0.   引言

天然沉积饱和土原状样的力学性状通常有别于重塑样，一般归结于长期地质沉积过程中形成的土结构性作用^[1-2]，许多工程实践提供了土结构性损伤诱发天然沉积土地基发生过大变形和大面积滑坡的工程灾变实例^[3-5]。Leroueil等^[6]明确指出，土结构性与传统土力学强调的初始状态和应力历史一起构成理解天然沉积饱和土力学性状的三要素。

天然沉积饱和土的土结构性评价经常以重塑样力学性状为基准，对比原状样与重塑样的力学性状差异，进而评价土结构性影响的强弱程度和土结构性损伤变化规律。Burland^[1]提出了重塑土固有压缩概念，导入了孔隙指数对不同重塑土的压缩曲线进行归一化，为定量评价压缩过程的土结构性损伤提供了有效途径。Cotecchia等^[7]和Chandler^[8]在固有压缩概念的基础上，提出了天然沉积土灵敏度评价体系。

压缩灵敏度是天然沉积土体变形性状分析的控制性指标，本文总结分析了国内外关于压缩灵敏度评价方法的研究现状，基于笔者等提出的统一压缩线，对比分析天然沉积土原状样与重塑样的归一化性状，明确了统一压缩线可以用于描述压缩过程天然沉积土压缩性状的变化规律，指出了土结构性损伤诱发工程灾变的风险所在。最后，基于土结构性损伤三阶段的演化特征，阐述了压缩灵敏度评价方法的发展趋势，提出了采用原状样土结构性作用消失阶段为基准评价压缩灵敏度的研究方向。

1.   压缩灵敏度评价体系

Burland^[1]导入了孔隙指数（${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$），针对初始含水率（${w_0}$）为液限（${w_{\text{L}}}$）1.0~1.5倍（通常假定为1.25倍）的不同重塑土一维压缩曲线进行归一化分析，孔隙指数定义如下：

式中：e为孔隙比；$e_{100}^ *$和$e_{1000}^ *$分别为对应于垂直有效应力（${\sigma '_{\text{v}}}$）等于100 kPa和1000 kPa下的孔隙比；$C_{c(100 - 1000)}^ *$为${\sigma '_{\text{v}}}$从100 kPa至1000 kPa应力范围内的固有压缩指数。Burland^[1]发现具有不同液限孔隙比（${e_{\text{L}}}$ =液限（%）×相对质量密度/100）的重塑土$e{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线可以归一为唯一的${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线，如图 1所示。Burland归一化曲线称为固有压缩线（intrinsic copression line, ICL），表达式如下：

图  1  重塑土固有压缩线^[1]

Figure  1.  Intrinsic copression line proposed by Burland^[1]

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式中：${\sigma '_{\text{v}}}$单位为kPa。

以固有压缩线为基础，Cotecchia等^[7]提出了压缩灵敏度（${S_\sigma }$）的概念，定义为原状土的固结屈服应力与对应的固有压缩线上垂直有效应力的比值，需要说明的是英文原文用stress sensitivity，在这里称为压缩灵敏度，因为这个参数主要用于天然沉积土体的压缩变形分析。天然沉积饱和土固结屈服应力可以采用Casagrande方法确定，压缩曲线上对应于固结屈服应力的孔隙比一般略小于天然孔隙比（${e_{\text{n}}}$），为了有机联系强度灵敏度和简便起见，压缩灵敏度（${S_\sigma }$）通常采用${e_{\text{n}}}$的水平线方法确定^[8]，如图 2所示。

图  2  压缩灵敏度定义示意图^[7]

Figure  2.  Definition of stress sensitivity^[7]

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Burland固有压缩线评价体系为天然沉积土灵敏度评价体系的构建做出了重大的贡献。但是，假定${w_0} = 1.25{w_{\text{L}}}$与实际工况经常不符，工程实践中遇到的具有正常固结历史的天然沉积土的天然含水率经常分布于0.6~2.0倍为液限范围内^[9-10]。因此，重塑土固有压缩概念能否合理准确评价天然沉积土压缩灵敏度取决于以下假定是否成立：当应力水平达到一定值后，初始状态对重塑土压缩性状的影响可以忽略不计，$e_{100}^ *$和$e_{1000}^ *$的大小与初始孔隙比（${e_0}$）无关，仅仅体现为液限孔隙比（$e_{\text{L}}^{}$）的函数。

