珠海海相軟土次固結變形特性及其系數(shù)取值研究

劉維正，李天雄，徐冉冉，葛孟源

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙410075；2.高速鐵路建造技術國家工程研究中心，湖南 長沙410075；3.珠海交通集團有限公司，廣東 珠海519000)

我國沿海、沿江地區(qū)是高速交通工程密集建設區(qū)，且分布有大量深厚淤泥和淤泥質黏土等軟土。軟土通常表現(xiàn)出含水率高、孔隙比大、剪切強度低、壓縮性高及結構性強等特點[1]，同時還表現(xiàn)出明顯的次固結特性。珠海濱海相軟土占陸地總面積的50%～60%，厚度在8～40 m之間，最厚達67.4 m，次固結特性十分突出，工后變形持續(xù)發(fā)展，對投入運營的基礎設施帶來不少安全隱患[2]。因此，探明區(qū)域性軟土的次固結特性，構建次固結系數(shù)與常規(guī)物理力學參數(shù)指標的實用經(jīng)驗關系，對該地區(qū)工后沉降預測和控制有非常重要的意義。近年來，學者們針對軟土次固結特性展開了一系列的研究，目前研究主要從以下幾個方面展開。1)軟土次固結變形規(guī)律及影響因素分析。對于天津軟土次固結特性，雷華陽等[3]通過試驗發(fā)現(xiàn)隨著試樣尺寸的增大，次固結系數(shù)也在增大；劉景錦[4]通過單項固結壓縮試驗研究了真空預壓對軟土次固結系數(shù)的影響；肖廣平[5]認為土體次固結系數(shù)隨荷載變化的峰值出現(xiàn)在2倍結構屈服應力處。對于上海、江蘇等長三角軟土也有相關研究，秦愛芳等[6]研究了長江口軟土次固結系數(shù)隨荷載增大的整體變化趨勢；楊亮等[7]對比發(fā)現(xiàn)長江口軟土次固結系數(shù)高于典型上海軟土次固結系數(shù)；王婧[8]對珠海軟土試驗研究認為軟土次固結特征和深度無明顯相關性。2)軟土次固結變形計算方法研究。DOB等[9]通過類比軟土蠕變模型和循環(huán)蠕變之間的關系，優(yōu)化了軟土次固結的沉降計算方法；AZAD SAHIB等[10]利用等效時間法建立三維彈塑性模型來計算軟土的次固結沉降；HU等[11]基于Bjerrum蠕變圖和次固結系數(shù)的切線斜率定義，建立了超固結土次固結系數(shù)的時間增長模型；LIU等[12]考慮次固結和溫度2個條件建立了一維非線性固結控制方程。綜上，對軟土次固結的研究多集中在上海和天津等地，對于珠三角地區(qū)，尤其珠海軟土次固結研究相對較少。因此，本文通過獲取珠海地區(qū)不同深度的軟土原狀樣，開展一維次固結壓縮試驗，探究不同應力水平、超固結比和加荷比對次固結系數(shù)的影響規(guī)律，并對比沿海地區(qū)軟土次固結系數(shù)變化規(guī)律，建立珠海軟土次固結系數(shù)與常規(guī)物理力學指標的經(jīng)驗關系。

1 試驗土樣與試驗方案

1.1 試樣的基本性質

試驗土樣取自珠海橫琴杧洲隧道工程，采用薄壁取土器獲得5個不同深度的土樣，并對土樣蠟封后裝入防震箱進行保護，以減少對軟土的擾動。在室內(nèi)進行土樣基本物理參數(shù)測量，結果見表1。各土樣天然含水率均超過土體的液限，且土體塑性指數(shù)均在30左右，土體處于流塑狀態(tài)。

室內(nèi)取土制樣及固結試驗儀如圖1所示。固結壓縮試驗和一維次固結試驗通過環(huán)刀取土，試樣直徑61.8 mm，高度20 mm，采用圖1(d)杠桿固結儀進行固結。每個深度取7個土樣，其中5個土樣進行次固結試驗，其余2個進行壓縮試驗，壓縮試驗e-logσv曲線如圖2。

