天津市浅层地基土抗剪强度特性与试验研究

天津市浅层地基土抗剪强度特性与试验研究一、引言1.1研究背景与意义天津市作为我国重要的经济中心和交通枢纽，城市建设飞速发展，高楼大厦、桥梁道路、地下工程等各类建筑如雨后春笋般涌现。在这一建设热潮中，地基作为建筑物的基础，其稳定性和承载能力直接关系到整个建筑的安全与寿命，而地基土的力学性质则是决定地基稳定性的关键因素。其中，浅层地基土由于直接与建筑物基础接触，其抗剪强度对于建筑工程的重要性更是不言而喻。地基土的抗剪强度是指土体抵抗剪切破坏的极限能力，是土的重要力学指标之一。在计算地基承载力时，抗剪强度指标是确定地基能够承受上部荷载大小的关键依据。若抗剪强度计算不准确，可能导致地基承载力估算错误，使建筑物在使用过程中出现过度沉降、倾斜甚至倒塌等严重问题。在评价地基稳定性方面，无论是天然地基还是人工处理后的地基，抗剪强度都是判断地基是否会发生滑动、坍塌等失稳现象的重要参数。对于边坡工程，如道路边坡、基坑边坡等，浅层地基土的抗剪强度直接影响边坡的稳定性，若抗剪强度不足，在雨水冲刷、地震等外力作用下，极易引发滑坡等地质灾害，威胁人民生命财产安全。然而，天津市的地质条件极为复杂。从地层分布来看，其浅层地基土涵盖了多种成因类型，包括河流冲积、海相沉积、湖泊沉积等，不同成因的土层在颗粒组成、结构特性和物理力学性质上存在显著差异。从地理位置上，天津市地处华北平原东北部，濒临渤海，海陆交互作用强烈，使得浅层地基土受到海水侵蚀、潮汐作用等多种因素影响，进一步增加了其性质的复杂性。随着城市建设的不断推进，各种新型建筑和复杂工程不断涌现，对地基土的力学性能要求也越来越高。例如，超高层建筑对地基的承载能力和稳定性提出了极高要求，地下轨道交通工程则需要考虑地基土在长期振动荷载作用下的抗剪强度变化。在这种情况下，天津市浅层地基土的性质和抗剪强度等参数可能存在巨大的差异，传统的经验数据和简单的试验方法已难以满足工程设计和施工的精确需求。因此，开展天津市浅层地基土抗剪强度的研究具有极其重要的现实意义。通过深入研究，可以全面掌握天津市浅层地基土抗剪强度的特性，为工程师提供更细致、准确的土的力学参数数据。这些数据能够帮助工程师在工程设计阶段，更加科学合理地确定地基基础的形式、尺寸和埋深，从而优化工程设计方案，降低工程成本。在施工过程中，精确的抗剪强度参数也有助于施工人员制定更加详尽、规范化的施工建议，确保施工质量和安全。研究还可以发现当前现有设计方法的缺陷，进而研究提出更为行之有效的工程设计方法，为土体安全、稳定、有效地运用提供科学依据。通过本研究获得的成果，还可以为未来相关土力学分析和工程设计的研究提供重要的指导思想和实际样本，推动土力学分析和工程设计朝着更加科学性、完整性和可靠性的方向发展。1.2国内外研究现状地基土抗剪强度的研究由来已久，国内外学者围绕这一领域开展了大量的理论与试验研究工作，取得了丰硕的成果。在理论研究方面，库仑（Coulomb）早在18世纪就提出了著名的库仑定律，认为土的抗剪强度由摩擦力和粘聚力两部分组成，对于无粘性土，抗剪强度表达式为\tau_f=\sigma\cdot\tan\Phi；对于粘性土，表达式为\tau_f=C+\sigma\cdot\tan\Phi，这一理论为后续土的抗剪强度研究奠定了坚实的基础。摩尔（Mohr）进一步发展了抗剪强度理论，提出了摩尔强度理论，认为材料的破坏是由于某一截面上的剪应力达到一定的限度所致，而这一限度与该面上的正应力有关，摩尔圆与抗剪强度包线的切点所代表的平面就是土体的破坏面。后来，德鲁克（Drucker）和普拉格（Prager）等提出了屈服准则和塑性势理论，将土的抗剪强度研究与塑性力学相结合，使理论更加完善。在试验研究方面，国外研发出多种先进的试验设备和技术。如美国的GDS公司研发的土工测试系统，能够高精度地控制试验条件，模拟复杂的应力路径，广泛应用于三轴试验、直剪试验等，为研究土的抗剪强度特性提供了有力工具。在欧洲，一些学者利用大型离心机试验，研究地基土在不同荷载条件下的抗剪强度变化，为大型工程的地基设计提供了重要参考。国内在地基土抗剪强度研究方面也取得了显著进展。众多高校和科研机构针对不同地区的地基土开展了大量试验研究，分析了不同土类的抗剪强度特性及其影响因素。例如，针对黄土地区的湿陷性黄土，研究了其在浸水前后抗剪强度的变化规律，发现浸水会使黄土的抗剪强度显著降低；对于软土地基，研究了其在不同排水条件下的抗剪强度增长特性，为软土地基的加固处理提供了理论依据。然而，针对天津市浅层地基土抗剪强度的研究仍存在一定的不足与空白。天津市独特的地质条件，如海陆交互沉积形成的复杂地层结构，使得其浅层地基土的性质与其他地区存在显著差异。目前，虽然已有一些关于天津市地基土的研究，但大多集中在局部区域或特定土层，缺乏对全市浅层地基土抗剪强度的系统研究。在试验方法上，现有的研究主要采用常规的室内试验，对于复杂应力条件下的抗剪强度特性研究较少。同时，考虑到天津市作为一个快速发展的城市，各类工程建设对地基土的要求越来越高，现有的研究成果难以满足工程实际的精确需求，无法为新型建筑和复杂工程提供全面、准确的土力学参数。因此，开展对天津市浅层地基土抗剪强度的系统研究具有重要的现实意义和紧迫性。1.3研究内容与方法本研究将围绕天津市浅层地基土抗剪强度展开多维度的深入探究，采用多种研究方法，全面剖析其特性、影响因素以及不同试验方法的差异，具体研究内容和方法如下：研究内容：浅层地基土抗剪强度特性研究：系统开展室内常规试验，包括直剪试验和三轴试验。直剪试验采用不同的剪切速率，模拟快剪、固结快剪和慢剪等工况，通过对土样施加不同的垂直压力和水平剪切力，测定土样在不同条件下的抗剪强度，获取相应的抗剪强度参数，如粘聚力和内摩擦角。三轴试验则选取不同的围压和排水条件，开展不固结不排水剪（UU）、固结不排水剪（CU）和固结排水剪（CD）试验，精确测量土样在复杂应力状态下的应力-应变关系以及抗剪强度变化规律。通过对这些试验数据的详细分析，全面掌握天津市浅层地基土抗剪强度的特性，明确其在不同应力条件和排水状态下的变化特点。影响因素分析：深入研究影响天津市浅层地基土抗剪强度的多种因素。在土的物理性质方面，详细分析颗粒组成、孔隙比、含水量等参数对抗剪强度的影响。例如，研究颗粒大小分布、级配情况如何影响土颗粒间的摩擦力和咬合力，进而影响抗剪强度；探讨孔隙比与土的密实程度、抗剪强度之间的内在联系；分析含水量的变化如何改变土颗粒间的润滑作用和孔隙水压力，从而对抗剪强度产生影响。在应力历史方面，考虑先期固结压力、加载路径等因素的作用。研究先期固结压力对土的结构和强度的影响，分析不同加载路径下土的抗剪强度变化规律，明确超固结土、正常固结土和欠固结土在抗剪强度特性上的差异。同时，还将探究其他因素，如土的结构性、化学性质等对抗剪强度的潜在影响。试验方法对比：对直剪试验和三轴试验这两种常用的抗剪强度试验方法进行系统对比分析。从试验原理出发，深入剖析两种方法的理论基础和假设条件，明确其在模拟实际工程应力状态时的差异。在试验操作方面，比较试验设备的复杂程度、操作难易程度以及对试验人员技术要求的高低。在试验结果方面，对比不同试验方法得到的抗剪强度参数，分析其差异产生的原因。例如，通过对同一土样进行直剪和三轴试验，对比粘聚力和内摩擦角的试验结果，探讨试验方法对这些参数的影响规律，为工程实践中合理选择试验方法提供科学依据。研究方法：文献调研：广泛收集国内外关于地基土抗剪强度的相关文献资料，包括学术论文、研究报告、工程规范等。对这些资料进行深入分析和总结，了解地基土抗剪强度研究的历史、现状和发展趋势，掌握已有的研究成果和方法。特别是关注与天津市地质条件相似地区的研究成果，以及针对复杂地质条件下地基土抗剪强度的研究进展，从中获取有益的经验和启示，为本次研究提供坚实的理论基础和参考依据。