黃 博，史海棟，凌道盛，陳云敏

（1. 浙江大學 巖土工程研究所，杭州 310058；2. 浙江大學 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點實驗室，杭州 310058）

1 引 言

隨著沿海地區(qū)經(jīng)濟高速增長，大量交通項目（機場、高速公路、高速鐵路、地鐵）都建在沿海地區(qū)的地基之上。同時，國內(nèi)交通量也在不斷增大，造成工程病害頻發(fā)，使用壽命急劇降低[1－2]。究其原因，是對地基土的差異以及交通荷載作用下地基土工程性質(zhì)的認識不夠。

我國沿海地區(qū)分布有廣泛而深厚的粉質(zhì)黏土層，從渤海灣到東南沿海等地區(qū)都有大量分布，屬于第四紀地質(zhì)歷史時期沖洪積形成。粉質(zhì)黏土塑性指數(shù)為10～17，壓縮性較高，強度差，工程特性接近介于砂土和黏土之間。近年來，國內(nèi)外學者對粉質(zhì)黏土進行了一定研究：Chung-Jung Lee等[3]研究了循環(huán)荷載下臺北粉質(zhì)黏土的剛度與阻尼變化規(guī)律；凌賢長等[4]針對哈爾濱和青藏鐵路沿線粉質(zhì)黏土研究凍土的動靜強度；唐益群等[5]結(jié)合上海地鐵施工中采用的凍結(jié)施工法，探索上海粉質(zhì)黏土凍融前后力學性質(zhì)及本構(gòu)關(guān)系；陳國興等[6]著眼于南京粉質(zhì)黏土與粉砂互層土抗液化性能。總結(jié)文獻和本次試驗結(jié)果，表1給出了我國沿海各地粉質(zhì)黏土的大致分布深度以及基本特性[7－8]，表中杭州和天津粉質(zhì)黏土的數(shù)據(jù)為本次試驗結(jié)果，其他地區(qū)數(shù)據(jù)是總結(jié)文獻中提供的數(shù)據(jù)得到。從表中可以看出，我國各地區(qū)粉質(zhì)黏土物理特性明顯不同，這將會影響土體的力學特性。研究我國廣泛分布的粉質(zhì)黏土靜、動力學性質(zhì)差異可加強對粉質(zhì)黏土地基強度、變形作用機制的認識以及探索新的設(shè)計方法，具有較強理論和工程應(yīng)用價值。

本文試驗試樣分別取自京-津高鐵沿線和杭州地鐵1號線附近，從這兩種土的物理力學特性和微觀結(jié)構(gòu)特征比較入手，并且結(jié)合實際交通荷載情況采用 GDS動三軸儀進行了交通荷載下高振次循環(huán)荷載試驗以及振后抗剪強度試驗，對兩種土的動力特性、動強度和振后抗剪強度進行了分析。同時也進行了相同密度下重塑試樣的力學特性對比，研究兩種土的結(jié)構(gòu)性影響。

表1 各地粉質(zhì)黏土指標Table 1 Indices of silty clays

2 土的基本性質(zhì)

京-津高鐵試驗土樣取自京津城際高速鐵路沿線某勘察路段，取土深度為5～18 m。杭州地鐵試驗土樣取自杭州地鐵1號線湘湖站，試驗用土深度為5～15 m。根據(jù)兩個工程場地的鉆孔資料，圖1給出了兩個取土地點的大致土層分布情況。由圖可見，兩個取土地點都分布有厚達數(shù)十米的深厚的粉質(zhì)黏土層。

圖1 取土地點土層分布情況Fig.1 The profile of drill sites

兩種土基本物理指標見表 1，典型土樣的顆粒級配曲線見圖2。從圖2可見，兩種土的最大粒徑都小于0.1 mm，其中黏粒（＜0.005 mm）含量都低于15%，粉粒占了土粒組成的絕大部分。不過兩種土的粉粒粒徑 有較大差距，杭州土主要由較細粉粒（0.01～0.005 mm）組成，而京津土主要由較粗粉粒（0.075～0.01 mm）組成。杭州土的不均勻系數(shù)為1.57，京津土為2.08。按《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》[9]中土的分類，兩種土都是級配不良的粉質(zhì)黏土。

