Consolidation states of silty soils in tidal flats of Yellow River estuary by in-situ testing
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摘要: 黄河口泥沙快速堆积在河口一带，在波浪和潮波作用下，表层沉积物处于超固结状态，但试验中发现采用Casagrande作图法求取的黄河口粉质土先期固结压力往往偏大。为了了解黄河口粉质土固结状态、合理估算先期固结压力，在黄河口刁口流路三角洲叶瓣潮坪上，现场取土在试坑内配置了模拟黄河口快速沉积形成的流体状堆积物，利用原位测试手段(静力触探、十字板剪切试验和孔隙水压力测试)，并在长期观测基础上，对比研究了1.0 m深度范围内试坑和潮滩原状土体固结过程及固结状态。研究发现：黄河口快速沉积粉质土在自重作用下固结很快，固结完成后，土体强度随时间发展呈现不均匀增长，沿深度方向从上到下出现高-低-次高不均匀固结特征；历经16个月后，试坑和潮滩原状土体先期固结压力进一步提高，固结不均匀性和结构性不断增强。从试坑土体自重固结完成后的实际固结状态及原状土体物理性质指标来看，Casagrande作图法结果偏大，采用静力触探比贯入阻力法、十字板剪切试验不排水抗剪强度经验公式法估算的试坑和潮滩原状土体先期固结压力数值更为可靠；同时该方法为土体固结状态研究提供了新途径。Abstract: The sediments in the Yellow River estuary rapidly deposit in the estuarine area. Under the action of waves and tidal waves, the surface sediments are in an over-consolidated state. However, it is found that the pre-consolidation pressure of silty soils in the Yellow River estuary calculated by the Casagrande graphic method is usually too high. In order to find out the consolidation states and estimate the pre-consolidation pressure of silty soils reasonably, a series of tests are conducted on the tide flat of Diaokou delta lobe. The fluid sediments imitating the rapidly deposited seabed silts are made in situ, and then promptly filled into a one-meter deep pit excavated at the tide flat. Through the in-situ testing methods such as the static cone penetration tests, field vane shear tests and pore water pressure tests, on the basis of long-term observation, the consolidation processes and states of the undisturbed soils of the tidal flat and testing pit soils are studied in the range of 1.0 m in depth. It is shown that the consolidation speed of the rapidly deposited pit silty soils are very fast under the effective gravity stress, after consolidation compression is completed, the strength of such soils still increase unevenly with the development of time, exhibiting high-low-subhigh non-uniform consolidation characteristics along the depth. After 16 months, the pre-consolidation pressures of the undisturbed soils and testing pit soils further increase, the characteristics of non-uniform consolidation and structure are enhanced continuously. According to the actual consolidation states of the testing pit soils after the self-weight compression consolidation is completed and the indexes of physical and mechanical properties of the undisturbed soils, the results of the Casagrande graphic method are too great, so it is more reliable to estimate the pre-consolidation pressures of the undisturbed soils and testing pit soils by using the static cone penetration tests and field vane shear tests. Meantime such in-situ testing methods provide a new way to determine the consolidation states of soils.