圖1 試驗過程Fig.1 Experimental process diagram

圖2 壓縮e-logσv曲線Fig.2 Compressed e-logσv graph

1.2 試驗方案

為了給實際工程中不同規(guī)模土建結構以及在卸載后的地基上二次建設時的次固結沉降規(guī)律以及計算提供試驗參考，每組試樣進行如表2的次固結試驗。每個深度土樣進行5次試驗，分別為加荷比為1.0，1.5和2.0的次固結試驗，超固結比為4.0和8.0的次固結試驗。不同加荷比試驗從12.5 kPa開始加載，每級加載7 d。不同超固結比實驗分級加載到400 kPa(800 kPa)，完成預壓后卸載至0 kPa，待沉降穩(wěn)定后分級加載，其中每級荷載的周期仍為7 d。試驗中精讀過程量。

表2 軟土壓縮與次固結試驗方案Table 2 Scheme of soft soil compression and secondary consolidation experiment

2 試驗結果及分析

2.1 一維次固結時程曲線特征分析

根據(jù)室內(nèi)原狀軟土次固結試驗，得到各個深度對應的e-lgt曲線。8.5～9.0 m深度土樣次固結試驗結果如圖3所示。

從圖3的曲線中可以知道該深度土樣的固結曲線均呈反S形。曲線后半段切線與曲線反彎點切線的交點對應著主固結和次固結的分界點。在此之前為主固結階段，分界點之后為次固結階段，這一過程主要是土體顆粒骨架在有效應力的作用下產(chǎn)生的壓縮變形。

3種不同加荷比的次固結試驗中，同一加荷比條件下每級荷載產(chǎn)生的孔隙比變化相近。加荷比1.0，1.5和2.0的孔隙比變化范圍分別在0.14～0.19，0.19～0.24和0.24～0.28，這也表明加荷比越大，孔隙比變化越大。超固結比試驗中預壓卸荷后的第1次的加載孔隙比變化較大，這說明卸荷回彈部分土體的剛性較低，再次加載產(chǎn)生的變形量較大。

不同加荷比、超固結比的試驗中土樣各自累計次固結變形量占各自總的固結變形量的比例分別為0.246，0.226，0.204，0.210和0.191。這表明次固結在整個固結壓縮過程中不可忽略，對實際工程而言，需要注意次固結對建筑物后期沉降的影響。

2.2 固結壓力σv對次固結系數(shù)Cα的影響

圖4為一維次固結試驗得到的典型e-lgt曲線，這個曲線反映了軟土在荷載作用下的壓縮變形過程。壓縮過程分為主固結和次固結兩部分，根據(jù)Casagrande作圖法，次固結部分軟土的變形和時間對數(shù)基本呈線性關系，次固結系數(shù)Ca計算式如下：

式中：Δe為次固結壓縮階段的孔隙比變化；t1為主固結完成時刻，通過作圖法確定；t2為壓縮終點時刻。

根據(jù)Casagrande作圖法，得到各個深度土樣在不同條件下的次固結系數(shù)，并以此為依據(jù)探究固結壓力σv對次固結系數(shù)Cα的影響，匯總得到圖5。

由圖5可知，土體次固結系數(shù)總體在0.013～0.025之間。各深度土樣次固結系數(shù)與壓力σv的關系可分為2段：第1段隨著壓力的增大，次固結系數(shù)首先呈現(xiàn)上升的趨勢，并在一定壓力下達到峰值；第2段隨著壓力的增大，次固結系數(shù)減小，最后趨于穩(wěn)定。各土層在壓力為200 kPa左右時，次固結系數(shù)達到峰值。

圖5 次固結系數(shù)與壓力σv關系曲線Fig.5 Relation curves between secondary consolidation coefficient and pressureσv

