張秋敏，裴利華，桂 躍，楊醒宇

(1.昆明理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院，云南 昆明 650051；2.中鐵四院集團(tuán)西南勘察設(shè)計(jì)有限公司，云南 昆明 650504)

結(jié)構(gòu)性是天然沉積土的固有特性，主要包括礦物組分、土顆粒的大小和排列方式、孔隙的大小和分布及單元間的連接方式。結(jié)構(gòu)性的強(qiáng)弱體現(xiàn)于土體結(jié)構(gòu)性破壞前后力學(xué)性質(zhì)的差異，結(jié)構(gòu)性未破壞的土體具有良好的工程性質(zhì)，當(dāng)結(jié)構(gòu)性破壞后，其強(qiáng)度大幅度減小，變形量急劇增加，對(duì)實(shí)際工程產(chǎn)生很大影響。

目前對(duì)結(jié)構(gòu)性土的工程特性已有一定的認(rèn)識(shí)，但如何用數(shù)學(xué)方法準(zhǔn)確描述其強(qiáng)度和變形的關(guān)系仍是目前的主要研究?jī)?nèi)容。不少學(xué)者針對(duì)結(jié)構(gòu)性土，從不同角度出發(fā)建立了相關(guān)的本構(gòu)模型并提出一些新的結(jié)構(gòu)性參數(shù)。如沈珠江[1]基于損傷力學(xué)概念，提出了考慮土體結(jié)構(gòu)性破損過程的損傷力學(xué)模型和非線性損傷力學(xué)模型；謝定義等[2]基于結(jié)構(gòu)性土的一維固結(jié)壓縮試驗(yàn)提出了反映土體結(jié)構(gòu)性的綜合結(jié)構(gòu)勢(shì)（mp）；劉恩龍等[3]基于大量結(jié)構(gòu)性土的強(qiáng)度試驗(yàn)數(shù)據(jù)，引入剪切抗力貢獻(xiàn)參數(shù)，并考慮土體破損機(jī)理的二元介質(zhì)模型概念，建立了結(jié)構(gòu)性土的強(qiáng)度準(zhǔn)則；Kavvadas 等[4]基于已有的邊界模型概念，引入土體結(jié)構(gòu)性新參數(shù)，建立了結(jié)構(gòu)性土的本構(gòu)模型；陶虎等[5]以構(gòu)度指標(biāo)定量評(píng)價(jià)了黃土結(jié)構(gòu)強(qiáng)弱及結(jié)構(gòu)性參數(shù)隨加載變化的規(guī)律，將結(jié)構(gòu)性參數(shù)引入鄧肯-張模型中，建立了預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)性土發(fā)展的本構(gòu)模型。

建立土的本構(gòu)模型是為了更好反映土體的強(qiáng)度和變形關(guān)系。鄧肯-張模型因土體參數(shù)容易確定，且能較好反映土體應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系而被廣泛應(yīng)用于數(shù)值分析，但由于該模型是基于重塑土建立的，并不適用于結(jié)構(gòu)性土體。一些學(xué)者對(duì)鄧肯-張模型進(jìn)行了改進(jìn)：王立忠等[6]將結(jié)構(gòu)性土體的剪切變形特性分為3 個(gè)線性變化階段，建立了修正鄧肯-張模型，用以反映結(jié)構(gòu)性土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系；陳昌祿等[7]引入文獻(xiàn)[2]提出的綜合結(jié)構(gòu)勢(shì)概念、考慮剪應(yīng)力和球應(yīng)力的影響，對(duì)適用于結(jié)構(gòu)性黃土的鄧肯-張修正模型進(jìn)行了研究；楊愛武等[8]考慮了圍壓和偏應(yīng)力的影響，建立了適用于天津海積軟土的修正鄧肯-張模型；谷建曉等[9]基于結(jié)構(gòu)性鄧肯-張模型，提出了一種計(jì)算損傷參數(shù)的方法，以反映紅黏土應(yīng)力-應(yīng)變?cè)诓煌A段的發(fā)展規(guī)律；孫谷雨等[10]建立了以溫度、圍壓為影響因素的凍結(jié)粉質(zhì)黏土鄧肯-張本構(gòu)模型，能較好反映不同圍壓、溫度條件下粉質(zhì)黏土的強(qiáng)度和變形特性；張琰等[11]研究了壓實(shí)黏土在三軸壓縮、拉伸及從壓縮到反向拉伸狀態(tài)下的應(yīng)力應(yīng)變特性，并在此基礎(chǔ)上對(duì)鄧肯-張模型的應(yīng)用范圍進(jìn)行擴(kuò)展。

