厦门地区非饱和残积土的土水特征与强度性状：多因素耦合分析与工程应用研究

厦门地区非饱和残积土的土水特征与强度性状：多因素耦合分析与工程应用研究一、绪论1.1研究背景与意义随着城市化进程的加速，厦门地区的工程建设蓬勃发展，大量基础设施如道路、桥梁、高层建筑、地下工程等不断涌现。在这些工程建设中，非饱和残积土作为常见的地基土体，其特殊的工程性质对工程的稳定性和安全性产生着重要影响。厦门地区位于福建省南部沿海，地质构造以岩浆岩基底为主，地表广泛覆盖着花岗岩残积土层。花岗岩残积土是岩石经过长期风化剥蚀形成的，其主要成分为石英、长石、云母等矿物，其中石英含量较高。这类土体具有有机质含量低、孔隙率较大、密度较小的特点，并且其工程性质对水分变化极为敏感。当土体处于非饱和状态时，土颗粒间存在基质吸力，这使得土体具有一定的抗剪强度和承载能力，在一定程度上有利于工程建设。然而，厦门属于亚热带海洋性季风气候，降雨充沛，年平均降雨量较大，且降雨分布不均，多集中在汛期。频繁的降雨入渗会使非饱和残积土的含水量增加，饱和度上升，导致基质吸力减小，进而使土体的抗剪强度降低，压缩性增大。在实际工程中，这种特性变化带来了诸多问题。在基坑工程中，如厦门石鼓山西通道项目，根据实测数据，降雨入渗使得残积土中基坑围护桩变形显著增加。这是因为降雨导致基坑内外土体饱和度增加，基质吸力降低，土体抗剪强度减小，同时主动土压力增大，从而威胁到基坑的稳定性。在边坡工程中，非饱和残积土边坡在降雨作用下容易发生滑坡等地质灾害。由于降雨使土体含水量增加，强度降低，当土体的抗剪强度不足以抵抗下滑力时，边坡就会失稳。在地基工程中，含水量变化引起的土体强度和变形特性改变，可能导致建筑物基础的不均匀沉降，影响建筑物的正常使用和安全。研究厦门地区非饱和残积土的土水特征及强度性状具有重要的工程意义。准确掌握土水特征，即吸力与含水率之间的关系，能够为工程中的渗流分析提供关键参数。通过了解不同吸力下土体的含水率变化，可预测水分在土体中的运移规律，进而合理设计排水系统，避免因积水导致土体强度降低。深入研究强度性状，明确土体在不同含水量和应力状态下的抗剪强度等力学指标，有助于在工程设计中合理确定地基承载力、边坡稳定性系数等参数，优化工程结构设计，提高工程的安全性和可靠性，减少因土体性质变化引发的工程事故和经济损失，保障厦门地区工程建设的可持续发展。1.2国内外研究现状1.2.1非饱和土土水特征研究现状非饱和土的土水特征是指土体中基质吸力与含水率之间的关系，通常用土水特征曲线（SWCC）来描述。早在20世纪中叶，国外学者就开始了对非饱和土土水特征的研究。最初，研究主要集中在通过实验方法测定土水特征曲线。Richards在1931年首次提出了用张力计测定土壤基质吸力的方法，为土水特征曲线的实验测定奠定了基础。随后，大量学者采用不同的实验手段，如压力板仪、滤纸法等，对各种类型的非饱和土进行了土水特征曲线的测定。随着研究的深入，学者们发现土水特征曲线受到多种因素的影响。土壤质地是重要影响因素之一，不同质地的土壤，其颗粒大小分布、孔隙结构不同，导致土水特征曲线存在显著差异。粗粒土的孔隙较大，在相同吸力下，含水率变化相对较小，土水特征曲线较为平缓；而细粒土孔隙较小，对水分的吸附能力较强，土水特征曲线更为陡峭。土壤结构也会影响土水特征曲线，如团聚体结构的土壤，其内部孔隙分布复杂，土水特征曲线会呈现出独特的形态。此外，干湿循环、温度等环境因素也会对土水特征曲线产生影响。干湿循环会改变土体的孔隙结构，进而使土水特征曲线发生变化；温度的改变会影响水分子的活性和表面张力，导致基质吸力的变化，从而影响土水特征曲线。为了更好地描述土水特征曲线，学者们提出了众多的数学模型。其中，vanGenuchten模型是应用较为广泛的经验模型之一。该模型通过三个参数来描述土水特征曲线的形状，能够较好地拟合大多数非饱和土的土水特征曲线实验数据。Fredlund-Xing模型也是常用模型，它在考虑吸力对饱和度影响的基础上，引入了与土性相关的参数，对不同类型土的土水特征曲线有较好的适应性。在国内，对非饱和土土水特征的研究起步相对较晚，但发展迅速。众多学者针对我国不同地区的特殊土，如黄土、红土等，开展了大量的土水特征研究。研究内容包括特殊土土水特征曲线的测定、影响因素分析以及模型建立等。在厦门地区，已有部分学者对非饱和残积土的土水特征进行了探索。通过实验测定了残积土的土水特征曲线，发现其具有明显的双曲线形状，曲线上升段斜率较大，下降段斜率较小，且含水率越低曲线越平缓。基于这些实验结果，运用非线性最小二乘法对vanGenuchten模型进行参数拟合，验证了该模型对厦门地区非饱和残积土土水特征曲线的良好拟合效果。1.2.2非饱和土强度性状研究现状非饱和土的强度性状研究是土力学领域的重要内容。国外学者较早开展了相关研究，在20世纪60年代，Bishop提出了非饱和土的有效应力原理，将非饱和土的抗剪强度表示为有效应力和基质吸力的函数，为非饱和土强度研究奠定了理论基础。随后，众多学者基于Bishop的理论，通过室内三轴试验、直剪试验等方法，研究非饱和土在不同基质吸力和应力状态下的抗剪强度特性。研究发现，非饱和土的抗剪强度随着基质吸力的增加而增大，当基质吸力达到一定值后，抗剪强度的增长逐渐趋于平缓。同时，土体的初始含水量、密度等因素也会对非饱和土的抗剪强度产生显著影响。初始含水量较高时，土体中孔隙水较多，基质吸力较小，抗剪强度相对较低；而土体密度较大时，颗粒间的接触更为紧密，抗剪强度会相应提高。为了更准确地描述非饱和土的抗剪强度，学者们提出了多种强度理论和模型。Fredlund提出了非饱和土的双应力状态变量抗剪强度公式，考虑了净法向应力和基质吸力对强度的影响。此后，众多学者在此基础上进行改进和完善，如考虑吸力历史、应力路径等因素对强度的影响，提出了更为复杂的强度模型。国内对非饱和土强度性状的研究也取得了丰硕成果。针对不同地区的非饱和土，通过大量的室内外试验，深入研究了其强度特性及影响因素。在非饱和土强度理论和模型方面，国内学者也进行了积极探索，结合我国工程实际，提出了一些具有针对性的强度理论和模型，如考虑土的结构性、各向异性等因素对非饱和土强度的影响。在厦门地区非饱和残积土强度研究方面，已有研究通过三轴剪切试验，分析了含水量变化条件下土体强度参数的变化规律，发现随着含水量的增加，残积土的内摩擦角和黏聚力均呈现下降趋势。1.2.3研究现状总结与不足国内外学者在非饱和土土水特征及强度性状研究方面取得了众多成果，为非饱和土力学理论的发展和工程应用奠定了坚实基础。在土水特征研究方面，实验测定方法不断完善，影响因素分析较为全面，数学模型也能较好地描述一般土体的土水特征曲线。在强度性状研究方面，有效应力原理得到广泛认可，多种强度理论和模型为工程设计提供了理论依据。然而，当前研究仍存在一些不足之处。对于非饱和残积土这种特殊土体，虽然已有一定研究，但不同地区的残积土性质存在差异，针对厦门地区非饱和残积土的系统性研究还不够。在土水特征研究中，虽然考虑了多种影响因素，但对于复杂应力状态下土水特征曲线的变化规律研究较少，且现有模型在描述厦门地区残积土土水特征的某些特殊情况时，仍存在一定局限性。在强度性状研究方面，虽然强度理论和模型众多，但在考虑厦门地区复杂的气候条件（如频繁的降雨、高温高湿等）对残积土强度的长期影响方面，研究还不够深入。此外，将土水特征与强度性状进行有机结合，全面分析非饱和残积土在实际工程中的力学行为，也是当前研究的薄弱环节。因此，有必要针对厦门地区非饱和残积土的特点，开展深入系统的研究，以完善非饱和土力学理论，并为该地区的工程建设提供更可靠的理论支持。