(蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 江蘇蘇州215011)

0 引言

江南地區(qū)，江河湖泊分布密集，每年都產(chǎn)生大量的河道淤泥[1]。經(jīng)過(guò)長(zhǎng)年累月的堆積，河道淤泥不僅會(huì)影響河流的水質(zhì)，還會(huì)影響排水和通航。為了解決這些問(wèn)題，需定期或者不定期疏浚河道，由此導(dǎo)致大量疏浚淤泥產(chǎn)生?，F(xiàn)階段已經(jīng)形成了幾種切實(shí)有效處理淤泥的方法。例如，河道淤泥可用作于建筑砌體材料的原材料，也可以將其進(jìn)行脫水處理后作為填土材料，還可以用于土壤改良或種植。但是由于淤泥本身高含水量、高壓縮性、低強(qiáng)度這些特殊性質(zhì)以及經(jīng)濟(jì)效益等問(wèn)題，更多還是采用直接傾倒堆積的方式。因此，探索一種既能提高利用效率又能降低利用成本的有效利用途徑，具有積極的社會(huì)與工程意義，同時(shí)也有利于提高環(huán)境質(zhì)量和保護(hù)環(huán)境。

河道淤泥作為一種高含水率及高流動(dòng)性的軟土，根據(jù)已有的氣泡混凝土技術(shù)，可將其作為制備氣泡混合輕質(zhì)土的原料土，是疏浚淤泥一種比較好的利用方式。迄今為止，對(duì)于氣泡混合輕質(zhì)土的研究已取得很多成果。在國(guó)外，瓦川善山等[2]通過(guò)無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，探討了水泥含量對(duì)經(jīng)氣泡混合處理后輕質(zhì)土抗壓強(qiáng)度的影響。國(guó)內(nèi)對(duì)輕質(zhì)混合土的研究起步較晚，大多數(shù)主要采用塑料發(fā)泡顆粒作為輕質(zhì)材料，較少采用氣泡。何國(guó)杰等[3]以工程棄土石為原料土制作成氣泡混合輕質(zhì)土，對(duì)其容重和強(qiáng)度進(jìn)行試驗(yàn)研究，探討了水泥摻入量、氣泡摻入量、養(yǎng)護(hù)齡期、含水量等對(duì)氣泡混合輕質(zhì)土容重和強(qiáng)度的影響。梁興盛等[4]基于室內(nèi)沖擊試驗(yàn)，研究了氣泡混合輕質(zhì)土在沖擊荷載作用下的抗裂性能，并探討了不同發(fā)泡劑摻量對(duì)混合輕質(zhì)土的影響。顧歡達(dá)等[5-6]通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)對(duì)河道淤泥氣泡混合土強(qiáng)度變形特性等進(jìn)行了研究。趙云會(huì)等[7]通過(guò)三軸試驗(yàn)和抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，對(duì)不同氣泡含量的氣泡混合輕質(zhì)土的應(yīng)力—應(yīng)變特性及抗剪強(qiáng)度進(jìn)行了分析，并且考察了凍融循環(huán)對(duì)氣泡混合土抗壓強(qiáng)度的影響。然而，考慮路徑因素對(duì)FMLSS力學(xué)性質(zhì)影響的相關(guān)研究還較少。