以上相關(guān)修正模型主要針對(duì)土體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系進(jìn)行，對(duì)相關(guān)參數(shù)的適用性并未進(jìn)行深入分析。另外，土體是在天然條件下沉積形成的，其結(jié)構(gòu)性受礦物成分、顆粒大小、沉積年代和上覆荷載等多種因素的影響[12]，不同地區(qū)土體的結(jié)構(gòu)性有顯著差異，所表現(xiàn)出的力學(xué)特性也有所不同。因此，本文針對(duì)昭通地區(qū)廣泛分布的強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土進(jìn)行一系列室內(nèi)試驗(yàn)，分析一維固結(jié)壓縮特性和三軸剪切特性，基于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，引入損傷比概念，對(duì)傳統(tǒng)鄧肯-張模型進(jìn)行修正，使其能更好描述強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，并對(duì)修正后模型相關(guān)參數(shù)的適用性進(jìn)行了進(jìn)一步推導(dǎo)分析。

1 試驗(yàn)方法及試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)用土取自昭通市昭陽區(qū)，取樣深度約20 m，屬第三系湖積層。依據(jù)JTG 3430—2020《公路土工試驗(yàn)規(guī)程》[13]對(duì)土樣進(jìn)行了基本物理性質(zhì)、礦物組分和粒徑的測(cè)定，根據(jù)規(guī)范GB 50021—2001《巖土勘察規(guī)范》[14]可判定為黏土。為了分析土體的力學(xué)特性，對(duì)試樣進(jìn)行了一維固結(jié)壓縮試驗(yàn)和常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)。一維固結(jié)壓縮試驗(yàn)采用WG 型三聯(lián)杠桿一維固結(jié)儀加載方式按照J(rèn)TG 3430—2020《公路土工試驗(yàn)規(guī)程》[13]采用分級(jí)加載，施加1.0 kPa 荷載使試樣壓縮穩(wěn)定，穩(wěn)定后施加第一級(jí)荷載，加荷比為1∶1。固結(jié)壓力按 12.5→25→50→100→200→400→800→1 000→1 200→1 400→1 600→3 200 kPa 的順序逐級(jí)加載，每級(jí)荷載持續(xù)時(shí)間為24 h。三軸剪切試驗(yàn)采用三軸應(yīng)變式控制儀，使試樣在圍壓分別為50、100、200、400、600、800、1 000、1 200 和1 400 kPa 下固結(jié)，試驗(yàn)步驟參照J(rèn)TG 3430—2020《公路土工試驗(yàn)規(guī)程》[13]進(jìn)行。

原狀土和重塑土的一維壓縮曲線如圖1 所示。由圖1 可以看出，原狀土的e-lgp曲線可近似看作由兩條相交直線組成，交點(diǎn)處對(duì)應(yīng)的固結(jié)壓力約為800 kPa；在固結(jié)壓力小于800 kPa 時(shí)，單位應(yīng)力增量下孔隙體積變化量較小，當(dāng)固結(jié)壓力大于800 kPa 時(shí)，單位應(yīng)力增量下土體孔隙體積急劇減小。重塑土的e-lgp曲線為一條連續(xù)光滑的曲線，無明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，且位于原狀土e-lgp曲線下方。隨著固結(jié)壓力的增加原狀土的elgp曲線與重塑土逐漸趨于重合。