由表 1可知，京津土密度在 1.79～1.89 g/cm3之間，而杭州土密度在1.60～1.79 g/cm3之間。圖3給出了兩種土壓縮曲線：杭州土為高壓縮性土，而京津土則相對密實，屬于中壓縮性土，兩者初始孔隙比相差很大。綜合以上各項指標可見，杭州土的含水率高、密度低、孔隙比大、壓縮性高。

圖2 典型顆粒級配曲線對比Fig.2 Grain distribution curves of tested soils

圖3 典型e-p曲線對比Fig.3 Typical e-p curves of tested soils

3 微觀結(jié)構(gòu)

土的宏觀性狀很大程度上受到微觀結(jié)構(gòu)的控制。本次試驗還用電子顯微鏡觀察兩種粉質(zhì)黏土微觀結(jié)構(gòu)，從微觀上比較兩種土的差異。

試驗選取了典型土層進行電鏡掃描，其中京津土掃描15 m深度處原狀樣，杭州土掃描10.5 m深度處原狀樣。為了盡量保持土顆粒結(jié)構(gòu)的天然狀態(tài)，采用真空冷凍升華干燥的方法制備試樣。干燥后使用Philips公司環(huán)境電子顯微鏡對土樣微觀結(jié)構(gòu)進行觀察。

圖4為京津土和杭州土的縱向豎直面電鏡掃描照片，觀察放大倍數(shù)分別為800倍和2000倍。對比放大2000倍的掃描照片可以發(fā)現(xiàn)，杭州土的孔隙不僅多，而且體積較大。從顆粒單元的性狀以及大小來看，杭州土的顆粒之間形成片狀以及板狀的集合體較多，京津土則以單粒結(jié)構(gòu)居多。

圖4 電鏡掃描照片F(xiàn)ig.4 Electron microscope photographs

從微觀結(jié)構(gòu)照片對比中可以推測，杭州土的結(jié)構(gòu)性強于京津土。因為杭州土顆粒之間集合體較多，而且集合體之間有較大的孔隙。這種結(jié)構(gòu)形式?jīng)Q定了土體受擾動后強度會大幅下降的特性。

4 抗剪強度

采用固結(jié)不排水三軸試驗方法測試土體的靜強度。靜三軸試驗步驟參照《土工試驗方法標準》[10]。原狀土用薄壁取土器從兩個場地埋深5～10 m土層中取出，切削成型，試樣高度為 80 mm，直徑為39.1 mm；重塑樣取原狀土的平均干密度，用干搗法分5層裝樣，京津土干密度取1.38 g/cm3，杭州土干密度取 1.18 g/cm3。均用真空飽和法飽和，裝樣完成后，再施加300 kPa反壓，使試樣孔壓系數(shù)B≥0.96。試樣等向固結(jié)，待排水體變基本穩(wěn)定時固結(jié)結(jié)束。剪切速率控制在0.06 mm/min。

每組試驗分別在3個固結(jié)壓力下進行剪切試驗，試驗中杭州土的固結(jié)壓力分別為100、150、250 kPa；京津土的固結(jié)壓力分別為60、150、200 kPa。

圖5為150 kPa圍壓下兩種土原狀和重塑樣靜三軸試驗結(jié)果。在不同圍壓下，各土體試驗曲線形狀相似，限于篇幅，不一一給出。由圖可見，杭州和京津土原狀試樣的表現(xiàn)大為不同：京津土為應(yīng)變硬化，杭州土則為應(yīng)變軟化；杭州土試樣中的孔壓增幅要比京津土高；且京津土強度遠高于杭州土。在 150 kPa圍壓下，京津原狀樣主應(yīng)力差峰值為178 kPa，杭州土原狀樣為95.7 kPa。

