重金属质量比对污染土土工性能的影响研究.pdf

重金属质量比对污染土土工性能的影响研究 ① 程 峰１，２， 王星华１， 莫时雄２ （１．中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 ４１００７５； ２．中国有色桂林矿产地质研究院有限公司， 广西 桂林 ５４１００４） 摘 要 在不同围压条件下，对 ５ 种重金属含量不同的污染土试样进行了三轴试验、压缩试验和直剪试验。 试验结果表明，污染土 的强度随着重金属元素含量增加显著降低，围压增大对重金属含量低的污染土的强度的影响不显著，质量比小于 ３％时，峰值强度 降低 １０％～１５％，质量比大于 ５％时，峰值强度降低 ４０％～５０％。 直剪试验结果表明质量比小于 ３％的污染土抗剪强度⁃垂直压力曲 线基本平行，垂直压力与抗剪强度成正比，抗剪强度降低幅度为 ５％～１０％；质量比大于 ５％的污染土抗剪强度⁃垂直压力曲线表现为 不规则，抗剪强度降低 ４５％～５５％左右。 压缩试验结果表明，污染土与一般土的压缩量差别较大，质量比超过 ５％以上时对压缩性的 影响尤为显著。 根据 Ｍａｓｔｓｕｏｋａ⁃Ｎａｋａｉ 准则与三轴试验结果建立了污染土的本构关系，经验证该模型在描述污染土的应力⁃应变关 系方面更符合实际。 关键词 重金属污染土； 质量比； 土工试验； 本构关系 中图分类号 ＴＵ４４１文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３－６０９９．２０１４．０５．００４ 文章编号 ０２５３－６０９９（２０１４）０５－００１４－０５ Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ Ｍａｓｓ Ｒａｔｉｏ ｏｆ Ｈｅａｖｙ Ｍｅｔａｌ ｏｎ Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ Ｓｏｉｌ ＣＨＥＮＧ Ｆｅｎｇ１，２， ＷＡＮＧ Ｘｉｎｇ⁃ｈｕａ１， ＭＯ Ｓｈｉ⁃ｘｉｏｎｇ２ （１．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ ａｎｄ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， Ｃｅｎｔｒａｌ Ｓｏｕｔｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１００７５， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ； ２．Ｃｈｉｎａ Ｎｏｎｆｅｒｒｏｕｓ Ｍｅｔａｌ （Ｇｕｉｌｉｎ） Ｇｅｏｌｏｇｙ ａｎｄ Ｍｉｎｉｎｇ Ｃｏ Ｌｔｄ，Ｇｕｉｌｉｎ ５４１００４， Ｇｕａｎｇｘｉ， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｔｒｉａｘｉａｌ ｔｅｓｔ， ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｄｉｒｅｃｔ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔ ｗｅｒｅ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｏｎ ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ ｓｏｉｌ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｎｔｅｎｔ ｏｆ ｈｅａｖｙ ｍｅｔａｌ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｐｒｅｓｓｕｒｅ． Ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ ｓｏｉｌ ｗａｓ ｇｒｅａｔｌｙ ｒｅｄｕｃｅｄ ｗｉｔｈ ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｃｏｎｔｅｎｔ ｏｆ ｈｅａｖｙ ｍｅｔａｌ， ａｎｄ ｉｔ ｗａｓ ｌｉｔｔｌｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｄ ｂｙ ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｉｎ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｉｆ ｔｈｅ ｃｏｎｔｅｎｔ ｏｆ ｈｅａｖｙ ｍｅａｌ ｉｓ ｌｏｗｅｒ． Ｔｈｅ ｐｅａｋ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｏｎｌｙ ｂｙ １０％～１５％ ｗｉｔｈ ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｈｅａｖｙ ｍｅｔａｌ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ ３％， ａｎｄ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｕｐ ｔｏ ４０％～５０％ ａｔ ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ ｏｖｅｒ ５％。 Ｔｈｅ ｄｉｒｅｃｔ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｆｏｒ ｔｈｅ ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ ｓｏｉｌ ｗｉｔｈ ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ ３％， ｖｅｒｔｉｃａｌ ｓｔｒｅｓｓ ｗａｓ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎａｌ ｔｏ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｈｉｃｈ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ５％～ １０％， ｗｈｉｌｅ ｗｉｔｈ ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ ｏｖｅｒ ５％， ｔｈｅ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｓｔｒｅｓｓ ｗａｓ ｉｎ ｎｏ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎａｌ ｔｏ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｈｉｃｈ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ４５％～５０％． Ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔ ｉｎｄｉｃａｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ ｓｏｉｌ ｉｓ ｑｕｉｔｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｃｏｍｍｏｎ ｓｏｉｌ ｗｉｔｈ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｄ ａｓ ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ ｏｖｅｒ ５％． Ａ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｒｅｌａｔｉｏｎ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｆｏｒ ｔｈｅ ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ ｓｏｉｌ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｍａｓｔｓｕｏｋａ⁃Ｎａｋａｉ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ａｎｄ ｔｒｉａｘｉａｌ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ， ｗｉｔｈ ｗｈｉｃｈ ｔｈｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｓｔｒａｉｎ⁃ｓｔｒｅｓｓ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｆｏｒ ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ ｓｏｉｌ ｗａｓ ｂｅｔｔｅｒ ｉｎ ａｃｃｏｒｄａｎｃｅ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｈｅａｖｙ ｍｅｔａｌ ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ ｓｏｉｌ； ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ； ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｔｅｓｔ； ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｒｅｌａｔｉｏｎｓ 重金属污染土广泛分布于我国广西、贵州、云南等 地，由于重金属污染土的孔隙比、压缩性大，抗剪强度、 承载力低［１］，工程中一般都需要进行处理。 目前对重 金属污染土的土工性质研究的文献较少，在工程建设 中大多将其作为一般土进行处理，导致了不合理的污 染土路基、建筑地基处理问题［２］。 因此，系统研究其 力学性质与应力应变关系，对评价建筑基础的稳定性、 合理利用污染土体资源具有重要意义。 中南大学土木工程学院有关学者［３］在分析了重 金属元素对土体的物理性质、工程性能等方面的影响， 并考虑多种因素共同作用后，研究得出了重金属污染 土的迁移特性与腐蚀特性。 经室内和现场试验证明， ①收稿日期 ２０１４－０４－２４ 基金项目 湖南省科技厅重点支持项目（０４ＳＫ２００８） 作者简介 程 峰（１９８１－），男，江苏徐州人，博士，高级工程师，主要从事矿山环境岩土工程生产及科研工作。 第 ３４ 卷第 ５ 期 ２０１４ 年 １０ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３４ №５ Ｏｃｔｏｂｅｒ ２０１４ 重金属元素在土体中的迁移与腐蚀对土体的工程性能 有很大影响。 为了进一步探讨重金属污染土的力学性 能和本构关系，对重金属污染土进行了三轴固结不排 水、直剪、压缩对比试验，并利用试验结果研究了重金 属污染土的应力⁃应变关系。 １ 污染土试验 １．１ 重金属元素影响机理 重金属元素进入岩土体后，对土体影响的机理主 要包括 ３ 个方面离子交换、双电层厚度变化、颗粒之 间胶结物的溶解、溶蚀。 １） 离子交换作用。 土颗粒中矿物元素的同晶置 换、氢交换、断键等物理化学作用会使土颗粒内部具有 交换离子的能力，离子交换主要以粘土矿物为主。 原 状土中阳离子在胶结力作用下基本处于平衡稳定状 态［４］，当重金属元素侵入后受土颗粒表面负电荷的吸 引土中阳离子明显提高，而颗粒表面的负电场却对阴 离子产生明显的排斥，且阴离子浓度降低时阳离子浓 度却不断提高［４］，这主要是因为颗粒表面电荷对离子 分布有着极大的影响造成的。 离子交换过程表现为侵 入元素扩散后置换了土中固有的元素，如侵入离子 Ｃｄ ２＋ 、Ｐｂ ２＋ 置换了土中的 Ｃａ ２＋ 、Ｍｇ ２＋ 等离子，使其由稳 定态变为不稳定态；土中原有的离子在颗粒内部阴离 子的引力下发生还原反应，由于侵入离子的活性一般 大于土中原有离子，破坏后土体的性能一般很难恢复。 ２） 双电层厚度变化。 土体粘粒在自然界中一般 带负电荷，土颗粒周围因静电引力存在电场。 颗粒表 面由于静电引力最强，离子和极性分子会被牢牢吸附 在表面形成固定层。 由固定层往外离子的活动性能逐 渐增大而到达扩散层，固定层与扩散层组成了颗粒间 的双电层。 双电层之间存在引力势能与斥力势能，当 斥力大于引力时，胶体颗粒相互排斥形成分散结构，相 反当引力大于斥力时，胶体颗粒相互靠拢形成凝聚结 构。 在重金属侵入后的污染土壤环境下，土体中原有 的化学成分被改变，增加了新的化学成分，土中离子平 衡被打破。 侵入的重金属阳离子不断被吸引到土颗粒 负电荷的表面，引起了双电层的扩散，为重金属阳离子 的侵入提供了优先扩散路径。 