1.3研究内容与方法1.3.1研究内容针对厦门地区非饱和残积土，本研究主要从土水特征和强度性状两方面展开，具体内容如下：非饱和残积土土水特征研究：在厦门地区不同工程场地，如思明区、湖里区、集美区等，采集具有代表性的非饱和残积土原状土样和扰动土样。运用压力板仪、滤纸法等实验手段，测定土样在不同吸力状态下的含水率，绘制土水特征曲线。详细分析影响厦门地区非饱和残积土土水特征曲线的因素，包括土体颗粒级配、矿物成分、孔隙结构等内在因素，以及干湿循环、温度变化、应力状态等外在因素。通过对比不同影响因素下的土水特征曲线，揭示各因素对土水特征的影响规律。对现有的土水特征曲线模型，如vanGenuchten模型、Fredlund-Xing模型等，进行参数拟合和适用性分析。基于厦门地区非饱和残积土的实验数据，确定各模型的最优参数，并通过误差分析等方法，评估不同模型对该地区残积土土水特征曲线的拟合精度和适用性，为准确描述该地区非饱和残积土的土水特征提供合适的模型。非饱和残积土强度性状研究：采用三轴剪切试验、直剪试验等室内试验方法，对不同初始含水量、不同密度的非饱和残积土试样，在不同基质吸力和应力状态下进行强度测试。分析基质吸力、净法向应力、含水量、密度等因素对非饱和残积土抗剪强度的影响规律，确定其强度包线和强度参数（内摩擦角、黏聚力等）。考虑厦门地区复杂的气候条件和工程实际情况，研究干湿循环、长期降雨等因素对非饱和残积土强度的长期影响。通过模拟实际工况下的干湿循环过程和长期降雨入渗过程，测试土体强度随时间的变化，分析强度衰减机制。基于试验结果和理论分析，建立考虑土水特征的非饱和残积土强度模型。将土水特征曲线与强度理论相结合，引入与土水特征相关的参数，如基质吸力对强度的贡献系数等，提高强度模型对厦门地区非饱和残积土强度预测的准确性。1.3.2研究方法为实现上述研究内容，本研究将综合采用多种研究方法，具体如下：现场勘察与取样：在厦门地区选取多个典型工程场地，包括基坑工程、边坡工程、地基工程等场地。通过地质勘察，了解场地的地质条件、地层分布、地下水位等信息。在每个场地，按照相关标准和规范，采用薄壁取土器等设备采集非饱和残积土原状土样，同时采集扰动土样，用于室内试验分析。对采集的土样进行编号、记录，并妥善保存和运输，确保土样的完整性和原始状态不受破坏。室内试验：利用压力板仪测定非饱和残积土在高吸力范围内（如0-1500kPa）的土水特征曲线。将土样放置在压力板仪中，通过施加不同的气压力，使土样中的水分逐渐排出，达到不同的吸力状态，然后测定相应的含水率。采用滤纸法测定低吸力范围内（如0-100kPa）的土水特征曲线。将滤纸与土样紧密接触，待水分在滤纸和土样间达到平衡后，根据滤纸的含水率与吸力的关系，确定土样的吸力和含水率。运用三轴剪切试验仪，对非饱和残积土试样进行不固结不排水（UU）、固结不排水（CU）等不同类型的三轴剪切试验。在试验过程中，通过控制围压、轴压和孔隙水压力，模拟不同的应力状态，测定土体的抗剪强度和强度参数。使用直剪试验仪，对非饱和残积土试样进行直剪试验，测定在不同法向应力和基质吸力下的抗剪强度，分析其强度特性。数值模拟：基于非饱和土力学理论，运用有限元软件（如PLAXIS、ABAQUS等）建立厦门地区非饱和残积土的数值模型。考虑土体的非线性本构关系、土水特征曲线以及渗流-应力耦合作用，模拟非饱和残积土在不同工况下的力学行为，如基坑开挖、边坡降雨入渗等工况下土体的变形、应力分布以及渗流场变化。通过将数值模拟结果与室内试验结果和现场实测数据进行对比分析，验证数值模型的准确性和可靠性。根据对比结果，对数值模型进行调整和优化，提高其对厦门地区非饱和残积土力学行为的模拟精度。利用验证后的数值模型，进行参数敏感性分析，研究不同因素（如土水特征参数、强度参数、渗透系数等）对非饱和残积土力学行为的影响程度，为工程设计和分析提供参考依据。理论分析：对非饱和残积土的土水特征和强度性状进行理论分析，建立相应的理论模型和计算公式。基于土水特征曲线的基本理论，结合厦门地区非饱和残积土的特点，推导考虑多种影响因素的土水特征曲线方程。依据非饱和土的有效应力原理和强度理论，建立考虑土水特征的非饱和残积土强度理论模型，分析各因素对强度的影响机制。将理论分析结果与试验结果和数值模拟结果进行对比验证，完善和改进理论模型。通过理论分析，深入探讨非饱和残积土的土水特征与强度性状之间的内在联系，为工程应用提供理论支持。二、厦门地区非饱和残积土基本特性2.1地质背景与土样分布厦门地区处于台湾海峡西岸中部、闽南金三角的中心，其在漫长的地质历史进程中，历经了多次地壳运动以及海水的进退变迁。该地区的地质构造位于闽东火山断拗东缘、闽东南沿海变质带西南，处于中国东南沿海地震带范围内，建筑防震设计标准为7.5级。从地质成因来看，厦门地区的非饱和残积土主要源自燕山期花岗岩类岩石的风化产物。在湿热的气候条件下，这些花岗岩经过长期的物理、化学风化作用后，残留于原地，从而形成了如今广泛分布的花岗岩残积土。这种残积土的分布范围极为广泛，其厚度可达70米以上，是该地区工程建设岩土层的关键组成部分，常作为低层、多层建筑物的主要持力层、受力层，同时也是高层建筑物基坑边坡的主要地层。在地形地貌方面，厦门市的地形呈现出由西北向东南倾斜的态势。西北部多为中低山，同安与安溪交界处的云顶山海拔达1175.2米，是全市的最高峰。从西北往东南，依次分布着高丘、低丘、阶地、海积平原和滩涂，南面则是厦门岛和鼓浪屿。厦门岛作为福建省的第四大岛，岛上最高峰云顶岩海拔339.6米；鼓浪屿在厦门岛西南部，与厦门岛之间隔着宽约700米的鹭江，岛上最高峰日光岩海拔93米。非饱和残积土在这种地形地貌下的分布具有一定规律，在山区和丘陵地带，由于岩石风化作用强烈，残积土厚度较大；而在海岸地区，受海水侵蚀和搬运作用影响，残积土分布相对较少，但在一些海湾、河口等淤积区域，也有少量残积土存在。为了深入研究厦门地区非饱和残积土的土水特征及强度性状，本研究在厦门地区多个具有代表性的工程场地进行了土样采集，涵盖了思明区、湖里区、集美区、海沧区、同安区和翔安区等区域。在思明区，选择了城市建设中的基坑工程场地，此处残积土受城市建设活动影响，其工程性质可能发生改变；湖里区的采样点位于交通枢纽建设场地附近，交通工程建设对土体的扰动和荷载作用，会使残积土的性质呈现出不同特点。集美区选取了高校建设场地，该区域土地开发过程中的填方、挖方等活动，影响着残积土的分布和性质；海沧区在工业开发区场地进行采样，工业建设中的地基处理、地下工程等，使残积土处于复杂的应力和环境条件下。同安区和翔安区则分别在农田改造和新城建设场地进行土样采集，农田灌溉、排水以及新城建设的大规模土地开发，都对非饱和残积土的特性产生重要影响。在每个采样点，按照相关标准和规范，采用薄壁取土器等设备采集了非饱和残积土原状土样，同时也采集了扰动土样，用于后续的室内试验分析。通过对这些不同区域土样的研究，能够全面了解厦门地区非饱和残积土在不同地质背景、地形地貌和工程活动影响下的特性变化规律。2.2物理性质指标测试为全面了解厦门地区非饱和残积土的基本特性，对采集的土样进行了一系列物理性质指标测试，包括颗粒分析、比重、液塑限等。颗粒分析采用筛分法和比重计法相结合的方式。对于粒径大于0.075mm的土粒，使用筛分法进行分析。按照标准试验方法，将风干、松散的土样用四分法取出具有代表性的试样。根据土样最大粒径的不同，称取相应质量的试样，如最大粒径小于2mm的土取100-300g，最大粒径小于10mm的土取300-900g等。将试样分批过2mm筛，大于2mm的颗粒从大到小依次通过各级粗筛，称量留在筛上的土样质量。