兩種土的重塑樣均表現(xiàn)為應(yīng)變硬化。京津重塑土除強度有一定降低外，其響應(yīng)與原狀樣幾乎沒有差異。而杭州重塑土應(yīng)力-應(yīng)變曲線與原狀土完全不同，不僅從應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)變?yōu)閼?yīng)變硬化，且原狀樣峰值強度對應(yīng)應(yīng)變?yōu)?3%，重塑樣則剪切至 22%軸向應(yīng)變?nèi)晕闯霈F(xiàn)峰值。這說明擾動對杭州土影響較大，會引起土體變形特性發(fā)生很大改變。對比唐益群等[5]、吳剛等[11]等試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn),長江中下游地區(qū)粉質(zhì)黏土力學指標差異較大，抗剪強度差距可達2倍左右。

表2給出了靜三軸試驗測得的兩種土原狀及重塑樣總應(yīng)力強度指標 c、φ以及有效應(yīng)力強度指標c′、φ′。破壞標準取主應(yīng)力差峰值，若無峰值則取15%應(yīng)變對應(yīng)強度。原狀樣組數(shù)較多，且試樣因深度、密度不一，因而強度指標在一定范圍內(nèi)變化。

杭州重塑土黏聚力降低為11.4 kPa，相比原狀樣降低23.5%～47.9%?？梢娭厮芎蟾淖兞祟w粒間的微觀結(jié)構(gòu)，破壞了結(jié)構(gòu)的聯(lián)結(jié)作用，導致黏聚力下降。而京津重塑土黏聚力較原狀樣沒有降低，說明重塑對土顆粒間的聯(lián)結(jié)作用影響較小。這結(jié)果證實了前文中的掃描電鏡觀察中的推測，說明杭州土在擾動后特別是重塑后黏聚力會有較大地下降，而對京津土影響較小。

圖5 原狀和重塑京津、杭州粉質(zhì)黏土靜三軸試驗結(jié)果Fig.5 CU test results of undisturbed and remolded samples

由此可見，處理長江中下游地區(qū)的深厚軟土地基時要特別注意土的結(jié)構(gòu)性影響，減少對土體的擾動。而在北方地區(qū)的粉質(zhì)黏土地基，靈敏度低，擾動的影響會相對較弱。

表2 固結(jié)不排水抗剪強度指標對比Table2 Comparison of consolidated undrained shear strength parameters

5 動力特性

5.1 試驗方法及動力荷載

本次動力試驗采用 GDS公司的雙向振動動三軸系統(tǒng)。試樣尺寸與前文中靜三軸試驗相同，固結(jié)壓力均為80 kPa。

由于本文所研究的兩種土在實際工況中均要承受長期交通荷載作用，因此，在動力試驗中，動荷載模擬高鐵運行荷載，排水條件設(shè)定為不排水，在極限狀態(tài)下研究地基土在交通荷載作用下的動力特性。在動應(yīng)力比的選取上，選取了較大的動應(yīng)力比，為了在動力試驗中使土體發(fā)生破壞，研究土體動強度。

本次試驗荷載波形采用京津高速鐵路相應(yīng)數(shù)據(jù)，進行列車-鋼軌-板式軌道-路基和地基系統(tǒng)進行整體耦合振動分析，模擬得到的豎直方向動應(yīng)力形式，如圖 6所示。方法詳見文獻[12]。通過前人的研究發(fā)現(xiàn)[13－14]，地鐵運行過程中地基土所受動力荷載波型也與圖6所示波型相似。因此認為，可以用圖6所示波型來大致模擬地鐵運行過程中的動力荷載，所以本次試驗中對杭州地鐵沿線的粉質(zhì)黏土也使用上述波形加載。

