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1、饱和软粘土的塑性指数对其压缩变形参数的影响白冰 1，周 健 2，章 光 1(1.中国科学院武汉岩土力学研究所；2.同济大学 地下建筑与工程系)摘要：本文对粘性土的塑性和塑性指数的物理意义及其对饱和软粘土力学性状的影响进行了深入 研究，归纳了国内外关于这一领域的一些研究成果，结合笔者的试验研究分析了饱和软粘土的塑 性指数对若干变形参数影响的定量关系。这些参数包括压缩指数、回弹指数、次固结系数、初始 再固结体积压缩系数等。上述关系有较好的相关性，可用于工程计算。关键词：塑性指数；力学特性；变形参数基金项目：国家自然科学基金重点资助项目(59738160).作者简介：白冰(1966-)，男，内蒙古人
2、，博士，副教授，同济大学地下建筑与工程系在站博士后，现在中 国科学院武汉岩土力学研究所工作，主要从事软土工程学及土动力学方面的研究。塑性是表征粘性土物理性能一个重要特征，一般用塑性指数I来表示。过p 去的研究表明，粘性土的许多力学特性和变形参数均与塑性指数有密切的关系。 早在 1957 年， Skempton 就曾建立了一个由塑性指数 I 来估算天然软粘土层不排 水抗剪强度c的著名关系式(即c/p =0.11+0.0035IP，这里p，为有效上覆固 结压力)其它一些学者也相对粘性土的塑性对另外一些重要参数的影响进行了 分析，如Alpani提出了一个用塑性指数I来估算静止侧压力系数K的方法。 N
3、akase】2对人工配制和天然海质粘土两个系列共12种试样的饱和粘性土的试验 表明，压缩指数 C 和回弹指数 C 均与塑性指数 I 之间有较好的线性关系。白冰C S P 3在对重塑饱和软粘土的再固结性状进行研究时也注意到，初始再固结体积压缩 系数 m 与塑性指数 I 也有较好的线性关系。r0p鉴于粘性土的塑性对其力学及变形特性有直接的影响，因而对它的物理意义 及其对粘性土性状影响的机理进行深入研究，并建立塑性指数与土的一些重要参 数之间的定量关系有很大的学术意义和实用价值。本文归纳了国内外关于这一领 域的一些研究成果，特别收集了国内的有关资料并结合笔者的试验研究，分析了 饱和软粘土的塑性指数对
4、若干力学特性及其变形参数的影响。1 塑性指数的物理意义及其对粘性土性状的影响影响粘性土力学及变形特性的因素主要包括下列几个方面：(1)土的类型， 主要与塑性指数有关。 (2)孔隙比或含水量。 (3)初始固结有效应力状态。 (4)超 固结状态或应力历史，用超固结比来表示。 (5)土的结构性，亦即土的胶结程度， 与土的化学成分和地质历史年代(即老化)等有关，可用“扰动度”来定量表达其 扰动程度。 (6) 加荷方式，如剪应力水平、剪切速率、应力控制或应变控制方式。 对于动力荷载作用，还应包括加荷波形和频率等。这些因素中，暂不考虑荷载的施加方式，且单独考虑土的结构性。其中，粘 性土的孔隙比是影响土的物
5、理力学性质的一个重要参数，而孔隙比易受土的应力 状态及颗粒大小、形状、矿物成分等因素的影响。事实上，初始孔隙比往往与天 然沉积粘性土的塑性指数有密切的相关关系。一般地，对于天然沉积的粘性土， 塑性指数愈大，则初始孔隙比也愈大。因而，如果用塑性指数来描述粘性土的性 质，在某种程度上往往同时也考虑了初始孔隙比的影响。本文重点讨论塑性指数 对软粘土力学特性及变形参数的影响。塑性指数是由重塑土测定的，它不受土体取样扰动、试验条件等各种因素的 影响，也与土样的应力条件和应力历史无关，较好地反映了粘性土的颗粒大小、 形状、矿物成分及其所占份额多少、孔隙水与粘土矿物的化学作用等因素的综合 影响。它定义为试样
