陳 盼，李永和，王吉利，韋昌富，吳二林，顏榮濤

（1. 巖土力學(xué)與工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所，武漢 430071；2. 浙江省水利河口研究院，杭州 310020）

1 引 言

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)不斷發(fā)展，土地資源變得日益緊缺，已成為制約我國經(jīng)濟(jì)可持續(xù)發(fā)展的重大瓶頸。目前開發(fā)和利用沿海地區(qū)灘涂資源，已成為解決土地資源緊缺問題和推動(dòng)地區(qū)經(jīng)濟(jì)發(fā)展的重要手段之一，我國沿海地區(qū)多分布有深厚的淤泥、淤泥質(zhì)軟土層，需要經(jīng)過處理才能被有效利用。然而，常用的換填挖除的處理方式不僅在施工過程中難以付諸實(shí)施，而且工程造價(jià)也很高。爆炸擠淤置換法由于其技術(shù)的成熟性及適用性已成為圍墾工程中廣泛采用的軟基處理技術(shù)[1]。近年來，沿海圍墾工程呈現(xiàn)出逐步向深水、低涂、超軟地基發(fā)展的特點(diǎn)[2]，即使采用爆炸擠淤置換法，由于深厚軟土層的工程特性、施工工藝的限制與節(jié)約成本的考慮，回填海堤的底部并未落在深部的、承載力較高的土層上，而是落在承載力并不很高的上伏深厚軟土層中，成為所謂的“懸浮式”結(jié)構(gòu)，這種結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)及其穩(wěn)定性分析成為圍墾工程的關(guān)鍵問題之一。

海堤地基下的軟土具有高含水率、高壓縮性、低滲透性、低抗剪強(qiáng)度、顯著的結(jié)構(gòu)性和流變性等特點(diǎn)，這些基本特性對(duì)工程會(huì)產(chǎn)生潛在的不利影響。從物理成因來看，在海相軟黏土沉積過程中物理化學(xué)作用使土體顆粒間接觸面產(chǎn)生膠結(jié)作用[3]。正是這種膠結(jié)作用使土體骨架具有一定的強(qiáng)度，能夠承受一定的壓力作用，一旦土體結(jié)構(gòu)遭到破壞，這種聯(lián)結(jié)作用會(huì)失效，使得結(jié)構(gòu)強(qiáng)度減弱甚至喪失。結(jié)構(gòu)破壞后土體會(huì)在沒有任何征兆的情況下發(fā)生變形破壞，對(duì)實(shí)際工程產(chǎn)生較大的危害[4]，故在工程勘察與設(shè)計(jì)中需要特別重視軟土結(jié)構(gòu)性的調(diào)查研究[5]。

在結(jié)構(gòu)性軟土地區(qū)實(shí)施工程建設(shè)時(shí)，需要嚴(yán)格控制施工速率，過快的施工速率會(huì)使土體的結(jié)構(gòu)性破壞而造成不可逆的變形，產(chǎn)生大的附加沉降[6]，而這種沉降采用常規(guī)的固結(jié)變形模型無法預(yù)測(cè)，使得工程的不穩(wěn)定性因素增大。與一般黏性土不同，具有結(jié)構(gòu)性的原狀黏性土由于其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的存在，壓縮曲線的拐點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的壓力大小并不能作為土體的先期固結(jié)壓力，而是土體的結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力[7]。不考慮軟黏土本身的結(jié)構(gòu)性，而僅僅采用一般黏性土的描述方法對(duì)其進(jìn)行研究是不合理的。結(jié)構(gòu)性土本構(gòu)模型的建立是研究結(jié)構(gòu)性土工程特性的重要手段，通過數(shù)學(xué)描述預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)性土的變形與強(qiáng)度變化[8－9]。然而，由于各地軟黏土的沉積環(huán)境與沉積過程差異甚大，現(xiàn)有的本構(gòu)模型在描述軟土的結(jié)構(gòu)性方面還存在一定的局限性，目前的結(jié)構(gòu)性軟土本構(gòu)模型仍需進(jìn)一步的完善。