圖6 模擬交通荷載波型Fig.6 Simulated traffic loading in the test

5.2 動力試驗結(jié)果與分析

5.2.1 變形特性

圖7給出了不排水條件下兩種土累積應(yīng)變（循環(huán)荷載中產(chǎn)生的塑性應(yīng)變?yōu)槔鄯e應(yīng)變）隨振次的變化關(guān)系。從圖中可見，在較小的動應(yīng)力下，試樣的累積應(yīng)變會慢慢趨向穩(wěn)定；在較大的動應(yīng)力下，則可能發(fā)生應(yīng)變的突然增大而導致破壞。如：京津土在動應(yīng)力比0.5（動應(yīng)力定義為：C SR=σd/2σ3，σd如圖6所示，σ3=80 kPa）作用下，前30000次振動后應(yīng)變僅為 2%，但是在后面的振動中應(yīng)變迅速發(fā)展，最終達到10%以上?？梢?，粉質(zhì)黏土在長期交通荷載作用下，若排水條件不暢，會產(chǎn)生很大的工后沉降。在這兩種應(yīng)變發(fā)展模式之間，存在一臨界動應(yīng)力比，這一概念的提出可參見文獻[15]，即動應(yīng)力比小于臨界動應(yīng)力比，變形最終趨于穩(wěn)定；若動應(yīng)力比超過臨界動應(yīng)力比，土體變形會急劇增大，并最終超過工程許可。因此可以推論，要控制鐵路地基長期沉降可以采取兩種方法：一是提高地基土臨界動應(yīng)力比；二是降低交通荷載產(chǎn)生的動應(yīng)力。

5.2.2 動強度

國內(nèi)外許多學者對飽和粉質(zhì)黏土動力荷載下的特性做了研究。但對其破壞標準取值方面國內(nèi)外還沒有形成共識。其中有變形標準（1%、3%、5%、10%等[16－17]）；屈服標準（陳穎平等[18]提出了用累積應(yīng)變轉(zhuǎn)折點的方法來判定應(yīng)變）；孔壓標準（動荷載引起的殘余孔壓達到極限平衡時的孔壓或達到起始液化時的孔壓[19－20]）等。在粉質(zhì)黏土動力破壞判別標準上，主要是采用應(yīng)變判別標準。即在一定振次下達到認為破壞的目標應(yīng)變所需要的動應(yīng)力幅值。從動強度的定義可以看出，選取不同的動強度破壞標準動強度也就不同。

表3給出了京津、杭州兩地粉質(zhì)黏土的原狀和重塑試樣動三軸試驗情況匯總表。表3中振次是本次試驗中兩種土的原狀以及重塑試樣在各種動應(yīng)力比的交通荷載下達到 3%應(yīng)變所需要的振次情況。表中“未達到”是表示試樣在110000次交通荷載作用后應(yīng)變?nèi)孕∮?%。

Boulanger和Idriss[21]認為，黏性土在應(yīng)變達到3%時會產(chǎn)生破壞，Lee等[22]學者在研究中也發(fā)現(xiàn)，高靈敏性黏土和低靈敏性黏土在應(yīng)變分別達到2%～3%和 4%～6%時會形成剪切破壞面，之后土體將產(chǎn)生大變形。且從靜三軸試驗應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線來看，杭州土在應(yīng)變達到 3%時強度達到峰值。而一般路基是以強度控制設(shè)計，而對于高速鐵路以及城市軌道交通工程等項目，變形控制是路基工程設(shè)計的主要控制因素。因為在強度破壞前，可能已出現(xiàn)了不容許的過大變形。因此，擬選取瞬時應(yīng)變達到3%為破壞標準。

圖7 不排水條件下試樣累積應(yīng)變隨振次的變化關(guān)系Fig.7 Relationships between accumulated strain and vibration number in undrained condition

表3 動三軸試驗匯總Table3 Summary of dynamic triaxial tests

圖8為根據(jù)表3數(shù)據(jù)繪出的動強度曲線，表中未破壞的試樣假設(shè)在這個動應(yīng)力條件下破壞振次無窮大；結(jié)合圖7對比發(fā)現(xiàn)，原狀京津土動強度高于杭州土。兩種重塑土動強度都比原狀樣有所下降，然而杭州土重塑后的動強度下降更為明顯，其臨界動應(yīng)力比大約在0.20～0.25，只有原狀土的50%左右。而京津重塑土的臨界動應(yīng)力比在0.3左右，大約相當于原狀土的70%，明顯高于杭州土。