为了探究初始状态对重塑土压缩性状的影响，Hong等^[11]研发了低应力起始固结仪，如图 3所示，与传统一维固结仪主要的不同在于采用双加载系统和试样盒顶部的轻质盖帽，由轻质盖帽和放置在试样顶部的透水石质量构成的第一级加载压力（等于0.5 kPa），然后由布设于试样下方试样中心点（杠杆比1∶1）的加载系统，逐级施加荷载直至达到12.5 kPa，之后的逐级荷载施加方法与传统固结仪一样，通过传统杠杆加载体系（杠杆比1∶12）施加至1600 kPa。低应力起始固结仪具有两个优点：①能够开展低应力起始的固结试验，为理解和掌握低应力下土体压缩性状提供试验手段；②能够解决传统固结仪由于第一级荷载（12.5 kPa）过大发生挤土而可能诱发试验数据失真的问题。

图  3  低应力起始固结仪^[11]

Figure  3.  Schematic diagramme of modified oedometer ^[11]

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Hong等^[11]的研究结果表明，初始状态对重塑土压缩性状的影响体现在0.5~1600 kPa的宽广全应力范围内，对于给定$e_{\text{L}}^{}$值的同一类重塑土，初始孔隙比高的$e{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线位于初始孔隙比低的上方，如图 4所示，也就是$e_0^{}$对$e_{100}^ *$和$e_{1000}^ *$的影响不能忽略不计。基于大量的试验结果发现，$e_{100}^ *$和$e_{1000}^ *$是$e_0^{}$和$e_{\text{L}}^{}$的函数，而不仅仅是$e_{\text{L}}^{}$的函数^[12-13]。也就是针对给定$e_{\text{L}}^{}$值的天然沉积土，采用固有压缩线ICL与天然沉积土原状样的${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线进行对比分析确定压缩灵敏度时，计算原状样的${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$中使用的重塑土$e_{100}^ *$和$e_{1000}^ *$对应的$e_0^{}$必须与天然沉积饱和土的原位孔隙比（$e_{\text{n}}^{}$）一致。因此，采用${e_0}/{e_{\text{L}}} = 1.25$的固有压缩评价基准确定压缩灵敏度仅仅适用于$e_{\text{n}}^{} = 1.25{e_{\text{L}}}$的工况。若重塑土$e_{100}^ *$和$e_{1000}^ *$对应的$e_0^{}$与$e_{\text{n}}^{}$不一致，可能高估或者低估天然沉积饱和土的压缩灵敏度以及土结构性对压缩性状的影响程度^[14]，如图 5所示。

图  4  初始含水率对重塑土压缩曲线的影响

Figure  4.  Initial state role in compression curves of reconstituted clays

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图  5  初始状态对土结构性评价的影响

Figure  5.  Effects of initial state on evaluation accuracy of soil structure

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Hong等^[11]考虑了初始状态对重塑土压缩曲线的影响，构建了拓展压缩灵敏度评价基准线（extended intrinsic compression line, EICL)，其表达式如下：

应该明确指出，式（2）的ICL与式（3）的EICL在25~1000 kPa应力范围内基本一致，如图 6所示。但是，两者存在本质不同，主要体现在以下两点：（1）EICL中的${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$强调了$e_0^{}$的影响，相关的$e_{100}^ *$和$e_{1000}^ *$是$e_0^{}$和$e_{\text{L}}^{}$的函数，能够考虑实际工况，而ICL中的${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$仅适用于${w_0} = 1.25{w_{\text{L}}}$工况，EICL是ICL的拓展与补充；（2）EICL强调了重塑屈服的影响，只有当应力水平达到一个应力阈值，具有不同液限孔隙比的重塑土在不同初始条件下的压缩曲线才能归一到唯一的EICL^[11]，应力水平小于应力阈值的重塑土压缩曲线不能归一化，如图 7所示。