已有研究顯示該區(qū)域晚中新世到上新世期間土體的沉積環(huán)境相對(duì)穩(wěn)定[15]，這表明土體的先期固結(jié)壓力與已有上覆土重接近，且根據(jù)取樣深度可知，土體的上覆土壓力Pc≈400 kPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于e-lgp曲線交點(diǎn)處對(duì)應(yīng)的固結(jié)壓力800 kPa（圖1）。綜合以上分析可知：該黏土為一種典型的強(qiáng)結(jié)構(gòu)性土。圖中交點(diǎn)M對(duì)應(yīng)的固結(jié)壓力即為土體的結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力，約為800 kPa。因此，在小于結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力的固結(jié)壓力作用下，土的強(qiáng)結(jié)構(gòu)性使得土體在外荷載作用下產(chǎn)生的變形量十分微小，對(duì)應(yīng)的孔隙變化量也非常小，結(jié)構(gòu)破壞前的壓縮指數(shù)cc約為0.03；當(dāng)固結(jié)壓力大于結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力后，支撐土體框架的結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，土體孔隙體積在較小的應(yīng)力增量下大幅度降低，e-lgp曲線逐漸趨于重塑土，此時(shí)的土體壓縮指數(shù)cc'約為1.4，是結(jié)構(gòu)性破壞前的4 倍多。洪振舜等[16]對(duì)日本強(qiáng)結(jié)構(gòu)性硅藻土的研究也得到了類似結(jié)論。

圖1 原狀土和重塑土的e-lgp 曲線Fig.1 e-lgp curves of undisturbed soil and remolded soil

為進(jìn)一步分析該黏土結(jié)構(gòu)性強(qiáng)弱，利用Burland[17]提出的固有壓縮曲線（ICL）來評(píng)估該土的結(jié)構(gòu)性。強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的原狀試樣和重塑試樣的Iv-lgp曲線如圖2 所示。可以看出，重塑試樣的孔隙指數(shù)可在固結(jié)壓力大于100 kPa 后與固有壓縮曲線（ICL）基本重合。由于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性的影響，原狀試樣的Iv-lgp曲線位于ICL 曲線上方，固結(jié)壓力小于800 kPa 時(shí)土體孔隙指數(shù)變化量較小，當(dāng)固結(jié)壓力大于800 kPa 后，孔隙指數(shù)顯著減小，且逐漸趨于ICL 曲線，這表明該黏土具有較強(qiáng)的結(jié)構(gòu)性。

圖2 原狀土與重塑土的Iv-lgp 曲線Fig.2 Iv-lgp curves of undisturbed soil and remolded soil

常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)得到原狀土在不同圍壓下強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系見圖3。由圖3 可見，加載初期，試驗(yàn)在不同圍壓下的應(yīng)力隨應(yīng)變的增加幾乎呈線性增大，當(dāng)應(yīng)力增加到峰值后，應(yīng)力隨應(yīng)變急劇減小，隨著應(yīng)變的繼續(xù)增加，應(yīng)力逐漸趨于平穩(wěn)，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線均為應(yīng)變軟化型；壓力小于等于800 kPa 時(shí)，各級(jí)圍壓下試樣的主應(yīng)力差峰值在850 kPa 左右，當(dāng)固結(jié)圍壓大于800 kPa 后，主應(yīng)力差峰值隨固結(jié)圍壓的增加而增大。圖4 為強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的總應(yīng)力強(qiáng)度包線圖，可見強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的強(qiáng)度包線由兩條直線組成，當(dāng)固結(jié)壓力小于等于800 kPa時(shí)，剪切強(qiáng)度隨固結(jié)圍壓的增加保持不變，強(qiáng)度包線為一條平行于x軸的直線，當(dāng)固結(jié)壓力超過800 kPa后，剪切強(qiáng)度隨固結(jié)圍壓的增加而增大，強(qiáng)度包線為一條過原點(diǎn)的斜直線。

圖3 不同固結(jié)圍壓下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.3 Stress-strain relationship curves under different consolidation confining pressures

圖4 強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的總應(yīng)力強(qiáng)度包線Fig.4 Strength envelope diagram of strong structural clay

由于土體結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力為800 kPa，當(dāng)固結(jié)圍壓小于結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度時(shí)，試樣破壞時(shí)的剪切強(qiáng)度取決于結(jié)構(gòu)性所產(chǎn)生的抵抗能力，與固結(jié)圍壓無關(guān)，破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的主應(yīng)力差峰值為定值，強(qiáng)度包線為水平直線；當(dāng)固結(jié)壓力大于結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力值時(shí)，土體的結(jié)構(gòu)性破壞，剪切強(qiáng)度隨固結(jié)圍壓的增加而增大，強(qiáng)度包線為一條過原點(diǎn)的斜直線。常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)結(jié)果也再次證明了該土具有較強(qiáng)的結(jié)構(gòu)性。