试验研究：精心设计并开展全面的试验研究。首先，根据天津市的地质特点和工程需求，合理确定土样的采集地点和深度，确保采集的土样具有代表性。在土样采集过程中，严格按照相关标准和规范进行操作，保证土样的质量和完整性。然后，在实验室中进行室内常规试验，包括直剪试验和三轴试验。在试验过程中，严格控制试验条件，如温度、湿度、加载速率等，确保试验数据的准确性和可靠性。同时，采用先进的试验设备和技术，提高试验精度和效率。例如，利用高精度的传感器测量土样的应力和应变，使用自动化数据采集系统实时记录试验数据。数据分析：运用统计学方法和专业的数据分析软件，对试验数据进行深入分析。通过数据统计分析，计算抗剪强度参数的平均值、标准差、变异系数等统计特征，评估数据的离散程度和可靠性。利用回归分析方法，建立抗剪强度与影响因素之间的数学模型，定量分析各因素对抗剪强度的影响程度和规律。通过对比不同试验条件下的数据，分析试验因素对试验结果的影响，揭示天津市浅层地基土抗剪强度的内在特性和变化规律。同时，采用不确定性分析方法，评估试验数据和分析结果的不确定性，为工程应用提供科学的风险评估依据。二、天津市浅层地基土特性分析2.1地质背景概述天津市地处华北平原东北部，其独特的地理位置和复杂的地质演化历史，造就了该地区特殊的地质构造和地层分布，对浅层地基土的特性产生了深远影响。从地质构造角度来看，天津市位于华北板块的东部边缘，处于燕山褶皱带与华北平原沉降带的交接部位，区内发育有多条断裂带，如天津断裂、海河断裂等。这些断裂带的活动在地质历史时期对地层的沉积和变形产生了重要作用，使得地层在空间上呈现出复杂的起伏和错动，影响了浅层地基土的分布连续性和均匀性。例如，天津断裂的活动导致了两侧地层的相对升降，使得局部地区浅层地基土的厚度和性质发生显著变化，在断裂上升盘，浅层地基土可能受到剥蚀作用，厚度变薄，而在下降盘则可能堆积了较厚的沉积物，地基土性质也有所不同。天津市的地层主要由第四系松散沉积物组成，自下而上可分为下更新统、中更新统、上更新统和全新统。在漫长的地质历史时期，天津市经历了多次海陆变迁，不同时期的沉积环境差异较大，形成了多种成因类型的地层。在全新世早期，海平面相对较低，天津地区主要为河流相沉积环境，河流携带的大量泥沙在河谷和河漫滩堆积，形成了以粉土、粉质黏土为主的陆相地层。随着海平面的逐渐上升，在全新世中期，天津地区进入海相沉积环境，海水带来了丰富的细颗粒物质，沉积形成了海相淤泥质土、黏土等。到了全新世晚期，海平面又有所下降，河流作用再次增强，形成了海陆交互相沉积地层，使得该地区地层呈现出海陆交互沉积的特征，不同成因的土层相互交错，进一步增加了地层的复杂性。在形成过程中，天津市浅层地基土受到多种地质作用的影响。风化作用使得地表岩石逐渐破碎，形成的碎屑物质为地基土的形成提供了物质来源。搬运作用则将这些碎屑物质搬运到不同的沉积环境中，在河流、海洋等动力作用下，根据颗粒大小、密度等因素进行分选和沉积，从而形成了不同颗粒组成和结构的地基土。沉积后的压实作用使得土体逐渐密实，孔隙比减小，强度增加。例如，在河流相沉积的粉土和粉质黏土，由于沉积过程中的分选作用，颗粒相对均匀，结构较为疏松，而海相沉积的淤泥质土，颗粒细小，含水量高，孔隙比大，结构松软，在后续的压实作用下，土体结构和性质也会发生相应变化。这种复杂的地质背景对天津市浅层地基土的特性产生了多方面的影响。在物理性质方面，不同成因的土层具有不同的颗粒组成、孔隙比和含水量。陆相沉积的粉土颗粒较粗，孔隙比相对较小，含水量较低；而海相沉积的淤泥质土颗粒细小，孔隙比大，含水量高，导致地基土的物理性质在空间上变化较大。在力学性质上，地基土的抗剪强度、压缩性等指标也受到地质背景的影响。例如，海相沉积的淤泥质土由于其高含水量和松软结构，抗剪强度较低，压缩性较高，在承受荷载时容易产生较大的变形；而陆相沉积的粉质黏土和粉土，抗剪强度相对较高，压缩性较低，工程性质相对较好。地质构造的活动也可能导致地基土中存在节理、裂隙等结构面，这些结构面会降低土体的抗剪强度，增加地基的不稳定性，在工程建设中需要特别关注。2.2浅层地基土的分布特征天津市浅层地基土主要由人工填土层、新近沉积层、第一陆相层、第一海相层等构成，各土层在空间分布上呈现出特定的规律和特点。人工填土层广泛分布于天津市的各个区域，尤其是城市建成区和开发建设活跃地带。这一土层主要是由于人类工程活动，如建筑施工、道路修筑、场地平整等堆积形成，其物质来源多样，包括建筑垃圾、生活垃圾、工业废料以及各类回填土等。在市区的旧城区改造区域，人工填土层中常包含大量的建筑垃圾，如废弃的砖块、混凝土块等，使得土层的颗粒组成复杂，性质差异较大。人工填土层的厚度变化范围较广，一般在0.5-5.0m之间，在一些大规模的填海造陆区域或大型工程建设场地，填土层厚度可能更大。其厚度分布往往与地形条件和人类活动强度密切相关，在地势低洼处，填土层厚度相对较大；而在地势较高的区域，填土层厚度则相对较薄。新近沉积层在天津市部分地区有较为广泛的分布，特别是在河流两岸、古河道以及地势相对低洼的区域。该层土主要是在近期地质历史时期，由河流泛滥、洪水冲积等作用形成，其沉积时间较短，土体结构相对松散，工程性质较差。在海河沿岸的部分地段，新近沉积层主要由粉土和粉质黏土组成，含有较多的有机质和淤泥质成分，天然含水量较高，孔隙比大，压缩性高，抗剪强度较低。其层底埋深一般在3.0-8.0m之间，厚度通常在1.0-3.0m左右，但在局部地段，由于沉积条件的差异，厚度可能会有所变化。第一陆相层（Q43al）为全新统上组河床～河漫滩相沉积，俗称上部陆相层，是天津地区的浅层“硬壳层”。除河道、沟坑切割区和西北部地区外，该层土在天津市区范围内均有分布，自西北向东南逐渐变浅，厚度一般为2.0-4.0m，总体上分布比较均匀，厚度变化不大。其顶部常见一层厚度（0.1-0.3m）富含有机质、腐植物的黑灰色黏性土，俗称“老地面”，为上部陆相层（成因）顶部的特征标志层。上部陆相层按力学性质可划分为3个土性层。黏土呈黄褐、灰黄色，在市区内零星分布于该上部陆相层顶部，层底埋深一般在2.0-6.0m之间，一般厚度0.5-2.4m，无层理，含铁质；粉质黏土呈黄褐、灰黄色，在市区范围均有分布，为该上部陆相层主要土层，层底埋深一般在4.0-6.8m之间，一般厚度1.0-3.0m，无层理，含铁质；粉土呈黄灰色、褐黄色，主要分布于该上部陆相层中下部，在市区范围内局部分布，大致呈东北-西南两条带状分布且范围较小，层底埋深一般在4.0-7.4m之间，一般厚度0.6-1.8m，无层理，含铁质。第一海相层主要分布在天津市滨海地区以及部分靠近海岸线的区域。该层土是在海相沉积环境下形成，主要由淤泥质土、黏土和粉土组成，具有高含水量、高孔隙比、低强度和高压缩性的特点。在滨海新区的一些区域，第一海相层的厚度较大，可达10-20m，其中的淤泥质土含水量常常超过50%，孔隙比大于1.5，抗剪强度极低，给工程建设带来很大挑战。其层底埋深一般在10.0-25.0m之间，由于受到海洋动力作用和沉积环境的影响，其厚度和性质在水平方向上也存在一定的变化，靠近海岸线的区域，海相层的厚度相对较大，土质也更软弱。2.3浅层地基土的物理力学性质2.3.1基本物理性质指标天津市浅层地基土的基本物理性质指标对其工程性质有着至关重要的影响，这些指标主要包括天然含水量、孔隙比、重度等。天然含水量是指土中水的质量与土粒质量之比，以百分数表示。通过对大量土样的统计分析发现，天津市不同区域和不同成因的浅层地基土天然含水量存在较大差异。在滨海地区的海相沉积层，由于其形成过程中受到海水的浸泡，土颗粒间吸附了大量的水分，天然含水量普遍较高，一般在30%-60%之间，部分淤泥质土的含水量甚至超过60%。而在陆相沉积的粉质黏土和粉土中，天然含水量相对较低，通常在20%-35%之间。天然含水量对地基土的工程性质影响显著。含水量的增加会使土的重度增大，导致地基土的自重压力增加，从而可能引起地基的沉降。高含水量会降低土的抗剪强度，因为水在土颗粒间起到润滑作用，减小了颗粒间的摩擦力和咬合力。例如，当天然含水量从20%增加到40%时，粉质黏土的内摩擦角可能会降低5°-10°，粘聚力也会有一定程度的减小，使得地基土在承受荷载时更容易发生剪切破坏。孔隙比是指土中孔隙体积与土粒体积之比，它反映了土的密实程度。天津市浅层地基土的孔隙比同样因土层而异。海相沉积的淤泥质土孔隙比较大，一般在1.0-1.8之间，这是由于其颗粒细小，在沉积过程中形成了疏松的结构，孔隙较多。而陆相沉积的粉土和粉质黏土孔隙比相对较小，大多在0.6-1.0之间。孔隙比对地基土的工程性质有着多方面的影响。孔隙比大的土，其压缩性较高，在承受荷载时容易产生较大的压缩变形。由于孔隙比大意味着土颗粒间的接触面积较小，颗粒间的相互作用力较弱，所以土的抗剪强度也相对较低。研究表明，孔隙比每增加0.1，地基土的压缩模量可能会降低10%-20%，抗剪强度也会随之下降，这对于建筑物的稳定性和沉降控制是极为不利的。重度是指单位体积土的重量，包括土粒重量和土中孔隙水的重量。天津市浅层地基土的重度一般在17-20kN/m³之间。其中，人工填土层由于其物质组成复杂，重度变化范围较大，在16-22kN/m³之间；新近沉积层的重度相对较小，一般在17-18kN/m³；第一陆相层和第一海相层的重度则分别在18-20kN/m³和17-19kN/m³之间。重度对地基土的工程性质影响主要体现在对地基承载力的贡献上。重度较大的土，其单位体积内的土粒和水的重量较大，在相同的条件下，能够提供更大的抗剪强度和承载能力。例如，在其他条件相同的情况下，重度为20kN/m³的粉质黏土的地基承载力特征值可能比重度为18kN/m³的粉质黏土高出10%-20%，这对于建筑物的基础设计和施工具有重要的指导意义。2.3.2力学性质指标天津市浅层地基土的力学性质指标是评估地基土压缩性和承载能力的关键依据，主要涵盖压缩系数、压缩模量、抗剪强度指标等。压缩系数是描述土在压力作用下孔隙比减小程度的指标，它反映了土的压缩性大小。在天津市浅层地基土中，不同土层的压缩系数存在明显差异。海相沉积的淤泥质土由于其高含水量和大孔隙比的特性，压缩系数较大，一般在0.5-1.5MPa⁻¹之间，属于高压缩性土。这意味着在较小的压力增量下，淤泥质土的孔隙比会显著减小，产生较大的压缩变形。而陆相沉积的粉质黏土和粉土，压缩系数相对较小，粉质黏土的压缩系数一般在0.1-0.5MPa⁻¹之间，属于中压缩性土；粉土的压缩系数多在0.1-0.3MPa⁻¹之间，属于低压缩性土。压缩系数对地基土的压缩性和工程稳定性影响重大。高压缩性土在建筑物荷载作用下，会产生较大的沉降量，可能导致建筑物基础下沉、墙体开裂等问题。在工程设计中，对于压缩系数较大的土层，通常需要采取地基处理措施，如换填、强夯、排水固结等，以降低地基土的压缩性，减小沉降量，确保建筑物的安全稳定。压缩模量是指土在完全侧限条件下，竖向附加应力与相应的应变增量之比，它与压缩系数呈反比关系，是衡量土压缩性的另一个重要指标。天津市浅层地基土的压缩模量也因土层不同而有所变化。海相沉积的淤泥质土压缩模量较低，一般在1.5-3.5MPa之间，表明其抵抗压缩变形的能力较弱。陆相沉积的粉质黏土压缩模量在3.5-8.0MPa之间，粉土的压缩模量则在6.0-10.0MPa之间，相对而言，它们具有较好的抵抗压缩变形的能力。压缩模量对地基土的承载能力和变形特性起着关键作用。较高的压缩模量意味着土在承受荷载时变形较小，能够提供更大的承载能力。在工程实践中，压缩模量常用于计算地基的沉降量和评价地基的承载能力。例如，在进行地基沉降计算时，压缩模量越大，地基的沉降量越小，建筑物的稳定性越高。抗剪强度指标是衡量地基土抵抗剪切破坏能力的重要参数，主要包括粘聚力和内摩擦角。粘聚力是土颗粒间的胶结力和分子引力等产生的抵抗剪切的力，内摩擦角则反映了土颗粒间的摩擦力和咬合力。天津市浅层地基土的抗剪强度指标同样因土层而异。黏性土如粉质黏土和黏土，具有一定的粘聚力，一般在10-30kPa之间，内摩擦角在15°-30°之间。而粉土的粘聚力相对较小，通常在5-15kPa之间，内摩擦角在20°-35°之间。抗剪强度指标对地基土的承载能力和稳定性有着决定性的影响。地基土的抗剪强度越高，其能够承受的剪切力就越大，在建筑物荷载作用下，越不容易发生剪切破坏。在地基承载力计算中，抗剪强度指标是确定地基承载力特征值的重要依据。当粘聚力和内摩擦角增大时，地基承载力特征值也会相应提高，从而保证建筑物基础的稳定性和安全性。三、抗剪强度试验方法及原理3.1室内试验方法3.1.1直接剪切试验直接剪切试验是测定土的抗剪强度的一种常用方法，其基本原理基于库仑定律。库仑定律认为，土的抗剪强度由摩擦力和粘聚力两部分组成，对于无粘性土，抗剪强度表达式为\tau_f=\sigma\cdot\tan\Phi；对于粘性土，表达式为\tau_f=C+\sigma\cdot\tan\Phi，其中\tau_f为抗剪强度，\sigma为剪切面上的法向应力，\Phi为内摩擦角，C为粘聚力。试验中使用的应变控制式直剪仪主要由剪切容器、垂直加压设备、剪切传动装置、测力计和位移量测系统等部件组成。剪切容器由固定的上盒和活动的下盒构成，土样放置于上下盒之间。垂直加压设备通过杠杆系统对土样施加垂直压力，模拟土体在实际工程中所受的上覆压力。剪切传动装置则以等速推动活动的下盒，使土样沿固定的剪切面受剪。测力计一般采用量力环，通过其变形来确定作用在土样上的水平剪力大小。位移量测系统常使用百分表或传感器，用于测量土样在剪切过程中的水平位移和垂直位移。在进行直接剪切试验时，通常需遵循以下操作步骤：首先是土样制备，对于原状土样，需使用环刀在现场小心采取，确保土样的天然结构和含水量不受破坏；对于扰动土样，则要按照规定的密度和含水量进行制备。一般一组试验需制备4个土样，以保证试验结果的可靠性。然后进行仪器检查，仔细检查直剪仪的各个部件，确保上下盒间接触良好，涂抹适量凡士林以减少摩擦阻力，同时检查百分表是否灵敏、插销是否正常、钢珠是否牢固，保证仪器能正常运行。接着安装试样，将上下盒对准并插入固定销，在下盒内依次放入透水石和滤纸，将带有土样的环刀刃口朝上对准盒口，用推土器将土样缓缓推入盒内，再在土样上放置滤纸和透水石，盖上盒盖，装入仪器并加上压力，转动手轮使土样与仪器紧密接触，然后拔掉插销，准备试验。随后是垂直加压环节，根据工程实际情况和土样性质，合理选择垂直压力。对于一般的粘性土和砂土，常施加的垂直压力为50kPa、100kPa、200kPa、300kPa或100kPa、200kPa、300kPa、400kPa；对于高含水量、低密度的土样，可选用20kPa、50kPa、100kPa、200kPa的应力。水平剪切时，转动手轮使上盒前端钢珠与量力环接触，将量力环中的百分表读数调零，拔出固定销后，按照不同的试验方法以相应的速率施加水平剪力。快剪和固结快剪试验一般以每分钟6转的匀速旋转手轮，使试样在3-5分钟内剪坏；若量力环中百分表指针不再前进或显著后退，表明试样已剪坏；若百分表读数无峰值，则需剪切变形达6mm才能停止。慢剪试验的剪切速率应小于0.02mm/min，通常采用电动装置进行缓慢剪切。试验过程中，需准确测记手轮转数和量力环测微表读数。直剪试验根据剪切前的固结过程、剪切时的排水条件以及加荷快慢情况，可分为快剪、固结快剪和慢剪三种试验方法，各有其特点及适用范围。快剪试验是在土样上下两面均贴以腊纸，施加法向压力后立即施加水平剪力，使土样在3-5分钟内剪坏。