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0. 引言
土的固结状态能够反映土体形成环境和地质历史等因素影响，先期固结压力是用来判断土体固结状态的重要参数。先期固结压力确定主要有Casagrande法[1]、Burmister法[1]、Butterfield双对数法[2]、Janbu法等图解法。针对Casagrande法最小曲率点人工难以确定的前提下，姜安龙等[3]采用了拟合压缩曲线法，邹越强等[4]提出了推求先期固结压力的逐步逼近法。当土样扰动增加，压缩曲线变圆滑或偏离原始曲线时，用上述图解法得到的土样先期固结压力不够准确[4-5]。
黄河以高泥沙含量闻名于世，巨量的泥沙进入弱潮陆相河口地带，不断承受海水周期性淹没，波浪和潮波将力作用于海床土体上，使海床表层沉积物的应力场、位移场、孔隙水压力发生改变，从而影响沉积物的固结状态。关于海床土体的固结机理，研究者大多基于Biot多孔弹性介质固结理论对波浪引起海床动力响应进行了解析或数值解答[6-7]。冯秀丽等[8]发现黄河口表层土体在波浪和潮流的作用下不断粗化，形成表面硬壳层，俗称“铁板砂”。张民生等[9]通过水槽试验，研究了波浪荷载作用下黄河口粉土粒径粗化和“铁板砂”的形成过程。冷浩等[10]运用数值模拟分析了黄河三角洲硬壳层在不同流速下的形成深度。苏思杨等[11]通过离心模型试验验证了波浪作用下海床地基重固结后硬壳层的形成机制。单红仙等[12]、杨秀娟等[13]、张建民等[14]在黄河三角洲潮滩开展的现场模拟试验说明，黄河口快速沉积的粉质土在波浪和潮波的作用下，出现了超静孔压的积累，逐渐呈现超固结状态，并沿深度方向出现固结非均匀现象。
以上研究揭示了黄河口粉质土在波浪作用下的超固结特性，但对其固结状态及先期固结压力的研究并不多。由于黄河三角洲粉土具有一定的结构性及触变特性[15-16]，取样时土样易受扰动和液化，用图解法得到的先期固结压力不可靠。如何正确了解土体固结状态和合理求取先期固结压力是了解黄河三角洲沉积物应力历史的关键，对于河口海岸建设意义重大。本文设计了场地试验，利用原位测试试验方法(孔隙水压力测试、静力触探及十字板剪切试验)来探讨黄河三角洲沉积物固结状态。
1. 确定方法的原理
1.1 不排水抗剪强度法
天然土层中有效应力是随深度变化的，所以不排水强度也随深度而变化。早在Fellenius[17]提出了均质的正常固结黏性土不排水强度是随深度或有效自重应力σ′v线性增加的。Skempton[18]分析了大量的野外试验资料后，发现正常固结土的Cu/σ′v与土的黏粒含量或塑性指数有关，并得出如下公式：
Cu/σ′v=0.11+0.0037Ip。 (1) Ladd等[19]通过土的应力历史及土的归一化分析得到
OCR=[(Cu/σ′v)OC/(Cu/σ′v)NC]1/n。 (2) 式中：Cu为不排水抗剪强度；σ′v为土体在现有状态下的有效自重应力；OC代表超固结土体，NC代表正常固结土体，n为塑性体应变比，介于0.77~1.51，Ladd等[19]建议取0.8。
因此通过三轴试验、十字板剪切试验、无侧限抗压强度等试验确定超固结土体的不排水抗剪强度，利用式(1)，(2)可求得土体的超固结比，从而得到土体的先期固结压力。
1.2 静力触探比贯入阻力法
在饱和均质正常固结土体中，固结压力等于自重有效应力，且随深度增加而线性增加；对于静力触探比贯入阻力也往往随深度加大而线性增加[20]。这一点可以从2014年4月13日试坑土体自重固结完成后，比贯入阻力沿深度方向大致呈线性变化得到验证(图 6)。下面分3种情况讨论该方法的原理。
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图 6 试坑及原状土体比贯入阻力Ps沿深度变化曲线Figure 6. Curves of Ps between testing pit soils and undisturbed soils along depth(1) 一层饱和均质正常固结土(图 1)
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图 1 一层饱和均质正常固结土体固结压力与比贯入阻力图Figure 1. Consolidation pressures and Ps of one-layer saturated homogeneous soil对于土体：
pc=γ′z。 (3) 对于土体静力触探比贯入阻力(λ为图 1(b)中比贯入阻力曲线斜率)：
Ps=λz。 (4) 由式(3)，(4)消去z，可得到固结压力pc和Ps比贯入阻力关系式：
pc=γ′λPs 。 (5) (2) 一层饱和均质超固结土(表面剥蚀)(图 2)