6、由半固态到液态的含水量的变化范围。粘性土的塑性可以用 水膜理论来解释，并认为它是一种与粘土颗粒表面活性有关的现象。粘粒含量愈 高，亲水性矿物愈多，水膜厚度愈厚，则土粒持水量就相应增加，塑性指数也愈 大。由于粘性土塑性的上述物理意义，决定着不同塑性指数大小的土类将具有明 显不同的力学性状。图 1 和图 2 分别为 3 种典型的不同塑性指数饱和软粘土（试 样 1 ：重塑武昌粘土，塑性指数 I =20.5 ，含水量 w=37.4% ，初始孔隙比 e =1.04 ； p0 试样2：人工配制重塑粘土，1=38.2, w=44.4%, e=1.28；试样3：人工配制重 塑粘土， I =52， w=54%，
7、 e=1. 56）的三轴固结过程（3 种试样排水条件相同，即表 面均贴滤纸，围压。=500kPa）及不排水剪切试验结果。3由图 1 可以看出，随塑性指数增大，由于土颗粒结合水膜增厚，渗透系数减 小，故而其固结过程更为缓慢。然而，当固结时间t增至一定值后，塑性指数大 的软粘土，其固结体应变反而有所增大。由图2则可知，尽管随塑性指数增大， 所制备试样的孔隙比有所增大，软粘土的不排水抗剪强度减小，但其剪切模量却 有所增大，且在9 -O ）-应力-应变关系曲线上呈现明显的应变软化的特点， 同时剪切过程中的孔隙水压力也相应减小。编号土名1上海淤泥及淤泥质土 0.81-1.527.6-29.80.055-
8、0.8600.004-0.04120.00492-0.01142珠江三角洲淤泥1.13-2.5512.7-560.373-1.6073江汉平原淤泥及淤泥质土1.04-2.4111.8-48.80.180-0.9420.031-0.1180.0044-0.01724重塑香港海质粘土1.21-1.5621-410.182-0.6840.0266-0.0772 0.00683-0.01185厦门淤泥1.7526.50.440.0580.0096 江苏淤泥及淤泥质1.11-1.9518.4-31.40.331-0.478土3 塑性指数对若干变形参数的影响31压缩指数和回弹指数Nakase】2 对人工配
9、制和天然海质粘土两种类型共12种 试样的饱和粘性土 （塑性指数I在1050之间）进行了大量的三轴及侧限压缩试 验。研究表明，压缩指数C和回弹指数C与塑性指数I之间有较好的线性关系， 且均随I的增大而增大。事实上，早期Schofield等小也曾给出一个类似的关系 式，表达为C=0.0135I.本文收集了若干国内的饱和软粘土资料，其中一些典型 土类的物理力学参数见表 1. 此外，笔者也进行了若干不同塑性指数饱和软粘土 的试验，包括重塑武昌粘土和人工配制的几种粘性土（I=20.5, 38.2, 52）.将上 述资料绘入由图3给出的CI关系图中。由图3可知；由于所给资料包含了成 因和应力历史完全不同的
10、各类场地的软粘土，故而其离散性较大，但仍然可以看 出 C 随 I 的增大而线性增长的趋势是十分明显的。Cp图 3 压缩指数与塑性指数关系图 4 回弹指数（或 CS/CC） 与塑性指数关系SC分析上述资料可以发现，出现离散性大的一个主要原因是，处于不同场地的 软粘土即使I接近，但初始孔隙比e也相差较大。很明显，e愈大，则C也愈 大。由本文所进行的几个重塑土样的试验结果来看（图3），C随I则有很好的线 性增长关系。但也应指出，室内重塑土样的试验结果一般比现场取土试验结果要 小。这有两个主要原因。其一，室内很难制备出象现场条件下的大孔隙的重塑土 样。其二，重塑土样与原状土样的压缩曲线特征是不同的。笔
11、者的试验表明，随 扰动程度的增大， e-logp 压缩曲线逐渐下移，向重塑土的“理想压缩曲线”接 近，故而在度量上有较小的固结系数，但在同一固结压力下受扰动程度大的土体 （特别如重塑土）则应有较小的孔隙比。对于重塑上海灰色淤泥质粘土， C 大致可C减小40%.如果消除扰动的影响，则CI关系应有更好的相关性。Cp为了消除e带来的较大的离散性，也可用C/(l+e)I关系来整理资料， 如图3。可以看出，其相关性比CI关系要好得多。事实上，C/(1+e)随I增 C pC0p大而增大的现象反映了e不变条件下，I对C的影响。于是，根据图3的资料 可分别给出下面的拟合关系：C =0.0238(I -2.5)