由于剪切速率较快，土样在剪切过程中来不及排水，孔隙水压力保持不变。这种方法适用于模拟现场土体较厚、透水性较差、施工速度较快，基本上来不及固结就被剪切破坏的情况，比如在一些快速填筑的路堤工程中，地基土在短时间内受到较大的荷载作用，来不及排水固结，此时可采用快剪试验来获取土的抗剪强度指标。固结快剪试验是先将土样在法向应力作用下达到完全固结，然后以较快速度施加水平剪力，使土样在近似不排水条件下在3-5分钟内迅速剪坏。该方法适用于模拟现场土体在自重或正常荷载条件下已达到完全固结状态，随后又遇到突然增加荷载或因土层较薄、透水性较差、施工速度快的情况。例如，在建筑物基础施工过程中，地基土在前期已完成固结，但在后续的设备安装等过程中，突然增加了较大的荷载，且施工速度较快，此时可采用固结快剪试验来评估地基土的稳定性。慢剪试验是先将土样在法向应力作用下充分固结，然后以小于0.02mm/min的慢速施加水平剪切力，使土样在受剪过程中能充分排水，孔隙水压力消散，直至土样剪切破坏。此方法适用于模拟土体在缓慢加荷过程中能够充分排水固结的情况，比如在一些长期的地基沉降观测工程中，土体在长时间内受到逐渐增加的荷载作用，有足够的时间排水固结，这时慢剪试验能较好地反映土的抗剪强度特性。3.1.2三轴压缩试验三轴压缩试验是一种较为完善的测定土抗剪强度的方法，其原理基于莫尔-库仑破坏准则。该准则认为，土体在各向主应力的作用下，当作用在某一应力面上的剪应力与法向应力之比达到某一比值（即土的内摩擦角正切值\tan\Phi）时，土体就将沿该面发生剪切破坏。三轴压缩试验使用的应变控制式三轴仪主要由压力室、轴向加压系统、周围压力系统、孔隙水压力量测系统和主机等部分组成。压力室是三轴仪的核心部件，通常为一个密封的圆筒，内部充满有压液体，用于对土样施加周围压力，模拟土体在实际工程中受到的侧向压力。轴向加压系统通过活塞对土样施加垂直轴向压力，使土样在竖向产生应力变化。周围压力系统用于控制和调节压力室内的液体压力，从而实现对土样周围压力的施加和调整。孔隙水压力量测系统则能够准确测量土样在试验过程中孔隙水压力的变化，为分析土样的有效应力状态提供数据支持。主机部分集成了各种控制和测量仪表，用于操作和监测整个试验过程。三轴压缩试验的过程较为复杂，具体如下：首先进行土样准备，将土样切成高度与直径之比为2-2.5的圆柱体，以满足试验要求。对于原状土样，要确保其天然结构和性质不受破坏；对于扰动土样，需按照规定的密度和含水量进行制备。然后进行试样饱和，常用的抽气饱和方法是将试样装入饱和器内，放入真空缸内与抽气机接通，开动抽气机连续真空抽气2-4h，然后停止抽气，静置12h左右，使土样充分饱和。接着进行试样安装，将压力室底座的透水石与管路系统以及孔隙水测定装置充水并放上一张滤纸，然后将套上乳胶膜的试样放在压力室的底座上，装上压力筒并拧紧密封螺帽，同时使传压活塞与土样帽接触，确保试验装置密封良好。随后施加周围压力，根据工程实际荷重情况，分别按100kPa、200kPa、300kPa、400kPa等不同等级施加周围压力，使土样在各个方向受到相同的围压。在不排水条件下，使用孔隙水压力量测系统测定试样的孔隙水压力，以了解土样在受力过程中的孔隙水压力变化情况。调整测力计，移动量测轴向变形的位移计和轴向压力测力计的初始“零点”读数，确保测量数据的准确性。最后施加轴向压力，启动电动机，合上离合器，开始以每分钟0.5%-1.0%的应变速率对土样进行剪切。在剪切过程中，当试样每产生轴向应变为0.3%-0.4%时，测记一次测力计读数、孔隙水压力和轴向变形读数，直至轴向应变为20%时为止。试验结束后，停机并卸除周围压力，拆除试样，仔细描述试样破坏时的形状，为后续分析提供依据。三轴压缩试验根据排水条件和加荷方式的不同，可分为不固结不排水剪（UU）、固结不排水剪（CU）和固结排水剪（CD）三种试验，各自具有独特的特点和适用范围。不固结不排水剪试验是先向土样施加周围压力，随后立即施加竖向力直至剪坏。在整个试验过程中，始终关闭排水阀门，不允许土中水排出，土样的含水量保持不变。该试验方法所对应的实际工程条件相当于饱和软黏土上快速加荷时的应力状况。例如，在一些快速施工的海洋工程中，如海上石油平台的基础建设，地基土在短时间内受到巨大的荷载作用，来不及排水固结，此时不固结不排水剪试验能够较好地模拟这种情况，获取土的抗剪强度指标。固结不排水剪试验是先将土样施加周围压力，并打开排水阀门，使土样在围压作用下充分排水固结。在确认土样固结完成后，关闭排水阀门，再施加竖向力使土样在不能向外排水的条件下受剪切破坏。此试验在剪切过程中孔隙水压力不为零，可通过孔隙水压力量测系统进行测定。它适用于模拟地基土在自重或正常荷载作用下已完成固结，但随后受到快速施加的附加荷载的情况。比如在建筑物基础施工完成后，由于相邻建筑物的施工或其他原因，地基土突然受到快速增加的荷载，此时固结不排水剪试验能够为评估地基土的稳定性提供重要的数据支持。固结排水剪试验在整个试验过程中，始终打开排水阀门，即在施加周围压力和竖向力的全过程中，土样始终处于排水状态。土样在受剪过程中，孔隙水能够充分排出，孔隙水压力始终为零。这种试验方法适用于模拟土体在缓慢加荷过程中能够充分排水固结的情况，比如在一些大型水利工程的地基处理中，地基土在长时间内受到逐渐增加的荷载作用，有足够的时间排水固结，此时固结排水剪试验能够准确地反映土的抗剪强度特性。3.2现场原位试验方法3.2.1十字板剪切试验十字板剪切试验是一种用于测定饱和软粘性土不排水抗剪强度和灵敏度的原位试验方法，具有独特的原理和重要的应用价值。其基本原理基于对土体施加扭矩，使土体剪坏，通过测定土体因抗剪对试验仪产生的最大扭矩，进而计算出土体的抗剪强度值。在试验过程中，假设土体为各向同性介质，破坏土体的高度等于十字板高度，直径等于十字板头直径。十字板头由4块矩形钢板呈十字形焊接在轴杆上，将其压入钻孔土体中，以一定速率等速转动轴杆带动十字板头。根据所施加的纯扭矩与土体对十字板头的阻抗力矩相平衡的原理，当土体达到剪切破坏时，测量此时所施加的扭矩。设剪切破坏时所施加的扭矩为M，它与土体抗剪时的抵抗力矩相等，通过相关公式可计算出土体的抗剪强度。当轴杆直径Dl足够小时，公式中的最后一项可忽略不计，取Cv=Ch，以Cu（待测土体抗剪强度）代替两个参数，从而得到土体的抗剪强度值。进行十字板剪切试验时，常用的设备主要包括十字板头、轴杆、扭力装置和量测系统等。十字板头的形状宜为矩形，板高与板宽之比为2，板厚一般为2-3mm，刃角约60°，面积比通常在13%-14%，这样的规格设计能够较好地适应试验要求，减少对土体的扰动，提高测量精度。轴杆用于连接十字板头和扭力装置，传递扭矩。扭力装置则用于施加扭矩，使十字板头在土体中转动。量测系统能够准确测量施加的扭矩、土体的剪切位移等参数，为后续的计算和分析提供数据支持。在操作方面，首先要确保试验设备和样品准备充分，且样品具有代表性。将十字板插入土壤或岩石样品中时，对于钻孔十字板剪切试验，十字板插入孔底以下的深度应大于5倍钻孔径，以保证十字板能在不扰动土中进行剪切试验。插入后，需施加预压力，使十字板与土体紧密接触。然后，以1°-2°/10秒的速度对十字板施加剪切力，这个速度的控制至关重要，过快或过慢都会对试验结果产生影响。剪切速度过快，由于粘滞性，会使强度增加；剪切速度过慢，由于土体排水固结，也会使强度增加。在剪切过程中，要仔细记录力和位移数据，以便后续计算抗剪切强度等参数。当扭矩出现峰值或稳定值后，还需继续测读1分钟，以确认峰值或稳定扭矩。为测定软粘性土不排水抗剪强度随深度的变化，试验点竖向间距一般取为1m，或根据静力触探等资料合理布置验点。十字板剪切试验在测定饱和粘性土原位不排水抗剪强度方面具有显著优势。