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图 2 一层饱和均质超固结土体固结压力与比贯入阻力图Figure 2. Over-consolidation pressures and Ps of one-layer saturated homogeneous soil对于土体：
pc=γ′z+γ′h1。 (6) 对于土体静力触探比贯入阻力(λ为图 2(b)中比贯入阻力曲线斜率)：
Ps=λz+P0。 (7) 由式(6)，(7)消去z，并将P0=λh1代入，同样可得到固结压力pc和Ps比贯入阻力关系式(5)。
(3) 二层饱和均质正常固结土(假设γ′1≠γ′2)(图 3)
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图 3 二层饱和均质正常固结土体固结压力与比贯入阻力图Figure 3. Consolidation pressures and Ps of two-layers saturated homogeneous soils对于第二层土体(第一层土体见(1)中分析)：
pc=γ′2(z−h2)+γ′1h2。 (8) 对于土体静力触探比贯入阻力(λ为图 3(b)中第二层土的比贯入阻力曲线斜率)：
Ps=P0+λ(z−h2)。 (9) 又有
P0=λpc(z=h2)/γ′2=λγ1′h2/γ′2。 (10) 由式(8)，(9)，(10)消去z和P0又可得到与关系式(5)一致的情况：
pc=γ′2λPs。 (11) 对于第二层土，如图 3所示：在γ′1≠γ′2的情况下，有效自重应力(比贯入阻力)曲线与纵坐标不会交于原点o点，若γ′1>γ′2，会交于图示的o′点，这是简文彬等[20]应用静力触试验进行软土固结状态判别应注意的地方。
对于二层顶部受剥蚀的超固结土同样也可得到式(5)(讨论从略)。因此不论对于正常固结和超固结土，式(5)具有普遍性。
从以上分析及图 2来看，对于某均匀正常固结和超固结土体，其比贯入阻力曲线斜率(λ)不会随固结状态的改变而变化。因此通过设计试验求得均质正常固结土体的比贯入阻力曲线斜率，应用式(5)，采用静力触探试验可求取该类超固结土体的先期固结压力。
2. 研究区概况
研究区选在黄河三角洲北部刁口流路三角洲叶瓣潮滩上(图 4)，自1976年黄河改道以来，该亚三角洲叶瓣失去泥沙来源，表层沉积物一直遭受波浪和潮流的强烈侵蚀作用。研究区为不规则半日潮，平均潮差0.7~1.7 m，最大潮差2.17 m，潮流流速可达120~150 cm/s。波浪以风浪为主，常见波浪波高小于0.5 m，平均波高在11~2月份最高，为0.9~1.1 m，最大波高为5.7~7.2 m，强浪方向为N-NE向[21]。
在野外试验阶段，研究区无明显风浪，最大潮水深度为0.5~0.6 m，波浪波高小，平均波高0.05~0.09 m。高潮时被海水淹没，低潮时研究区露出水面，为现场工作的开展提供了便利条件。
3. 现场开展的试验内容
3.1 试验现场布置
为研究黄河口海床土体固结过程，在潮滩上开挖一个长宽深2 m×1 m×1 m试验坑(图 4)。将坑中挖出的土晒干、撵细，按含水率40%标准(该土体液限最大值为34%)制成流态泥浆，回填到试验坑中，模拟黄河口沉积物快速堆积过程。同时在图 4中的K1点不同深度处分别埋置孔隙水压力探头，试坑填满后，开始测定孔隙水压力。在整个试验期内(2014年4月11日12时—15日12时)连续测定试坑土体的孔隙水压力、静力触探值、十字板剪切试验值的变化。为探讨试坑与潮滩原状土体固结状态的不同，在S2点附近进行了潮滩原状土静力触探和十字板剪切试验。15日在S1、S2点分别取1 m试坑和潮滩原状土样。
为了了解潮滩土体在长期遭受波浪和潮波作用下，土体固结状态变化，16个月后，对试坑和潮滩原状土体进行了长期强度原位测试试验。在图 4的试验坑内和原状潮滩又做了静力触探、十字板剪切试验。
3.2 孔隙水压力测量设备布置
孔隙水压力仪由南京水利科学研究院设计制造。探头尺寸ϕ20×60 mm，埋入土中之前，提前24 h在水中浸泡，并不时摇动排除气体。测点位置处以下50 mm注入干净中粗砂40 mm，然后垂直放入孔压探头，再注入60 mm干净中粗砂，最后用干黏土球封孔至上一测点位置以下50 mm处，开始第二测点埋设，方法同上。K1点探头布设见图 4，共布置4个孔压探头，深度分别位于0，30，50，75 cm。
4. 试坑与原状土样室内土工试验
研究区1.0 m深度范围的土体为粉土，砂粒含量在0.4%~5.2%，粉粒含量在84.5%~92.3%，黏粒含量在6.2%~15.1%。对4月15日试坑取土孔S1土样和潮滩原状取土孔S2土样，室内测定其物理力学指标见表 1。从表 1可知，潮滩原状土样与试坑扰动后恢复土样两者的物理力学性质差别很大，原状土样密度、压缩模量、先期固结压力均比试坑土样大，而孔隙比偏小，反映出原状土更加密实。