2 考慮強(qiáng)結(jié)構(gòu)性的修正鄧肯-張模型研究

2.1 基于鄧肯-張模型的昭通黏土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系研究

圖5 為強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系曲線。由圖5 可知：當(dāng)σ3≤結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力時(shí)，土體破壞對(duì)應(yīng)的應(yīng)變均為定值（約為2.25%）；當(dāng)σ3＞結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力時(shí)，土體破壞對(duì)應(yīng)的應(yīng)變隨固結(jié)壓力的增加而右移。此外，由圖5 還可以發(fā)現(xiàn)，無論圍壓是否大于土體的固結(jié)屈服應(yīng)力，強(qiáng)結(jié)構(gòu)黏土的εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系曲線均不是由單一直線構(gòu)成。結(jié)合結(jié)構(gòu)性土體實(shí)際破壞規(guī)律，將土體的εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系曲線劃分為3 個(gè)階段。第一階段為結(jié)構(gòu)未破壞階段，此時(shí)土體的變形為彈性變形，土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系較為明確，εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系曲線為直線；第二階段為結(jié)構(gòu)性破壞階段，主應(yīng)力差值陡降，土體產(chǎn)生的變形為彈塑性變形，此時(shí)的應(yīng)力隨應(yīng)變的增加呈非線性變化，εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系曲線呈類似指數(shù)函數(shù)變化；第三階段為土體結(jié)構(gòu)性完全破壞后，土體的變形主要為塑性變形，對(duì)應(yīng)εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系曲線為一條直線。傳統(tǒng)鄧肯-張模型僅適用于εl/(σ1-σ3)-εl曲線為單一直線的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土并不適用于鄧肯-張模型[18]。為了使鄧肯-張模型能更好地適用于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土，有必要對(duì)其進(jìn)行修正。

圖5 強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土εl/(σ1-σ3)-εl 關(guān)系Fig.5 Relationship between εl/(σ1-σ3)-εl of strong structural clay

根據(jù)圖5 的劃分結(jié)果，把強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系分為3 個(gè)階段進(jìn)行分析處理，其εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系簡(jiǎn)化圖如圖6 所示。引入損傷比概念，對(duì)鄧肯-張模型進(jìn)行修正，建立適用于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的本構(gòu)模型。具體方法如下：

（1）在荷載作用下，當(dāng)土體處于第一階段時(shí)，強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為與y軸相交的斜直線，此時(shí)，該階段可以用傳統(tǒng)的鄧肯-張模型進(jìn)行表示，即：

式中：(σ1-σ3)1為第一階段的主應(yīng)力差值；εl為應(yīng)變值；a1和b1分別為第一階段εl/(σ1-σ3)-εl關(guān)系曲線對(duì)應(yīng)的截距和斜率。

根據(jù)土體應(yīng)力應(yīng)變雙曲線關(guān)系[19]，第一階段的初始剪切模量Ei1和主應(yīng)力差漸進(jìn)值(σ1-σ3)ult1可以表示為：

（2）由圖6 可以看出，土體第三階段直線斜率較第一階段大，此時(shí)土體的截距為負(fù)值，即當(dāng)εl→∞時(shí)，a3＜0，根據(jù)E3=1/a3計(jì)算得出的土體初始剪切模量為負(fù)值，與實(shí)際不符。基于此，第三階段土體可單獨(dú)進(jìn)行處理分析。根據(jù)常規(guī)三軸試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線可明確得出土體初始進(jìn)入第三階段時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?chǔ)舕3s，該值即為常數(shù)。因此，第三階段的應(yīng)變可以表示為εl3=εl1+εl3s，則土體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為：

當(dāng)εl→0 時(shí)，根據(jù)式（4）可得出土體處于第三階段的初始剪切模量：

式（4）可以改寫為：

當(dāng)ε1→∞時(shí)，可得第三階段土體的主應(yīng)力差漸進(jìn)值：

（3）對(duì)于第二階段，土體結(jié)構(gòu)處于逐漸破壞階段，是由原狀土到重塑土的過渡階段，該階段土體的εl/(σ1-σ3) 隨εl呈現(xiàn)非線性變化，根據(jù)雙曲線方法無法得出該階段土體的初始剪切模量和主應(yīng)力差漸進(jìn)值。對(duì)此，引入土體損傷比概念[6]，即土體在外荷載作用下發(fā)生的變形過程可以看作是由原狀土體向重塑土體變化的過程，而整個(gè)過程中土體的力學(xué)性質(zhì)可由原狀試樣和重塑試樣的特性反映，表達(dá)式如下：