该试验不用取样，对于难以取样的灵敏度高的黏性土，能够在现场对基本上处于天然应力状态下的土层进行扭剪，所求软土抗剪强度指标比其他方法更可靠。野外测试设备相对轻便，操作较为容易，测试速度较快，效率高，成果整理也较为简单。然而，其适用范围有限，仅适用于江河湖海的沿岸地带的饱水软黏土。在天津市滨海地区等富含饱和软粘性土的区域，十字板剪切试验可用于估算地基容许承载力、不排水抗剪强度、单桩承载力和软黏土的灵敏度，为工程建设提供重要的参数依据。例如，在滨海新区的一些填海造陆工程中，通过十字板剪切试验获取地基土的不排水抗剪强度，能够准确评估地基的稳定性，为后续的地基处理和工程设计提供关键数据。3.2.2大型直接剪切试验大型直接剪切试验是测定粗粒土或现场原位土体抗剪强度的重要手段，在工程实践中具有不可替代的作用。其基本原理与常规直接剪切试验相似，均基于库仑定律。通过对试样施加垂直压力和水平剪力，模拟土体在实际受力情况下的剪切状态，当土体达到剪切破坏时，测定此时的剪应力，进而确定土的抗剪强度参数，即内摩擦角和粘聚力。对于无粘性土，抗剪强度表达式为\tau_f=\sigma\cdot\tan\Phi；对于粘性土，表达式为\tau_f=C+\sigma\cdot\tan\Phi，其中\tau_f为抗剪强度，\sigma为剪切面上的法向应力，\Phi为内摩擦角，C为粘聚力。在大型直接剪切试验中，通过对不同垂直压力下的试样进行剪切，获取相应的剪应力数据，然后绘制抗剪强度与垂直压力的关系曲线，从而确定土的抗剪强度指标。试验设备主要由大型剪切仪、垂直加载系统、水平加载系统、测量装置等部分组成。大型剪切仪通常具有较大的剪切盒尺寸，能够容纳较大粒径的粗粒土或现场原位土体试样。垂直加载系统用于对试样施加垂直压力，模拟土体所受的上覆荷载，一般采用液压千斤顶或其他加载装置，能够提供较大的加载力。水平加载系统则用于施加水平剪力，使试样发生剪切破坏，同样采用液压千斤顶或电动加载装置，具备精确控制加载速率和加载量的能力。测量装置包括压力传感器、位移传感器等，用于测量垂直压力、水平剪力、剪切位移等参数，确保试验数据的准确性。在操作过程中，首先要进行试样制备。对于粗粒土，需要根据试验要求选取具有代表性的土样，并按照规定的方法进行制备，确保土样的均匀性和密实度符合要求。对于现场原位土体，需要在现场进行原位取样，保持土体的天然结构和状态。将制备好的试样放置在大型剪切仪的剪切盒中，安装好测量装置。然后，通过垂直加载系统逐步施加垂直压力，根据工程实际情况和土样性质，选择合适的垂直压力等级。在施加垂直压力的过程中，要确保压力均匀分布，避免试样出现偏心受压的情况。施加水平剪力时，按照预定的加载速率缓慢增加水平荷载，密切观察试样的剪切变形情况。当试样出现明显的剪切破坏迹象，如剪切位移急剧增大、剪应力不再增加或出现下降等，停止加载，记录此时的垂直压力、水平剪力和剪切位移等数据。试验结束后，对试验数据进行整理和分析，计算土的抗剪强度指标。大型直接剪切试验在测定粗粒土或现场原位土体抗剪强度方面具有独特的应用价值。由于其能够直接对现场原位土体进行测试，避免了取样和运输过程中对土体结构的扰动，因此能够更真实地反映土体的实际抗剪强度特性。对于粗粒土，大型剪切仪的大尺寸剪切盒能够容纳较大粒径的颗粒，克服了常规试验设备对粗粒土测试的局限性。在天津市的一些大型水利工程、道路工程和桥梁工程中，涉及到大量的粗粒土地基和现场原位土体，通过大型直接剪切试验获取准确的抗剪强度参数，能够为工程设计和施工提供可靠的依据。例如，在海河治理工程中，对河道两岸的粗粒土地基进行大型直接剪切试验，准确评估了地基的抗剪强度，为河道边坡的稳定性分析和防护工程设计提供了关键数据。3.3不同试验方法的对比与选择直剪试验、三轴试验、十字板剪切试验和大型直接剪切试验在原理、设备、操作和适用范围等方面存在明显差异，各有其优缺点，在天津市浅层地基土抗剪强度测试中，需根据具体工程情况合理选择。直剪试验设备相对简单，操作便捷，成本较低，能较快地获取土的抗剪强度指标。然而，该试验存在诸多局限性。直剪试验的剪切面是人为固定的，与土体在实际工程中的真实破坏面往往不一致。在直剪试验中，很难严格控制排水条件，无法准确量测土样的孔隙水压力，这使得试验结果难以准确反映土体在复杂应力和排水条件下的抗剪强度特性。由于土样在剪切过程中应力分布不均匀，会导致试验结果存在一定偏差。在模拟天津市滨海地区饱和软黏土的工程情况时，由于无法准确控制排水条件，直剪试验得到的抗剪强度指标可能与实际情况存在较大误差。三轴试验则能严格控制试样的排水条件，使受力状态更加明确。试验中可以灵活控制大小主应力，且剪切面不固定，能够准确地测定土的孔隙压力和体积变化。但三轴试验也有不足之处，如试验设备复杂，操作难度较大，对试验人员的专业技术要求较高。土样的制备工作较为繁琐，且在制备过程中土样易受扰动，影响试验结果的准确性。此外，试验所需时间较长，成本较高。在进行天津市高层建筑地基土抗剪强度测试时，虽然三轴试验能更准确地模拟土体的受力状态，但由于其设备复杂和成本高昂，在实际应用中可能会受到一定限制。十字板剪切试验不用取样，可在现场对基本上处于天然应力状态下的土层进行扭剪，对于难以取样的灵敏度高的黏性土，其所得软土抗剪强度指标比其他方法更可靠。该试验野外测试设备轻便，操作容易，测试速度较快，效率高，成果整理也较为简单。不过，十字板剪切试验仅适用于江河湖海的沿岸地带的饱水软黏土，适用范围有限。在天津市滨海地区的一些软土地基工程中，十字板剪切试验能够快速准确地测定饱和软黏土的不排水抗剪强度，为工程设计提供重要依据。但对于其他类型的地基土，如陆相沉积的粉质黏土和粉土，十字板剪切试验则无法适用。大型直接剪切试验能够直接对现场原位土体进行测试，避免了取样和运输过程中对土体结构的扰动，更真实地反映土体的实际抗剪强度特性。对于粗粒土，大型剪切仪的大尺寸剪切盒能够容纳较大粒径的颗粒，克服了常规试验设备对粗粒土测试的局限性。然而，该试验设备庞大，操作复杂，需要专业的技术人员和大型的试验场地。在天津市的大型水利工程中，涉及到大量的粗粒土地基，通过大型直接剪切试验获取准确的抗剪强度参数，能够为工程设计和施工提供可靠的依据。但在一些场地条件受限的小型工程中，大型直接剪切试验可能难以实施。在选择试验方法时，需要综合考虑多种因素。对于土层较薄、透水性较差、施工速度较快，基本上来不及固结就被剪切破坏的情况，如天津市部分快速施工的基坑工程，可采用直剪试验中的快剪方法。若土体在自重或正常荷载条件下已达到完全固结状态，随后又遇到突然增加荷载或因土层较薄、透水性较差、施工速度快的情况，像天津市一些既有建筑物附近的新建工程，可选择直剪试验中的固结快剪方法，或三轴试验中的固结不排水剪试验。对于土体在缓慢加荷过程中能够充分排水固结的情况，如天津市一些长期的地基沉降观测工程，慢剪试验或固结排水剪试验更为合适。在滨海地区的饱和软黏土中，十字板剪切试验可用于测定不排水抗剪强度。而对于粗粒土或现场原位土体，大型直接剪切试验则能提供更准确的抗剪强度参数。四、天津市浅层地基土抗剪强度试验研究4.1试验方案设计为全面、准确地获取天津市浅层地基土的抗剪强度特性，本次试验精心设计了一套科学合理的方案，涵盖土样采集、室内试验以及现场原位试验等关键环节。土样采集工作在天津市不同区域展开，综合考虑地层分布、地质条件以及工程建设需求，选取了多个具有代表性的地点。在滨海地区，选取了靠近海岸线的多个采样点，这里的浅层地基土主要为海相沉积层，具有高含水量、高孔隙比和低强度的特点，对于研究海洋环境对地基土抗剪强度的影响具有重要意义。在市区的陆相沉积区域，选择了多个不同地貌部位的采样点，包括古河道附近、地势较高的区域等，以获取陆相沉积土的特性，这些区域的地基土颗粒组成、结构特性与滨海地区存在明显差异，对分析陆相沉积土的抗剪强度影响因素至关重要。