國(guó)內(nèi)外已有諸多對(duì)不同應(yīng)力路徑下土的強(qiáng)度及變形特性的研究成果。LAMBE[8]首先闡述了應(yīng)力路徑的具體方法。LADE等[9]指出在相同的始末應(yīng)力狀態(tài)下，應(yīng)力路徑不同，其對(duì)應(yīng)的應(yīng)力—應(yīng)變曲線也不同。黃質(zhì)宏等[10]研究發(fā)現(xiàn)不同應(yīng)力路徑對(duì)紅黏土的力學(xué)特性有很大影響。劉國(guó)斌等[11]進(jìn)行基坑開(kāi)挖模擬，得出軟土的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系也與應(yīng)力路徑有關(guān)。劉祖德等[12]對(duì)砂性土和粘性土分別進(jìn)行不同應(yīng)力路徑試驗(yàn)，探究應(yīng)力路徑對(duì)填土變形特性的影響規(guī)律。陳凡等[13]通過(guò)不同應(yīng)力路徑試驗(yàn)對(duì)粉土和改性粉土進(jìn)行強(qiáng)度變形試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果表明，相同圍壓下，常規(guī)三軸路徑下的抗剪強(qiáng)度大于等壓壓縮路徑下的抗剪強(qiáng)度，減壓壓縮路徑最小，而且不同應(yīng)力路徑下的應(yīng)力—應(yīng)變曲線均呈非線性變化。楊愛(ài)武等[14]以結(jié)構(gòu)性吹填土為研究對(duì)象，通過(guò)三軸不固結(jié)不排水試驗(yàn)，研究了不同應(yīng)力路徑對(duì)吹填土強(qiáng)度、變形及孔隙水壓力變化規(guī)律的影響。陳婷[15]通過(guò)不同應(yīng)力路徑三軸試驗(yàn)，研究應(yīng)力路徑對(duì)軟土應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的影響。由此可以看出，路徑因素對(duì)土的力學(xué)性質(zhì)有明顯的影響。

例如，在開(kāi)挖施工過(guò)程中，巖土體往往處于比較復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)，其應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系也受各種因素影響而顯示不同的特征。在基坑開(kāi)挖過(guò)程中，經(jīng)常發(fā)生基坑坑底隆起，坑壁側(cè)向位移和地表沉降等問(wèn)題，這些問(wèn)題與一般土工試驗(yàn)按加載方式所表現(xiàn)出來(lái)的特性有很大不同。利用常規(guī)加載試驗(yàn)所得到的強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算必然會(huì)產(chǎn)生較大的誤差。因此，基于工程應(yīng)用目的，考慮卸荷因素的影響，研究卸荷條件下FMLSS的強(qiáng)度發(fā)揮及相應(yīng)的強(qiáng)度指標(biāo)，對(duì)提高設(shè)計(jì)計(jì)算的合理性和可靠性具有良好的工程意義。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)原料及配合設(shè)計(jì)

試驗(yàn)用土源于蘇州市內(nèi)某河道淤泥，試驗(yàn)前先對(duì)該淤泥進(jìn)行提純，本試驗(yàn)選用直徑5 mm篩子對(duì)其進(jìn)行過(guò)篩處理，去除淤泥內(nèi)部大顆粒雜質(zhì)及其他異物，從而提高土體的均勻性和流動(dòng)性。通過(guò)一系列土工試驗(yàn)(GB/T 50123—1999)測(cè)得原料土的基本物理性質(zhì)指標(biāo)，詳見(jiàn)表1。原料土含水量較高，液性指數(shù)IL>1.0，處于流塑狀態(tài)；塑性指數(shù)Ip=15.7，該土屬于淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土。

表1 原料土的物理性質(zhì)指標(biāo)Tab.1 Physical parameters of raw soil

試驗(yàn)中采用的固化劑為PO42.5普通硅酸鹽水泥，發(fā)泡劑為動(dòng)物蛋白類復(fù)配型發(fā)泡劑，用水為自來(lái)水。試驗(yàn)配合比設(shè)計(jì)見(jiàn)表2(試驗(yàn)中以河道淤泥的干土質(zhì)量為標(biāo)準(zhǔn)，水泥含量為水泥質(zhì)量與原料土干土質(zhì)量的比值，氣泡含量為氣泡質(zhì)量與原料土干土質(zhì)量的比值，含水量為水的質(zhì)量與原料土干土質(zhì)量的比值)。然后按照表2配比依次在河道淤泥中加入水、水泥和氣泡，分別攪拌均勻，最后將攪拌均勻的河道淤泥氣泡混合土(Foamed mixture lightweight soil using river sludge，簡(jiǎn)稱FMLSS)裝入直徑61.8 mm、高20 mm的模具中， 把密封好的模具放在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)24 h后取出脫模，然后重新用保鮮膜密封送至標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室繼續(xù)養(yǎng)護(hù)至28 d試驗(yàn)齡期滿后，取出做試驗(yàn)。