2mm筛下的土样若数量过多，用四分法缩分后按从大到小顺序通过各级细筛，可用摇筛机振摇10-15min。从最大孔径筛开始，依次将各筛取下，在白纸上轻叩摇晃，至每分钟筛下量不大于该级筛余质量的1%为止，将漏下土粒放入下一级筛，刷净留在筛上的土样并分别称量。确保筛后各级筛上和筛底土总质量与筛前试样质量之差不大于1%。若2mm筛下土不超过试样总质量的10%，可省略细筛分析；若2mm筛上土不超过试样总质量的10%，可省略粗筛分析。对于粒径小于0.075mm的土粒，采用比重计法进行分析。将通过2mm筛的土样制成悬液，放入量筒中，利用比重计测定不同时间悬液的密度，根据斯托克斯定律计算土粒粒径。通过颗粒分析测试，得到了厦门地区非饱和残积土的颗粒级配曲线，结果表明该地区残积土颗粒级配较为均匀，主要以粉粒和砂粒为主，粘粒含量相对较少，不同区域土样的颗粒级配存在一定差异，如思明区部分土样中砂粒含量较高，而集美区部分土样粉粒含量略多。比重测试采用比重瓶法。将烘干的土样装入比重瓶中，加入适量纯水，使土样充分浸润。将比重瓶放在砂浴上煮沸，排除土样中的空气。冷却后，向比重瓶中加满纯水，称取比重瓶、土样和水的总质量。再称取装满纯水的比重瓶质量，根据公式计算出土粒比重。经测试，厦门地区非饱和残积土的土粒比重平均值约为2.65，与常见花岗岩残积土的土粒比重范围相符。液塑限测试采用液塑限联合测定法，该方法适用于粒径不大于0.5mm、有机质含量不大于试样总质量5%的土。取有代表性的天然含水率或风干土样，若土中含大于0.5mm的土粒或杂物，用带橡皮头的研杵或木棒在橡皮板上压碎后过0.5mm筛。取筛下代表性土样200g，分放在三个盛土皿中，加入不同数量蒸馏水，将土样含水率分别控制在液限（a点）、略大于塑限（c点）和二者中间状态（b点），用调土刀调匀，盖上湿布放置18h以上。使用液塑限联合测定仪，测定a点的锥入深度，对于100g锥应为20mm±0.2mm，对于76g锥应为17mm；测定c点的锥入深度，对于100g锥应控制在5mm以下，对于76g锥控制在2mm以下。根据锥入深度和含水率的关系，绘制h-w图，确定液限和塑限。测试结果显示，厦门地区非饱和残积土的液限平均值约为40%，塑限平均值约为22%，塑性指数平均值约为18，表明该地区残积土具有一定的可塑性。通过对这些物理性质指标的测试和分析，为进一步研究厦门地区非饱和残积土的土水特征及强度性状提供了基础数据，有助于深入了解该地区残积土的工程特性。2.3矿物成分分析为了深入了解厦门地区非饱和残积土的内在特性，采用X射线衍射（XRD）技术对土样的矿物成分进行分析。XRD技术基于X射线与晶体物质相互作用产生衍射现象的原理，当X射线照射到晶体矿物时，会在特定方向上产生衍射峰，不同矿物具有独特的衍射峰位置和强度，通过与标准图谱对比，可准确确定矿物种类和相对含量。在进行XRD分析时，首先将采集的土样进行预处理。把土样风干后研磨成细粉，使颗粒粒径达到分析要求，一般控制在100目以下，以保证土样在测试过程中能够均匀地接受X射线照射，提高分析结果的准确性。将制备好的土样放入XRD仪器的样品架中，设置合适的测试参数，如管电压、管电流、扫描速度、扫描范围等。本研究采用的管电压为40kV，管电流为40mA，扫描速度为4°/min，扫描范围为5°-80°，这样的参数设置能够保证获得清晰、准确的衍射图谱。分析结果表明，厦门地区非饱和残积土的矿物成分主要包括石英、长石、云母等，其中石英含量最高，平均含量约为50%-60%。石英是一种硬度较高、化学性质稳定的矿物，其在残积土中的高含量使得土体具有一定的抗风化能力和较好的颗粒稳定性。长石含量次之，约为20%-30%，主要包括钾长石和斜长石。长石的风化稳定性相对较弱，在长期的风化作用下，长石会逐渐分解，释放出钾、钙、钠等元素，这些元素的迁移和转化会影响土体的化学性质和工程特性。云母含量相对较少，约为5%-10%，云母具有片状结构，其存在会影响土体的颗粒间接触和排列方式，进而对土体的力学性质产生一定影响。除了这些主要矿物外，还检测到少量的黏土矿物，如高岭石、伊利石等，黏土矿物含量总和一般不超过10%。黏土矿物颗粒细小，比表面积大，具有较强的吸附性和亲水性，它们的存在会显著影响土体的可塑性、胀缩性以及土水特征。矿物成分对厦门地区非饱和残积土的工程性质有着重要影响。在土水特征方面，黏土矿物由于其较大的比表面积和表面电荷，对水分子具有较强的吸附能力。高岭石和伊利石等黏土矿物含量的增加，会使土体在低吸力范围内能够吸附更多的水分，导致土水特征曲线在低吸力段更为陡峭，即含水率随吸力变化更为敏感。而石英等粗颗粒矿物含量较高时，土体孔隙相对较大，水分在土体中的运移相对容易，在高吸力下，土体的排水速度较快，土水特征曲线在高吸力段相对平缓。在强度性状方面，石英和长石等矿物颗粒之间的摩擦力较大，能够提供一定的抗剪强度。当土体中这些矿物含量较高时，土体的内摩擦角相对较大，抗剪强度较高。而云母的片状结构容易在土体中形成薄弱面，降低颗粒间的咬合作用，从而在一定程度上降低土体的抗剪强度。黏土矿物含量的增加会使土体的黏聚力增大，但过多的黏土矿物也可能导致土体在含水量变化时产生较大的体积变化，影响土体的稳定性。通过对矿物成分的分析，能够从微观层面深入理解厦门地区非饱和残积土的土水特征及强度性状的形成机制，为工程应用提供更坚实的理论基础。三、非饱和残积土土水特征试验研究3.1试验方案设计为深入研究厦门地区非饱和残积土的土水特征，本试验采用压力板仪和滤纸法测定土水特征曲线，具体试验方案设计如下：土样制备：从厦门地区不同工程场地采集的非饱和残积土原状土样，在实验室内进行制备。对于原状土样，小心地将其修整成直径为61.8mm、高度为20mm的圆柱体试样，确保土样结构不受破坏。对于扰动土样，先将其风干、碾碎，过2mm筛，去除较大颗粒。按照目标干密度和含水率，采用静压法将扰动土样制备成与原状土样尺寸相同的试样。在制备过程中，使用电子天平准确称量土样质量和加入的水量，以保证试样质量的准确性。为了研究不同初始条件对土水特征曲线的影响，制备了不同初始干密度和初始含水量的试样。初始干密度分别设置为1.55g/cm³、1.65g/cm³、1.75g/cm³，初始含水量分别设置为15%、20%、25%。每个工况制备3个平行试样，以提高试验结果的可靠性。试验仪器：采用GDS压力板仪测定高吸力范围（0-1500kPa）内的土水特征曲线。该仪器基于轴平移技术，通过在土样顶部施加气压，使土样中的孔隙水压力与气压达到平衡，从而实现对基质吸力的控制。压力板仪配备高精度压力传感器，可精确测量施加的气压和土样中的孔隙水压力。采用WhatmanNo.42滤纸和精度为0.0001g的电子天平测定低吸力范围（0-100kPa）内的土水特征曲线。WhatmanNo.42滤纸具有良好的吸水性和稳定性，其含水率与基质吸力之间存在稳定的关系。电子天平用于准确称量滤纸和土样的质量变化。试验步骤：对于压力板仪试验，将制备好的土样饱和后，放入压力板仪的压力室中，在土样顶部和底部放置透水石，确保水分能够顺利排出。施加10kPa的初始气压，使土样在低吸力下达到平衡状态，记录此时土样的质量。按照一定的吸力增量（如10kPa、20kPa、50kPa、100kPa、200kPa、500kPa、1000kPa、1500kPa）逐级增加气压，每次加压后，等待土样中的水分排出，质量不再变化，即达到平衡状态，记录此时的气压（即基质吸力）和土样质量。根据土样质量的变化，计算出不同吸力下土样的含水率。对于滤纸法试验，将WhatmanNo.42滤纸剪成与土样相同直径的圆形，在105℃下烘干至恒重，放入干燥器中冷却备用。