12、(1)CpC /1+e =0.054+0.0064I(2)C0p由图3可知，式(1)比Nakase出的关系式要大。Nakase给出的关系式为 C=0.046+0.0104I .如前所述,这可能与土样的制备与试验方法对C的影响有关。 而本文进行的几个重塑土样的试验结果与Nakase给出的关系则比较接近。图4为CI关系曲线。可见,C随I增大而线性增长的趋势是十分明显的。 由于土样已经受过先期固结过程，初始孔隙比e对C的影响已大大减弱，而主 0S 要取决于表征粘性土粘滞流动性的塑性指数 I ，故而其相关性相对较好，其表达 p(3)C=0.0023(I-4.5)Sp这一统计结果与Nakase给出的关系
13、C =0.00193(I -4.6)十分接近。 Sp在一些问题中，有时需直接建立C/C与I的函数关系。将国内的一些资料 及笔者的试验结果绘入图4中。可以看出；Cs/C随I的增大略有增大，但并不 显著，可以表达为 C =0.0004(I-6.25)aP这一关系与 Sekiguchi 给出的关系式比较接近。事实上，塑性指数本质上反 映了粘性土的粘滞流动性。塑性指数愈大，土颗粒间的结合水膜愈厚，表现为在 恒定应力作用下，较大塑性指数的土将有较大的蠕变，故而随塑性指数I的增 大，次固结系数C也相应增大。Pa C p(4)C /C =0.0826+0.0011IS Cp式(4)所给出的关系是非常离散的，
14、这与C随I变化的较大的离散性有关。 以上分析表明，随 I 增大，压缩变形量相应增大，然而卸荷开挖所引起的回弹 变形量也相对更大。(5)2.2 次固结系数 饱和软粘土的次固结系数是表征其蠕变性能的一个重要指标， 也是用来计算次固结变形量的一个重要参数。然而，次固结系数的准确测定是一 项费时费力的工作。因而，用其它易于测定的的量来估算次固结系数的大小是一 个有实际意义的课题。Sekiguchi(据Nakase】?)建立了一个用塑性指数来表达的 关系式，即有C =0.00168+0.00033I .根据本文收集到的一些资料(表1)及笔者 的试验结果，可给出如图5所示的关系也有一些学者给出C /C与I
15、的关系。Nakase2认为C I.大致可看作一常 数，而基本不随I的变化而变化：与Mesri给出的结果十分吻合。由国内一些 资料（表1）的统计结果（图5）可以看出，试验结果是非常离散的，但基本上落在 一个较小的范围内，且与 I 的关系不大，从而验证了上述结论的普遍性。事实 上，由图3和图5可以看出，C和C均随I呈大致相同的变化趋势，故而上述 结果在统计意义上是合理的。于是，可按式C =a C来估算次固结系数C的大小，而a为一与I无关的常 数。对于图5中的统计结果，可取a =0.026.这比国外的一些统计结果稍小。根 据Yasuhara5给出的试验结果，原状土与重塑土的a值似乎没有明显的区别，亦 即a值与试样的扰动程度无关。也有少量资料表明，在塑性指数相同的条件下， 次固结系数C也应随试样初始含水量的增加而增大，但其变化一般在0.02a 0.04范围内。图5中也包含了同一类土样在不同固结压力下的试验结果。故而 可以认为， a 值与固结过程中荷载的增量关系不大。然而， a 值应与土的种类有 关。例如，对于高有机质含量的泥炭沉积物，Mesr讣给出a =0.06的平均值，而 对于纯净的砂则a =0.02显然，一般粘性土介于这两者之间，从而表明了构成岩 土材料的矿物颗粒的可变性对a值的影响。换言之，粘性矿物颗粒之