表2 FMLSS的配比情況Tab.2 Mixture conditions of FMLSS

1.2 試驗(yàn)方法

為了考察卸荷因素對(duì)FMLSS抗剪性能的影響，采用應(yīng)變控制式ZJ型直剪儀進(jìn)行常規(guī)加荷及不同卸荷條件下的直剪試驗(yàn)，剪切速率0.6 mm/min。

1.2.1 固結(jié)快剪試驗(yàn)

先在試樣頂部分別施加四種(300、200、100、50 kPa)不同預(yù)壓荷載至預(yù)壓穩(wěn)定后，然后分別將土樣直接進(jìn)行快速剪切試驗(yàn)。最后確定不同預(yù)壓荷載下土樣的剪應(yīng)力—剪應(yīng)變曲線。

1.2.2 固結(jié)卸荷快剪試驗(yàn)

先在試樣頂部分別施加四種(400、300、200、100 kPa)不同預(yù)壓荷載至預(yù)壓穩(wěn)定以后，然后每種預(yù)壓荷載按每級(jí)100 kPa迅速卸荷(為方便讀數(shù)，卸荷后垂直壓力不宜低于50 kPa)，然后將卸荷至對(duì)應(yīng)分級(jí)壓力的土樣直接進(jìn)行快速剪切試驗(yàn)，最后確定土樣卸荷路徑下的剪應(yīng)力—剪應(yīng)變曲線。當(dāng)預(yù)壓荷載為400 kPa時(shí)，將預(yù)壓荷載400 kPa分別卸載至300、200、100、50 kPa后，再分別進(jìn)行快速剪切試驗(yàn)。當(dāng)預(yù)壓荷載為300 kPa時(shí)，將預(yù)壓荷載300 kPa分別卸載至200、100、50 kPa后，再分別進(jìn)行快速剪切試驗(yàn)。當(dāng)預(yù)壓荷載為200 kPa時(shí)，將預(yù)壓荷載200 kPa分別卸載至100、50 kPa后，再分別進(jìn)行快速剪切試驗(yàn)。當(dāng)預(yù)壓荷載為100 kPa時(shí)，將預(yù)壓荷載100 kPa卸載至50 kPa后，再快速進(jìn)行剪切試驗(yàn)。整個(gè)試驗(yàn)采用先加載后快速卸載剪切方式，對(duì)應(yīng)開(kāi)挖施工速度較快，土體來(lái)不及膨脹情況下的路徑條件。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系

土樣先在不同預(yù)壓荷載下(400、300、200 kPa)預(yù)壓穩(wěn)定后，分別卸荷至100 kPa法向力，之后再分別進(jìn)行直剪試驗(yàn)，其結(jié)果如圖1所示，可見(jiàn)其應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系基本呈應(yīng)變硬化形式，對(duì)于應(yīng)變硬化曲線可按式(1)所示的雙曲線模型進(jìn)行擬合。

式中:τ(kPa)為剪應(yīng)力；εr為剪應(yīng)變；a、b為擬合參數(shù)。

從圖1所示結(jié)果可以看出，不同的預(yù)壓荷載對(duì)趨于穩(wěn)定的抗剪強(qiáng)度影響較小，但對(duì)其應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系影響比較明顯。當(dāng)預(yù)壓荷載從400 kPa或300 kPa卸至100 kPa時(shí)，可以發(fā)現(xiàn)應(yīng)力—應(yīng)變曲線基本一致。而當(dāng)預(yù)壓荷載從200 kPa卸至100 kPa時(shí)的應(yīng)力—應(yīng)變曲線較前者有比較明顯的差異，后者顯示在相同的剪切荷載作用下出現(xiàn)更大的剪切位移。其原因在于前者在受較大預(yù)壓荷載作用后，在預(yù)壓作用階段土體受固結(jié)程度提高，導(dǎo)致剪切階段的抗剪性能提高。在剪切后期當(dāng)剪切破裂面上的土結(jié)構(gòu)受到破壞后，土的抗剪強(qiáng)度主要受土體自身的粘結(jié)力及摩擦影響，因此在相同的法向應(yīng)力下，土體剪切后期表現(xiàn)出的抗剪性能則相差不大。