式中：ω為損傷比，即為損傷部分在土體中所占的比重；S為原狀土過渡到損傷土（擾動(dòng)土、重塑土）的特性；Si表示原狀土體的特性；Sd表示損傷土（擾動(dòng)土、重塑土）的特性。

根據(jù)式（5）可知，對(duì)于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土，原狀土體過渡到重塑土的初始剪切模量Ei2可表示為：

第二階段的主應(yīng)力差漸進(jìn)值(σ1-σ3)ult2可表示為：

因此，第二階段的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線可表示為：

沈珠江[1]建議土體的損傷比ω可按下式計(jì)算：

初始剪切模量為土體在剪切開始時(shí)的應(yīng)力增量和應(yīng)變?cè)隽康谋戎?。第一階段土體變形以彈性為主，單位荷載增量下土體的變形增量較小，因此其初始剪切模量較大；第三階段土體結(jié)構(gòu)與重塑土結(jié)構(gòu)類似，土體變形以塑性為主，因此該階段土體的初始剪切模量較小；第二階段土體處于結(jié)構(gòu)性破壞而未完全破壞的過程，因此該階段土體的初始剪切模量較第一階段小但大于第三階段，即：Ei1＞Ei2＞Ei3，與實(shí)際土體的剪切模量相符。

土體的主應(yīng)力差漸進(jìn)值為應(yīng)變趨近于無窮大時(shí)主應(yīng)力差值可達(dá)到的最大值。(σ1-σ3)ult1為第一階段的主應(yīng)力差漸進(jìn)值，即為土體彈性范圍內(nèi)可達(dá)到的最大主應(yīng)力差；(σ1-σ3)ult2為第二階段的主應(yīng)力差漸進(jìn)值，即為土體在結(jié)構(gòu)性逐漸破壞過程中可達(dá)到的最大主應(yīng)力差；第三階段的主應(yīng)力差漸進(jìn)值為(σ1-σ3)ult3，可認(rèn)為該值為土體結(jié)構(gòu)性完全破壞后的殘余強(qiáng)度極限值。

2.2 修正鄧肯-張模型各階段剪切模量對(duì)比

土體的剪切模量為應(yīng)力增量與應(yīng)變?cè)隽康谋戎担杀硎緸椋?/p>

土體的壓縮剪切破壞過程，是原狀土向重塑土轉(zhuǎn)變的過程。對(duì)應(yīng)土體各階段的剪切模量也有所差異。對(duì)于土體第一階段，其剪切模量Et1可以表示為：

整個(gè)剪切過程中土體的破壞比可表示為：

式中：(σ1-σ3)f為土體破壞時(shí)的主應(yīng)力差值。

將破壞比代入式（13），則第一階段土體剪切模量可以表示為：

根據(jù)摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則可知，土體發(fā)生破壞時(shí)，主應(yīng)力差可以表示為：

土體處于第一階段時(shí)，強(qiáng)度包絡(luò)線為一條平行于x軸的直線，此時(shí)土體破壞時(shí)的主應(yīng)力差值只與土體黏聚力有關(guān)，可以表示為：

將式（17）代入式（15），則第一階段剪切模量為：

當(dāng)土體處于第三階段時(shí)，摩爾應(yīng)力圓隨圍壓的增加而增大，對(duì)應(yīng)土體的強(qiáng)度包絡(luò)線為一條過原點(diǎn)的直線，表明此時(shí)土體已經(jīng)進(jìn)入重塑土階段，此時(shí)土體破壞時(shí)的主應(yīng)力差可以表示為：