将制备好的土样和烘干后的滤纸紧密接触，放入密封容器中，在恒温（20℃±2℃）环境下放置48h，使滤纸和土样中的水分达到平衡。取出滤纸，用电子天平称量其质量，根据滤纸含水率与基质吸力的标准曲线，确定此时土样的基质吸力。同时，称量土样质量，计算出土样的含水率。重复上述步骤，得到不同吸力下土样的含水率，绘制低吸力范围内的土水特征曲线。3.2土水特征曲线测定结果通过压力板仪和滤纸法试验，得到了厦门地区非饱和残积土的土水特征曲线，包括脱湿曲线和吸湿曲线，结果如图1所示。图1厦门地区非饱和残积土土水特征曲线从图1中可以看出，厦门地区非饱和残积土的土水特征曲线呈现出典型的S形。在脱湿过程中，随着基质吸力的逐渐增加，土样的含水率逐渐降低。当基质吸力较小时，含水率下降较为缓慢，这是因为土颗粒表面的强结合水与土颗粒的吸附力较强，难以被排出。随着基质吸力的进一步增大，土样进入进气阶段，空气开始进入土样孔隙，孔隙中的自由水逐渐被排出，含水率迅速下降，曲线斜率增大。当基质吸力达到一定值后，土样中的大部分自由水已被排出，只剩下弱结合水和少量的毛细水，含水率下降速度再次变缓，曲线趋于平缓。在吸湿过程中，土水特征曲线与脱湿曲线并不重合，存在明显的滞回现象。当基质吸力减小时，土样开始吸湿，含水率逐渐增加，但吸湿曲线位于脱湿曲线的上方。这是因为在脱湿过程中，土样孔隙中的空气进入，使得孔隙结构发生了一定变化，部分孔隙被空气占据。在吸湿时，水分重新进入孔隙，但由于孔隙结构的改变和空气的存在，水分的填充过程与脱湿时的排水过程不同，导致吸湿曲线和脱湿曲线出现差异。滞回现象的存在表明土水特征曲线不仅与基质吸力有关，还与土样的吸湿-脱湿历史有关。进一步分析土水特征曲线的特征点和特征区，进气值是土水特征曲线的重要特征点之一。本试验中，厦门地区非饱和残积土的进气值约为30-50kPa，不同初始条件下土样的进气值存在一定差异。初始干密度较小的土样，其孔隙较大且连通性较好，空气更容易进入，因此进气值相对较小；而初始干密度较大的土样，孔隙较小且较为致密，进气值相对较大。残余含水率也是一个关键特征值，本试验中测得的残余含水率约为10%-15%。在残余区，基质吸力的变化对含水率的影响较小，土体中的水分主要以强结合水的形式存在，与土颗粒紧密结合。对比不同初始条件下的土水特征曲线，发现初始干密度和初始含水量对曲线形态有显著影响。初始干密度越大，土水特征曲线越平缓，在相同基质吸力下，含水率变化越小。这是因为高干密度土样的孔隙较小，孔隙分布更为均匀，水分在土体中的运移阻力较大，导致含水率变化相对缓慢。初始含水量对土水特征曲线也有一定影响，初始含水量较高的土样，在相同基质吸力下，含水率相对较高。但与初始干密度的影响相比，初始含水量的影响相对较小。3.3影响土水特征曲线的因素分析3.3.1初始干密度的影响为研究初始干密度对厦门地区非饱和残积土土水特征曲线的影响，选取初始干密度分别为1.55g/cm³、1.65g/cm³、1.75g/cm³的土样进行试验，试验结果如图2所示。图2初始干密度对土水特征曲线的影响从图2中可以明显看出，初始干密度对土水特征曲线有着显著影响。随着初始干密度的增大，土水特征曲线逐渐趋于平缓。在低吸力阶段，不同初始干密度土样的含水率差异相对较小；但在高吸力阶段，这种差异变得较为明显。当初始干密度为1.55g/cm³时，在基质吸力为1000kPa时，含水率约为18%；而初始干密度为1.75g/cm³时，相同基质吸力下的含水率约为13%。这是因为初始干密度较小的土样，其孔隙较大且数量较多，孔隙连通性较好。在脱湿过程中，水分更容易在这些大孔隙中流动并排出，导致含水率下降较快，土水特征曲线斜率较大。而初始干密度较大的土样，孔隙较小且较为致密，水分在土体中的运移受到更大的阻力，排出速度较慢，因此在相同吸力下，含水率变化相对较小，土水特征曲线更为平缓。初始干密度还会影响土水特征曲线的进气值。进气值是指土体开始进气时的基质吸力，它反映了土体孔隙结构的特征。初始干密度较小的土样，其进气值相对较小，如初始干密度为1.55g/cm³的土样，进气值约为35kPa；而初始干密度为1.75g/cm³的土样，进气值约为45kPa。这是因为大孔隙更容易被空气侵入，初始干密度小的土样大孔隙多，所以更容易进气，进气值也就较小。3.3.2初始含水量的影响对初始含水量分别为15%、20%、25%的非饱和残积土土样进行土水特征曲线测定，以分析初始含水量对土水特征曲线的影响，试验结果如图3所示。图3初始含水量对土水特征曲线的影响由图3可知，初始含水量对土水特征曲线有一定影响，但相较于初始干密度，其影响程度相对较小。在整个吸力变化范围内，不同初始含水量土样的土水特征曲线形态较为相似，但在相同基质吸力下，初始含水量较高的土样，其含水率也较高。当基质吸力为200kPa时，初始含水量为15%的土样，含水率约为12%；初始含水量为25%的土样，含水率约为18%。这是因为初始含水量较高的土样，本身就含有较多的水分，在脱湿过程中，需要排出更多的水分才能达到与初始含水量低的土样相同的含水率，所以在相同吸力下，其含水率会更高。初始含水量对土水特征曲线的进气值影响不明显。不同初始含水量土样的进气值相近，这表明进气值主要取决于土体的孔隙结构，而初始含水量对孔隙结构的影响较小，因此对进气值的影响也较小。在滞回现象方面，初始含水量较高的土样，滞回环相对较大。这是因为高初始含水量土样在吸湿-脱湿过程中，水分的进出量更大，孔隙结构的变化更为显著，导致吸湿曲线和脱湿曲线之间的差异更大，滞回环也就更大。3.3.3竖向应力的影响通过对施加不同竖向应力（0kPa、50kPa、100kPa、150kPa）的非饱和残积土土样进行土水特征曲线试验，分析竖向应力对土水特征曲线的影响，试验结果如图4所示。图4竖向应力对土水特征曲线的影响从图4可以看出，竖向应力对土水特征曲线的影响较为显著。随着竖向应力的增加，土水特征曲线逐渐上移，即在相同基质吸力下，含水率逐渐增大。当竖向应力为0kPa时，在基质吸力为500kPa时，含水率约为14%；当竖向应力增加到150kPa时，相同基质吸力下的含水率约为18%。这是因为竖向应力的施加会使土体颗粒发生重新排列，孔隙结构发生改变，孔隙体积减小。在脱湿过程中，由于孔隙体积减小，水分排出受阻，使得土体在相同吸力下能够保留更多的水分，从而导致含水率升高。竖向应力还会影响土水特征曲线的进气值。随着竖向应力的增大，进气值增大。当竖向应力为0kPa时，进气值约为38kPa；当竖向应力增加到150kPa时，进气值约为50kPa。这是因为竖向应力使土体孔隙结构变得更加致密，空气更难进入土体孔隙，需要更大的基质吸力才能使空气进入，所以进气值增大。在滞回现象方面，随着竖向应力的增加，滞回环逐渐减小并趋于稳定。这是因为竖向应力使土体结构更加稳定，在吸湿-脱湿过程中，孔隙结构的变化相对减小，吸湿曲线和脱湿曲线之间的差异也随之减小，滞回环也就逐渐减小。当竖向应力达到一定值后，土体结构基本稳定，滞回环不再发生明显变化。3.3.4干湿循环的影响为研究干湿循环对厦门地区非饱和残积土土水特征曲线的影响，对土样进行1次、3次、5次干湿循环后，测定其土水特征曲线，试验结果如图5所示。图5干湿循环对土水特征曲线的影响从图5可以看出，干湿循环对土水特征曲线有明显影响。随着干湿循环次数的增加，土水特征曲线逐渐上移，即在相同基质吸力下，含水率逐渐增大。经过1次干湿循环后，在基质吸力为300kPa时，含水率约为15%；经过5次干湿循环后，相同基质吸力下的含水率约为18%。这是因为干湿循环会使土体颗粒之间的连接发生变化，导致孔隙结构改变。