雷华阳，仇王维，丁小冬，李 宾

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072)

人工结构性土的次固结特性研究

雷华阳1,2，仇王维1，丁小冬1，李 宾1

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072)

盾构施工过程中会对周围土体产生剪切扰动，破坏土体的结构性，结构性越强的土，其受扰动作用的影响就越明显．本文通过配制不同水泥掺量来模拟土体结构性的强弱，并进行分级加载的次固结试验．试验结果表明：压缩指数随着水泥掺量的增加而减小，水泥掺量较大时，压缩指数与水泥掺量较小时相比明显减小；结构屈服应力随着水泥掺量的增加而增大；本文所提出的次固结系数公式的计算值与试验值较为吻合，说明本文建立的考虑土体结构性的次固结系数计算模型具有一定的合理性，可为工程实践中次固结沉降的预测提供一定的理论指导．

结构性；水泥；人工土样；次固结系数；计算模型

土的结构性是指土体颗粒和孔隙的性状、排列方式及颗粒间的相互作用，土的结构性与土体的形成过程有关，是颗粒不断调整不断团聚的过程[1]．近年来随着城市盾构隧道建设的快速发展，由于土层和周围环境条件的复杂性，盾构掘进过程中会不可避免地引起周围土体的扰动，使得土体的应力状态发生变化．一般来说结构性越强的软黏土，土体的扰动及其工后长期沉降变形对周围环境产生的影响就越强．且施工扰动下的地层变形和破坏规律是灾害机制研究的基础，因而加强对盾构施工过程中扰动土层的结构性研究显得日益迫切．

目前关于土体结构性对其工后长期变形的影响，国内外学者主要采用重塑土和原状土进行一系列研究，多考虑荷载条件、加载比及加载时间等影响因素．如Mesri等[2]经相关研究指出，结构性软土的次固结系数与应力水平、时间都有密切的关系．张斗斗等[3]采用天津地区软黏土开展了大量的室内次固结试验研究，分析了次固结系数和率敏感参数的关系．邵光辉等[4]基于一维固结试验研究，认为对于结构性土，次固结不仅在超固结状态时与荷载有关，在土体结构破坏时也与荷载有关．冯志刚等[5]通过室内软土固结试验研究，提出了一个新的次固结系数公式，该公式的亮点是考虑了固结压力的影响．曾玲玲等[6]采用连云港地区海积软土及其重塑样开展了一系列室内固结试验研究，建立了考虑土体结构性的变形计算模型．张先伟等[7]对青岛、漳州的重塑土和原状软土做了一系列室内次固结试验研究，认为软土次固结变形受其结构性的影响，可以根据不同固结压力下土样结构的破损情况来作出解释．

综上所述，现有的研究在分析土体的结构性对次固结特性的影响时，主要集中在应力水平和时间因素两个方面．但是却很少对结构性强弱不同的扰动土样进行对比试验，以研究土体次固结特性受结构性强弱的影响．

因此，本文利用在重塑土样中掺入不同含量的水泥来模拟土体颗粒间的联结作用及其结构性的强弱，建立考虑土体受扰动后结构性变化特点的次固结系数计算模型．

1 试验方案

试验所用土样取自天津滨海地区典型土层，其相关的物理性能指标见表1．

表1 土的物理性能指标Tab.1 Physical properties of soil

配制人工结构性土时，详细操作过程[8-9]如下．

(1) 烘干原状土样并碾碎，继而过0.5,mm筛，获得配料土；

(2) 配制人工样时，含水率和密度与原状土样相同，环刀的体积为60,cm3，则计算出料土加水泥的总质量为100.12,g，水的质量为21.8,g，配制4种不同水泥掺量的人工结构性土，水泥掺量的质量分别为0,g、3,g、5,g、8,g，换算成百分数分别为0、2.46%,、4.01%,、6.56%,．

(3) 首先把水泥和料土混合均匀，然后加水拌均匀，最后把所制土样封闭静置24,h备用，从而获得符合试验目的的待用土样．

试验仪器采用南京土壤仪器厂生产的WG型单杠杆高压固结仪，试验过程中每级荷载下电脑采集24,h后再人工记录24,h，详细试验方案见表2．

表2 试验方案Tab.2 Design of test

试验方案中通过不同的水泥掺量来模拟土体结构性的强弱，并进行分级加载的次固结试验．

2 试验结果分析

2.1 应变-时间关系曲线

由图1可知，在各级荷载作用下，土样的初始变形较大，伴随时间的变化，变形逐渐减小；伴随水泥掺量的增加，各级荷载作用下土样的变形渐趋变小；当水泥掺入量达到8,g时，土样的变形明显减小，这主要是因为随着水泥掺量的增加，水化作用显著，土样颗粒间的联结作用明显增强．

图1 不同水泥掺量土样的应变-时间曲线Fig.1Strain-time curve of soil samples under different cement contents