双电层中扩散层厚度减 小，电离平衡被破坏导致离子在两相中的迁移扩散速 度加快。 ３） 胶结物的溶解、溶蚀。 土体颗粒间胶结物的成 分与胶结力是土体结构强度与变异特性的主要影响因 素［４］。 颗粒之间的胶结破坏主要有胶结物之间的破 坏、胶结物与土颗粒连接处的破坏、土颗粒之间的破 裂［４－５］３ 种类型。 胶结物一般由无机化合物、盐类、二 氧化硅、氢氧化物、有机质等组成。 胶结物连接结构能 量场最大，对土体强度的贡献最多。 重金属侵入土体 后，一般被吸附于能量场较大的连接体上。 由于侵入 土体的污染元素活性、毒性很强，因此会与胶结物中的 元素发生置换、氧化还原、络合等作用，生成较软的有 机质体，从而导致颗粒之间的集合体连接结构破裂。 如图 １ 所示。 图 １ 重金属元素作用示意 研究表明土中重金属元素对土体性能的影响主要 有两个方面① 土体的孔隙比增大、含水量降低，加快 了土体板结硬化速度，提高了硬化程度，使土体形成沉 积岩式的蜂窝结构， 土体的密实度、 强度明显减 小［１，５］，工程上表现为道路、建筑物等的基础开裂破 坏。 ② 土体的胶结物流失，改变了土的内部结构，降 低了黏土颗粒间的结合力。 土颗粒间胶结力不断的减 小，加快了土颗粒间的有益矿物的流失，工程上表现为 道路、建筑物等整体稳定性的破坏。 １．２ 试验土样制备 所取重金属污染土样取自广西某金属矿山附近土 体，粒度构成粒径为 ６．４ ｍｍ，颗粒含量超过 ５５％，为粗 颗粒土。 通过光谱检测显示污染土中主要重金属污染 元素为铅、锌、镉 ３ 种元素。 根据实验室对所取土样的 物理性质指标检测结果，污染土天然含水量多低于液 限，属于低液限型土，重金属污染土与普通土在粒径构 成上存在明显差异。 土样物理力学指标如表 １ 所示。 表 １ 土样物理力学指标 含水量 ／ ％ 重度 ／ （ｋＮｍ －３ ） 相对 密度 孔隙比 液限 ／ ％ 塑限 ／ ％ 塑性 指数 液性 指数 压缩系数 ／ （ＭＰａ －１ ） 摩擦角 ／ （） 粘结力 ／ ｋＰａ 压缩模量 ／ ＭＰａ ９．８１８．１２．６９２．０９３２．７１９．８１１．９１．６２０．５６１２１１２３．９ ５１第 ５ 期程 峰等 重金属质量比对污染土土工性能的影响研究 重金属污染土试样采用两种配方方案试样 １ 为 未污染土，试样 ２～５ 为重金属含量不同的污染土。 重 金属元素以金属离子的形态存在于土体中。 原状污染 土中金属元素质量比无规律性，含量影响阶梯性不强， 不能全面反映其含量的影响。 试验中需要对原状污染 土进行质量配比制样。 根据土中重金属元素光谱检测结果，采用 ＴＭＴ－１０ 固体重金属离子捕集剂对原状污染土中的金属离子进 行部分去除。 首先量取设计含水量规定的去离子水， 用磁力搅拌机搅拌后再进行光谱检测。 ５ 种不同配比 方案的污染土样重金属元素质量比方案见表 ２。 表 ２ 污染土试样的质量比方案 名称Ｐｂ ２＋ Ｚｎ ２＋ Ｃｄ ２＋ 综合比 试样 １ 试样 ２０．０１％０．１％１％１．０９％ 试样 ３０．０３％０．３％３％３．２３％ 试样 ４０．０５％０．５％５％５．５４％ 试样 ５０．０７％０．７％７％７．６８％ 达到表 ２ 土样配比方案中规定的质量比后，将土 样烘干捣碎过 ２ ｍｍ 筛。 按照每种配比方案称取相应 质量的烘干土和水，按一定量称好的固体成分并混合 均匀。 揉和均匀后，将土样浇捣在标准试模中，２４ ｈ 成型脱膜后放入标准养护室养护以备试验使用。 １．３ 三轴饱和不排水剪切试验（ＣＵ） 三轴饱和不排水剪切对比试验的试样尺寸为直径 ３．９１ ｃｍ，高 ８．０ ｃｍ，进行真空抽气饱和。 在围压为 ５０、 １００、２００ ｋＰａ 条件下进行强度和变形试验。 １．４ 直剪试验（ＣＱ） 试样直径 ６．１８ ｃｍ，高 ２．０ ｃｍ，分别对 ５ 种试样进 行直剪试验。 施加的垂直压力分别为 １００、２００、３００ 和 ４００ ｋＰａ。 １．５ 压缩试验（快速压缩） 所用试样同直剪试验，分别对 ５ 种试样进行室内 压缩对比试验。 施加的垂直压力分别为 ５０、１００、２００、 ３００ 和 ４００ ｋＰａ。 每级荷载的压缩时间为 １ ｈ，然后测 量其压缩量。 ２ 结果与讨论 ２．１ 三轴饱和不排水对比试验结果分析 首先根据试样等向饱和大三轴不排水剪切试验结 果绘制 ３ 种围压作用下的 σ⁃ε 关系曲线，如图 ２ 所示。 