表 1 原状土样与试坑土样物理力学性质指标表Table 1. Mechanical properties of testing pit soils and undisturbed soils试样 深度/m w/
%ρ/
(g·cm-3)e Sr Ip IL α1-2/
MPa-1Es1-2/
MPapcq/
kPaOCR 原状样 0.0~0.3 24.8 1.94 0.737 90 7.7 0.59 0.147 11.88 163.2 115.7 0.3~0.6 25.3 1.96 0.732 93 8.0 0.33 0.236 7.62 135.4 31.8 0.6~1.0 26.8 1.95 0.762 96 7.7 0.26 0.171 10.29 175.8 23.1 试坑样 0.0~0.3 26.4 1.92 0.784 92 8.0 0.91 0.206 8.68 75.8 54.9 0.3~0.6 28.0 1.91 0.806 94 7.5 0.88 0.251 7.19 51.9 12.6 0.6~1.0 29.1 1.92 0.793 98 7.8 0.59 0.218 8.24 65.5 8.9 表 1中的先期固结压力是采用传统的Casagrande作图法得到的。1.0 m内潮滩原状土体的先期固结压力介于135.4~175.8 kPa，4月15日试坑土体的先期固结压力介于51.9~75.8 kPa，两者均处于超固结状态。但从试坑土体K1点的孔压数据来看，由土体自重产生的超静孔隙水压力在4月13日15时已消散完毕，该土处于正常固结状态，因而对试坑土体来说，该数值明显偏大。
5. 原位测试结果分析
5.1 试坑土体超静孔压消散规律
根据K1点孔隙水压力仪测定的数值，绘制出不同深度处孔隙水压力随时间的变化曲线图(图 5)。图 5中的超静孔隙水压力值是各深度处孔压探头的实测孔压与其埋置位置至海床表面静水压力差值，即将海床表面作为位置水头的起算位置。由于试坑土体顶部一直存在一薄水层，上述差值再减去海床表面孔压探头记录的水压力(包括涨退潮阶段的潮波水压力)。
从图 5看出：①试坑刚填埋完时各深度处超静孔压达到最大值，沿深度大致呈线形增加，数值与该深度处的上覆有效自重应力基本一致。②孔压在前2 h内消散速度很快，75 cm深处孔压消散最快，固结度达到0.74；30 cm处次之，固结度达到0.52；50 cm处消散最慢，固结度达到0.39；说明该试坑土体固结为双面排水。③之后土体孔压消散速度变慢，大约经过51 h后(13日15时)试坑土体中超静孔压已基本消散完毕，土体处于正常固结状态。④自重固结引起的超静孔压消散完毕之后，试坑土体遭受了潮波作用，涨退潮大部分阶段试坑土体中出现了负值超静孔压，在退潮末期出现了正值超静孔压。
5.2 静力触探与十字板剪切试验数据
根据4月13日、4月15日及16个月后测试的试坑土体、4月15日、16个月后潮滩原状土体的静力触探和十字板试验数据，绘制了比贯入阻力Ps、不排水抗剪强度Cu、灵敏度St的变化曲线图(图 6~8)，其中不排水抗剪强度、灵敏度由十字板试验得到。
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图 7 试坑及原状土体不排水抗剪强度沿深度变化曲线Figure 7. Curves of Cu between testing pit soils and undisturbed soils along depth![]()
图 8 试坑及原状土体灵敏度变化曲线Figure 8. Curve of St between testing pit soils and undisturbed soils along depth从图 6可看出：在4月13日试坑土体正常固结后，受固结压力随深度增加的影响，比贯入阻力沿深度大致呈线性增加；4月15日受潮波和波浪动力作用影响，比贯入阻力呈非均匀增加，沿深度开始呈现非线性变化，在20 cm出现峰值。4月15日潮滩原状土体比贯入阻力是试坑土体15日试验值的1.1~9.4倍，原状土体沿深度方向呈现出高-低-次高非均匀变化，在0~30 cm比贯入阻力为高值区，在30~70 cm为低值区，在70~100 cm为次高值区。16个月后，潮滩原状土体在表层0~30 cm深度处强度有了较大的提高，在30~60 cm深度处变化不大，在60 cm以下强度又有所增强，非均匀性程度进一步提高。16个月后，试坑土体的强度也有了极大的提高，呈现出与潮滩原状土体趋势相同的不均匀固结现象，但表层40 cm以上仍小于4月15日原状土体强度。