進(jìn)一步考察在相同的預(yù)壓荷載作用下，卸荷至不同的法向力時(shí)對(duì)FMLSS抗剪強(qiáng)度的影響(見(jiàn)圖2)。圖中顯示為在預(yù)壓荷載400 kPa預(yù)壓穩(wěn)定后分別卸荷至300、200、100、50 kPa時(shí)的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線。

圖1 剪應(yīng)力—剪應(yīng)變曲線
Fig.1 Shear stress-shear strain curves

圖2 剪應(yīng)力—剪應(yīng)變曲線
Fig.2 Shear stress-shear strain curves

從圖2中可以看出，在剪切初期剪切應(yīng)力較小時(shí)，即τ≦40 kPa，卸載之后保持的荷載水平對(duì)應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系影響不大；然而，當(dāng)剪切應(yīng)力繼續(xù)增加時(shí)，即τ>40 kPa，應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線顯示出明顯的差異，卸載后保持的法向力荷載水平越高，F(xiàn)MLSS的抗剪能力越強(qiáng)。其機(jī)理在于試樣預(yù)壓固結(jié)、卸荷后迅速開(kāi)始剪切試驗(yàn)，土體還未充分回彈，在開(kāi)始剪切的小應(yīng)變階段，F(xiàn)MLSS的密實(shí)程度主要受預(yù)壓荷載的影響，此時(shí)卸載后保持的法向力水平對(duì)應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線影響不明顯。隨著剪切進(jìn)行及剪切位移增大，剪切面上的抗剪力發(fā)揮主要受維持的法向力水平的影響，卸載后保持的法向力荷載水平越高，F(xiàn)MLSS獲得的抗剪強(qiáng)度則越高，其相應(yīng)的抗剪性能也會(huì)越強(qiáng)。

2.2 抗剪強(qiáng)度及強(qiáng)度指標(biāo)

選取一組典型工況(氣泡含量2 %、水泥含量25 %，原料土含水量110 %)的FMLSS試樣，在4種不同預(yù)壓荷載(400、300、200、100 kPa)下預(yù)壓穩(wěn)定后，分別卸荷至50、100、200、300 kPa(預(yù)壓荷載300 kPa分別卸至50、100、200 kPa，預(yù)壓荷載200 kPa分別卸至50、100 kPa，預(yù)壓荷載100 kPa卸至50 kPa)的法向力后分別立即進(jìn)行直剪試驗(yàn)，測(cè)得的抗剪強(qiáng)度結(jié)果見(jiàn)表3。分析表列試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在相同的預(yù)壓荷載作用下，預(yù)壓穩(wěn)定后卸荷至不同法向力時(shí)，卸荷后保持的法向荷載水平越高，F(xiàn)MLSS的抗剪強(qiáng)度越高。即在相同的預(yù)壓荷載作用下，隨著卸荷比(卸荷應(yīng)力與最大預(yù)壓荷載的比值)的增大，土體抗剪強(qiáng)度越來(lái)越小，同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，隨著卸荷比的增加，剪切強(qiáng)度的差異變得越來(lái)越小，并且最終趨于穩(wěn)定。當(dāng)不同預(yù)壓荷載卸載至相同垂直壓力時(shí)，可以發(fā)現(xiàn)預(yù)壓荷載對(duì)峰值強(qiáng)度沒(méi)有太大的影響。其原因是：隨著剪切進(jìn)行及剪切位移增大，剪切面上的抗剪力發(fā)揮主要受維持的法向力水平的影響，卸載后保持的法向力水平越高，即卸荷比越小，F(xiàn)MLSS的抗剪強(qiáng)度越大。在剪切后期當(dāng)剪切破裂面上的土結(jié)構(gòu)受到破壞后，土的抗剪強(qiáng)度主要受土體自身的粘結(jié)力及摩擦影響，在相同的法向應(yīng)力下，F(xiàn)MLSS表現(xiàn)出的抗剪強(qiáng)度則相差不大。