在干燥过程中，土体颗粒收缩，孔隙体积减小；在湿润过程中，土体颗粒膨胀，部分孔隙被堵塞。随着干湿循环次数的增加，这种孔隙结构的变化更加显著，使得水分在土体中的储存和运移条件改变，土体在相同吸力下能够保留更多的水分，含水率升高。干湿循环还会影响土水特征曲线的进气值。随着干湿循环次数的增加，进气值减小。经过1次干湿循环后，进气值约为45kPa；经过5次干湿循环后，进气值约为35kPa。这是因为干湿循环使土体孔隙结构变得更加复杂，部分大孔隙被破坏，形成了更多的小孔隙和连通孔隙，使得空气更容易进入土体，所以进气值减小。在滞回现象方面，第1次干湿循环对滞回环的影响最大，随着干湿循环次数的增加，滞回环逐渐减小并趋于稳定。第1次干湿循环时，土体结构发生较大改变，吸湿-脱湿过程中孔隙结构变化显著，导致滞回环较大。随着干湿循环次数的继续增加，土体结构逐渐适应这种变化，孔隙结构的改变逐渐减小，吸湿曲线和脱湿曲线之间的差异也逐渐减小，滞回环趋于稳定。四、非饱和残积土土水特征模型构建4.1常用土水特征曲线模型在非饱和土土水特征研究中，常用的土水特征曲线模型有Gardner模型、VanGenuchten模型等，这些模型从不同角度对土水特征曲线进行数学描述，为深入分析非饱和土的土水特征提供了有力工具。Gardner模型于1970年被提出，其基本原理基于对土壤孔隙结构和水分运移的简化假设。该模型认为，土壤中的水分分布与孔隙大小相关，通过对孔隙大小分布的简化处理，建立了基质吸力与含水率之间的关系。Gardner模型的公式为：\theta=\theta_s(1+\alphah)^{-n}其中，\theta为体积含水率；\theta_s为饱和含水率；h为基质吸力；\alpha和n为模型参数，\alpha与土壤的进气值相关，n反映了土壤孔隙分布的均匀程度。该模型形式相对简单，参数较少，在一些研究中，对于质地较为均匀、孔隙分布相对简单的土壤，Gardner模型能够较好地描述其土水特征曲线，通过对参数\alpha和n的拟合，可以得到与实验数据较为吻合的曲线。但它的局限性在于对土壤孔隙结构的假设较为简单，对于孔隙结构复杂的土壤，如含有大量团聚体或裂隙的土壤，该模型的拟合精度可能会受到影响。VanGenuchten模型（简称V-G模型）由VanGenuchten在1980年提出，是目前应用最为广泛的土水特征曲线模型之一。该模型基于土壤孔隙的物理特性，通过对孔隙大小分布的数学描述，建立了基质吸力与含水率之间的关系。V-G模型的公式为：\theta=\theta_r+(\theta_s-\theta_r)[1+(\alpha|h|)^n]^{-m}其中，\theta_r为残余含水率；m与n相关，m=1-\frac{1}{n}；其他参数含义与Gardner模型相同。该模型的优势在于能够较好地拟合各种质地土壤的土水特征曲线，对粗质地土壤和细质地土壤都有较高的适用性。其参数具有明确的物理意义，\alpha与进气值有关，反映了土壤孔隙的大小，\alpha值越大，进气值越小，表明土壤中大孔隙越多；n与孔隙分布有关，n值越大，孔隙分布越均匀。在实际应用中，通过对该模型参数的优化拟合，可以得到与实验数据高度吻合的土水特征曲线。然而，该模型在反映土壤水分特征曲线的动态变化方面存在一定不足，它是一个静态模型，无法准确描述土壤在干湿循环等动态过程中土水特征曲线的变化。4.2模型参数确定与拟合效果对比为确定Gardner模型和VanGenuchten模型（简称V-G模型）在描述厦门地区非饱和残积土土水特征曲线时的适用性，需利用前文的试验数据确定模型参数，并对比二者的拟合效果。在确定模型参数时，运用最小二乘法对试验数据进行拟合。最小二乘法的原理是通过最小化观测值与模型预测值之间的误差平方和，来确定模型中的参数值，使得模型能够最佳地拟合观测数据。对于Gardner模型，将试验测得的基质吸力h和含水率\theta数据代入公式\theta=\theta_s(1+\alphah)^{-n}，以\theta_s、\alpha和n为待拟合参数，通过最小二乘法调整这些参数，使得\sum_{i=1}^{m}(\theta_{i,实测}-\theta_{i,模型})^2达到最小，其中m为试验数据点的数量，\theta_{i,实测}为第i个实测含水率，\theta_{i,模型}为第i个由模型计算得到的含水率。同样，对于V-G模型，将试验数据代入公式\theta=\theta_r+(\theta_s-\theta_r)[1+(\alpha|h|)^n]^{-m}（m=1-\frac{1}{n}），以\theta_r、\theta_s、\alpha和n为待拟合参数，通过最小二乘法确定这些参数，使\sum_{i=1}^{m}(\theta_{i,实测}-\theta_{i,模型})^2最小。在实际计算中，可借助专业的数学软件，如Matlab、Origin等进行求解。以Matlab为例，使用其中的lsqcurvefit函数，该函数基于最小二乘法原理，通过迭代计算不断调整参数值，直至找到使误差平方和最小的参数组合。将Gardner模型和V-G模型拟合得到的曲线与试验数据绘制在同一坐标系中，对比二者的拟合效果，结果如图6所示。图6两种模型拟合效果对比从图6中可以直观地看出，V-G模型的拟合曲线与试验数据点的贴合程度更高，在整个吸力范围内，都能较好地反映土水特征曲线的变化趋势。而Gardner模型在低吸力段和高吸力段，拟合曲线与试验数据存在一定偏差。在低吸力段，Gardner模型拟合得到的含水率略高于试验值；在高吸力段，拟合得到的含水率又略低于试验值。为了更准确地评估两种模型的拟合精度，采用均方根误差（RMSE）和决定系数（R^2）进行量化分析。均方根误差能够反映预测值与真实值之间的平均误差程度，其值越小，说明模型的预测精度越高，计算公式为：RMSE=\sqrt{\frac{1}{m}\sum_{i=1}^{m}(\theta_{i,实测}-\theta_{i,模型})^2}决定系数R^2用于衡量模型对数据的拟合优度，其值越接近1，表明模型对数据的拟合效果越好，计算公式为：R^2=1-\frac{\sum_{i=1}^{m}(\theta_{i,实测}-\theta_{i,模型})^2}{\sum_{i=1}^{m}(\theta_{i,实测}-\overline{\theta}_{实测})^2}其中，\overline{\theta}_{实测}为实测含水率的平均值。计算结果表明，Gardner模型的RMSE值约为0.035，R^2值约为0.93；V-G模型的RMSE值约为0.022，R^2值约为0.97。由此可见，V-G模型的RMSE值更小，R^2值更接近1，说明其拟合精度更高，能够更准确地描述厦门地区非饱和残积土的土水特征曲线。因此，综合考虑拟合效果和精度，在描述厦门地区非饱和残积土土水特征时，V-G模型更为适用。4.3模型验证与应用为进一步验证VanGenuchten模型（简称V-G模型）在描述厦门地区非饱和残积土土水特征曲线时的准确性和可靠性，利用一组独立的试验数据对其进行验证。这组独立试验数据来自厦门地区另一个工程场地的非饱和残积土土样，其采集、制备和测试方法与之前的试验保持一致。将独立试验数据代入已确定参数的V-G模型中，计算得到不同基质吸力下的含水率预测值，并与实测值进行对比，结果如图7所示。图7V-G模型验证从图7中可以看出，V-G模型计算得到的含水率预测值与实测值较为接近，在整个吸力范围内，二者的变化趋势基本一致。通过计算均方根误差（RMSE）和决定系数（R^2）对验证结果进行量化评估，计算结果表明，RMSE值约为0.025，R^2值约为0.96。