響顯著性均較高；當δ=300 kPa時，FAF0.05(4,12)=3.26，FB>F0.05(4，12)，FC>F0.05(4,12)，故在顯著性水平為0.05時，3個影響因素即顆粒級配、含水率和壓實度對于土體剪切強度的影響顯著性均較高。

4 討 論

從正交試驗的結果來看，對試驗土樣抗剪強度指標黏聚力影響最大的因素是含水率，對試驗土樣抗剪強度指標內摩擦角影響最大的因素是顆粒級配，而對于試驗土樣剪切強度的影響因素比較復雜，但從整體來講，影響最為顯著的因素同樣是含水率。由此可見，含水率對于深圳地區余泥渣土體抗剪強度特性的影響非常顯著，相比而言，壓實度對余泥渣土體抗剪強度特性的影響稍弱于含水率。

對余泥渣土受納場邊坡穩定性起決定性作用的是物源區域的余泥渣土，從工程實踐來看，人為干預邊坡土體含水率而防護邊坡的措施實施起來較困難，而控制余泥渣土的密實度即壓實度則是相對容易實現的，而且其密實度控制會影響工程量的大小，更重要的是余泥渣土壓實度直接影響著邊坡的穩定性，所以討論密實度對余泥渣土剪切強度的作用機制對工程實踐具有重要意義。

從余泥渣土受納場邊坡來看，壓實度是其區別于自然邊坡的顯著特征，在余泥渣土受納場的堆積過程中，每層土體堆積后即可采取碾壓、夯實等方法控制各個分層土體的密實度，且操作簡便。因此，研究其壓實度與抗剪強度的關系對于余泥渣土受納場邊坡的防護具有十分重要的作用[17-18]。故本文在上述研究的基礎上，開展了壓實度與余泥渣土體強度特性和滲透特性的相關試驗，重點研究壓實度k取值在0.90～1.00范圍時，余泥渣土體抗剪強度指標c、φ和飽和滲透系數K(sat)的變化規律。

4. 1 剪切強度與試驗土樣壓實度的關系分析

為了研究壓實度k對于余泥渣土體抗剪強度τ的影響，選取試驗土樣的顆粒級配為緩一、含水率為14%，其壓實度分布在0.90～1.00之間，梯度為0.02，用擊樣法制備擾動土的重塑試樣，共計6組，每組5個重塑試樣，然后依次完成不固結不排水剪切試驗，試驗土樣的剪切試驗結果見圖9。

圖9 不同壓實度下試驗土樣的剪切曲線Fig.9 Shear curves under different compaction degrees

不同壓實度下試驗土樣抗剪強度指標黏聚力和內摩擦角的變化曲線，見圖10。

圖10 不同壓實度下試驗土樣黏聚力c和內摩擦角 φ的變化曲線Fig.10 Change curve of cohesion c and internal friction angle φ of the test soil samples under different compaction degrees

由圖10可見，試驗土樣黏聚力c與壓實度k大致呈拋物線型的函數關系，其隨著壓實度的增加而不斷增大，當壓實度接近最大值，即試樣的干密度接近最大干密度時，試驗土樣黏聚力的增長速度變緩，逐漸趨于某一個定值；試驗土樣內摩擦角φ隨壓實度k的變化并不很大，浮動范圍很小，大致呈拋物線的函數關系，而且在研究的壓實度范圍內其存在最小值，即k=94%時，試驗土樣的內摩擦角φ最小，其值為12.05°。

由庫侖定律可知，在同一豎向荷載壓力下，土體剪切強度主要受黏聚力的影響較大，所以假設豎向荷載為單位1，擬合得到試驗土樣剪切強度與壓實度的關系曲線，見圖11。

圖11 δ=1時試驗土樣剪切強度τ與壓實度k的 擬合關系曲線Fig.11 Relationship between shear strength τ and compaction degree k of the test soil samples at δ=1

由圖11可見，試驗土樣剪切強度與壓實度呈拋物線型的函數關系，隨著壓實度增加，土體剪切強度值逐漸增大至某一定值。

該試驗結果與王來貴等[9]的研究結果相互印證，巖土體抗剪強度隨著壓實度的增加而呈線性上升，巖土體黏聚力逐漸增大，內摩擦角增加較小。同樣，李振等[5]在對河床卵石的試驗過程中也得到類似的結論，即土體抗剪強度參數隨著干密度的增加而增大，最終趨于某一定值。而在王林浩等[7]在黃土的試驗研究中也得出類似的結論，壓實黃土狀粉土的抗剪強度指標c、φ值均隨干密度的增加而增大。