表3 不同預(yù)壓荷載下的抗剪強(qiáng)度Tab.3 Shear strength under different preloading

考察FMLSS剪切變形的一個(gè)重要參數(shù)是剪切模量，剪切模量G定義為：材料在剪應(yīng)力作用下，在彈性變形極限范圍內(nèi)，剪應(yīng)力與應(yīng)變的比值。選取氣泡含量2 %、水泥含量25 %、原料土含水量110 %配比的FMLSS試樣，在不同預(yù)壓荷載(400、300、200、100 kPa)預(yù)壓穩(wěn)定后，分別卸荷至50、100、200、300 kPa(預(yù)壓荷載300 kPa分別卸至50、100、200 kPa，預(yù)壓荷載200 kPa分別卸至50、100 kPa，預(yù)壓荷載100 kPa卸至50 kPa)，然后分別立即進(jìn)行直剪試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)所得的剪應(yīng)力—剪應(yīng)變關(guān)系確定的剪切模量見(jiàn)表4。由表列數(shù)據(jù)可知，不同預(yù)壓荷載預(yù)壓穩(wěn)定后卸荷至相同法向力時(shí)，預(yù)壓荷載越大，F(xiàn)MLSS的剪切模量越大。其原因在于預(yù)壓荷載越大，F(xiàn)MLSS內(nèi)部孔隙受到壓縮，土體密度提高，土體的抗剪力也相應(yīng)增大，在剪力相同條件下，剪切變形越小，剪切模量越大。同時(shí)還可知，在相同預(yù)壓荷載預(yù)壓穩(wěn)定后卸荷至不同法向力實(shí)施剪切時(shí)，F(xiàn)MLSS的剪切模量隨著卸載后維持的法向荷載增大而增大，即土體在相同預(yù)壓下，隨著卸荷比的增大呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，但與抗剪強(qiáng)度相比變化量較小。其機(jī)理在于初始剪切階段，F(xiàn)MLSS主要受預(yù)壓荷載水平的影響，在相同預(yù)壓荷載作用后，土體受剪后初期變形較接近，由此得到初始剪切模量雖有所區(qū)別，但差異并不顯著。

表4 不同預(yù)壓荷載下的剪切模量Tab.4 Shear modulus under different preloading

對(duì)氣泡含量2 %、水泥含量25 %、原料土含水量110 %配比條件下FMLSS剪切試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，可以得到如表5所示的常規(guī)加荷條件及預(yù)壓卸荷條件下(預(yù)壓荷載400 kPa卸至50、100、200、300 kPa，預(yù)壓荷載300 kPa卸至50、100、200 kPa)的FMLSS抗剪強(qiáng)度指標(biāo)。

根據(jù)表5所示試驗(yàn)結(jié)果，可以看出常規(guī)加荷條件及預(yù)壓卸荷條件下，F(xiàn)MLSS抗剪強(qiáng)度指標(biāo)粘聚力c值有顯著差異。比較固結(jié)快剪試驗(yàn)和固結(jié)卸荷快剪試驗(yàn)結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)加荷條件下的粘聚力明顯大于預(yù)壓卸荷條件下的粘聚力，但不同的加卸荷方式對(duì)FMLSS內(nèi)摩擦角影響比較小。其機(jī)理在于FMLSS承受剪切荷載時(shí)，在剪切面上首先發(fā)揮抗剪能力的是FMLSS的膠結(jié)力，在FMLSS承受較大的預(yù)壓荷載時(shí)，部分膠結(jié)能力受到一定損傷，導(dǎo)致粘聚力降低。卸荷過(guò)程中，受預(yù)壓荷載作用部分受損的膠結(jié)力尚未恢復(fù)，其結(jié)果使得預(yù)壓卸荷情況下FMLSS的粘聚力小于常規(guī)加荷條件下的粘聚力。在實(shí)際工程中，如果開(kāi)挖卸荷仍采用加荷條件下的強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)行穩(wěn)定性分析，那么工程安全儲(chǔ)備能力將會(huì)降低。