从图 7可看出，试坑土体不同深度处的不排水抗剪强度随时间变化曲线同样可以看出以上类似规律。4月15日潮滩原状土体不排水抗剪强度远远大于15日试坑土体不排水抗剪强度。历经16个月后，试坑与原状土体不排水抗剪强度有了极大提高，16个后试坑土体不排水抗剪强度在30 cm附近已接近4月15日潮滩原状土体，30 cm以下仍小于4月15日潮滩原状土体强度。从图 8可看出，原状和试坑土体的灵敏度沿深度方向也呈现非均匀变化，随时间推移，灵敏度在不断提高，非均匀程度存在不断变大的趋势，16个月后试坑土体灵敏度仍小于4月15日原状土体。
6. 黄河口表层沉积物固结状态
6.1 十字板不排水抗剪强度法
1 超固结比和先期超固结压力估算
对于正常固结土的(Cu/σ′v)NC不用公式(1)所表示的经验公式，因为经验公式一般具有针对性和区域性特点，本文直接利用4月13日试坑土体正常固结后的Cu/σ′v来代替，结果更能反映实际情况。运用公式(2)和十字板剪切试验测定的不排水抗剪强度值，可直接估算出黄河口试坑土体和原状土体的超固结比(OCR)和先期固结压力(pc)，结果见表 2。
表 2 用十字板不排水抗剪强度法估算试坑和原状土体先期固结压力和超固结比Table 2. Estimated pre-consolidation pressures and overconsolidation ratios of tesing pit soils and undisturbed soils with Cu by FVST深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR 30 6.76 2.39 16.52 5.92 16.89 6.05 37.14 13.31 60 6.90 1.24 19.78 3.54 32.24 5.78 60.59 10.86 90 11.29 1.35 28.65 3.42 34.58 4.13 53.15 6.35 从表 2可知，试坑土体在4月13日在自重固结完成后，15日处于轻微超固结状态；4月15日原状土体的先期固结压力介于16.89~34.58 kPa，先期固结压力是试坑土体的2.5~4.6倍。历经16个月后，试坑土体先期固结压力提高2.5~2.9倍左右，原状土体先期固结压力提高了约1.5~2.2倍，说明原状土体和试坑土体都遭受了波浪和潮波作用下的动力固结过程。16个月后的试坑土体先期固结压力均小于原状土体先期固结压力，说明原状土体比试坑土体遭受了更强烈和更长时间的动力固结过程。
2 重塑土体超固结比和先期超固结压力
根据试坑和原状土体重塑后的十字板不排水抗剪强度数据，估算出试坑和原状土体重塑后的超固结比(OCR)和固结压力(pcr)，结果见表 3。
表 3 用十字板不排水抗剪强度法估算重塑试坑和原状土体固结压力和超固结比Table 3. Estimated consolidation pressures and overconsolidation ratios of remoded soils with Cu by FVST深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 pcr/kPa OCR pcr/kPa OCR pcr/kPa OCR pcr/kPa OCR 30 5.54 1.98 6.53 2.34 4.66 1.67 6.21 2.22 60 5.61 1.00 5.77 1.03 7.85 1.46 11.93 2.14 90 10.26 1.22 11.33 1.35 9.14 1.09 10.72 1.28 从表 3可知，重塑后试坑土体和原状土体均处于轻微超固结状态，两者在超固结比(OCR)和固结压力(pcr)数值上已差别不大。从表 2，3对比来看，重塑后可以消除大部分结构强度，但依然没有完全消除波浪和潮波等动力作用对土体产生的压密效果。
3 结构强度估算
表 2中的先期固结压力减去表 3中重塑土体的固结压力对应的数值，即可得到试坑和原状土体不同时期结构强度。同时据龚晓南等[22]定义的土体结构性强弱因子，即pc/pcr值，计算结果见表 4。由表 4可看出，试坑和原状土体的结构强度随时间增长不断增加，在历经16个月后，试坑土体的结构强度提高了8~17倍之多，原状土体结构强度提高了1.7~2.5倍，原状土体结构强度比试坑土体大2.5~3.5倍，说明结构强度的增长与时间长短有关，土体经历的固结时间越长，结构强度越大，结构性越强。