圖8 動強度曲線Fig.8 Dynamic strength curves

6 振后抗剪強度

由于低路堤高速公路和鐵路的軟土地基會在長期交通荷載作用發(fā)生軟化，導致地基承載力降低，影響工程安全正常使用。因此，本文也對京津土和杭州土在循環(huán)荷載作用后抗剪強度變化規(guī)律進行了研究。振動結(jié)束后，立即進行不排水剪試驗。

圖9～12給出了兩種粉質(zhì)黏土振后靜力剪切過程中應(yīng)力-應(yīng)變發(fā)展、孔壓發(fā)展以及應(yīng)力路徑等。靜力剪切試驗中的應(yīng)變計算仍設(shè)試樣初始高度8cm為基礎(chǔ)，并在動力試驗產(chǎn)生的應(yīng)變和孔壓基礎(chǔ)上進行的，因此，應(yīng)變和孔壓的初值不為0。

表4是兩種土原狀和重塑試樣的振后有效應(yīng)力抗剪強度指標。表中 u0表示振動后產(chǎn)生的殘余孔壓。動應(yīng)力比為0的情況即試樣的靜三軸抗剪強度。振后c′、φ′值的計算中破壞標準同靜三軸剪切試驗。從兩種原狀土以及重塑土的振后強度研究中可以發(fā)現(xiàn)，振后試樣抗剪強度隨著循環(huán)荷載動應(yīng)力比的增大而減小。這是由于在較大動力荷載作用后，孔壓上升也較大，導致有效圍壓減小，抗剪強度降低。原狀土樣有受到小幅振動后使強度升高的現(xiàn)象。這種較小振幅的長期往復振動作用，類似于預剪作用[23（]prestraining）。對重塑試樣，則不存在該現(xiàn)象。

從原狀土的振后黏聚力來看，京津土的振后黏聚力值有一定提高，杭州土則比振前減小。兩種土的振后φ′值比原狀土都有一定增長。重塑土的振后c′、φ′值比振前有所下降。

圖9 京津原狀土振后三軸試驗Fig.9 Standard triaxial tests after cyclic loading for undisturbed Beijing-Tianjin soil

圖10 杭州原狀土振后三軸試驗Fig.10 Standard triaxial tests after cyclic loading for undisturbed Hangzhou soil

圖11 京津重塑土振后三軸試驗Fig.11 Standard triaxial tests after cyclic loading for remoulded Beijing-Tianjin soil

圖12 杭州重塑土振后三軸試驗Fig.12 Standard triaxial tests after cyclic loading for remoulded Hangzhou soil

表4 振后抗剪強度Table 4 Shear strength after dynamic loading

7 結(jié) 論

（1）與京津土相比，杭州土有含水率高、孔隙比大、壓縮性高、強度低的特點。動、靜強度都明顯低于京津土。

（2）微觀結(jié)構(gòu)反映出杭州土顆粒間聚合較多且聚合顆粒之間有較大孔隙；而京津土以單粒結(jié)構(gòu)為主，且孔隙較小。因此，杭州土靈敏度較京津土高。

（3）長期交通荷載作用下，減少動應(yīng)力或增大地基土的臨界動應(yīng)力比可使地基土的應(yīng)變發(fā)展過程更快地趨于穩(wěn)定。

（4）粉質(zhì)黏土在承受較大交通荷載且排水不暢時應(yīng)變可能會持續(xù)發(fā)展，出現(xiàn)應(yīng)變過大的情況。

（5）小幅振動后，土樣強度變化很小或有一定增大，而隨著振幅增大振動后強度會發(fā)生衰減。重塑樣的振后強度均低于未經(jīng)歷振動時的不排水強度值。

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