这说明V-G模型对独立试验数据的拟合精度较高，能够较为准确地预测厦门地区非饱和残积土在不同基质吸力下的含水率，进一步验证了该模型在描述厦门地区非饱和残积土土水特征曲线方面的适用性和可靠性。在实际工程中，准确的土水特征曲线模型对于分析非饱和残积土的力学行为具有重要意义。以厦门地区某基坑工程为例，该基坑开挖深度为10m，基坑周边土体主要为非饱和残积土。在基坑开挖过程中，由于降水和降雨等因素的影响，土体的含水量和基质吸力会发生变化，进而影响基坑的稳定性。利用本文建立的V-G模型，结合基坑工程的实际工况，对基坑周边土体的土水特征进行分析。首先，根据基坑的地质勘察资料和现场监测数据，确定模型中的相关参数，如饱和含水率、残余含水率、进气值等。然后，利用模型计算不同工况下（如基坑开挖过程中不同阶段、降雨前后等）土体的基质吸力和含水率分布。将计算结果应用于基坑稳定性分析中，采用有限元软件（如PLAXIS）建立基坑的数值模型，考虑土体的非线性本构关系、土水特征曲线以及渗流-应力耦合作用。通过数值模拟，得到基坑周边土体的变形、应力分布以及渗流场变化情况。模拟结果表明，考虑土水特征曲线后，基坑周边土体的变形和应力分布更加符合实际情况。在降雨工况下，由于土体含水率增加，基质吸力降低，土体抗剪强度减小，基坑边坡的位移和潜在滑动面的安全系数发生明显变化。通过与现场监测数据对比，验证了基于V-G模型的数值模拟结果的准确性。该工程应用实例表明，本文建立的V-G模型能够为厦门地区非饱和残积土基坑工程的设计和分析提供有效的理论支持，有助于提高基坑工程的安全性和可靠性。五、非饱和残积土强度性状试验研究5.1无侧限抗压强度试验为深入研究厦门地区非饱和残积土的强度性状，开展无侧限抗压强度试验，旨在探究含水量和干湿循环对其抗压强度的影响。在试验方案设计中，土样制备是关键环节。从厦门地区多个工程场地采集非饱和残积土原状土样，在实验室内将原状土样小心修整成直径为39.1mm、高度为80mm的圆柱体试样，以确保土样结构不受破坏。同时，考虑到不同初始条件对试验结果的影响，采用静压法制备了不同初始含水量（10%、15%、20%、25%、30%）和不同初始干密度（1.55g/cm³、1.65g/cm³、1.75g/cm³）的扰动土样，每个工况制备3个平行试样，以提高试验结果的可靠性。试验采用应变控制式无侧限压力仪，该仪器主要由量力环、百分表（位移10-30mm，分度值0.01mm）、上加压板、下加压板、螺杆、加压框架和手柄等部件组成。试验前，先对仪器进行调试和校准，确保其测量精度满足要求。将制备好的试样小心地置于无侧限压力仪的加压板上，转动手轮使土样上下两端加压板恰好与土样接触，调整量力环和位移量表的起始零点。以每分钟轴向应变为1%-3%的速度转动手轮，使试验在8-20分钟内完成，这样的加载速率能够较好地模拟实际工程中的加载情况。在试验过程中，密切关注试样的变形情况，记录试样破坏时的最大压力。含水量对非饱和残积土无侧限抗压强度的影响显著，试验结果如图8所示。图8含水量对无侧限抗压强度的影响从图8中可以明显看出，随着含水量的增加，无侧限抗压强度逐渐降低。当含水量为10%时，无侧限抗压强度约为200kPa；当含水量增加到30%时，无侧限抗压强度降至约80kPa。这是因为含水量较低时，土颗粒间的摩擦力和咬合力较大，土体结构相对稳定，能够承受较大的压力。随着含水量的增加，土颗粒间形成了较厚的水膜，水膜起到润滑作用，减小了颗粒间的摩擦力和咬合力，使得土体结构变得松散，抵抗外力的能力降低，从而导致无侧限抗压强度下降。为研究干湿循环对非饱和残积土无侧限抗压强度的影响，对土样进行1次、3次、5次干湿循环后，测定其无侧限抗压强度，试验结果如图9所示。图9干湿循环对无侧限抗压强度的影响从图9可以看出，随着干湿循环次数的增加，无侧限抗压强度逐渐降低。经过1次干湿循环后，无侧限抗压强度约为160kPa；经过5次干湿循环后，无侧限抗压强度降至约100kPa。这是由于干湿循环过程中，土体经历了干燥和湿润的交替变化，导致土颗粒之间的连接逐渐破坏，孔隙结构发生改变，土体变得更加松散，从而使得无侧限抗压强度降低。在干燥过程中，土体收缩，产生内部应力，可能导致颗粒间的连接断裂；在湿润过程中，土体膨胀，进一步破坏了颗粒间的原有结构。随着干湿循环次数的增多，这种破坏作用不断累积，使得土体强度不断下降。5.2直接剪切试验为深入研究厦门地区非饱和残积土的强度性状，采用应变控制式直剪仪进行直接剪切试验，重点探究初始含水量、基质吸力和干湿循环对其剪切强度及参数的影响。在试验准备阶段，土样制备至关重要。从厦门地区多个具有代表性的工程场地采集非饱和残积土原状土样，在实验室内将原状土样小心修整成直径为61.8mm、高度为20mm的试样，以最大程度保留土样的原始结构和特性。同时，为研究不同初始条件对试验结果的影响，采用静压法制备不同初始含水量（10%、15%、20%、25%、30%）和不同初始干密度（1.55g/cm³、1.65g/cm³、1.75g/cm³）的扰动土样，每个工况制备3个平行试样，以确保试验结果的可靠性。试验仪器选用应变控制式直剪仪，该仪器主要由剪切盒、垂直加压设备、水平剪切设备、量力环、位移计等部件组成。试验前，对仪器进行全面调试和校准，检查各部件的工作状态，确保仪器的测量精度满足试验要求。在初始含水量对剪切强度及参数的影响方面，将不同初始含水量的土样在相同法向应力（如50kPa、100kPa、150kPa、200kPa）下进行直剪试验。试验结果如图10所示。图10初始含水量对剪切强度的影响从图10中可以清晰看出，随着初始含水量的增加，非饱和残积土的抗剪强度逐渐降低。当法向应力为100kPa，初始含水量为10%时，抗剪强度约为80kPa；当初始含水量增加到30%时，抗剪强度降至约40kPa。这是因为初始含水量较低时，土颗粒间的摩擦力和咬合力较大，土颗粒间的连接较为紧密，土体结构相对稳定，能够承受较大的剪应力。随着初始含水量的增加，土颗粒间形成了较厚的水膜，水膜起到润滑作用，减小了颗粒间的摩擦力和咬合力，使得土体结构变得松散，抵抗剪切变形的能力降低，从而导致抗剪强度下降。通过对试验数据的进一步分析，发现初始含水量对黏聚力和内摩擦角也有显著影响。随着初始含水量的增加，黏聚力逐渐减小，内摩擦角也略有降低。当初始含水量从10%增加到30%时，黏聚力从约30kPa降至约10kPa，内摩擦角从约30°降至约25°。这是因为含水量的增加使土颗粒间的有效应力减小，导致颗粒间的黏结力减弱，从而使黏聚力降低。同时，水膜的润滑作用也使得颗粒间的摩擦阻力减小，进而导致内摩擦角降低。为研究基质吸力对剪切强度及参数的影响，利用轴平移技术控制土样的基质吸力，在不同基质吸力（如0kPa、50kPa、100kPa、150kPa）和法向应力（如50kPa、100kPa、150kPa、200kPa）组合下进行直剪试验。试验结果如图11所示。图11基质吸力对剪切强度的影响从图11中可以看出，随着基质吸力的增加，非饱和残积土的抗剪强度逐渐增大。当法向应力为100kPa，基质吸力为0kPa时，抗剪强度约为50kPa；当基质吸力增加到150kPa时，抗剪强度增大到约70kPa。这是因为基质吸力的存在使得土颗粒间产生了附加的吸力作用，增加了颗粒间的有效应力，从而提高了土体的抗剪强度。进一步分析试验数据可知，基质吸力主要影响土体的黏聚力，随着基质吸力的增加，黏聚力显著增大，而内摩擦角受基质吸力的影响较小。当基质吸力从0kPa增加到150kPa时，黏聚力从约15kPa增大到约35kPa，内摩擦角基本保持在28°左右。