表5 不同試驗(yàn)方法下FMLSS的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)Tab.5 Shear strength indexes of FMLSS under different test methods

2.3 氣泡含量的影響

氣泡混合土屬于多相性復(fù)合材料，其強(qiáng)度及變形性質(zhì)受多種因素影響。工程應(yīng)用中作為一種輕質(zhì)土材料，主要通過(guò)調(diào)整混合土中的氣泡含量改變混合土密度以滿足工程中不同的密度要求。因此，有必要進(jìn)一步考察氣泡含量對(duì)FMLSS抗剪特性的影響。圖3為僅改變氣泡含量條件下，不同預(yù)壓荷載(400、300 kPa)預(yù)壓穩(wěn)定后卸荷至法向力50 kPa情況下得到的FMLSS的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線。

(a) 預(yù)壓荷載300 kPa卸至50 kPa

(b) 預(yù)壓荷載400 kPa卸至50 kPa

圖3 不同氣泡含量下的剪應(yīng)力—剪應(yīng)變曲線
Fig.3 Shear stress-shear strain curves of samples with different bubble incorporation

根據(jù)圖3(a)所示結(jié)果可以看出，在預(yù)壓荷載較小的情況下，不同氣泡含量對(duì)FMLSS應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系影響是比較明顯的，氣泡含量越大，剪切強(qiáng)度越低，由一定剪切荷載產(chǎn)生的剪切位移越大。其原因在于在預(yù)壓荷載較小的情況下，雖然FMLSS經(jīng)預(yù)壓后部分結(jié)構(gòu)受破壞但程度相對(duì)較低，此時(shí)，決定FMLSS抗剪性能發(fā)揮主要是由氣泡形成的孔隙數(shù)量多少?zèng)Q定，氣泡含量越大，F(xiàn)MLSS中孔隙數(shù)越多，導(dǎo)致其抗剪能力越低，變形越大。而在預(yù)壓荷載較大的情況下(圖3(b))，在剪力比較小的初始剪切階段，不同氣泡含量條件下的FMLSS應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線比較接近，只在剪力較大的剪切后期，氣泡含量較大的FMLSS顯示較低的抗剪強(qiáng)度及一定剪力條件下較大的變形。這是由于在較大的預(yù)壓荷載作用下，F(xiàn)MLSS經(jīng)預(yù)壓后土結(jié)構(gòu)受損程度較高，即使在氣泡含量較大，土中孔隙分布較多的情況下，經(jīng)預(yù)壓荷載作用后土中孔隙體積減小幅度較大，導(dǎo)致即使在不同的氣泡含量條件下初始孔隙體積不同，但經(jīng)預(yù)壓固結(jié)后土體內(nèi)部孔隙體積比較接近，結(jié)果導(dǎo)致即使氣泡含量不同，但經(jīng)預(yù)壓固結(jié)卸荷后的FMLSS剪切應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系比較接近。但當(dāng)剪切應(yīng)變繼續(xù)增大，由于氣泡含量大的FMLSS內(nèi)部初始孔隙體積較大，經(jīng)預(yù)壓固結(jié)后土骨架損傷程度更高，在剪切位移較大的后期主要依靠土骨架承擔(dān)抗剪力的情況下顯示較小的抗剪強(qiáng)度。

圖4 不同氣泡含量時(shí)的強(qiáng)度包線 Fig.4 Strength envelopes ofdifferent bubble incorporation

將不同氣泡含量的FMLSS在經(jīng)400 kPa預(yù)壓荷載預(yù)壓穩(wěn)定后卸荷至不同法向荷載進(jìn)行固結(jié)快剪試驗(yàn)，得到的強(qiáng)度包線如圖4所示，并將由此獲得的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)匯總于表6。