2.2 压缩特性

不同水泥掺量土样的e-lg,p关系曲线见图2．

由图2可知，重塑样的e-lg,p曲线近似为一直线，其原因是重塑样的结构性基本丧失，与结构性土的典型3阶段压缩曲线[10]相比，只有第3阶段，变形主要由颗粒间的滑移引起；当水泥掺量较小(3,g、5,g)时，土样的压缩曲线与原状样较为相似，荷载较小时，e-lg,p曲线呈非线性，当荷载大于某值时，近似为线性；随着水泥掺量的增加，当达到8,g时，e-lg,p曲线近似为两段直线，荷载较小时，直线的斜率较小，土样的变形主要为弹性变形，荷载大于某值时，直线的斜率突然增大，其原因主要是颗粒间的联结受到破坏，颗粒间的滑移引起土样的变形．

图2 不同水泥掺量土样的e-lg,p关系曲线Fig.2 e-lg,p curve of soil samples under different cement contents

不同水泥掺量下土样进入重塑阶段的压缩指数见表3.

表3 不同水泥掺量土样的压缩指数Tab.3 Compression index of soil samples under different cement contents

由表3可知，随着水泥掺量的逐渐增大，压缩指数逐渐减小，这是由于随着水泥掺量的增加，土体结构性随之增强，所以压缩指数渐渐变小；水泥掺量为8,g时，压缩指数出现突变，说明存在某个临界水泥掺量，当达到此临界值时，随着水泥掺量的增加压缩指数发生锐减．究其原因可能是由于水泥掺量较少时，水泥水化不充分，水泥强度增长缓慢，从而在土体颗粒间充当了润滑的作用，关于其临界水泥掺量的确定还有待微观方面的进一步研究．

传统的Cassagrande法利用土样的室内高压固结试验得出其e-lg,σ曲线，进而找出该曲线上的最小曲率点，通过绘图法得到其结构屈服应力，由于作图缺乏严谨性而得到的结构屈服应力往往有较大偏差[11]．Butterfield[12]提出了对数坐标绘图法，得到ln(1＋e)-lg,p曲线，该压缩曲线可近似地看成两直线，结构的屈服应力为两直线交点对应的荷载，不同水泥掺入量土样的ln(1＋e)-lg,p曲线见图3(此处仅为示意图，具体交点可按“Butterfield双对数坐标法”求得)．

由图3求得不同水泥掺量土样的结构屈服应力，见表4．

由表4可知，结构屈服应力随着水泥掺量的增加而增大，其原因是水泥掺量的增加使得土颗粒间的联结增强，从而增加了结构屈服应力．

图3 不同水泥掺量土样的ln(1＋e)-lg,p曲线Fig.3ln(1＋e)-lg,p curve of soil samples under different cement contents

表4 不同水泥掺量土样的结构屈服应力Tab.4Structural yield stress of soil samples under different cement contents

2.3 次固结特性

图4为不同水泥掺量土样在各级荷载作用下的e-lg,t曲线.

由图4可知，各级荷载下的土样孔隙比随时间的增加逐渐变小；对比不同水泥掺量的土样可知，水泥掺量为0,g时，各级荷载作用下土样很快进入次固结阶段，伴随水泥掺入量的增加(见图4(b)、图4(c))，进入次固结阶段的时间延长，主次固结划分逐渐明显；当水泥掺量为8,g时，各级荷载作用下的变形明显减小，且主次固结阶段不明显，其原因主要在于水泥掺量较大时，土颗粒间被硬化的水泥紧密联结，荷载作用下联结较难被破坏，且水泥水化时需消耗较多的水，土样的主固结变形因而也较小．

根据Buisman所提出的计算方法，土的次固结变形开始后，其变形与时间的对数近似呈线性的关系，据此次固结系数(见表5)可取土样的e-lg,t曲线近似直线段的斜率.

由表5可见，未掺水泥的土样在初始几级荷载作用下，次固结系数较大，伴随荷载的增大，次固结系数减小，原因在于伴随荷载的增大，土颗粒间的孔隙被渐渐压密，变形随之减小；对于掺水泥的土样，其次固结系数随着荷载的增大表现出先增大后减小的变化特点，在结构屈服应力处，次固结系数达到最大值，随着水泥掺量的增加，相同荷载作用下各土样的次固结系数逐渐减小．

图4 不同水泥掺量土样的e-lg,t关系曲线Fig.4 e-lg,t curves of soil samples under different cement contents

表5 不同水泥掺量土样在各级荷载作用下的次固结系数Tab.5 Secondary consolidation coefficient of soil samples for each load under different cement contents

3 次固结系数计算模型的建立及验证

3.1 模型的建立

土样在压力作用下内部结构逐渐破坏，土颗粒被压密．同一土样即使受到了不同程度的扰动，但在压力增加到足够大时其压缩曲线最终都会趋近于一个不受原结构影响的点，该点的压力近似为0.42,e0．李涛等[13]据此应用曲线拟合法，建立了指数模型来描述这些曲线，得到其还原曲线表达式为

式中：p1为初始压力，取0.981,kPa；e1为p1所对应的孔隙比，可用初始孔隙比e0替代；pI为扰动样和重塑样e-lg,p曲线交点(一般为0.42,e0处)所对应的压力值；k0为扰动样压缩曲线在p1处的斜率；kt为参数，kt=kr−k0，kr为重塑样压缩曲线的斜率；m为扰动指数，其表达式为

式中1k为扰动样在交点pⅠ处的斜率．

由式(2)可以得到m值的大小，表示扰动程度的强弱，当m＝1时，式(1)变为重塑样的压缩曲线方程.