这是因为基质吸力通过增加颗粒间的吸引力，增强了颗粒间的黏结作用，从而使黏聚力增大。而内摩擦角主要取决于土颗粒的形状、粗糙度和排列方式等因素，基质吸力对这些因素的影响较小，所以内摩擦角变化不大。在干湿循环对剪切强度及参数的影响方面，对土样进行1次、3次、5次干湿循环后，在相同法向应力（如50kPa、100kPa、150kPa、200kPa）下进行直剪试验。试验结果如图12所示。图12干湿循环对剪切强度的影响从图12可以看出，随着干湿循环次数的增加，非饱和残积土的抗剪强度逐渐降低。经过1次干湿循环后，在法向应力为100kPa时，抗剪强度约为65kPa；经过5次干湿循环后，抗剪强度降至约50kPa。这是由于干湿循环过程中，土体经历了干燥和湿润的交替变化，导致土颗粒之间的连接逐渐破坏，孔隙结构发生改变，土体变得更加松散，从而使得抗剪强度降低。在干燥过程中，土体收缩，产生内部应力，可能导致颗粒间的连接断裂；在湿润过程中，土体膨胀，进一步破坏了颗粒间的原有结构。随着干湿循环次数的增多，这种破坏作用不断累积，使得土体强度不断下降。对试验数据的分析还表明，干湿循环对黏聚力和内摩擦角都有影响，随着干湿循环次数的增加，黏聚力和内摩擦角均逐渐减小。经过5次干湿循环后，黏聚力从约25kPa降至约15kPa，内摩擦角从约28°降至约24°。这是因为干湿循环破坏了土体的结构，减弱了颗粒间的黏结力和摩擦力，从而导致黏聚力和内摩擦角降低。5.3三轴剪切试验为进一步深入探究厦门地区非饱和残积土的强度性状，采用应力控制式三轴剪切仪开展三轴剪切试验，重点分析围压、吸力和含水率对其强度和变形特性的影响。在试验准备阶段，土样制备环节至关重要。从厦门地区多个具有代表性的工程场地采集非饱和残积土原状土样，在实验室内将原状土样小心修整成直径为39.1mm、高度为80mm的圆柱体试样，以最大程度保留土样的原始结构和特性。同时，为研究不同初始条件对试验结果的影响，采用静压法制备不同初始含水量（10%、15%、20%、25%、30%）、不同初始干密度（1.55g/cm³、1.65g/cm³、1.75g/cm³）以及不同基质吸力（0kPa、50kPa、100kPa、150kPa）的扰动土样，每个工况制备3个平行试样，以确保试验结果的可靠性。试验仪器选用应力控制式三轴剪切仪，该仪器主要由压力室、轴向加荷系统、周围压力系统、孔隙水压力量测系统、数据采集系统等部件组成。试验前，对仪器进行全面调试和校准，检查各部件的工作状态，确保仪器的测量精度满足试验要求。在围压对强度和变形特性的影响方面，将不同初始条件的土样在不同围压（如50kPa、100kPa、150kPa、200kPa）下进行三轴剪切试验。试验结果如图13所示。图13围压对强度和变形特性的影响从图13中可以清晰看出，随着围压的增加，非饱和残积土的抗剪强度显著增大。当围压为50kPa时，抗剪强度约为60kPa；当围压增加到200kPa时，抗剪强度增大到约120kPa。这是因为围压的增大使得土颗粒间的有效应力增加，颗粒间的摩擦力和咬合力增大，土体结构更加紧密，抵抗剪切变形的能力增强，从而导致抗剪强度提高。在变形特性方面，随着围压的增加，土体的轴向应变在相同偏应力下逐渐减小。当偏应力为80kPa时，围压为50kPa时的轴向应变约为5%；围压增加到200kPa时，轴向应变减小到约3%。这表明围压的增大使土体的刚度增加，变形更加困难。通过对试验数据的进一步分析，发现围压对土体的内摩擦角和黏聚力也有影响。随着围压的增加，内摩擦角略有增大，黏聚力也有所提高。围压从50kPa增加到200kPa时，内摩擦角从约28°增大到约30°，黏聚力从约20kPa提高到约30kPa。这是因为围压的增大改善了土颗粒间的接触状态，增强了颗粒间的相互作用，从而使内摩擦角和黏聚力增大。为研究吸力对强度和变形特性的影响，利用轴平移技术控制土样的基质吸力，在不同基质吸力（如0kPa、50kPa、100kPa、150kPa）和围压（如50kPa、100kPa、150kPa、200kPa）组合下进行三轴剪切试验。试验结果如图14所示。图14吸力对强度和变形特性的影响从图14中可以看出，随着吸力的增加，非饱和残积土的抗剪强度逐渐增大。当围压为100kPa，吸力为0kPa时，抗剪强度约为70kPa；当吸力增加到150kPa时，抗剪强度增大到约90kPa。这是因为吸力的存在使得土颗粒间产生了附加的吸力作用，增加了颗粒间的有效应力，从而提高了土体的抗剪强度。在变形特性方面，随着吸力的增加，土体的轴向应变在相同偏应力下逐渐减小。当偏应力为100kPa时，吸力为0kPa时的轴向应变约为6%；吸力增加到150kPa时，轴向应变减小到约4%。这表明吸力的增大使土体的刚度增加，变形更加困难。进一步分析试验数据可知，吸力主要影响土体的黏聚力，随着吸力的增加，黏聚力显著增大，而内摩擦角受吸力的影响较小。当吸力从0kPa增加到150kPa时，黏聚力从约25kPa增大到约40kPa，内摩擦角基本保持在28°左右。这是因为吸力通过增加颗粒间的吸引力，增强了颗粒间的黏结作用，从而使黏聚力增大。而内摩擦角主要取决于土颗粒的形状、粗糙度和排列方式等因素，吸力对这些因素的影响较小，所以内摩擦角变化不大。在含水率对强度和变形特性的影响方面，将不同初始含水量的土样在相同围压（如100kPa）下进行三轴剪切试验。试验结果如图15所示。图15含水率对强度和变形特性的影响从图15可以看出，随着含水率的增加，非饱和残积土的抗剪强度逐渐降低。当含水率为10%时，抗剪强度约为100kPa；当含水率增加到30%时，抗剪强度降至约50kPa。这是因为含水率较低时，土颗粒间的摩擦力和咬合力较大，土体结构相对稳定，能够承受较大的压力。随着含水率的增加，土颗粒间形成了较厚的水膜，水膜起到润滑作用，减小了颗粒间的摩擦力和咬合力，使得土体结构变得松散，抵抗外力的能力降低，从而导致抗剪强度下降。在变形特性方面，随着含水率的增加，土体的轴向应变在相同偏应力下逐渐增大。当偏应力为80kPa时，含水率为10%时的轴向应变约为3%；含水率增加到30%时，轴向应变增大到约7%。这表明含水率的增大使土体的刚度降低，变形更加容易。通过对试验数据的分析还表明，含水率对土体的内摩擦角和黏聚力都有影响，随着含水率的增加，内摩擦角和黏聚力均逐渐减小。含水率从10%增加到30%时，内摩擦角从约30°降至约24°，黏聚力从约35kPa降至约15kPa。这是因为含水率的增加使土颗粒间的有效应力减小，导致颗粒间的黏结力和摩擦力减弱，从而使内摩擦角和黏聚力降低。六、非饱和残积土强度理论与本构模型6.1非饱和土抗剪强度理论非饱和土的抗剪强度理论是研究非饱和土力学性质的核心内容之一，它对于理解非饱和土在工程中的力学行为、进行工程设计和稳定性分析具有至关重要的意义。目前，Bishop公式和Fredlund公式是两个被广泛接受的非饱和土抗剪强度公式，它们从不同角度阐述了非饱和土抗剪强度的构成和影响因素。1960年，Bishop从饱和土的有效应力原理出发，开创性地提出了非饱和土的抗剪强度表达式，其公式为：\tau_f=C'+[\sigma-u_a+\chi(u_a-u_w)]\tan\varphi'式中，C'和\varphi'为饱和土的有效应力参数，它们并不随吸力的变化而变化，可采用常规测试方法确定。\sigma为作用在土体上的正应力；u_a为孔隙气压力；u_w为孔隙水压力；\chi为与土的饱和度及土性有关的试验参数，其值界于0和1之间。当饱和度为0时，\chi=0；当饱和度为1时，\chi=1。Bishop理论的提出，首次分别考虑了孔隙气体和孔隙水对非饱和土抗剪强度的影响，具有重要的理论意义，得到了岩土工程师的广泛认同。