由表6所列數(shù)據(jù)可得，在相同試驗(yàn)條件下，F(xiàn)MLSS的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)(包括粘聚力和內(nèi)摩擦角)均隨著氣泡含量的增加而減小。其原因是由于FMLSS中加入氣泡后在土體內(nèi)部形成多孔性結(jié)構(gòu)的孔隙分布影響，加入氣泡使土體內(nèi)部原來(lái)由土顆粒連接的部分被孔結(jié)構(gòu)取代，土顆粒之間的接觸面積相應(yīng)減少，骨架結(jié)構(gòu)性減弱。因此隨著FMLSS中氣泡含量的增加，F(xiàn)MLSS的粘聚力與內(nèi)摩擦角都有減小，但與內(nèi)摩擦角相比，氣泡含量對(duì)粘聚力的影響更加明顯。

表6 不同氣泡含量下的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)Tab.6 Shear strength indexes of different bubble incorporation

圖5顯示為在經(jīng)不同預(yù)壓荷載預(yù)壓穩(wěn)定后卸荷至50 kPa或100 kPa后根據(jù)剪切應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系確定的FMLSS剪切模量與預(yù)壓荷載之間的相關(guān)關(guān)系。分析圖示結(jié)果可以看出，氣泡含量對(duì)FMLSS的剪切模量影響比較明顯，在相同試驗(yàn)條件下，隨著氣泡含量的增加，F(xiàn)MLSS的剪切模量減小。其原因在于隨著氣泡含量的增大，土體內(nèi)部存在的孔隙對(duì)土骨架的削弱效應(yīng)更加明顯，當(dāng)在剪切荷載作用下沿剪切面發(fā)生剪切時(shí)，一方面由于土骨架較弱，F(xiàn)MLSS剪切面上的抗剪能力較小；另一方面土體內(nèi)部較多孔隙的存在使得土粒發(fā)生相對(duì)位移的空間更大。其結(jié)果使得在一定的剪切荷載作用下，氣泡含量大的FMLSS更容易發(fā)生剪切位移，剪切模量較小。同時(shí)，也可以發(fā)現(xiàn)FMLSS剪切模量隨預(yù)壓荷載的增大呈增大趨勢(shì)。也就是說(shuō)，在預(yù)壓荷載更大的情況下，F(xiàn)MLSS受固結(jié)作用更加明顯，內(nèi)部孔隙體積縮小，土體密度提高，剪切過(guò)程中顆粒間摩擦形成的抗剪力更易發(fā)揮，使得在一定的剪切荷載作用下，預(yù)壓荷載越大，剪切過(guò)程中發(fā)生的剪切位移越小，剪切模量越大。

(a) 不同預(yù)壓荷載卸載至50 kPa

(b) 不同預(yù)壓荷載卸載至100 kPa

圖5 不同預(yù)壓荷載條件下的剪切模量
Fig.5 Shear modulus under different preloading conditions

3 結(jié)論

① 預(yù)壓卸荷條件下，卸荷比越小，卸荷后保持的荷載水平越高，F(xiàn)MLSS的抗剪性能越強(qiáng)。在卸荷后維持荷載相同的條件下，F(xiàn)MLSS的抗剪性能隨著預(yù)壓荷載的增大而增大。

② 不同路徑條件對(duì)抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的影響較大。與常規(guī)加載條件下的強(qiáng)度指標(biāo)相比，考慮卸荷影響時(shí)，F(xiàn)MLSS的粘聚力減小，而內(nèi)摩擦角變化不大。在實(shí)際工程中，如果開(kāi)挖卸荷仍采用加荷條件下的強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)行穩(wěn)定分析，那么工程安全儲(chǔ)備能力將會(huì)降低。

③ 氣泡含量對(duì)FMLSS抗剪特性有很大影響。隨著氣泡含量的增加，F(xiàn)MLSS的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)(包括粘聚力和內(nèi)摩擦角)相應(yīng)減小，土的抗剪強(qiáng)度降低。同時(shí)，土的剪切模量也減小，即土體抵抗剪切應(yīng)變的能力降低。