王国欣等[14]对李涛等[13]的上述模型进行改进，建立了基于重塑土的还原后压缩曲线的数学模型为

式中：1e可取初始孔隙比0e；Cr为重塑样的压缩指数；Cs为重塑样的回弹指数；Kσ为原状样的结构屈服应力；Lp为重塑样与原状样e-lg,p曲线交点(一般为0.420e处)所对应的压力；A为还原系数．

掺水泥的人工结构性土样，次固结系数随着荷载的增大先增大后减小，超过结构完全屈服应力p′后最终趋于稳定，其变化规律如图5所示．在综合考虑文献[13-14]研究的基础上，本文提出了如下考虑结构性的次固结系数的计算模型．

图5 次固结系数随荷载变化示意Fig.5 Schematic diagram of variation of secondary consolidation coefficient with load

当荷载小于结构屈服应力时，次固结系数的计算公式为

式中：a为次固结系数-荷载关系曲线的初始斜率的倒数；b为次固结系数的峰值的倒数；B为次固结系数调整系数．

当荷载位于结构屈服应力与结构完全屈服应力之间时，可近似将次固结系数线性减小，次固结系数的计算公式为

式中：Cay和Car分别为结构屈服应力处原状土和重塑土的次固结系数；py和p′分别为结构屈服应力和结构完全屈服应力．结构完全屈服应力是指土体完全进入重塑土阶段时的荷载，此后土样的次固结系数不再变化，py可由ln(1+e)-lgσy′ 关系曲线中两直线的交点求得，p′一般为py的2～3倍．

3.2 模型验证

结合试验数据，将次固结系数公式的计算值与试验值进行对比(只比较水泥掺量为3,g和5,g时的情况，水泥掺量为8,g时，其压缩曲线与原状土样的压缩曲线对比偏差较大，不符合天然结构性土压缩特性的规律)，见图6．

由图6可见，按拟合公式(5)或者(6)得到的次固结系数计算值与试验值吻合良好，具有一定的合理性，可为工程中扰动土次固结系数的计算以及次固结沉降的预测提供一定的理论指导．

图6 次固结系数计算值与试验值对比Fig.6Comparison of calculated and test values of secondary consolidation coefficient

4 结 论

本文通过配制不同水泥掺量的土样来模拟土体结构性的强弱，并进行了分级加载的次固结试验，研究得到如下结论．

(1) 随着水泥掺量的增加，土样在各级荷载作用下的变形逐渐减小．

(2) 压缩指数随着水泥掺量的增加而减小，水泥掺量较大(8,g)时，压缩指数与水泥掺量较小时相比明显减小，说明存在临界水泥掺量，使得压缩指数发生锐变，结构屈服应力随着水泥掺量的增加而增大.

(3) 人工结构性土中水泥掺量的不同可模拟土体结构性的强弱；在荷载小于结构屈服应力时，次固结系数呈双曲线变化，在结构屈服应力到结构完全屈服应力之间呈线性变化，大于结构完全屈服应力后次固结系数基本不发生变化；且根据本文提出的次固结系数计算模型得到的计算值与试验值吻合较好；说明本文建立的考虑土体结构性的次固结系数计算模型存在一定的合理性，可在今后的工程实践中为次固结变形的预测提供一定的理论指导．

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(责任编辑：樊素英)

Characteristics of Secondary Consolidation Considering the Structure of Artificial Soil

Lei Huayang1,2，Qiu Wangwei1，Ding Xiaodong1，Li Bin1
(1．School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2．Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

During the construction of shielding，the soil around is disturbed by shearing，and the structure is destroyed．For the soil with strong structure，the effect of disturbance on it is more obvious．In this paper，the structure of soil is simulated by different cement contents，and the secondary consolidation tests of step loading are conducted．The test results indicate that compression index decreases with the increase of cement content，and when the content of cement is large，the compression index apparently decreases compared with that in the situation of less cement content．It is also shown that the structure yield stress grows along with the increase of cement content．The calculated value using the proposed formula of secondary consolidation coefficient coincides with the test value，which indicates that the established model of secondary consolidation coefficient considering the structure of soil is somewhat reasonable and will be useful for the forecast of secondary consolidation settlement in engineering practice.

structure；cement；artificial soil sample；coefficient of secondary consolidation；computational model

TU4

A

0493-2137(2015)11-0995-06

10.11784/tdxbz201501044

2015-01-15；

2015-07-13.

国家重点基础研究发展计划(973计划)资助项目(2010CB732106).

雷华阳（1974— ），女，博士，教授，leihuayang74@163.com.

仇王维，qiuwangwei01@126.com.