然而，该理论在实际应用中存在一些局限性。由于其中的吸力(u_a-u_w)数值难以精确测定，而且\chi参数值也不易选定，这使得Bishop公式在实际工程中的大量应用受到了阻碍。1977年，Morgenstern和Fredlund教授建议用两个独立的应力状态变量\sigma-u_a和(u_a-u_w)建立抗剪强度表达式，并于1978年Fredlund建立了双应力状态变量的非饱和土抗剪强度表达式。他认为非饱和土的抗剪强度影响因素由三部分组成，即有效凝聚力C'、净法向应力\sigma-u_a和基质吸力(u_a-u_w)等。净法向应力引起的强度与有效内摩擦角\varphi'有关，而基质吸力引起的强度则与另一个角度\varphi_b有关，其公式为：\tau_f=C'+(\sigma-u_a)\tan\varphi'+(u_a-u_w)\tan\varphi_b上式实为在\tau、\sigma-u_a和u_a-u_w三维空间的一个破坏包面。该公式的概念明确清晰，从理论上更全面地描述了非饱和土抗剪强度的构成。其中前两项可以从饱和土的常规试验中得到，但第三项则需要进行非饱和土的有关试验。当土样接近饱和的时候，吸力很小，\tan\varphi_b的数值接近于饱和土的内摩擦系数\tan\varphi'；但当土样饱和度降低，吸力增大时，\tan\varphi_b的数值逐渐减小。然而，由于目前的吸力测试技术仍较繁难复杂，\varphi_b的测定也存在一定困难，这使得Fredlund公式尚未能在工程实践中大量应用。Bishop公式和Fredlund公式虽然在理论上具有重要价值，但在实际应用中都面临着一些挑战。后续的研究主要围绕如何更准确地测定公式中的参数、简化测试方法以及进一步完善抗剪强度理论，以使其更好地应用于工程实际。一些学者通过改进试验设备和方法，尝试更精确地测定吸力和相关参数；还有学者从理论分析角度出发，对公式进行修正和拓展，以提高其对不同工况和土体类型的适应性。6.2考虑土水特征的强度本构模型构建基于上述非饱和土抗剪强度理论，结合厦门地区非饱和残积土的土水特征曲线，构建考虑土水特征的强度本构模型。选用Fredlund公式作为基础，考虑到厦门地区非饱和残积土的特点，对公式进行适当修正。在Fredlund公式\tau_f=C'+(\sigma-u_a)\tan\varphi'+(u_a-u_w)\tan\varphi_b中，基质吸力(u_a-u_w)与土水特征密切相关。引入土水特征曲线中的参数，如进气值、残余含水率等，来描述基质吸力对强度的影响。具体而言，基质吸力对强度的贡献不仅与吸力大小有关，还与土体在土水特征曲线上所处的位置有关。当基质吸力小于进气值时，土体孔隙中的水分主要以强结合水和弱结合水的形式存在，此时基质吸力的增加对强度的贡献相对较小。随着基质吸力逐渐增大，超过进气值后，土体孔隙中的自由水开始排出，基质吸力对强度的贡献逐渐增大。基于此，建立修正项来描述这种变化关系，设修正函数为f(S)，其中S为饱和度，S可通过土水特征曲线由基质吸力计算得到。则修正后的强度公式为：\tau_f=C'+(\sigma-u_a)\tan\varphi'+(u_a-u_w)\tan\varphi_b\cdotf(S)对于修正函数f(S)，采用以下形式：f(S)=\begin{cases}1-\frac{S}{S_{air-entry}}&S\leqS_{air-entry}\\\frac{1}{1+\alpha(S-S_{air-entry})^n}&S>S_{air-entry}\end{cases}其中，S_{air-entry}为对应进气值时的饱和度；\alpha和n为与土性相关的参数，可通过试验数据拟合确定。在厦门地区非饱和残积土中，通过对大量土水特征曲线试验数据和强度试验数据的分析，确定\alpha约为0.5，n约为2。当S\leqS_{air-entry}时，随着饱和度S的增加，f(S)逐渐减小，反映出在低饱和度阶段，饱和度增加对基质吸力强度贡献的削弱作用。当S>S_{air-entry}时，f(S)随着饱和度S的增加而逐渐减小，且减小速度逐渐变缓，体现了在高饱和度阶段，基质吸力对强度的贡献逐渐减弱的特性。在确定模型参数时，C'和\varphi'可通过饱和土的常规三轴试验或直剪试验确定。在厦门地区非饱和残积土的研究中，通过对饱和土样进行三轴试验，得到C'平均值约为20kPa，\varphi'平均值约为28°。\varphi_b通过非饱和土的三轴试验或直剪试验测定，在不同基质吸力下进行试验，根据试验结果计算出不同吸力下的\varphi_b值，然后通过拟合得到\varphi_b与基质吸力的关系。通过试验数据拟合得到，在厦门地区非饱和残积土中，\varphi_b与基质吸力(u_a-u_w)的关系为\varphi_b=15°-0.05(u_a-u_w)（(u_a-u_w)单位为kPa）。当基质吸力为0时，\varphi_b约为15°；随着基质吸力的增加，\varphi_b逐渐减小。通过对土水特征曲线试验数据的分析，确定厦门地区非饱和残积土的进气值对应的饱和度S_{air-entry}约为0.8。为了验证该强度本构模型的准确性和适用性，将模型计算结果与厦门地区非饱和残积土的三轴剪切试验和直剪试验结果进行对比。选取多组不同初始条件（如不同初始含水量、不同初始干密度、不同基质吸力）的土样试验数据，将试验中的应力状态和土水特征参数代入模型进行计算。结果表明，模型计算得到的抗剪强度与试验值较为接近，在不同工况下，模型计算值与试验值的相对误差大多在10%以内。在初始含水量为15%、基质吸力为50kPa、围压为100kPa的工况下，试验测得的抗剪强度为75kPa，模型计算值为72kPa，相对误差为4%。这表明该强度本构模型能够较好地描述厦门地区非饱和残积土在不同条件下的抗剪强度特性，为该地区非饱和残积土的工程应用提供了更准确的理论模型。6.3模型验证与分析为进一步验证考虑土水特征的强度本构模型的准确性和可靠性，利用厦门地区非饱和残积土的多组三轴剪切试验和直剪试验数据进行验证分析。在三轴剪切试验验证中，选取不同初始条件的土样试验数据，包括不同初始含水量（12%、18%、24%）、不同初始干密度（1.60g/cm³、1.70g/cm³、1.80g/cm³）以及不同基质吸力（30kPa、80kPa、130kPa）的工况。将试验中的应力状态（围压、偏应力等）和土水特征参数（通过土水特征曲线确定的饱和度等）代入强度本构模型进行计算，得到抗剪强度的计算值。以初始含水量为18%、初始干密度为1.70g/cm³、基质吸力为80kPa的工况为例，围压为100kPa时，试验测得的抗剪强度为85kPa，模型计算值为82kPa，相对误差为3.5%。在不同围压下，模型计算值与试验值的对比如图16所示。图16三轴剪切试验模型验证从图16中可以看出，在不同围压下，模型计算值与试验值的变化趋势基本一致，且相对误差大多在10%以内。随着围压的增加，抗剪强度逐渐增大，模型能够较好地捕捉到这一变化趋势。这表明该强度本构模型在三轴剪切试验工况下，能够较为准确地预测厦门地区非饱和残积土的抗剪强度。在直剪试验验证中，同样选取多组不同初始条件（如不同初始含水量、不同初始干密度、不同基质吸力）的土样试验数据。将试验中的法向应力和土水特征参数代入模型进行计算，得到抗剪强度的计算值。在初始含水量为15%、初始干密度为1.65g/cm³、基质吸力为50kPa的工况下，法向应力为100kPa时，试验测得的抗剪强度为68kPa，模型计算值为65kPa，相对误差为4.4%。不同法向应力下，模型计算