表 4 用十字板不排水抗剪强度法估算试坑和原状土体结构强度Table 4. Estimated structural strengths of testing pit soils and undisturbed soils with Cu by FVST深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 ps/kPa pc/pcr ps/kPa pc/pcr ps/kPa pc/pcr ps/kPa pc/pcr 30 1.22 1.22 9.99 2.53 12.23 3.62 30.93 5.98 60 1.29 1.23 14.01 3.42 24.42 4.11 48.66 5.08 90 1.03 1.10 17.32 2.53 25.44 3.78 42.43 4.96 6.2 静力触探比贯入阻力法
根据前述讨论，运用式(5)采用静力触探比贯入阻力可以估算土体先期固结压力。式(5)中λ采用4月13日试坑土体比贯入阻力随深度变化曲线的斜率。因为试坑土体在4月13日超静孔压已消散完毕，处于正常固结状态，比贯入阻力随深度呈线性变化(图 6)。通过线性拟合，得到λ=0.1649，R2=0.9242。运用上述方法估算了试坑和原状土体的超固结比(OCR)和先期固结压力(pc)，结果见表 5。
表 5 用静力触探比贯入阻力法估算试坑和原状土体固结状态Table 5. Estimated consolidation states of testing pit soils and undisturbed soils with Ps by SPT深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR 10 3.78 4.06 22.95 24.68 35.55 38.23 47.26 50.82 20 5.92 3.18 19.51 10.49 28.89 15.53 43.20 23.23 30 4.79 1.72 20.53 7.36 33.73 12.09 25.44 9.12 40 4.85 1.30 11.84 3.18 12.52 3.37 10.66 2.87 50 6.20 1.33 10.15 2.18 6.87 1.48 8.40 1.81 60 6.65 1.19 15.79 2.83 9.90 1.77 13.20 2.37 70 7.84 1.20 17.09 2.62 16.16 2.48 21.09 3.24 80 9.81 1.32 21.26 2.86 21.82 2.93 24.93 3.35 90 27.63 3.30 22.62 2.70 36.88 4.41 从表 5中可知，4月15日以来的试坑与原状土体都处于超固结状态。试坑土体在4月15日处于轻微超固结状态；4月15日原状土体的先期固结压力介于6.87~35.55 kPa，是该期试坑土体的1.1~9.4倍。历经16个月后，试坑土体先期固结压力提高1.6~6.0倍左右，原状土体先期固结压力除个别点外大致提高了1.1~1.5倍。原状土体及16个月后试坑土体先期固结压力沿深度方向呈现先减小后增大的变化，40~60 cm附近先期固结压力最小，下部次之，在表层30 cm范围内先期固结压力最大。
7. 讨论
(1) 从十字板剪切试验来看，黄河口潮滩粉土具有一定的结构性，在外力作用下(尤其振动荷载)容易发生触变和液化现象，在取样和运输过程中不可避免地受到扰动。随土样受扰动增加，压缩曲线将变得圆滑，偏离了原始压缩曲线，采用传统的Casagrande作图法求取先期固结压力时，在寻找曲线拐点上下工夫[3-5]意义并不大，甚至有可能出现误导。
(2) 4月15日原状土体的比贯入阻力介于0.12~0.69 MPa，与软土相当，按照冶金部勘测院针对黄河三角洲冲积层拟合的孔隙比与比贯入阻力经验关系[23]，经计算4月15日原状土体的孔隙比(e)介于1.01~1.47，而表 1室内试验数据明显偏小，特别是结合4月15日试坑土体的实际固结状态来看，利用Casagrande作图法得到先期固结压力数值偏大，采用原位测试方法估算的试坑和潮滩原状土体的先期固结压力数值更为可靠。
(3) 采用静力触探比贯入阻力法和十字板不排水抗剪强度法估算的先期固结压力在量值上大致吻合。由于试验方法特点，静力触探试验可获得沿深度方向更加密集的测点，能够详细反映潮滩土体固结不均匀现象。而十字板不排水抗剪强度法公式(2)中塑性体应变比n的经验取值对估算结果也存在一定影响。
(4) 试坑和原状土体在历经16月后，先期固结压力和结构强度不断提高，特别是表层30 cm提高更大，形成表面硬壳层及固结不均匀现象。这种现象形成与土体中胶结作用、长期的潮波和波浪动力作用[12-14]以及水动力作用引起的颗粒定向优化作用有关[24]。
8. 结论
在黄河刁口流路三角洲叶瓣潮坪上，现场取土在试坑内配置黄河口快速沉积形成的流体状堆积物，利用室内试验和原位测试试验手段(静力触探、十字板剪切试验和孔隙水压力测试)，在长期观测的基础上，对比研究了试坑和潮滩原状土体1.0 m深度范围内固结过程及固结状态，主要得到以下4点结论。