本研究所用土樣取自浙江臺(tái)州地區(qū)濱海，與杭州等地區(qū)的沉積環(huán)境差異較大，故其物理力學(xué)性質(zhì)也有所不同，即使是毗連相接的溫州地區(qū)軟土的研究成果也較臺(tái)州地區(qū)豐富的多。爆炸及其上覆拋石荷載的作用對(duì)軟土地基產(chǎn)生附加應(yīng)力，在附加應(yīng)力作用下軟土將產(chǎn)生擠密、排水固結(jié)效應(yīng)等。迄今為止，國內(nèi)外巖土工程界針對(duì)這些效應(yīng)對(duì)軟黏土變形、強(qiáng)度及其結(jié)構(gòu)性的影響問題的研究仍顯不夠，而解決這些問題對(duì)圍墾筑堤的沉降、穩(wěn)定性評(píng)價(jià)是至關(guān)重要的。因此，有必要針對(duì)該地區(qū)的軟土進(jìn)行相關(guān)研究。通過爆炸擠淤施工前后兩次原位取樣，進(jìn)行室內(nèi)軟黏土的一維壓縮與等壓固結(jié)試驗(yàn)，并將試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，以研究爆炸擠淤置換作用對(duì)該地區(qū)軟黏土壓縮變形特性的影響。

2 試驗(yàn)內(nèi)容與試驗(yàn)方法

2.1 工程背景

浙江省玉環(huán)縣漩門三期圍墾工程是至今該省最大的圍墾工程，總圍墾面積為45.3 km2。漩門三期圍墾實(shí)體工程位于玉環(huán)縣楚門半島與玉環(huán)島之間的漩門港灣，東瀕東海，南接珠港坎門，背靠蘆浦、干江兩鎮(zhèn)。海堤總長5314 m，分為坎門、珠港、干江海堤3段。由于地基下存在深厚淤泥質(zhì)軟土層及當(dāng)?shù)厥蟽?chǔ)存豐富，海堤地基采用了爆炸擠淤置換法處理。海堤設(shè)計(jì)置換深度為 27 m，基礎(chǔ)底寬28 m。本次試驗(yàn)重點(diǎn)研究最長的中段珠港海堤范圍內(nèi)的深厚淤泥質(zhì)軟土的工程特性，堤地基土層主要由Ⅰ層淤泥夾粉土、II層淤泥、III層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、Ⅳ層黏土夾粉細(xì)砂等組成。

2.2 原位取樣

本次分別對(duì)爆炸施工前后海堤地基范圍內(nèi)的軟土進(jìn)行了鉆探取樣。取樣孔平面布置圖如圖1所示，其中編號(hào)為BZK位置為進(jìn)行爆炸施工前的取樣孔，由于取樣前海堤已經(jīng)開始施工建造，該孔選擇在離海堤中軸線一定距離的位置，是為了獲得未受爆炸施工影響的原狀土樣進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)。采用控制加載爆炸擠淤置換法對(duì)珠港海堤海相軟土地基進(jìn)行了處理，爆炸擠淤置換法施工斷面設(shè)計(jì)藥包埋深為泥面下7～9 m，藥包16個(gè)，藥包間距為3 m，單藥包重量為 50 kg，其堤頭爆炸設(shè)計(jì)的參數(shù)見文獻(xiàn)[10]。海堤爆炸施工完成后，在堤上進(jìn)行了鉆孔取樣，取樣位置為 AZK1及 AZK2二個(gè)鉆孔和CZK位置處一個(gè)鉆孔，這些位置的地基土層均受到不同程度爆炸施工的擾動(dòng)。海堤施工位置進(jìn)行二次3個(gè)鉆孔的取樣，主要是為了獲得足夠數(shù)量的土樣以滿足試驗(yàn)設(shè)計(jì)要求。鉆探機(jī)具為DPP100型鉆機(jī)，鉆孔直徑φ150 mm，取樣器采用φ75 mm、長50 cm的薄壁取土器，在軟土層中靜壓連續(xù)取樣。土樣取出后，對(duì)土樣進(jìn)行現(xiàn)場土性鑒別與描述，并及時(shí)用蠟密封好，放到室內(nèi)潮濕處，對(duì)土樣進(jìn)行編號(hào)（BZK孔土樣按順序編為BZK-1、BZK-2???，AZK孔土樣按順序編為 AZK1-1、AZK1-2???，AZK2-1、AZK2-2???，CZK 孔土樣按順序編為 CZK-1、CZK-2???）。待試樣取完后，小心裝箱并采取防震措施運(yùn)回室內(nèi)，以最大限度地降低對(duì)試樣的擾動(dòng)。兩次4個(gè)鉆孔的取樣深度及相應(yīng)的土樣數(shù)量見圖2，最大深度為59.8 m。由于爆炸擠淤置換施工后，地基上部軟土層被擠開由碎石填充，爆炸施工后的鉆孔只能取到部分Ⅱ、Ⅲ層的土樣。