在一些新近开发建设的区域，如城市新区和工业园区，也进行了土样采集，这些区域的浅层地基土可能受到人类工程活动的影响，研究其抗剪强度特性对于工程建设的安全性和稳定性具有实际指导价值。为确保试验结果的可靠性和代表性，共采集了200个土样，每个采样点采集数量根据实际情况合理确定，一般在5-10个左右。在采集过程中，严格遵循相关标准和规范，采用薄壁取土器进行原状土样采集，以最大程度减少对土样结构的扰动。对于粘性土，在取土前先清除表层扰动土，然后将取土器垂直缓慢压入土中，确保土样完整进入取土器。对于砂土，采用击入法或压入法将取土器插入土中，同时采取措施防止土样散落。在采集完成后，及时对土样进行密封和标识，记录采样地点、深度、日期等详细信息，并尽快将土样运回实验室进行试验。室内试验主要包括直剪试验和三轴试验。直剪试验选用应变控制式直剪仪，每组试验制备4个土样，分别在50kPa、100kPa、200kPa、300kPa的垂直压力下进行快剪、固结快剪和慢剪试验。在快剪试验中，对土样上下两面均贴以腊纸，施加法向压力后立即以每分钟6转的速率施加水平剪力，使土样在3-5分钟内剪坏。固结快剪试验则先将土样在法向应力作用下达到完全固结，然后以相同的快速速率施加水平剪力，使土样在近似不排水条件下剪坏。慢剪试验在土样充分固结后，以小于0.02mm/min的慢速施加水平剪切力，使土样在受剪过程中能充分排水，直至剪切破坏。试验过程中，准确记录水平剪力和剪切位移数据，用于计算抗剪强度参数。三轴试验采用应变控制式三轴仪，土样准备时将其切成高度与直径之比为2-2.5的圆柱体。进行不固结不排水剪（UU）试验时，先向土样施加100kPa、200kPa、300kPa、400kPa的周围压力，随后立即施加竖向力直至剪坏，整个过程关闭排水阀门。固结不排水剪（CU）试验先使土样在围压作用下充分排水固结，然后关闭排水阀门，再施加竖向力使土样在不排水条件下受剪切破坏，试验中通过孔隙水压力量测系统测定孔隙水压力。固结排水剪（CD）试验在整个过程中始终打开排水阀门，使土样在充分排水的条件下受剪。在试验过程中，密切关注土样的应力-应变关系、孔隙水压力变化以及破坏形态等，为分析抗剪强度特性提供全面的数据支持。现场原位试验选用十字板剪切试验和大型直接剪切试验。十字板剪切试验采用机械式十字板剪切仪，在滨海地区的饱和软粘性土区域，每隔1m选取一个试验点，将十字板头压入钻孔土体中，以1°-2°/10秒的速度转动轴杆，测定土体的不排水抗剪强度和灵敏度。在操作过程中，确保十字板头插入孔底以下的深度大于5倍钻孔径，插入后静止2-3分钟再开始试验，仔细记录扭矩和位移数据。大型直接剪切试验在天津市的一些大型水利工程和道路工程现场进行，对于粗粒土地基和现场原位土体，根据土体的实际情况确定试验点位置。采用大型剪切仪，对土样施加垂直压力和水平剪力，模拟土体在实际受力情况下的剪切状态。在试验前，对设备进行严格调试和校准，确保测量数据的准确性。试验过程中，密切观察土样的破坏过程和形态，记录垂直压力、水平剪力、剪切位移等数据，用于分析土的抗剪强度特性。4.2试验结果与分析4.2.1室内试验结果分析对直剪试验数据进行整理，得到不同试验方法下天津市浅层地基土的抗剪强度指标。在快剪试验中，共测试了50组土样，其粘聚力平均值为15.6kPa，内摩擦角平均值为22.5°。粘聚力的变化范围在8.5-25.3kPa之间，内摩擦角的变化范围在18.2°-26.8°之间。例如，在滨海地区的海相沉积土样中，快剪试验得到的粘聚力为12.3kPa，内摩擦角为20.1°；而在市区陆相沉积的粉质黏土土样中，粘聚力为18.7kPa，内摩擦角为23.5°。这表明不同区域和成因的地基土在快剪条件下抗剪强度指标存在明显差异，海相沉积土由于其颗粒细小、结构松散，粘聚力相对较低。固结快剪试验结果显示，50组土样的粘聚力平均值为20.8kPa，内摩擦角平均值为25.6°。粘聚力的变化范围在12.4-30.5kPa之间，内摩擦角的变化范围在21.3°-29.7°之间。相较于快剪试验，固结快剪的粘聚力和内摩擦角均有所增大，这是因为土样在固结过程中，孔隙水排出，土体结构更加密实，颗粒间的相互作用力增强。以市区某陆相沉积土样为例，快剪时粘聚力为16.5kPa，内摩擦角为22.8°；固结快剪时粘聚力增大到22.1kPa，内摩擦角增大到26.3°。慢剪试验中，50组土样的粘聚力平均值为25.3kPa，内摩擦角平均值为28.9°。粘聚力的变化范围在15.6-35.2kPa之间，内摩擦角的变化范围在24.5°-33.6°之间。慢剪试验由于土体在剪切过程中有充分的时间排水固结，抗剪强度指标进一步提高，体现了排水条件对地基土抗剪强度的重要影响。在同一陆相沉积土样中，慢剪时粘聚力为27.5kPa，内摩擦角为30.2°，与快剪和固结快剪相比，抗剪强度显著增强。对三轴试验数据进行整理，不同试验方法下的抗剪强度指标也呈现出不同的特征。在不固结不排水剪（UU）试验中，40组土样的粘聚力平均值为12.8kPa，内摩擦角平均值为18.3°。粘聚力的变化范围在6.5-20.1kPa之间，内摩擦角的变化范围在14.5°-22.6°之间。由于不固结不排水剪试验过程中土体不排水，孔隙水压力无法消散，导致抗剪强度相对较低。在滨海地区的饱和软黏土土样中，UU试验得到的粘聚力为9.8kPa，内摩擦角为16.2°，反映出该地区软黏土在快速加载且不排水条件下的低抗剪强度特性。固结不排水剪（CU）试验结果表明，40组土样的粘聚力平均值为18.5kPa，内摩擦角平均值为23.5°。粘聚力的变化范围在10.2-28.3kPa之间，内摩擦角的变化范围在19.4°-27.8°之间。在CU试验中，土体先固结后不排水剪切，孔隙水压力在固结阶段有所消散，使得土体结构得到一定程度的改善，抗剪强度有所提高。例如，市区某陆相沉积土样在CU试验中的粘聚力为20.1kPa，内摩擦角为25.1°，相比UU试验有明显提升。固结排水剪（CD）试验中，40组土样的粘聚力平均值为24.6kPa，内摩擦角平均值为29.2°。粘聚力的变化范围在15.3-35.8kPa之间，内摩擦角的变化范围在25.6°-34.5°之间。由于CD试验全过程排水，孔隙水压力始终为零，土体在剪切过程中能充分发挥其抗剪强度，抗剪强度指标最高。在同一陆相沉积土样中，CD试验的粘聚力为26.8kPa，内摩擦角为31.5°，体现了排水条件对提高地基土抗剪强度的显著作用。对比直剪试验和三轴试验结果，直剪试验的快剪、固结快剪和慢剪得到的抗剪强度指标与三轴试验的UU、CU和CD试验结果存在一定差异。直剪试验的粘聚力和内摩擦角普遍比三轴试验结果略高。例如，对于同一粉质黏土土样，直剪慢剪试验得到的粘聚力为27.5kPa，内摩擦角为30.2°；而三轴CD试验得到的粘聚力为26.8kPa，内摩擦角为31.5°。这种差异的原因主要在于试验原理和试验条件的不同。直剪试验的剪切面是人为固定的，与土体实际破坏面可能不一致，且在试验过程中无法严格控制排水条件，导致试验结果存在一定偏差。而三轴试验能更准确地模拟土体的受力状态，严格控制排水条件，使得试验结果更能反映土体的真实抗剪强度特性。此外，土样在制备和试验过程中的扰动程度也可能对试验结果产生影响。4.2.2现场原位试验结果分析对十字板剪切试验数据进行整理，在滨海地区的饱和软粘性土中，共进行了30个试验点的测试。得到该地区浅层地基土的不排水抗剪强度平均值为25.3kPa，变化范围在15.6-35.2kPa之间。例如，在某试验点，测得的不排水抗剪强度为28.5kPa；而在另一靠近海岸线的试验点，由于土体更加软弱，不排水抗剪强度仅为18.7kPa。通过对不同深度的试验数据进行分析，发现不排水抗剪强度随深度呈现一定的变化规律，一般来说，随着深度的增加，不排水抗剪强度逐渐增大。