图  6  拓展固有压缩线与固有压缩线的对比

Figure  6.  Comparison between EICL and ICL

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图  7  全应力范围的重塑土压缩归一化性状

Figure  7.  Noralized behaviour of compression curves over a wide stress range

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虽然Hong等^[11]探讨了初始状态和重塑屈服对重塑土压缩归一化性状的影响，完善和拓展了Burland提出的固有压缩评价体系。笔者等^[13]基于孔隙指数的定义发现，${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$仅仅适用于从100 kPa至1000 kPa应力范围内的重塑土压缩曲线归一化。从式（1）可知，针对具有不同$e_0^{}$和$e_{\text{L}}^{}$值的重塑土，当${\sigma '_{\text{v}}} = 100{\text{ kPa}}$时，${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}} = 0$；${\sigma '_{\text{v}}} = 1000{\text{ kPa}}$时，${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}} = - 1$。也就是，在100 kPa至1000 kPa应力范围内，${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$在0至-1的固定且很窄的范围内变化。当${\sigma '_{\text{v}}} < 100{\text{ kPa}}$或${\sigma '_{\text{v}}} > 1000{\text{ kPa}}$时，即使针对给定$e_L^{}$值的重塑土，从式（1）可知${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$关系线不唯一，而是随着$e_0^{}$的变化而变化，从而导致${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$数据在100 kPa至1000 kPa应力范围外发生离散，离散程度随$e_0^{}$和$e_{\text{L}}^{}$的变化范围而改变。Chandler^[8]和Hong等^[11]报道了${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$在100~1000 kPa应力范围外的离散性。

为了解决${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$归一化遇到的离散问题，作者等^[13]提出了分段孔隙指数概念，定义如下：

式中：$e_1^ *$和$e_{10}^ *$分别为对应于垂直有效应力（${\sigma '_{\text{v}}}$）等于1 kPa和10 kPa下的孔隙比；${I_{{\text{v}}(1 - 10)}}$和${I_{{\text{v}}(10 - 100)}}$分别为对应于1~10 kPa和10~100 kPa应力范围段的归一化孔隙指数，与${I_{{\text{v}}(100 - 1000)}}$一起构成分段孔隙指数，能够将具有不同初始状态的各种重塑土压缩曲线归一到以下唯一的统一压缩线（unified normalised compression line，UNCL）：

式中：${\sigma '_{\text{v}}}$单位为kPa。应该注意的是，式（4），（5）中的$e_1^ *$和$e_{10}^ *$必须位于应力水平大于归一化应力阈值的压缩曲线范围内。若应力水平小于归一化应力阈值，则采用双对数$\ln (1 + e){\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线前延间接获得，归一化应力阈值可以确定为${I_{\text{v}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$关系线与UNCL重合点的有效应力值。

2.   压缩过程压缩灵敏度变化规律

以统一压缩线为基准，对比天然沉积饱和土原状样与重塑样的${I_{\text{v}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线，进而分析压缩过程压缩灵敏度的变化规律，如图 8所示。图中原状样的${I_{{\text{vn}}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$关系线采用如下分段孔隙指数获得。

图  8  压缩灵敏度在压缩过程的变化规律

Figure  8.  Changing law of stress sensitivity during copression

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式中：$e_{10}^{}$，$e_{100}^{}$，$e_{1000}^{}$分别为对应于天然沉积土原状样$e{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线在垂直有效应力（${\sigma '_{\text{v}}}$）等于10，100，1000 kPa下的孔隙比，也就是原状样孔隙比代替式（1），（4），（5）中的重塑样孔隙比获得原状样孔隙指数（${I_{{\text{vn}}}}$）。