4. 2 飽和滲透系數與壓實度的關系分析

為了研究壓實度對于余泥渣土滲透能力的影響，選取與研究強度特性相同的渣土重塑試樣，進行了變水頭滲透試驗，其試驗結果見圖12和圖13。

圖12 試驗土樣飽和滲透系數與壓實度的關系曲線Fig.12 Relationship betweensaturated permeability coefficient and compaction degrees of the test soil samples

圖13 試驗土樣飽和滲透系數與孔隙比的關系曲線Fig.13 Relationship between saturated permeability coefficient and porosity of the test soil samples

由圖12可見，在研究的壓實度范圍內，試驗土樣的飽和滲透系數K(sat)與壓實度k呈負相關關系，當壓實度為0.90～0.94時，試驗土樣的飽和滲透系數急劇減小，后半段逐步平緩，即壓實度增加到一定程度，試驗土樣的飽和含水率則會維持在一定水平。根據土體物理參數之間的內在關系，得出一定壓實度下土體的孔隙比e，并根據試驗數據結果，繪制試驗土樣飽和滲透系數K(sat)與孔隙比e的關系曲線。

由圖13可見，試驗土樣的飽和滲透系數與孔隙比呈正相關關系，大致呈指數關系增長，即巖土中空隙體積所占比例越大，土體越疏松，而土體的飽和滲透系數也越大。本次試驗研究的孔隙比范圍之內，隨著孔隙比的增加，試驗土樣飽和滲透系數的數值也越來越大。

本試驗的研究結果與邵健偉等[19]的試驗結果一致，對于同一粒度成分的粗粒土而言，其滲透系數隨干容重的增加而減小，隨相對密實度的增加而減小。而武科等[6]對于填土滲透系數與壓實度的關系研究中，也同樣表明填土的滲透特性隨著壓實度的增加而呈現非線性減小的變化規律。

5 結 論

本文采用正交試驗的方法，探究了深圳地區余泥渣土體抗剪強度指標c和φ隨著顆粒級配A、含水率B和壓實度C的變化規律，并針對余泥渣土體剪切強度τ、飽和滲透系數K(sat)與壓實度k的關系，展開了室內土工試驗，得到如下主要結論：

(1) 在研究的影響因素中，對深圳地區余泥渣土體抗剪強度指標黏聚力c的影響程度從強到弱依次為B>C>A，而且在A=“緩二”、B=10%、C=95%時，土體抗剪強度指標黏聚力c達到最大值。從試驗結果來看，含水率的增加會促使土體黏聚力急劇下降，降低了土體的剪切強度。

(2) 在研究的影響因素中，對深圳地區余泥渣土體抗剪強度指標內摩擦角φ的影響程度從強到弱依次為A>C>B，而且在A=“緩一”、B=16%、C=95%時，土體抗剪強度指標內摩擦角φ達到最大值。從試驗結果來看，含水率的增加可能會引起土體內摩擦角的降低，而土體內摩擦角與壓實度則大致呈現正相關關系。

(3) 各因素對不同豎向荷載下余泥渣土體剪切強度的影響并不完全一致，綜合極差分析和方差分析結果可以認為，在不同豎向荷載下，含水率B為影響土體剪切強度τ最顯著的因素，而且兩者之間均呈現負相關關系，即隨著含水率的增加，土體抗剪強度顯著降低。

(4) 為了進一步揭示余泥渣土體剪切強度τ和飽和滲透系數K(sat)與壓實度k的關系特征，開展了相關試驗。試驗結果表明：在壓實度k研究范圍內，土體內摩擦角φ和黏聚力c分別存在最小值和最大值，土體黏聚力和內摩擦角與壓實度大致呈現二次函數的關系特征；土體剪切強度τ與壓實度k亦呈現拋物線型關系特征，且在壓實度研究范圍內土體剪切強度τ存在最大值;而土體飽和滲透系數K(sat)則與壓實度k呈現負相關關系，大致呈指數函數型關系特征。由此可見，密實度的增加，導致土體顆粒內部空隙減小，滲水通道被壓密破壞，致使其滲透系數急劇降低。