饱和软粘土的塑性指数对其压缩变形参数的影响.docx
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饱和软粘土的塑性指数对其压缩变形参数的影响
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XX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展了深入研究，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假设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
基金工程：
国家自然科学基金重点资助工程（59738160）.作者简介：
白冰（1966-），男，XX人，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XX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Ip来表示。
过去的研究说明，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Ip来估算天然软粘土层不排水抗剪强度cu的著名关系式（即cu/p′0=0.11+0.0035Ip，这里p′0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展了分析，如Alpan[1]提出了一个用塑性指数Ip来估算静止侧压力系数K0的方法。
Nakase[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说明，压缩指数CC和回弹指数CS均与塑性指数IP之间有较好的线性关系。
白冰[3]在对重塑饱和软粘土的再固结性状进展研究时也注意到，初始再固结体积压缩系数mr0与塑性指数Ip也有较好的线性关系。
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展深入研究，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假设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以下几个方面：
（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）土的构造性，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，且单独考虑土的构造性。
其中，粘性土的孔隙比是影响土的物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，那么初始孔隙比也愈大。
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外表活性有关的现象。
粘粒含量愈高，亲水性矿物愈多，水膜厚度愈厚，那么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Ip=20.5，含水量w=37.4%，初始孔隙比e0=1.04；试样2：
人工配制重塑粘土，Ip=38.2，w=44.4%，e0=1.28；试样3：
人工配制重塑粘土，Ip=52，w=54%，e0=1.56）的三轴固结过程（3种试样排水条件一样，即外表均贴滤纸，围压σ′3=50kPa）及不排水剪切试验结果。
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那么可知，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（σ1-σ3）-εa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。
图1不同塑性指数软土固结过程
图2不同塑性指数软粘土应力-应变-孔压特征
表1典型饱和软粘土的一些物理力学参数
编号
土名
e
Ip
CC
CS
Cα
1
XX淤泥及淤泥质土
0.81-1.52
7.6-29.8
0.055-0.860
0.004-0.0412
0.00492-0.0114
2
珠江三角洲淤泥
1.13-2.55
12.7-56
0.373-1.607
3
江汉平原淤泥及淤泥质土
1.04-2.41
11.8-48.8
0.180-0.942
0.031-0.118
0.0044-0.0172
4
重塑XX海质粘土
1.21-1.56
21-41
0.182-0.684
0.0266-0.0772
0.00683-0.0118
5
XX淤泥
1.75
26.5
0.44
0.058
0.009
6XX淤泥及淤泥质土
1.11-1.95
18.4-31.4
0.331-0.478
3塑性指数对假设干变形参数的影响
3.1压缩指数和回弹指数Nakase[2]对人工配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Ip在10～50之间）进展了大量的三轴及侧限压缩试验。
研究说明，压缩指数CC和回弹指数CS与塑性指数Ip之间有较好的线性关系，且均随Ip的增大而增大。
事实上，早期Schofield等[4]也曾给出一个类似的关系式，表达为CC=0.0135Ip.本文收集了假设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，笔者也进展了假设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（Ip=20.5，38.2，52）.将上述资料绘入由图3给出的CC～Ip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各类场地的软粘土，故而其离散性较大，但仍然可以看出CC随Ip的增大而线性增长的趋势是十清楚显的。
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
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Ip接近，但初始孔隙比e0也相差较大。
很明显，e0愈大，那么CC也愈大。
由本文所进展的几个重塑土样的试验结果来看（图3），CC随Ip那么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。
笔者的试验说明，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）那么应有较小的孔隙比。
对于重塑XX灰色淤泥质粘土，CC大致可减小40%.如果消除扰动的影响，那么CC～Ip关系应有更好的相关性。