由图 8可见，天然沉积饱和土原状样压缩性状可以分为三阶段：第一阶段的应力范围从原位有效上覆压力至固结屈服压力，这一阶段的土体压缩性状由土结构性控制，外加荷载作用下压缩指数很小，近似为弹性阶段；当应力水平达到固结屈服压力时，土结构性损伤开始发生，压缩指数随应力水平先急剧增大后逐渐减小，这一阶段称为土结构性损伤演化阶段；当应力水平达到归一化应力时，饱和土原状样压缩性状进入第三阶段，原状样的${I_{{\text{vn}}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩线与重塑样的统一压缩线重合，也就是天然沉积饱和结构性土的压缩性状与重塑土压缩性状一致，说明土结构性对压缩性状的影响消失，压缩灵敏度变为1。天然沉积土原状样的归一化应力就是当${I_{{\text{vn}}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩线趋于${I_{\text{v}}} = 2 - \lg {\sigma '_{\text{v}}}$时的${\sigma '_{\text{v}}}$值。以上3阶段划分方法与Hong等^[15]基于EICL的三阶段分类法类似，需要说明的是，EICL在100~1000 kPa应力范围外存在离散性的问题，从而导致三阶段边界应力值的确定产生一定程度的误差，而统一压缩线能够解决孔隙指数的离散问题，三阶段的划分更为准确。

土结构性三阶段演化规律说明天然沉积土压缩指数在压缩过程并非常数，强调了定量描述考虑土结构影响的宽广应力范围内压缩曲线对天然沉积土变形分析的重要性。采用式（1），（4）~（6）可以描述从归一化应力至1000 kPa的重塑土$e{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线；采用式（6）~（8）可以描述从归一化应力至1000 kPa的天然沉积土$e{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线。需要说明的是，如此构建的压缩曲线在三段边界应力处呈现非连续的奇异点，而且没有涵盖归一化应力之前的压缩曲线，描述全应力范围的天然沉积土原状样与重塑样的光滑压缩曲线数学模型有待今后进一步开展。

3.   土结构性损伤诱发工程灾变的风险

长期地质沉积过程中形成的土结构性作用导致固结屈服压力通常大于有效上覆压力^[2-3]，也就是固结屈服压力与有效上覆压力之比（屈服应力比）大于1。应该注意的是，屈服应力比与卸载引起的超固结比概念有着本质不同，屈服应力比大于1的具有正常固结历史的天然沉积土力学性状有别于超固结土的力学性状，两者差异分析超出本文研究范畴，在此不展开具体分析。

基于压缩过程压缩灵敏度变化规律可以发现，土结构性损伤发生前，从原位应力到固结屈服压力阶段的天然沉积土变形很小，一些研究者通过实例验证这一现象^{[2, 16-18]}。虽然土结构性作用有增加土体刚度进而提升抵抗变形能力的有利一面，也容易在外部环境作用下导致土结构损伤甚至土体破坏发生，导致固结屈服压力大幅度降低，必然引发土体强度大幅度丧失，从而导致地基过大变形或者失稳。因此，外部环境（如开挖、打桩、机械贯入、施工震动等）引起土结构性损伤诱发工程失稳问题，桩体打设引起周边土体土结构损伤的桩土相互问题，取样扰动和原位贯入引起的试验数据偏离实际的问题等，尤其对于具有高压缩灵敏度的天然沉积软黏土地基，需要在工程实践中高度重视。

针对土结构性作用的第二阶段，当外加荷载达到固结屈服压力的应力水平时，伴随着土结构性损伤的发展，天然沉积土压缩性急剧增大，然后随着应力水平增大逐渐减小，这一阶段土结构性损伤诱发的土体变形，是天然沉积土地基在上部结构作用下发生过大变形诱发灾变风险的危险阶段。不少研究者发现结构性损伤演化阶段的应力范围很窄，一般发生在3.5倍固结屈服压力范围内^[15]，甚至发生在固结屈服压力附近^[18-19]。也就是，应力范围很窄的结构性损伤演化阶段，外部较小的荷载增量可能引起土体较大的变形。

针对土结构损伤诱发天然沉积土体发生失稳和过大变形的实际工程问题，今后需要加强结构性损伤机理、评价理论与工程实践的有机结合，通过基础科学问题研究的突破与创新，实现高灵敏度软土地基处理技术的针对性有效创新与应用。

4.   发展趋势与探讨

基于压缩灵敏度的定义和重塑样压缩曲线归一化性状的认识，可以得知，压缩灵敏度并不是直接对比原状样与重塑样的${I_{\text{v}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线获得的，而是对比原状样压缩曲线获得的固结屈服压力与重塑样的归一化${I_{\text{v}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩线向较低应力外延至对应于${e_{\text{n}}}$的垂直有效应力之比间接确定。而处于初始状态（${e_0} = {e_{\text{n}}}$）时的重塑样${I_{\text{v}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩线位于统一压缩线的左边，随着应力水平增大而逐渐趋于统一压缩线^[13]。