从图 ２ 可以看出，在围压不变的情况下，随着土中金属 元素质量比增大，土样峰值强度不断降低，试样 ２、试 样 ３ 峰值强度降低 １０％和 １５％，当金属元素综合质量 比超过 ５％后，峰值强度急剧降低且幅度较大，峰值强 度降低幅度超过 ３０％。 随着围压增大，重金属质量比 小于 ３％时，峰值强度增大较多，重金属质量比大于 ３％时，峰值强度增大较少。 图 ２ 试样的 σ⁃ε 曲线 （ａ） σ３＝５０ ｋＰａ； （ｂ） σ３＝１００ ｋＰａ；（ｃ） σ３＝２００ ｋＰａ ２．２ 直剪试验对比结果分析 根据土样直剪试验结果绘制污染土样的对比曲 线，如图 ３ 所示。 图 ３ 污染土直剪试验的 ｐ⁃τｆ曲线 ６１矿 冶 工 程第 ３４ 卷 从图 ３ 可以看出，试样 １ 在直剪试验中的垂直压 力 ｐ 与抗剪强度 τｆ成正比关系，试样 ２、试样 ３ 的试验 结果基本成正比关系，直剪试验结果 ｐ⁃τｆ曲线基本与 试样 １ 平行，试样 ２、试样 ３ 抗剪强度比一般土分别降 低 ５％和 １０％。 图 ３ 显示，当土中重金属元素的综合 质量比超过 ５％以后，试样 ４、试样 ５ 的 ｐ⁃τｆ曲线形状 不再是正比关系分布，呈不规则曲线形状，且抗剪强度 急剧降低，比一般土分别低 ４５％和 ５５％。 ２．３ 压缩试验对比结果分析 根据土样快速压缩试验结果绘制污染土样的 ｅ⁃ｐ 对比曲线（ｅ 为孔隙比），如图 ４ 所示。 从图 ４ 可以看 出，在不同的荷载作用下，试样 ２～４ 压缩速率与压缩量 均大于一般土，尤其在荷载增大的情况下更为明显。 图 ４ 显示 ５ 种试样土的压缩速率与压缩量呈递增趋势，随 着重金属污染元素综合质量比增大而增大，土中重金属 综合质量比越高压缩性表现得越明显。 可见，污染土重 金属元素含量大小对土体压缩性影响很大。 图 ４ 污染土的 ｅ⁃ｐ 曲线 ３ 污染土的应力⁃应变关系 ３．１ 初始函数的确定 分析重金属污染土的试验曲线可以发现［３－５］，在 施加荷载时表现出的错位滑移是主要的塑性变形［６］， 并且随着应力水平增加，应变也越来越大［５］，最终一 直到出现塑性流动。 其应力水平、应力增量与塑性应 变增量大致成正比，即 ｄεｐ ｉｊ∝ （σｉｊ，ｄσｉｊ） （１） 考虑到试验过程中应力水平提高对塑性变形的影 响，根据 Ｍａｓｔｓｕｏｋａ⁃Ｎａｋａｉ 准则建立一个应力状态函 数［６，８］，该应力状态函数随应力水平的提高而增加，应 力状态函数为 Ｆ ＝－ ０．５（Ｉ１Ｉ２／ Ｉ３＋ ９）（２） 式中 Ｉ１为应力张量的第一不变量；Ｉ１ ＝ σ １ ＋σ ２ ＋σ ３；Ｉ２ 为应力张量的第二不变量，Ｉ２＝－（σ１σ２ ＋σ ２σ３ ＋σ ３σ１）； Ｉ３为应力张量的第三不变量，Ｉ３ ＝σ １σ２σ３。 对于常规三轴固结试验σ２ ＝σ ３，则有 Ｆ ＝ （σ１／ σ３ ＋ σ ３／ σ１） － ２ （３） 对于产生塑性体积应变，采用 Ｍｉｓｅ 相关联流动法 则［８－９］，其塑性变形与应力的关系具体形式为 ｄεｐ ｉｊ ＝ Ａ－１ Ｆｄσｉｊ（４） 式（４）可变为 Ａ －１ ＝ ｄεｐ ｉｊ／ （Ｆｄσｉｊ） （５） 根据常规三轴固结试验的最大塑性变形和最大主 应力有 Ａ －１ ＝ ｄεｐ ｉｊ／ （Ｆｄσｉｊ） ＝ Δε ｐ １／ （ＦΔσ１） （６） ３．２ Ａ 参数的确定 Ａ 参数由重金属污染土的 σ⁃ε 曲线（图 ２）确定， 轴向方向的弹性应变增量由 Δεｅ １＝ Δσ１／ Ｅ 计算得到， 塑性应变增量由 Δεｐ １＝Δε１ －Δε ｅ １计算得到，弹性模量 Ｅ 取试验曲线的初始切线模量，可以得到σ３为 １００、２００ 和 ３００ ｋＰａ 时，对应的弹性模量 Ｅ 为 １０６、１１３ 和 １３６ ＭＰａ。 根据上述数据计算 σ１／ σ３和 Ａ －１ ，经回归分析 σ１／ σ３和 Ａ －１ 可知，两者的关系需要采用乘幂型曲线才 能较好地拟合，通过计算并拟合得出 σ１／ σ３和 Ａ －１ 的 关系曲线，见图 ５。 图 ５ σ１／ σ３～ Ａ －１ 关系曲线 （ａ） σ３＝１００ ｋＰａ； （ｂ） σ３＝２００ ｋＰａ；（ｃ） σ３＝３００ ｋＰａ ７１第 ５ 期程 峰等 重金属质量比对污染土土工性能的影响研究 ３．３ 污染土的本构关系 经过对上述计算的结果绘制的 σ１／ σ３～Ａ －１ 关系曲 线分析可得 σ１／ σ３与 Ａ －１ 的关系为乘幂型关系，即 Ａ －１ ＝ ａ （σ１／ σ３） ｂ （７） 其中 ａ、ｂ 可由试验得到，为试验常数。 把式（７）代入 到式（４）并整理得 ｄεｐ １ ＝ ａ （σ１／ σ３）ｂ［（σ１／ σ３＋ σ３／ σ１） － ２］ｄσ１ （８） 式（８）即为重金属污染土的本构关系。 