結合前人研究土體次固結系數(shù)變化主要由2個方面原因造成：第一，土體受到外荷載的作用土骨架原來的結構受到破壞，土體承載能力降低；第二，土體被壓縮后土體顆粒排列更密實，抵抗變形能力提高。在分級加載初期即應力較低的情況下，土體骨架強度低，此時土骨架破壞占主導，外力作用下顆粒之間的膠結力被破壞，在荷載作用下孔隙比變化率較大，次固結系數(shù)升高。隨著應力增大逐漸超過臨界值后，土體顆粒的結構雖然仍有破壞，但這時的土體孔隙比較小，土體顆粒排列緊密，土體剛度提升，土體抵抗變形的能力加大，次固結系數(shù)減小并達到相對穩(wěn)定。

2.3 超固結比對次固結系數(shù)Cα的影響

超固結比是指土體歷史上所受到的最大固結壓力與現(xiàn)存固結壓力的比值，通常用OCR來表示，不同超固結比會對土體結構產(chǎn)生影響。此次室內(nèi)原狀試驗進行了不同超固結比情況下的次固結試驗，以此探究超固結比對次固結系數(shù)Cα的影響。根據(jù)最大預壓荷載400 kPa和800 kPa做不同預壓荷載下的次固結系數(shù)隨荷載的變化圖。

從圖6可以發(fā)現(xiàn)前期預壓荷載400 kPa時次固結系數(shù)整體分布在0.004～0.020之間；前期預壓荷載800 kPa時，次固結系數(shù)整體分布在0.003～0.011之間。這說明預壓荷載越大，次固結系數(shù)降低的程度越大。同時，2種不同預壓荷載下的次固結試驗都表現(xiàn)出隨著荷載增大，次固結系數(shù)不斷增大的特點，并且隨著加載的進行，次固結系數(shù)不斷向正常固結條件下的穩(wěn)定值靠近。

圖6 不同預壓條件下次固結系數(shù)與荷載關系曲線Fig.6 Relationship curves between the secondary consolidation coefficient and the load under different preloading conditions

圖7為不同超固結比條件下的次固結系數(shù)變化圖，隨著超固結比的增大，次固結系數(shù)都在減小。通過對土體預先施加荷載，土體孔隙率下降，土體中水和氣體被擠出，土體承載力更多依靠土體自身骨架的作用，土體中顆粒之間的接觸更加緊密，在擠壓等條件下，土體顆粒達到一個相對穩(wěn)定狀態(tài)，土體剛度增大。卸載后，土體結構雖然有回彈，但相比預壓前，土體孔隙率仍有大幅度的降低，土顆粒間的排列也更為緊密。在之后的加載中，因土體剛度的提高，土體的主次固結都有下降。預壓荷載越大，土體壓縮越密實，卸載后再次加載時，土體產(chǎn)生的次固結減小，有利于降低土體的次固結變形。

圖7 次固結系數(shù)與超固結比關系曲線Fig.7 Relation curves between secondary consolidation coefficient and over-consolidation ratio

這一現(xiàn)象在實際工程中具有很強的實用價值。通過對軟弱地層設置排水板、排水豎井后采用堆載等方法加載預壓，該過程完成了對軟弱地層的排水預壓，卸載后可以降低土體的次固結系數(shù)，由此降低地基的工后沉降。該過程中的超固結比越大，效果越明顯。

2.4 不同加荷比對軟土次固結的影響

圖8為6.5～7.0 m深度土樣在不同加荷比條件下隨時間的應變曲線。圖中3種不同加荷比試驗第1次加載均為12.5 kPa，每級加載時間均為7 d。加荷比1.0和1.5的土樣最終加載為200 kPa，加荷比2.0的土樣最終加載為112.5 kPa。從圖8中可以看出，每次加載時，在加載初期都有很大的瞬時沉降，在完成瞬時沉降之后的時間里產(chǎn)生總的沉降量較小，并且隨著時間的增長，沉降會逐漸減小并趨于穩(wěn)定。