(1) 黄河口快速沉积粉质土在自重作用下固结速度很快；固结完成以后，土体强度随时间的发展呈现不均匀增长，沿深度方向呈现高-低-次高不均匀固结特性；历经16个月后，固结非均匀现象进一步提高，特别是上部30 cm左右增长幅度最大，形成硬壳层。
(2) 从试坑土体实际固结状态及原状土体物理性质指标来看，采用Casagrande作图法结果偏大，通过静力触探比贯入阻力法、十字板剪切试验不排水抗剪强度法估算的黄河口潮滩试坑和原状土体的先期固结压力数值更为可靠。
(3) 黄河口刁口流路潮滩1.0 m内原状土体处于超固结状态，历经16个月后，试坑和潮滩原状土体先期固结压力进一步提高，结构性不断增强，潮滩原状土体的先期固结压力大致介于8.4~60.6 kPa。
(4) 本次研究通过现场试验和原位测试手段估算土体的先期固结压力，为土体固结状态确定提供了一条新途径。
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图 6 试坑及原状土体比贯入阻力Ps沿深度变化曲线
Figure 6. Curves of Ps between testing pit soils and undisturbed soils along depth
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图 1 一层饱和均质正常固结土体固结压力与比贯入阻力图
Figure 1. Consolidation pressures and Ps of one-layer saturated homogeneous soil
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图 2 一层饱和均质超固结土体固结压力与比贯入阻力图
Figure 2. Over-consolidation pressures and Ps of one-layer saturated homogeneous soil
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图 3 二层饱和均质正常固结土体固结压力与比贯入阻力图
Figure 3. Consolidation pressures and Ps of two-layers saturated homogeneous soils
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图 7 试坑及原状土体不排水抗剪强度沿深度变化曲线
Figure 7. Curves of Cu between testing pit soils and undisturbed soils along depth
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图 8 试坑及原状土体灵敏度变化曲线
Figure 8. Curve of St between testing pit soils and undisturbed soils along depth
表 1 原状土样与试坑土样物理力学性质指标表
Table 1 Mechanical properties of testing pit soils and undisturbed soils
试样 深度/m w/
%ρ/
(g·cm-3)e Sr Ip IL α1-2/
MPa-1Es1-2/
MPapcq/
kPaOCR 原状样 0.0~0.3 24.8 1.94 0.737 90 7.7 0.59 0.147 11.88 163.2 115.7 0.3~0.6 25.3 1.96 0.732 93 8.0 0.33 0.236 7.62 135.4 31.8 0.6~1.0 26.8 1.95 0.762 96 7.7 0.26 0.171 10.29 175.8 23.1 试坑样 0.0~0.3 26.4 1.92 0.784 92 8.0 0.91 0.206 8.68 75.8 54.9 0.3~0.6 28.0 1.91 0.806 94 7.5 0.88 0.251 7.19 51.9 12.6 0.6~1.0 29.1 1.92 0.793 98 7.8 0.59 0.218 8.24 65.5 8.9 
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表 2 用十字板不排水抗剪强度法估算试坑和原状土体先期固结压力和超固结比