因此，強(qiáng)結(jié)構(gòu)性土體的第三階段剪切模量可以表示為：

土體第二階段，是原狀土過渡到重塑土階段，由于各級(jí)圍壓跨度較大，第二階段在包線圖中并不明顯。因此，根據(jù)式（10）可得到土體在第二階段的剪切模量：

各階段土體的剪切模量是逐漸變化的。第一階段土體結(jié)構(gòu)性未發(fā)生破壞，其應(yīng)力隨應(yīng)變呈線性增大而后開始減緩，該階段土體的剪切模量隨應(yīng)變的增加逐漸減小；第二階段土體結(jié)構(gòu)性逐漸破壞，由原狀土向重塑土過渡，隨應(yīng)變?cè)黾油馏w強(qiáng)度開始降低，此時(shí)土體的剪切模量值也逐漸降低；第三階段土體結(jié)構(gòu)性完全破壞，應(yīng)力隨應(yīng)變?cè)黾于呌诙ㄖ?，其剪切模量逐漸減小。相較于鄧肯-張模型得出的剪切模量計(jì)算方法，根據(jù)本修正方法得出的剪切模量值更符合土體剪切破壞過程中土體的變形規(guī)律。

3 修正鄧肯-張模型適用性重塑土驗(yàn)證

為了驗(yàn)證該模型的適用性，分別以湛江組結(jié)構(gòu)性黏土[20]、火山泥巖[21]和本文結(jié)構(gòu)性黏土的常規(guī)三軸試驗(yàn)試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，選擇兩個(gè)不同圍壓下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，將本文鄧肯-張修正模型與鄧肯-張模型和試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合對(duì)比分析，如圖7～9 所示。根據(jù)擬合情況可以看出：（1）對(duì)于昭通強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土，在土體結(jié)構(gòu)破壞前后，鄧肯-張模型擬合的應(yīng)力應(yīng)變-關(guān)系與試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)有較大差距，本模型擬合結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較高的符合度；（2）對(duì)于湛江結(jié)構(gòu)性黏土，在土體結(jié)構(gòu)破壞前，本文修正模型和鄧肯-張模型擬合結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)都具有較好的擬合度，但結(jié)構(gòu)破壞后，本文修正模型擬合度更高；（3）火山泥巖在圍壓3 000 kPa時(shí)的擬合情況與湛江黏土類似，圍壓為9 500 kPa 時(shí)，土體結(jié)構(gòu)破壞前鄧肯-張模型擬合度較本文修正模型擬合度低，土體結(jié)構(gòu)破壞后兩個(gè)模型的擬合度接近?？傮w而言，本文修正模型較鄧肯-張模型更適用于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土。

圖7 昭通強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土Fig.7 Zhaotong strong structural clay

圖8 湛江結(jié)構(gòu)性黏土Fig.8 Zhanjiang structural clay

圖9 火山泥巖Fig.9 Volcanic mudstone

4 結(jié)語

本文以昭通強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土為研究對(duì)象，進(jìn)行了一維固結(jié)壓縮試驗(yàn)和常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)，確定了該黏土的結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力，并基于應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，引入損傷比概念，對(duì)鄧肯-張模型進(jìn)行修正，建立了適用于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的鄧肯-張修正模型。研究得出主要結(jié)論如下：

（1）昭通地區(qū)的天然沉積黏土具有極強(qiáng)的結(jié)構(gòu)性，結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力高達(dá)800 kPa，e-lgp曲線在結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力前后由兩條斜率不同的直線組成，原狀土的Iv-lgp曲線顯著高于ICL 曲線。不同圍壓下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線表現(xiàn)出明顯的峰值，在應(yīng)力大于結(jié)構(gòu)屈服壓力后強(qiáng)度大幅度減小。

（2）強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的εl/(σ1-σ3) 隨應(yīng)變的變化規(guī)律可以劃分為3 個(gè)階段，分別對(duì)應(yīng)土體結(jié)構(gòu)性完好、結(jié)構(gòu)性逐漸破壞和結(jié)構(gòu)性完全破壞3 個(gè)階段。

（3）在本文修正鄧肯-張模型中，土體3 個(gè)階段的初始剪切模量有Ei1＞Ei2＞Ei3的關(guān)系，各階段的剪切模量隨應(yīng)變的增加而變化，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)中強(qiáng)結(jié)構(gòu)性土的剪切變形規(guī)律相符。利用本模型擬合的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與實(shí)際試驗(yàn)得出的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系具有很高的擬合度，這表明修正后的鄧肯-張模型能更好地適用于強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土。

本模型是基于常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)得出的，因此該模型并未考慮土體體積應(yīng)變的影響，考慮體積變形條件下土體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系是下一步研究的主要內(nèi)容。