另外，基于压缩过程压缩灵敏度的变化规律，第三阶段的原状样的${I_{{\text{vn}}}}{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩线与重塑样的统一压缩线一致性表明了长期地质沉积过程中形成的土结构性作用消失。同时也应该明确指出，对于给定液限孔隙比的同一类天然沉积土，原状样的$e{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩线在第三阶段仍然位于重塑土的上方，两者没有重叠。由于土结构性作用，应力水平小于屈服压力时压缩指数很小，导致外加应力达到原状样固结屈服压力时，原状样的孔隙比高于重塑样孔隙比，两者之差在土结构损伤第二阶段逐渐减小，达到第三阶段起始点的归一化应力时仍然存在差异。也就是当应力水平达到归一化应力进入第三阶段时，对于给定e_L值的同一类天然沉积土，原状样的孔隙比仍然大于重塑样的孔隙比。基于初始状态对重塑土压缩性状影响的认识^[11]，可以得出，在第三阶段原状样的$e{\text{ - }}\lg {\sigma '_{\text{v}}}$压缩曲线必然位于重塑样上方，两者之差在第三阶段随着应力增大而逐渐减小。

既然天然沉积土在第三阶段土结构性作用消失，若以第三阶段原状样压缩曲线为基准，用于评价天然沉积土的压缩灵敏度及压缩过程的变化规律，与现有的采用重塑样归一化压缩线及其外延线为基准的灵敏度评价体系相比，具有以下优点：①不需要考虑第三阶段原状样与重塑样压缩曲线差异的影响；②能够直接采用压缩曲线用于描述压缩灵敏度和压缩过程的变化规律，而不是较为繁琐的孔隙指数。关于这方面的工作，笔者在此仅仅提出浅显观点与初步的思路，希望得到同行的指点，以期今后推进相关工作的进展。

虽然以上灵敏度评价体系建立在一维或者${K_0}$条件下的，根据孔隙指数的定义与分段归一化的内涵，可以推论得出现有归一化分析方法同样适用于其它应力路径。其实，Hong等^[20]通过三轴各向等压固结试验，明确了一维固结试验得出的归一化压缩线与三轴各向等压固结试验得出的归一化压缩线一致。

5.   结论

本文介绍了压缩灵敏度的定义与评价方法，分析了压缩灵敏度评价基准的研究现状，结合作者在土结构性损伤方面的认识与理解，探讨了天然沉积土压缩灵敏度评价方法研究进展与发展趋势，主要得到以下4点结论。

（1）重塑土的孔隙指数与有效应力的对数曲线在低应力（0.5 kPa）至高应力（1600 kPa）全应力范围内并不唯一，只有当应力大于应力阈值之后的压缩曲线可以归一化，用于确定压缩灵敏度的归一化曲线由大于应力阈值之后的归一化曲线和外延线组成。

（2）孔隙指数定义中的固有压缩参数不仅与土体液限孔隙比有关，也与土体初始状态有关，对比天然沉积土原状样与重塑样的压缩性状确定压缩灵敏度时重塑样的初始含水率必须与天然含水率等同。

（3）天然沉积土压缩性状可以分为三阶段，外部环境诱发土结构损伤或者破坏可能发生在第一阶段，大幅度降低长期地质沉积过程中形成的固结屈服压力，进而损失土体强度；在上部结构荷载作用下天然沉积土地基产生过大变形的危险阶段主要发生在固结屈服压力附近的很窄应力范围内的第二阶段，即为土结构损伤发展阶段。

（4）在天然沉积土的压缩性状第三阶段，其原状样的天然孔隙指数与有效应力的对数曲线与统一压缩线一致，土结构性作用消失，建议采用天然沉积土原状样第三阶段的孔隙比与有效应力的压缩曲线作为压缩灵敏度的评价基准，进而在已有的灵敏度评价体系基础上构建修正灵敏度评价体系，这方面的工作有待今后开展。