Table 2 Estimated pre-consolidation pressures and overconsolidation ratios of tesing pit soils and undisturbed soils with Cu by FVST
深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR 30 6.76 2.39 16.52 5.92 16.89 6.05 37.14 13.31 60 6.90 1.24 19.78 3.54 32.24 5.78 60.59 10.86 90 11.29 1.35 28.65 3.42 34.58 4.13 53.15 6.35
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表 3 用十字板不排水抗剪强度法估算重塑试坑和原状土体固结压力和超固结比
Table 3 Estimated consolidation pressures and overconsolidation ratios of remoded soils with Cu by FVST
深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 pcr/kPa OCR pcr/kPa OCR pcr/kPa OCR pcr/kPa OCR 30 5.54 1.98 6.53 2.34 4.66 1.67 6.21 2.22 60 5.61 1.00 5.77 1.03 7.85 1.46 11.93 2.14 90 10.26 1.22 11.33 1.35 9.14 1.09 10.72 1.28
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表 4 用十字板不排水抗剪强度法估算试坑和原状土体结构强度
Table 4 Estimated structural strengths of testing pit soils and undisturbed soils with Cu by FVST
深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 ps/kPa pc/pcr ps/kPa pc/pcr ps/kPa pc/pcr ps/kPa pc/pcr 30 1.22 1.22 9.99 2.53 12.23 3.62 30.93 5.98 60 1.29 1.23 14.01 3.42 24.42 4.11 48.66 5.08 90 1.03 1.10 17.32 2.53 25.44 3.78 42.43 4.96
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表 5 用静力触探比贯入阻力法估算试坑和原状土体固结状态
Table 5 Estimated consolidation states of testing pit soils and undisturbed soils with Ps by SPT
深度/
cm试坑土体 原状土体 4月15日 16个月后 4月15日 16个月后 pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR pc/kPa OCR 10 3.78 4.06 22.95 24.68 35.55 38.23 47.26 50.82 20 5.92 3.18 19.51 10.49 28.89 15.53 43.20 23.23 30 4.79 1.72 20.53 7.36 33.73 12.09 25.44 9.12 40 4.85 1.30 11.84 3.18 12.52 3.37 10.66 2.87 50 6.20 1.33 10.15 2.18 6.87 1.48 8.40 1.81 60 6.65 1.19 15.79 2.83 9.90 1.77 13.20 2.37 70 7.84 1.20 17.09 2.62 16.16 2.48 21.09 3.24 80 9.81 1.32 21.26 2.86 21.82 2.93 24.93 3.35 90 27.63 3.30 22.62 2.70 36.88 4.41
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1. 陈波. 岩土工程勘察中十字板剪切试验的应用研究. 江西建材. 2024(10): 280-282 . 
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