高饱和度地基土经强夯法处理后，在建筑物荷载下夯后土的变形大部分被消除，土的强度是地基稳定性的控制因素。但许多工程由于工期紧，夯后往往立即检测地基土，结果导致现场测得的指标值偏低。目前，对夯后高饱和度地基土的质量检测大都凭现场技术人员经验而定，规范亟待完善。实际上，夯后高饱和度地基土是击实非饱和土，传统的饱和土力学理论已不能满足夯后地基土强度和变形特性的研究要求，非饱和土力学理论的发展为研究高饱和度夯后地基土的工程特性提供了理论依据。夯后高饱和度地基土的工程特性和本构模型的研究，是解决评价和预测夯后地基土承载力等地基稳定性问题的关键。 以现代土质学、非饱和土力学理论为指导，将土的微观结构特性与宏观力学行为有机结合起来，研究强夯后高饱和度地基土的强度和变形特性，建立高饱和度地基土的本构模型，国内外尚未见相关文献报导，这是本论文的创新之处。论文以石家庄市世纪花园Ⅱ期工程为例，通过大量翔实的室内试验资料分析，获得以下主要成果。 (1) 世纪花园地基土是在弱偏碱性介质环境下形成的冲洪积沉积。从其矿物成分、颗分试验及物理力学指标来看，它应归属于粉土，但由于土中的粘粒含量较高，且粒间充填集聚体，土的离子交换容量较大，交换阳离子以高价钙离子为主，故其仍表现出粉质粘土的工程特性。 (2) 通过室内微观结构研究和颗分试验，首次发现强夯后地基土具有细化现象。扫描电镜下观察土中较大颗粒的碎屑长石，强夯后颗粒边缘出现破碎；对比强夯前后同一层位、同一位置的土样，夯后土颗粒粒径有细化现象。这可能与世纪花园地基土主要为颗粒接触有关。 (3) 首次从微结构角度解释了强夯时地基土的变形破坏机理。世纪花园高饱和度地基土由于存在粘粒及集聚体，强夯后使土的渗透性变差，超孔隙压力难以快速消散，致使土发生变形破坏。但夯后由于土颗粒表面的结合水膜厚度薄，粒间斥力小，强度恢复较快，因而又表现出较好的触变性。 (4) 粒度分布和孔隙分布的研究表明，世纪花园地基土具有分形分布特征。夯前土的粒度分布表现为双峰，分维值较大，平均为2.51；而夯后土的粒度分布表现为单峰，其分维值变小，平均值为2.39。在不同孔径范围内，孔隙表面分维变化规律不同。大孔隙区孔隙分维值变小；而小孔隙区孔隙分维值则变大。分维值的大小反映了土体工程性质的好坏。因此，分形理论是研究非饱和土特性的有效手段。 (5) 通过对世纪花园地基土强夯前后各物理力学指标的一元线性回归分析，表明夯后地基土层各物理力学指标间的相关性较好。这是由于强夯后地基土的均匀性变好，因而各指标的离散性变小。而夯前土层各物理力学指标之间的相关性较差，指标之间的离散性较大，则与地基土的沉积环境为冲洪积环境，造成土层在垂向上和平面上的不均匀性有关。 (6) 控制吸力条件下非饱和击实粉土的三轴剪切试验结果表明，基质吸力对非饱和土的强度特性有重要影响，随吸力增加土的抗剪强度增加。不同围压条件下，随吸力增加，有效内聚力 C’呈线性增加，而有效内摩擦角巾’则呈线性减小。在试验吸力范围内，有效内聚力C’受吸力的影响比有效内摩擦角小’更明显，且测试的非饱和土破坏包线并非平面，它随净平均应力和吸力的增高呈收敛状。说明对试验的高饱和度击实粉土，当围压较高时，吸力对强度的影响不再明显，此时围压将起主导作用。中’随吸力的减小及强度包线呈收敛状的变化规律，也是本论文获得的新认识之一。 （6）控制吸力的三轴剪切试验和各向等压固结试验的结果表明，体变特性表现为固结过程中的体变较剪切的体变大。而试样的含水量变化则与土的初始饱和度有关，初始饱和度较高，试样在团结和剪切过程中均排水，而初始饱和度较低时，试样受压后可能排水，也有可能吸水。由各向等压固结试验和由三轴剪切试验资料推算的V～lgp曲线均具有双线性，据此可以确定试样的屈服应力，从而确定试样的屈服面。在围压比较低时，屈服应力和初始刚度的大小均与土样的初始饱和度有关，初始饱和度越低，则屈服应力和初始刚度越大。当围压较高时，初始饱和度对屈服应力和初始刚度的影响变小。 （8）采用两个独立的应力变量——超过孔隙气压力的净应力和吸力，文中建立了高饱和度夯实土三屈服面弹塑性本构模型。模型可以解释由土的吸力引起的刚度变化，再现应力和吸力转换的不可逆的应力应变关系，提供由吸力变化而引起的土的刚度变化相联系的塑性变形。对试验土的应力应变及体变特性的数值模拟表明，预测的本构关系总体趋势还是令人满意的，建立的模型是有效的。模型以十二个参数为特征，它比临界状态模型参数多七个，这额外的七个参数解释了与非饱和土特性有关的现象。模型中提出的三屈服面LC、SI、SS分别由硬化参数塑性体应变、P。（S）和塑性剪应变来控制。为使用简单，模型未考虑初始饱和度对非饱和夯实土特性的影响，且仍采用相关联的流动法则。但由于剪胀效应，塑性应变增量的方向难以保持，预测剪切期间的体变有一定的误差。因而?