由于本构关系 的参数 ａ、ｂ 可由试验结果获得，因此该本构关系在描 述污染土的应力⁃应变关系方面具有一定优越性。 ４ 结 论 １） 污染土中重金属质量比影响土体峰值强度，随 着重金属质量比提高，土体峰值强度不断降低，当质量 比小于 ３％时，污染土峰值强度降低 １０％ ～１５％，当质 量比大于 ５％时，污染土峰值强度降低 ４０％～５０％。 ２） 围压变化对污染土峰值强度影响显著，随围压 增加均有不同幅度变化，重金属质量比小于 ３％时，峰 值强度增大较多，重金属质量比大于 ３％时，峰值强度 增大较少。 并且在围压作用下污染土的应力⁃应变曲 线一般为加工软化型，当围压增加到 ３００ ｋＰａ 时，综合 质量比超过 ５％的污染土变为加工硬化曲线。 ３） 对 ５ 种不同质量比配方的污染土试样的直剪 试验表明，一般土与质量比小于 ３％土样的 ｐ⁃τｆ曲线 基本平行，抗剪强度 τｆ与垂直压力 ｐ 成正比，污染土 的抗剪强度比一般土略有降低，降低幅度为 ５％～１０％ 左右；质量比大于 ５％土样的 ｐ⁃τｆ曲线表现为不规则， 抗剪强度 τｆ与垂直压力 ｐ 关系较为复杂，污染土的抗 剪强度比一般土大幅度降低，抗剪强度降低 ４５％ ～ ５５％左右。 ４） 压缩试验结果表明，重金属污染土与一般土的 压缩量差别较大，当重金属综合质量比超过 ５％时，对 压缩性的影响尤为显著。 ５） 根据 Ｍａｓｔｓｕｏｋａ⁃Ｎａｋａｉ 准则与 Ｍｉｓｅ 流动法则建 立了污染土的本构关系，并通过三轴试验结果的 σ⁃ε 曲线获得了参数，经验证该模型在描述污染土的应力⁃ 应变关系方面具有一定的优越性。 参考文献 ［１］ 朱春鹏，刘汉龙． 污染土的工程性质研究进展［Ｊ］． 岩土力学， ２００７，２８（３）６２５－６２９． ［２］ 张学言，闫澍旺． 岩土塑性力学基础［Ｍ］． 天津天津大学出版 社，２００６． ［３］ 程 峰，王星华，莫时雄． 基于偏最小二乘法的土壤重金属污染迁 移特性研究［Ｊ］． 矿业研究与开发，２０１３，３３（２）７２－７６． ［４］ Ｍｕｉｒ Ｄ Ｗｏｏｄ， Ｂｅｌｋｈｅｉａｓｒ Ｋ， Ｌｉｕ Ｄ Ｆ． Ｓｔｒａｉｎ ｓｏｆｔｅｎｉｎｇ ａｎｄ ｓｔａｔｅ ｐａ⁃ ｒａｍｅｔｅｒ ｆｏｒ ｓａｎｄ ｍｏｄｅｌｉｎｇ［Ｊ］． Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅ， １９９４， ４４（２）３３５－３３６． ［５］ 陈 蕾，刘松玉，杜延军，等． 水泥固化含铅染土无侧限抗压强度 预测方法［Ｊ］． 东南大学学报，２０１０，４０（３）６０９－６１３． ［６］ 刘汉龙，秦红玉，高玉峰，等． 粗粒料强度和变形的大型三轴试验 研究［Ｊ］． 岩土力学，２００４，２５（１０）１５７５－１５８０． ［７］ Ａｌｏｎｓｏ Ｅ Ｅ，Ｏｒｔｅｇａ Ｉｔｕｒｒａｌｄｅ Ｅ Ｆ， Ｒｏｍｅｒｏ Ｅ Ｅ． Ｄｉｌａｔａｎｃｙ ｏｆ ｃｏａｒｓｅ ｇｒａｎｕｌａｒ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ［Ｊ］． Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ Ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ Ｓｏｉｌ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ， ２００７，１１２１１９－１３５． ［８］ Ｖａｔｓａｌａ Ａ，Ｎｏｖａ Ｒ，Ｓｒｉｎｉｖａｓａ Ｍｕｒｔｈｙ Ｂ Ｒ． Ｅｌａｓｔｏｐｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｅｍｅｎｔｅｄ ｓｏｉｌｓ［ Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｇｅｏｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ Ｅｎｇｉｎｅｒｉｎｇ， ２００１，１２７（８）６７９－６８７． ［９］ 孙海忠，黄茂松． 考虑粗粒土应变软化特性和剪胀性的本构模型 ［Ｊ］． 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