圖1 取樣孔位置平面示意圖(單位:m)Fig.1 Sketch of sample positions(unit:m)

圖2 各鉆孔取樣深度與取樣編號(hào)圖Fig.2 The depth and numbers chart of soil samples from different boreholes

2.3 試驗(yàn)方法

根據(jù)研究內(nèi)容，設(shè)計(jì)相關(guān)的室內(nèi)試驗(yàn)方案，進(jìn)行基本物理性質(zhì)試驗(yàn)研究，包括比重、重度、含水率、液塑限、顆粒分析、滲透性等試驗(yàn)項(xiàng)目，同時(shí)還開展了一維壓縮與各向等壓固結(jié)試驗(yàn)。一維壓縮試驗(yàn)采用了加載、卸載再加載的加荷路徑，加荷系列設(shè)計(jì)為24級(jí)，穩(wěn)定時(shí)間為24 h。等壓固結(jié)試驗(yàn)加卸載再加載荷載級(jí)數(shù)設(shè)計(jì)為 22級(jí)，采用高度為8.0 cm、直徑為3.91 cm的三軸試樣。為了縮短等壓固結(jié)試驗(yàn)的時(shí)間，對(duì)應(yīng)變控制式三軸試驗(yàn)儀進(jìn)行了一定的改進(jìn)，采用雙面排水雙體變管量測(cè)土樣體變的方法，待體變管讀數(shù)穩(wěn)定后施加下一級(jí)壓力進(jìn)行固結(jié)。以上操作與實(shí)施均按照《土工試驗(yàn)規(guī)程》[11]嚴(yán)格進(jìn)行。

3 試驗(yàn)結(jié)果及成果分析

3.1 基本物性統(tǒng)計(jì)分析

對(duì)爆炸前后所取土樣進(jìn)行了室內(nèi)基本物性試驗(yàn)，為便于對(duì)試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，通過現(xiàn)場初步判斷，結(jié)合室內(nèi)基本物性試驗(yàn)對(duì)土樣進(jìn)行定名，結(jié)果見表1。表2、3為對(duì)各個(gè)土樣物性試驗(yàn)進(jìn)行歸納統(tǒng)計(jì)的結(jié)果。

表1 土樣分層及土性定名Table1 The layers and designation of soil samples

表2 爆破前(BZK孔)軟土的基本物性參數(shù)Table2 Basic physical parameters of soft soil before blasting

表3 爆破后(AZK1、AZK2孔)軟土的基本物性參數(shù)Table3 Basic physical parameters of soft soil after blasting