为了消除e0带来的较大的离散性，也可用CC/（1+e0）～Ip关系来整理资料，如图3。
可以看出，其相关性比CC～Ip关系要好得多。
事实上，CC/（1+e0）随Ip增大而增大的现象反映了e0不变条件下，Ip对CC的影响。
于是，根据图3的资料可分别给出下面的拟合关系：
CC=0.0238（Ip-2.5）
（1）
CC/1+e0=0.054+0.0064Ip
（2）
由图3可知，式
（1）比Nakase[2]出的关系式要大。
Nakase给出的关系式为CC=0.046+0.0104Ip.如前所述，这可能与土样的制备与试验方法对CC的影响有关。
而本文进展的几个重塑土样的试验结果与Nakase给出的关系那么比拟接近。
图4为CS～Ip关系曲线。
可见，CS随Ip增大而线性增长的趋势是十清楚显的。
由于土样已经受过先期固结过程，初始孔隙比e0对CS的影响已大大减弱，而主要取决于表征粘性土粘滞流动性的塑性指数Ip，故而其相关性相对较好，其表达式为
CS=0.0023（Ip-4.5）
（3）
这一统计结果与Nakase给出的关系CS=0.00193（Ip-4.6）十分接近。
在一些问题中，有时需直接建立CS/CC与Ip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/CC随Ip的增大概有增大，但并不显著，可以表达为
CS/CC=0.0826+0.0011Ip
（4）
式（4）所给出的关系是非常离散的，这与CC随Ip变化的较大的离散性有关。
以上分析说明，随Ip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。
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[2]）建立了一个用塑性指数来表达的关系式，即有Cα=0.00168+0.00033Ip.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
Cα=0.0004（Ip-6.25）
（5）
这一关系与Sekiguchi给出的关系式比拟接近。
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Ip的增大，次固结系数Cα也相应增大。
也有一些学者给出Cα/CC与Ip的关系。
Nakase[2]认为Cα/CC大致可看作一常数，而根本不随Ip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，但根本上落在一个较小的范围内，且与Ip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，CC和Cα均随Ip呈大致一样的变化趋势，故而上述结果在统计意义上是合理的。
于是，可按式Cα=αCC来估算次固结系数Cα的大小，而α为一与Ip无关的常数。
对于图5中的统计结果，可取α=0.026.这比国外的一些统计结果稍小。
根据Yasuhara[5]给出的试验结果，原状土与重塑土的α值似乎没有明显的区别，亦即α值与试样的扰动程度无关。
也有少量资料说明，在塑性指数一样的条件下，次固结系数Cα也应随试样初始含水量的增加而增大，但其变化一般在0.02<α<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，α值与固结过程中荷载的增量关系不大。
然而，α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，Mesri[6]给出α=0.06的平均值，而对于纯洁的砂那么α=0.02.显然，一般粘性土介于这两者之间，从而说明了构成岩土材料的矿物颗粒的可变性对α值的影响。
换言之，粘性矿物颗粒之间由于有一定厚度的结合水膜存在，故而其粘滞流动性大于砂土，而却远小于由高有机质颗粒组成的泥炭沉积物。
图5次固结系数（或Cα/CC）与塑性指数关系
图6再固结体应变与剩余孔压关系
2.3初始再固结体积压缩系数对饱和软粘土再固结性能的研究可知[7]，塑性指数Ip对初始再固结体积压缩系数mr0（定义为在εv-u/σ′3c关系曲线上mr=dεv/du的初始值，单位：
kPa-1）有较大影响。
图6给出三种不同塑性指数饱和软粘土（一种为重塑武昌粘土，Ip=20.5；其余为两种人工配制的重塑粘土，Ip=38.2和Ip=52）的冲击荷载作用后再固结体应变εv与剩余孔隙水压力u/σ′3c关系曲线。
结合文献[7]所给出的另外一些试验结果可以发现，mr0随Ip有较好的线性关系。
它们的拟合关系为：
mr0=（0.23+0.055Ip）×10-2/p′c
（6）
式中:
p′c为有效固结压力。
事实上，mr0随Ip增大而增大的趋势反映了饱和软粘土在动力荷载作用下“再固结势〞（reconsolidationpotential）的大小，表征了饱和软粘土在动力荷载作用下潜在的再固结变形量。
因此，在缺乏必要资料的情况下，可根据式（6）来定量地估算饱和软粘土的初始再固结体积压缩系数mr0。
需要指出，再固结变形过程是一个在外部荷载（可以是动力荷载，也可以是其它扰动荷载）作用下，结合水膜被“激活〞，并向自由水转化进而引起孔压上升和消散的过程。
与次固结变形缓慢的变化过程相比，前者是一个主动变化的过程。
当然，“再固结势〞的发挥与试样的排水条件密切相关。
亦即“再固结势〞愈大，其潜在再固结变形量也愈大。
然而，其再固结变形速率却愈小。
这一点在诸如软粘土地基沉桩过程、交通荷载作用下软基的变形及“动静结合排水固结法处理软基〞[7]等一系列工程问题中尤其值得重视。
对不同塑性指数（Ip=20.5，38.2，52）饱和软粘土冲击荷载作用下的u/σ′3c～
（u为孔隙水压力，σ′3c为周围固结有效压力，定义广义剪应变
=2（ε1-ε3）/3，而ε1和ε3分别为大小主应变）关系进展分析可知，在同一剪应变下，塑性指数Ip愈大，u/σ′3c也愈大，同样反映出随塑性指数Ip增大，“再固结势〞也相应增大的趋势。
3结语
塑性指数是表征粘性土物理性能一个重要参数，它与饱和粘性土的一些力学特性及其变形参数之间所具有的密切的函数关系并非是偶然的，而是塑性所具有的物理意义作用的必然结果。
本文研究了塑性指数对饱和软粘土力学特性的影响，并建立了压缩指数、回弹指数、次固结系数、初始再固结体积压缩系数等参数确实定方法。
这些关系有较好的相关性，可用于工程计算。
参考文献：
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[7］白冰。
饱和软粘土在冲击荷载作用下的性状研究及其应用［D］。
XX：
XX水利电力大学水利学院，1998.
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