圖8 加荷比對軟土變形的影響Fig.8 Influence of load ratio on soft soil deformation

對比加荷比1.0和1.5的最終應變發(fā)現(xiàn)，二者在最終加載都為200 kPa時，產(chǎn)生的最終應變均在0.240左右，這說明軟土在最終荷載相同時，加荷比對軟土的最終沉降量影響相對較小。對比相同時間段的應變發(fā)現(xiàn)，分級荷載越大時，產(chǎn)生的應變也隨之增大。對于相同初始條件下，軟土的加荷比越大，沉降越大，對變形影響也越大。

2.5 沿海地區(qū)軟土次固結系數(shù)對比

通過查閱相關資料得到上海、天津、深圳和廣州地區(qū)相同荷載條件下軟土次固結系數(shù)平均值[7,13-15]，將數(shù)據(jù)與本文得到的珠海地區(qū)的軟土次固結系數(shù)進行數(shù)值對比分析，見表3。

表3 不同地區(qū)軟土次固結系數(shù)均值對比Table 3 Comparison of mean values of Cαfor soft soils in different areas

由表3數(shù)據(jù)可知沿海各地軟土具有相似的性質。隨著荷載的增大，軟土次固結系數(shù)都是先增大，到達峰值之后，隨著荷載的增大，次固結系數(shù)下降。

深圳、珠海、廣州3地軟土次固結系數(shù)的峰值大致都處在100～200 kPa之間。其中，珠海次固結系數(shù)的峰值更靠近200 kPa，深圳和廣州次固結系數(shù)的峰值更靠近100 kPa。

珠江三角洲地區(qū)深圳、珠海和廣州3地次固結系數(shù)在0.015～0.020之間；上海地區(qū)次固結系數(shù)在0.010～0.015之間；天津地區(qū)次固結系數(shù)最小，在0.005～0.008之間。珠三角、長三角和天津地區(qū)的軟土次固結系數(shù)依次在減小。珠三角、長三角和天津地區(qū)的含水率均值分別為73%，44%和40.3%，3地中含水率的整體呈減小趨勢。珠三角地區(qū)軟土的高含水率意味該地承受主要荷載的土顆粒含量相對較小，受到荷載作用后在次固結階段土體顆粒向緊密排列的變化程度越大，產(chǎn)生的孔隙比變化也越大。以上表明珠三角地區(qū)軟土耐壓縮性能最低，土建工程中需要著重注意珠三角地區(qū)軟土較高的次固結性。

3 次固結系數(shù)Cα的經(jīng)驗公式

實際工程中次固結系數(shù)存在測試不方便的問題，往往需要現(xiàn)場取土轉去試驗室做相關試驗，同時次固結試驗的時間周期較長，這些都在很大程度上影響著次固結系數(shù)Cα數(shù)據(jù)的獲取。本文從土體相對容易得到的系列數(shù)據(jù)出發(fā)，探究它們與次固結系數(shù)的關系。

3.1 壓縮指數(shù)C c與次固結系數(shù)Cα的關系

次固結系數(shù)Cα與壓縮指數(shù)Cc都反映了土體壓縮變形的性質，其中次固結系數(shù)Cα反映土體次固結階段的壓縮性能，壓縮指數(shù)Cc主要反映土體主固結階段性質，壓縮指數(shù)Cc計算式如下：

式中：P1和P2為e-logP曲線中直線段起始點和終點對應的壓強，Δe為P1和P2對應的孔隙比變化。

對于同一土體而言，壓縮指數(shù)Cc和次固結系數(shù)Cα在數(shù)值上存在一定的規(guī)律。圖9展示了本試驗土體次固結系數(shù)Cα與壓縮指數(shù)Cc相關數(shù)值，同時參考深圳[14]和廣州[15]軟土次固結的研究，對3地軟土次固結特性做出對比。由圖9知3個地區(qū)Cα與Cc均表現(xiàn)出線性相關的關系，廣州、珠海和深圳3個地區(qū)Cα與Cc的比值分別在0.033 8，0.028 2和0.025 1左右。這與MESRI等[16]總結的土體Cα/Cc的比值在0.025～0.10之間一致。