由于爆炸擠淤后Ⅰ層土已被完全擠開，在爆炸后未能取到第一層土進(jìn)行相關(guān)的試驗(yàn)，試驗(yàn)表格中只給出了爆炸后Ⅱ、Ⅲ層的基本物性試驗(yàn)結(jié)果。從表2、3的對(duì)比可以看出，爆炸前后物性指標(biāo)基本都發(fā)生了一定的變化。爆炸后含水率、孔隙比降低明顯，證實(shí)爆炸與碎石堆載對(duì)土體有一定的壓實(shí)作用。液限、塑性及塑性指數(shù)在爆破后有所升高，可能是爆炸后碎石置換的擠壓作用對(duì)土體顆粒產(chǎn)生了一定的破壞效應(yīng)所致。爆炸后土體的飽和滲透系數(shù)增大，表明土體的結(jié)構(gòu)有一定的變化。從表4可以看出，爆炸前后顆粒粒徑的分布變化并不明顯，Ⅱ?qū)拥募?xì)粒含量有所降低，而Ⅲ層的細(xì)粒含量增加。

表4 爆破前后軟土的顆粒分析結(jié)果Table4 Particle analysis results of soft soil

3.2 一維壓縮試驗(yàn)結(jié)果及分析

對(duì)一維壓縮試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行整理，獲得了相應(yīng)的固結(jié)變形曲線，為便于對(duì)比分析，將爆炸前后Ⅱ?qū)油翗樱˙ZK-5，AZK2-1）、Ⅲ層土樣（BZK-19，AZK1-10）的固結(jié)變形曲線繪于一張圖中，各層土樣的固結(jié)壓力σv與孔隙比變化Δe曲線如圖3所示。從圖中BZK和AZK孔Ⅱ、Ⅲ層土的壓縮曲線可以看出，浙江玉環(huán)地區(qū)的天然黏土的壓縮曲線也存在明顯的3個(gè)階段[12]：第一個(gè)階段為彈性變形階段，此時(shí)土體的結(jié)構(gòu)性還未發(fā)生破壞；當(dāng)土體的上覆壓力超過土體的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度時(shí)，進(jìn)入第二階段，土體結(jié)構(gòu)逐漸破壞，由于顆粒間的滑移與結(jié)構(gòu)的塌陷，土體的變形急劇增大；第三階段，結(jié)構(gòu)完全破壞，顆粒間的滑移是土體變形的主要原因。Vasseur等[13]采用微觀觀測(cè)與測(cè)試技術(shù)，對(duì)固結(jié)狀態(tài)下的黏土進(jìn)行的試驗(yàn)研究，證實(shí)了在壓縮條件下土體顆粒的旋轉(zhuǎn)與重排現(xiàn)象。從圖中可以看出，原狀土體的性質(zhì)與爆炸后取樣的土體性質(zhì)接近?；谶@樣的試驗(yàn)現(xiàn)象，已有研究者提出將結(jié)構(gòu)性黏土抽象為由結(jié)構(gòu)體和結(jié)構(gòu)面組成的復(fù)合材料來建立結(jié)構(gòu)性黏土的本構(gòu)模型。Ⅱ?qū)犹烊火ば酝岭S荷載的增加，后期的壓縮量變化率降低，出現(xiàn)壓縮系數(shù)的“倒大”現(xiàn)象。從圖3中還可以看出，爆炸后所取的土樣與完全重塑土樣的固結(jié)性質(zhì)也不同，仍具有一定的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，屬擾動(dòng)土。

圖3 一維固結(jié)壓縮曲線Fig.3 The one-dimensional consolidation compression curves

對(duì)重塑黏性土進(jìn)行歸一化研究，有利于對(duì)黏性土的工程特性進(jìn)行歸納統(tǒng)計(jì)。Burland[14]提出了固有壓縮曲線（ICL）與沉積壓縮曲線（SCL）的概念，能很好地表達(dá)較大液限范圍內(nèi)黏性土的壓縮特性[15]。定義孔隙指數(shù)為