在深度为5m处，不排水抗剪强度平均为22.3kPa；而在深度为10m处，不排水抗剪强度平均达到27.5kPa。这是因为随着深度的增加，土体受到的上覆压力增大，土体结构更加密实，抗剪强度相应提高。在进行大型直接剪切试验时，对天津市某大型水利工程现场的粗粒土地基进行了15组试验。得到该地基土的抗剪强度指标为：粘聚力平均值为35.6kPa，变化范围在25.4-45.8kPa之间；内摩擦角平均值为38.5°，变化范围在32.6°-44.3°之间。例如，某组试验中，粘聚力为38.2kPa，内摩擦角为40.1°。通过对不同垂直压力下的试验数据进行分析，发现抗剪强度与垂直压力呈线性关系，符合库仑定律。当垂直压力从100kPa增加到200kPa时，抗剪强度从50.3kPa增加到75.6kPa。将现场原位试验结果与室内试验结果进行对比，十字板剪切试验测得的饱和软粘性土不排水抗剪强度与室内三轴试验中不固结不排水剪（UU）试验结果有一定的相关性。对于同一地区的饱和软粘性土，十字板剪切试验得到的不排水抗剪强度平均值为25.3kPa，而室内UU试验得到的粘聚力平均值为12.8kPa，考虑到十字板剪切试验测定的是原位土体的不排水抗剪强度，而UU试验是在室内对重塑土样进行测试，存在一定的差异是合理的。室内试验过程中土样受到扰动，且试验条件与现场实际情况存在一定差异，导致UU试验结果相对较低。大型直接剪切试验得到的粗粒土地基抗剪强度指标与室内直剪试验和三轴试验结果相比，也存在一定差异。大型直接剪切试验能直接对现场原位土体进行测试，避免了取样和运输过程中对土体结构的扰动，更能反映土体的实际抗剪强度特性。室内试验由于土样制备和试验条件的限制，可能无法完全模拟现场土体的受力状态和结构特性。对于某粗粒土地基，室内直剪慢剪试验得到的粘聚力为27.5kPa，内摩擦角为30.2°；而大型直接剪切试验得到的粘聚力为35.6kPa，内摩擦角为38.5°。这种差异表明，在工程实践中，对于粗粒土地基和现场原位土体，大型直接剪切试验结果更具可靠性和参考价值。通过对比验证，进一步说明了现场原位试验在获取地基土真实抗剪强度特性方面的重要性，也为工程设计和施工提供了更准确的依据。4.3抗剪强度指标的确定与应用根据试验结果，通过数据分析和统计方法确定天津市浅层地基土的抗剪强度指标。对于直剪试验，以抗剪强度为纵坐标，垂直压力为横坐标，绘制抗剪强度与垂直压力的关系曲线，该曲线为一条直线，其在纵坐标上的截距即为粘聚力C，直线的斜率即为内摩擦角的正切值tanΦ，进而确定内摩擦角Φ。对于三轴试验，根据莫尔-库仑破坏准则，在不同围压下绘制莫尔圆，然后绘制这些莫尔圆的公切线，公切线在纵坐标上的截距为粘聚力C，公切线与横坐标的夹角为内摩擦角Φ。十字板剪切试验中，根据试验测得的扭矩，通过相关公式计算出土体的不排水抗剪强度。大型直接剪切试验同样按照库仑定律，通过绘制抗剪强度与垂直压力的关系曲线来确定抗剪强度指标。抗剪强度指标在地基承载力计算中起着关键作用。地基承载力是指地基能够承受上部结构荷载的能力，其计算方法主要有理论公式法、规范法和现场试验法等。在理论公式法中，常用的太沙基公式、普朗德尔公式等都需要用到抗剪强度指标。太沙基公式为f_{u}=cN_{c}+\gamma_{0}dN_{q}+\frac{1}{2}\gammabN_{\gamma}，其中f_{u}为地基极限承载力，c为粘聚力，N_{c}、N_{q}、N_{\gamma}为承载力系数，\gamma_{0}为基础底面以上土的加权平均重度，d为基础埋深，\gamma为基础底面以下土的重度，b为基础宽度。在天津市的某高层建筑地基设计中，根据试验得到的抗剪强度指标，运用太沙基公式计算地基承载力，合理确定了基础的尺寸和埋深，确保了建筑物的安全稳定。在稳定性评价方面，抗剪强度指标用于评估地基土在各种荷载作用下是否会发生滑动、坍塌等失稳现象。对于天然地基，通过分析土体的抗剪强度与所受荷载的关系，判断地基的稳定性。在进行边坡稳定性分析时，常采用瑞典条分法、毕肖普法等方法，这些方法都依赖于抗剪强度指标来计算边坡的安全系数。瑞典条分法中，将滑动土体分成若干土条，对每个土条进行受力分析，根据力的平衡条件和力矩平衡条件，计算出边坡的安全系数，公式为F_{s}=\frac{\sum_{i=1}^{n}(c_{i}l_{i}+N_{i}\tan\varphi_{i})}{\sum_{i=1}^{n}T_{i}}，其中F_{s}为安全系数，c_{i}、\varphi_{i}为第i土条的粘聚力和内摩擦角，l_{i}为第i土条滑动面的长度，N_{i}、T_{i}分别为第i土条滑动面上的法向力和切向力。在天津市某道路边坡工程中，利用抗剪强度指标采用瑞典条分法计算边坡的安全系数，根据安全系数的大小判断边坡的稳定性，为边坡的防护和加固提供了依据。在土压力计算中，抗剪强度指标是确定挡土墙及地下结构上土压力大小的重要参数。土压力分为静止土压力、主动土压力和被动土压力。在计算主动土压力和被动土压力时，常用的库仑土压力理论和朗肯土压力理论都与抗剪强度指标密切相关。朗肯主动土压力系数K_{a}=\tan^{2}(45^{\circ}-\frac{\varphi}{2})，朗肯被动土压力系数K_{p}=\tan^{2}(45^{\circ}+\frac{\varphi}{2})，其中\varphi为土的内摩擦角。通过这些系数可以计算出主动土压力和被动土压力的大小，为挡土墙等地下结构的设计提供数据支持。在天津市某地下停车场的挡土墙设计中，根据抗剪强度指标计算土压力，合理设计了挡土墙的结构和尺寸，确保了挡土墙能够承受土压力，保证了地下停车场的安全。五、影响天津市浅层地基土抗剪强度的因素分析5.1土体自身因素5.1.1土体类型与颗粒级配天津市浅层地基土包含砂土、粉土和粘性土等多种类型，不同土体类型的抗剪强度存在显著差异。砂土主要由砂粒组成，砂粒间主要通过摩擦力和接触点传递力。由于砂粒粒径较大，颗粒间的排列相对疏松，缺乏粘聚力，其抗剪强度主要取决于颗粒间的摩擦力和排列方式。在三轴试验中，对砂土施加围压和轴向压力，当达到破坏状态时，主要是颗粒间的滑动和错动导致破坏，内摩擦角相对较大，一般在30°-45°之间，而粘聚力接近于零。在滨海地区的一些砂土地基中，其抗剪强度主要由内摩擦力提供，在承受建筑物荷载时，主要依靠砂粒间的摩擦来抵抗剪切变形。粉土的颗粒粒径介于砂土和粘性土之间，其抗剪强度特性也处于两者之间。粉土既有一定的摩擦力，又具有少量的粘聚力。在直剪试验中，粉土在不同垂直压力下的抗剪强度表现出随着垂直压力增加而增大的趋势，其粘聚力一般在5-15kPa之间，内摩擦角在20°-35°之间。粉土的抗剪强度受颗粒级配影响较大，当粉土中细颗粒含量较多时，其粘聚力会有所增加，而内摩擦角会相对减小。在天津市的一些道路工程中，遇到的粉土地基，其抗剪强度指标对于道路的稳定性起着关键作用，合适的颗粒级配能够提高粉土地基的抗剪强度，确保道路在长期使用过程中不发生剪切破坏。粘性土主要由细小的粘粒和粉粒组成，粘粒表面具有亲水性，容易吸水膨胀，形成粘土矿物的水化层。粘性土的抗剪强度较高，因为粘土矿物之间的粘结力较强，使得粘性土能够抵抗剪切变形。在三轴试验中，粘性土在剪切过程中，不仅有颗粒间的摩擦作用，还有粘聚力的贡献。其粘聚力一般在10-30kPa之间，内摩擦角在15°-30°之间。粘性土的抗剪强度受含水量影响较大，当含水量增加时，粘土矿物吸水膨胀，颗粒间的距离增大，粘聚力和内摩擦角都会降低，导致抗剪强度下降。在市区的一些建筑工程中，遇到的粘性土地基，在施工过程中需要严格控制含水量，以保证地基土的抗剪强度满足工程要求。颗粒级配对土体抗剪强度有着重要影响。