圖9 次固結系數(shù)Cα與壓縮指數(shù)C c關系Fig.9 Relationship between Cαand C c

3.2 含水率w與次固結系數(shù)Cα的經(jīng)驗公式

結合珠海地區(qū)相關論文[8]，土體含水率w與次固結系數(shù)Cα關系如圖10所示。圖中二者呈線性相關關系，擬合得到的經(jīng)驗公式為：Cα=0.000 2w+0.002 3。軟土含水率越高，土體顆粒間的自由水越多，隨著自由水的增多，在一定程度上弱化了土體顆粒的骨架作用。當荷載作用在土體上時，土體發(fā)生變形，孔隙水被排出，原來被排出孔隙水所承擔的力轉移給了土體骨架，這也加大了土體的變形。因此，含水率越高的軟土產(chǎn)生的次固結變形越大，對應的軟土次固結系數(shù)也越大。

圖10 珠海軟土含水率w與次固結系數(shù)Cα關系Fig.10 Relationship between the water content w of Zhuhai soft soil and the secondary consolidation coefficient Cα

3.3 塑性指數(shù)I P與次固結系數(shù)Cα的經(jīng)驗公式

圖11為土體塑性指數(shù)和次固結系數(shù)之間的數(shù)值關系，從圖中可以提看出二者線性相關。同時土體的塑性指數(shù)分布在29～34之間，這也表明珠海地區(qū)軟土塑性指數(shù)較高，土體顆粒較小。通過擬合，珠海地區(qū)軟土次固結系數(shù)可以由塑性指數(shù)表示為：Cα=0.001 2IP?0.021 2。

圖11 土體塑性指數(shù)I P與次固結系數(shù)Cα關系Fig.11 Relationship between soil plasticity index I P and secondary consolidation coefficient Cα

塑性指數(shù)是衡量黏性土體物理性質的一個重要參數(shù)，它很好地反映了土體的物質組成。當塑性指數(shù)越高時，細顆粒土的含量越大，顆粒對應的比表面積也越大，細顆粒間有更厚的結合水膜，因此在持續(xù)荷載的作用下，軟土會有更大的蠕變，對應的次固結系數(shù)也越大。

4 結論

1)對不同深度的土樣進行次固結試驗，對應的e-lg t曲線呈反S型，其中次固結變形量占整個固結變形量的1/4，在整個壓縮過程中不可忽略，且珠海地區(qū)相比長三角和天津地區(qū)有更明顯的次固結特性。

2)軟土次固結系數(shù)與壓力的關系可分為2個階段。隨著壓力的增大，次固結系數(shù)先增加；在壓力為200 kPa左右時，次固結系數(shù)到達峰值，之后隨壓力的增大，次固結系數(shù)逐漸減小，最后趨于穩(wěn)定。

3)軟土預壓后，次固結系數(shù)在減小，隨著后期繼續(xù)加載，次固結系數(shù)接近正常次固結系數(shù)穩(wěn)定值。軟土的次固結系數(shù)隨著超固結比的增大而減小，且減小的程度也隨超固結比增大而增大，可利用這一原理對地基進行超載預壓，以減小工程的后期沉降量。

4)軟土在相同初始條件下，加荷比越大，沉降量越大，對軟土變形影響越大。當土體受到的最終荷載相同時，加荷比對土體的最終沉降量影響較小。

5)結合本文及相關文獻數(shù)據(jù)建立了軟土次固結系數(shù)Cα與壓縮指數(shù)Cc，含水率w，土體塑性指數(shù)IP之間的經(jīng)驗公式，可根據(jù)經(jīng)驗公式為軟基處理初步設計次固結參數(shù)選取提供參考依據(jù)。