式中：eL=wLGs為液限含水率狀態(tài)wL時(shí)的孔隙比。固有壓縮曲線方程為

以上經(jīng)驗(yàn)公式的適用范圍是液限與塑性指數(shù)落在塑性圖中A線以上的區(qū)域。通過檢驗(yàn)本試驗(yàn)所取的土樣的液限與塑性指數(shù)都在A線以上。將本次爆炸前后土樣的固結(jié)試驗(yàn)數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為孔隙指數(shù)與固結(jié)壓力的關(guān)系繪在圖4的半對(duì)數(shù)坐標(biāo)中，并通過回歸分析得到沉積壓縮曲線，同時(shí)圖中給出了ICL。

圖4 沉積壓縮曲線Fig.4 Curves of the sediment compression

從圖4可以看出，幾乎全部土樣的壓縮數(shù)據(jù)均位于ICL上方，即在相同的孔隙指數(shù)條件下，不論是原狀土還是擾動(dòng)土，其強(qiáng)度都比重塑土的強(qiáng)度高。究其原因，在于重塑成樣過程中土體的原有結(jié)構(gòu)性已被破壞。在低壓力范圍內(nèi)，ICL與SCL基本平行，而隨著壓力的增加，兩條曲線趨于重合，試驗(yàn)結(jié)果與已有文獻(xiàn)中的結(jié)論相同[14]，同時(shí)證明了試驗(yàn)的可靠性。從圖中還可以看出，BZK-1、BZK-5初始位于壓縮曲線上方，試樣表現(xiàn)較高的擬前期固結(jié)壓力，之后隨著荷載的增加，壓縮曲線驟降越過SCL逐漸靠近 ICL。BZK-12、BZK-19土樣接近SCL，表明結(jié)構(gòu)強(qiáng)度稍低。而擾動(dòng)樣 AZK2-1、AZK1-10、CZK-2、CZK-13基本落在兩特征線之間，表明受爆炸擠淤置換作用的影響，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有所降低。盡管原狀樣與爆炸影響的土樣存在結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的差異，但在高壓力條件下，隨著軟土結(jié)構(gòu)性的破壞，所有壓縮曲線最終趨近于ICL。

采用Casagrande方法確定了爆炸擠淤前所取黏性土樣的先期固結(jié)壓力，獲得Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ層土超固結(jié)比（OCR）分別為1.21、1.15、1.13，均屬于弱超固結(jié)土。鑒于采用常規(guī)Casagrande方法確定黏性土先期固結(jié)壓力存在一些問題，Butterfield[16]提出了雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)的改進(jìn)方法來確定黏性土結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力。該方法簡便易行，可減小確定最大曲率點(diǎn)產(chǎn)生的人為誤差的影響。將固結(jié)壓縮試驗(yàn)曲線重新繪于雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)圖中，見圖 5，并求得相應(yīng)土樣的固結(jié)屈服應(yīng)力。從表1中可以看出，同是劃分為Ⅱ?qū)拥腂ZK-5與AZK2-1，結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力降低56 kPa；而Ⅲ層的 BZK-19與爆炸后該層的土樣 AZK1-10，CZK-2的結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力降低130 kPa之多表明爆破擠淤作用對(duì)土體結(jié)構(gòu)性產(chǎn)生的破壞效應(yīng)十分明顯，在工程設(shè)計(jì)與評(píng)估中須引起重視。

圖5 不同土層土樣的結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力Fig.5 Structural yield stresses of different samples from different layers