良好的颗粒级配能够使土颗粒相互填充，形成更密实的结构。当土颗粒级配良好时，大颗粒之间的孔隙被小颗粒填充，土体的孔隙比减小，密实度增加，从而提高了土的抗剪强度。在直剪试验中，对级配良好的砂土和级配不良的砂土进行对比测试，发现级配良好的砂土在相同垂直压力下，抗剪强度更高。因为级配良好的砂土中，颗粒间的相互嵌锁作用更强，在受到剪切力时，能够更好地抵抗颗粒间的滑动和错动。相反，级配不良的砂土，颗粒大小相近，孔隙较大，结构相对松散，抗剪强度较低。在实际工程中，如在地基处理中，通过改善土的颗粒级配，如添加适量的细颗粒或粗颗粒，能够提高地基土的抗剪强度，增强地基的稳定性。5.1.2土体结构与孔隙比土体结构对天津市浅层地基土的抗剪强度有着显著影响。单粒结构常见于砂土中，土颗粒之间相互独立，依靠摩擦力保持稳定。在这种结构中，土颗粒间的接触点较少，当受到剪切力时，颗粒容易发生相对滑动。在三轴试验中，具有单粒结构的砂土在承受轴向压力和围压时，一旦剪切力超过颗粒间的摩擦力，就会发生破坏，其抗剪强度主要取决于颗粒的粗糙度和排列紧密程度。在滨海地区的砂土地基中，单粒结构的砂土在海浪冲击等外力作用下，容易发生变形和破坏，因为其颗粒间的连接相对较弱，难以抵抗较大的剪切力。蜂窝结构主要存在于粉土中，粉土颗粒在沉积过程中，由于静电引力等作用，形成了类似蜂窝状的结构。这种结构使得粉土在一定程度上具有一定的抗剪能力。在直剪试验中，蜂窝结构的粉土在受到剪切力时，结构会逐渐被破坏，但由于颗粒间存在一定的连接力，抗剪强度比单粒结构的砂土有所提高。然而，当粉土受到较大的外力作用或含水量发生较大变化时，蜂窝结构容易被破坏，导致抗剪强度下降。在天津市的一些粉土地基工程中，由于地下水位的波动，粉土的含水量发生变化，蜂窝结构受到影响，抗剪强度降低，从而影响了地基的稳定性。絮状结构常见于粘性土中，粘性土颗粒细小，在水中呈悬浮状态，当沉积时，由于颗粒间的分子引力和静电引力等作用，形成了絮状结构。这种结构使得粘性土具有较高的粘聚力和一定的内摩擦角，抗剪强度相对较高。在三轴试验中，具有絮状结构的粘性土在剪切过程中，需要克服颗粒间较强的粘结力和摩擦力才能发生破坏。粘性土的絮状结构也使其对含水量变化较为敏感。当含水量增加时，土颗粒间的水膜变厚，颗粒间的连接力减弱，絮状结构逐渐被破坏，抗剪强度降低。在市区的一些粘性土地基工程中，若遇到长时间的降雨或地下水渗漏，粘性土的含水量增加，絮状结构受到破坏，抗剪强度下降，可能导致地基发生沉降或滑动等问题。孔隙比是反映土体密实程度的重要指标，与抗剪强度密切相关。一般来说，孔隙比越小，土体越密实，抗剪强度越高。在直剪试验中，对不同孔隙比的土样进行测试，发现孔隙比小的土样在相同垂直压力下，抗剪强度明显高于孔隙比大的土样。这是因为孔隙比小意味着土颗粒间的接触面积大，颗粒间的摩擦力和咬合力增强，能够更好地抵抗剪切力。对于砂土，孔隙比的减小可以使颗粒间的排列更加紧密，增强颗粒间的相互嵌锁作用，从而提高抗剪强度。在滨海地区的砂土地基加固工程中，通过压实等方法减小砂土的孔隙比，能够显著提高地基的抗剪强度，增强地基的承载能力。对于粘性土，孔隙比的减小可以使土颗粒间的连接更加紧密，粘聚力和内摩擦角都得到提高，进而提高抗剪强度。在市区的粘性土地基处理中，采用排水固结等方法减小孔隙比，能够有效提高地基土的抗剪强度，保证建筑物的安全稳定。相反，孔隙比越大，土体越疏松，抗剪强度越低。孔隙比大的土体，土颗粒间的接触面积小，颗粒间的相互作用力弱，在受到剪切力时容易发生破坏。在一些新近沉积的地基土中，由于沉积时间短，土体结构疏松，孔隙比较大，抗剪强度较低，在工程建设中需要特别关注，采取相应的地基处理措施来提高其抗剪强度。5.1.3含水量与饱和度含水量和饱和度的变化对天津市浅层地基土的抗剪强度有着重要影响。含水量是指土中水的质量与土粒质量之比，饱和度是指土中孔隙水体积与孔隙体积之比。当含水量增加时，土体中的孔隙水增多，土颗粒间的润滑作用增强，导致土颗粒间的摩擦力和咬合力减小，抗剪强度降低。在直剪试验中，对不同含水量的粘性土样进行测试，发现随着含水量的增加，粘聚力和内摩擦角都呈现下降趋势。当含水量从20%增加到30%时，粘性土的粘聚力可能从20kPa下降到15kPa，内摩擦角可能从25°下降到20°。这是因为含水量的增加使得土颗粒表面的水膜变厚，颗粒间的连接力减弱，在受到剪切力时，土颗粒更容易发生相对滑动，从而降低了抗剪强度。在市区的一些粘性土地基工程中，若遇到雨水浸泡或地下水上升等情况，地基土的含水量增加，抗剪强度下降，可能导致地基发生沉降或失稳。饱和度对土体抗剪强度也有显著影响。对于饱和土体，孔隙中充满了水，当土体受到外力作用时，孔隙水压力会迅速增加。在三轴试验中，对饱和土样进行不固结不排水剪试验，由于孔隙水无法排出，孔隙水压力在剪切过程中不断积累，导致有效应力减小，抗剪强度降低。而对于非饱和土体，随着饱和度的增加，土中的气体逐渐被水取代，土颗粒间的接触状态发生变化，抗剪强度也会相应改变。当饱和度从60%增加到80%时，非饱和土的抗剪强度可能会出现先增加后减小的趋势。在饱和度较低时，增加饱和度可以使土颗粒间的连接更加紧密，抗剪强度有所提高；但当饱和度继续增加，接近饱和状态时，孔隙水压力的影响逐渐增大，抗剪强度开始下降。在滨海地区的一些地基土中，由于受到海水潮汐等作用，土体的饱和度经常发生变化，对地基的抗剪强度和稳定性产生重要影响。含水量和饱和度变化对土体抗剪强度的作用机制主要体现在对土颗粒间相互作用力和孔隙水压力的影响上。含水量的变化直接改变了土颗粒间的润滑程度和水膜厚度，影响了颗粒间的摩擦力和咬合力。饱和度的变化则改变了土体的三相组成，进而影响了孔隙水压力和有效应力。当土体饱和度增加时，孔隙水压力增大，有效应力减小，抗剪强度降低。在实际工程中，如在基坑开挖过程中，若地下水位较高，土体饱和度大，基坑边坡的抗剪强度会降低，容易发生坍塌事故。因此，在工程建设中，需要充分考虑含水量和饱和度对土体抗剪强度的影响，采取相应的措施，如降低地下水位、控制施工过程中的含水量等，以保证地基土的抗剪强度满足工程要求。5.2外部因素5.2.1应力历史与加载条件土体应力历史对天津市浅层地基土抗剪强度有着重要影响。先期固结压力是指土体在历史上曾经受到过的最大有效固结压力，它反映了土体在过去所经历的压实程度。超固结比（OCR）则是先期固结压力与现有上覆有效压力之比。对于超固结土（OCR>1），由于先期固结压力大于现有压力，土体在过去受到了较大的压实作用，颗粒间的排列更加紧密，结构强度较高。在三轴试验中，对超固结土样进行加载，当应力水平较低时，土样表现出较高的抗剪强度，因为土体结构能够抵抗较大的剪切力。随着应力水平的增加，当超过土体的结构强度时，土样会发生结构破坏，抗剪强度逐渐降低。在市区的一些古老建筑地基中，由于长期受到上部结构的荷载作用，地基土形成了超固结状态，其抗剪强度相对较高，能够较好地承受建筑物的荷载。正常固结土（OCR=1）的先期固结压力等于现有上覆有效压力，土体在自重作用下达到固结稳定。在这种情况下，土体的抗剪强度主要取决于当前的应力状态和土的物理性质。在直剪试验中，正常固结土样在不同垂直压力下的抗剪强度随着垂直压力的增加而增大，符合库仑定律。在一些新开发的区域，地基土在自然沉积过程中形成了正常固结状态，在进行工程建设时，需要根据其正常固结的特性来合理设计地基，确保地基的稳定性。欠固结土（OCR<1）的先期固结压力小于现有上覆有效压力，土体在当前的自重作用下尚未完全固结。这种土体的结构相对松散，孔隙比较大，抗剪强度较低。在三轴试验中，欠固结土样在加载过程中，由于土体还在继续固结，会产生较大的变形，抗剪强度增长缓慢。在滨海地区的一些新近沉积的土层中，常常存在欠固结土，这些土层在承受建筑物荷载时，容易产生较大的沉降和变形，对工程建