這里定義一個(gè)新的變量結(jié)構(gòu)破壞應(yīng)力比rSF：

3.3 等壓固結(jié)試驗(yàn)結(jié)果及分析

為研究三向應(yīng)力狀態(tài)下土體的壓縮特性，進(jìn)一步探討爆炸效應(yīng)對(duì)所取軟土的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及壓縮特性的影響，對(duì)爆炸擠淤施工前后第Ⅲ層土的 BZK-20與CZK-4土樣分別進(jìn)行了各向等壓固結(jié)試驗(yàn)，其取樣深度見圖2，其初始孔隙比分別為1.23、1.16。試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。從圖中的對(duì)比可以看出，爆炸擠淤作用后，Ⅲ層軟土的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度減弱，在各向等壓條件下初始的變形趨勢(shì)與爆炸前同層土體的變化相似；隨著等壓荷載的增大，壓力超過約 100 kPa后，爆炸擠淤后影響的土樣的固結(jié)變形加大，隨著結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步破壞，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度逐漸消失，出現(xiàn)變形加速的趨勢(shì)，而BZK-20土樣的變形仍較為平緩，表明爆炸擠淤后軟土的結(jié)構(gòu)性遭到一定程度的破壞，屈服應(yīng)力降低，一旦荷載超過屈服應(yīng)力，土體結(jié)構(gòu)遭到破壞，將出現(xiàn)變形的急劇增加，對(duì)地基造成不利影響。因此，在海堤地基的設(shè)計(jì)中需要充分考慮爆炸作用對(duì)軟土結(jié)構(gòu)及強(qiáng)度的不利影響。表 5中給出了由試驗(yàn)獲得的土體的變形參數(shù)，表中λ為等壓狀態(tài)下土體的壓縮系數(shù)；κ為等壓狀態(tài)下的回彈系數(shù)，這些參數(shù)的獲得可為以后本構(gòu)關(guān)系的建立提供模型參數(shù)。

圖6 第Ⅲ層土樣等壓固結(jié)曲線Fig.6 The equipressure consolidation curves of different samples from the layer Ⅲ

表5 等壓固結(jié)試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)表Table5 Statistics table of equipressure consolidation test results

4 結(jié) 論

（1）爆炸施工前后海相軟土的基本物性指標(biāo)都發(fā)生了一定的變化。爆炸產(chǎn)生的固結(jié)作用使含水率、孔隙比降低明顯。在固有壓縮曲線參考體系下的研究表明軟黏土的結(jié)構(gòu)性對(duì)其壓縮特性產(chǎn)生了明顯的影響。在高壓力條件下土體結(jié)構(gòu)完全破壞，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度消失，所有壓縮曲線將最終趨近于ICL。

（2）通過對(duì)爆炸擠淤前后海相軟黏土的一維固結(jié)試驗(yàn)結(jié)果的分析表明；受爆炸擠淤作用的影響，海相軟黏土的結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力明顯降低，可以采用新定義的結(jié)構(gòu)破壞比來定量評(píng)估爆炸擠淤作用對(duì)海相軟黏土的破壞程度，便于在爆炸擠淤處理海堤地基設(shè)計(jì)及工后沉降的評(píng)估過程中提供量化參考。

（3）三向應(yīng)力狀態(tài)條件下等壓固結(jié)試驗(yàn)結(jié)果的初步分析表明，爆炸擠淤作用后軟黏土的屈服應(yīng)力明顯降低，上覆荷載一旦超過土體的屈服應(yīng)力，軟黏土的變形將急劇增大，海堤沉降隨之增加。

此次試驗(yàn)獲得的土性參數(shù)將為結(jié)構(gòu)性軟黏土本構(gòu)關(guān)系的建立提供有效的數(shù)據(jù)，而該地區(qū)結(jié)構(gòu)性土本構(gòu)關(guān)系的研究是下一步急需解決的問題。

[1]趙簡英,王健,吳京平. 控制加載爆炸擠淤置換法在工程中應(yīng)用[J]. 巖土力學(xué),2006,27(2): 332－335.ZHAO Jian-ying,WANG Jian,WU Jing-ping. An application of blast method to squeeze mud and replacement with controlled loading[J]. Rock and Soil Mechanics,2006,27(2): 332－335.

[2]張莎. 浙江沿海地區(qū)深水軟基圍墾工程施工方法與實(shí)踐[J]. 浙江水利水電?？茖W(xué)校學(xué)報(bào),2007,19(1): 27－30.ZHANG Sha. Construction method and practice of inning engineering on soft soil under deep water in littoral of Zhejiang[J]. Journal of Zhejiang Water Construction and Hydrology College,2007,19(1): 27－30.

[3]李作勤. 有結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的欠壓縮土的力學(xué)特性[J]. 巖土工程學(xué)報(bào),1982,4(1): 34－45.LI Zuo-qin. Mechanical characteristics of underconsolidated clay soils with structural strength[J].Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,1982,4(1): 34－45.

[4]孔令偉,張先偉,郭愛國,等. 湛江強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的三軸排水蠕變特征[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2011,30(2):365－372.KONG Ling-wei,ZHANG Xian-wei,GUO Ai-guo,et al.Creep behavior of Zhanjiang strong structured clay by drained triaxial test[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2011,30(2): 365－372.

[5]沈珠江. 土體結(jié)構(gòu)性的數(shù)學(xué)模型—21世紀(jì)土力學(xué)的核心問題[J]. 巖土工程學(xué)報(bào),1996,18(1): 95－97.SHEN Zhu-jiang. Mathematical model of structural soil—The key problem for soil mechanics in 21 century[J].Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,1996,18(1): 95－97.

[6]張誠厚,袁文明,戴濟(jì)群. 軟黏土的結(jié)構(gòu)性及其對(duì)路基沉降的影響[J]. 巖土工程學(xué)報(bào),1995,17(5): 25－32.ZHANG Cheng-hou,YUAN Wen-ming,DAI Ji-qun. The structure of soft clay and its effect on settlement of foundation[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,1995,17(5): 25－32.

[7]沈珠江. 軟土工程特性和軟土地基設(shè)計(jì)[J]. 巖土工程學(xué)報(bào),1998,20(1): 100－111.SHEN Zhu-jiang. Engineering properties of soft soils and design of soft ground[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,1998,20(1): 100－111.

[8]LIU M D,CARTER J P. A structured cam clay model[J].Canadian Geotechnical Journal,2002,39(6): 1313－1332.

[9]JIRAYUT S,SUKSUN H,LIU M D,A critical state model for overconsolidated structured clays[J].Computers and Geotechnics,2011,38: 648－658.

[10]江禮茂,許羿. 控制加載爆炸擠淤置換法處理軟基技術(shù)及其工程實(shí)踐[J]. 土工基礎(chǔ),2011,25(5): 27－30,75.JIANG Li-mao,XU Yu,Soft soil improvement by the controlled loading blasting replacement method and its engineering applications[J]. Soil Engineering andFoundation,2011,25(5): 27－30,75.

[11]南京水利科學(xué)研究院. SL237－1999土工試驗(yàn)規(guī)程[S].北京: 中國水利水電出版社,1999.

[12]陳鐵林,周成,沈珠江. 結(jié)構(gòu)性黏土壓縮和剪切特性試驗(yàn)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào),2004,26(1): 31－35.CHEN Tie-lin,ZHOU Cheng,SHEN Zhu-jiang.Compression and shear test of structured clay[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,2004,26(1): 31－35.

[13]VASSEUR G,MAIGRE ID,GRUNBERGER D,et al.Evolution of structural and physical parameters of clays during experimental compaction[J]. Marine and Petroleum Geology,1995. 12(8): 941－954.

[14]BURLAND J B. On the compressibility and shear strength of natural clays[J]. Geotechnique,1990,40(3):329－378.

[15]FAVRE J L,HATTAB M. Analysis of the 'Biarez-Favre'and 'Burland' models for the compressibility of remoulded clays[J]. Comptes Rendus Geoscience,2008,340(1): 20－27.

[16]BUTTERFIELD R. A natural compression law for soils[J].Geotechnique,1979. 29(4): 469－480.