某新建机场地基淤泥质土流变特性试验研究

2022-01-10刘光庆刘海旺李文乾崔伦凯

地基处理 2021年6期

刘光庆，刘海旺，陈缘，李文乾，崔伦凯

（1. 福建兆翔机场建设有限公司，福建厦门 361001；2. 浙江大学建筑工程学院，浙江杭州 310058；3. 中铁十局集团有限公司城市轨道交通工程有限公司，广东广州 511400）

0 引言

我国软土分布广泛，性质多样，在这些软土地基上的工程项目建设中，对长期沉降的准确预测与分析尤为重要。尤其是我国沿海地区，海相软土分布范围广，厚度深，软土的流变特性使得地基在进行大面积处理后仍存在较大的沉降问题。

自1936年Buisman首次采用次固结系数描述软土流变特性并计算次固结沉降以来，众多国内外学者对不同地区软土的次固结机理进行了大量试验研究，并取得了一定成果[1-8]。朱俊高等[9]研究了浙江宁波某软土路基土样在反复荷载作用下的次固结特性，为反复荷载作用下软土次固结变形计算提供了重要参考。余湘娟等[10]通过室内蠕变固结试验研究了次固结系数与荷载大小的关系，结果表明随着荷载的增加，软土的次固结系数先逐渐增大然后逐渐减小。邵光辉等[11]通过海相软土的一维次固结试验研究发现，海相结构软土的次固结系数在超固结、结构破坏、正常固结3个阶段均随荷载变化而变化，但其变化规律都不相同。罗庆姿等[12]对汕头东部吹填软黏土进行了大量的一维压缩试验，系统分析了不同条件下次固结系数的变化情况。陈晓平等[13]系统研究了广东典型软土的蠕变固结特性和计算模型，并且分析了划分主次固结阶段和影响次固结系数大小的因素。陈立国等[14]对洞庭湖软土开展了一系列一维固结蠕变试验，研究结果表明，软土主次固结阶段的划分与固结压力、固结状态、加荷比等因素有关。李军世等[15]结合室内试验通过引入 Mesri蠕变模型描述了上海淤泥质黏土的蠕变特性并得到了模型参数。朱墩[16]以上海地区软土为研究对象，开展了20组固结试验，发现次固结系数随含水率增大而线性增大，随孔隙比的增加呈分段增长并且随荷载的增大而增大。谢新宇等[17]对宁波软土进行了一维和三轴流变试验，并根据试验结果拟合得到了西原流变模型的计算参数。

计算软土主固结的变形与渗流理论已较为成熟，但对于软土流变引起的次固结变形仍缺乏完善的计算方法。此外，从上述文献的试验研究中还可发现，不同软土种类的次固结特性差异较大，因此特定地区软土流变特性仍需要通过相应的试验进行综合考量。本文通过一维流变固结试验对某新建机场场地内海相淤泥的流变特性进行研究，并分析总结其后期沉降变形的变化规律。研究结论可为机场建设过程中地基沉降的计算预测提供依据。

1 试验概况

试验土样为海积淤泥，深灰色，饱和，流塑；成份主要由粉、黏粒组成，局部含少量粉砂、细砂，含有机质。该层具天然含水量高、孔隙比大、强度低的特性，填海造地过程中已经过3年左右的满载插板预压处理。试样取土处上覆堆载荷载约为234 kPa，根据沉降板和孔压监测数据显示场地内固结度已达到 96%以上。为了更好的分析该软土层后期的流变特性，本次试验土样取自两个勘探孔不同深度共18个试样，其取样深度和编号如表1所示。

表1 试样编号及取土深度Table 1 Sample number and soil depth

该土样常规土工参数如表2所示。

表2 常规试样指标Table 2 General geotechnical parameters

本次一维流变固结试验的依据为《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019），分别采用分级加载和分别加载两种模式对两组试样进行常规一维流变固结试验。其中分级加载为针对每个试样逐级开展压缩试验：12.5 kPa→25 kPa→50 kPa→100 kPa→200 kPa→400 kPa→800 kPa，每级荷载的试验终止条件参考规范稳定标准。分别加载为针对每个试样分别开展压缩试验：12.5 kPa；25 kPa；50 kPa；100 kPa；200 kPa；400 kPa；800 kPa，每级荷载的试验终止条件参考规范稳定标准，常规一维固结试验的规范稳定标准为每级压力下固结 24 h或试样变形每小时变化不大于0.01 mm。

2 试验结果

2.1 分级加载

图1为两组试样在分级加载试验下应变随时间的变化曲线。从图中可见，随着荷载的增加，每一级应力下土样的应变随之增大。由曲线可得到应变变化规律为先发生较快的主固结变形，随后发生较慢的次固结变形，主次固结拐点较为清晰。

图1 试样分级加载结果Fig. 1 Graded loading results of samples

2.2 分别加载

图2为两组试样在分别加载试验下应变随时间的变化曲线。主次固结的拐点较为清晰，大部分试样拐点基本发生在施加荷载后的50 min左右，部分Y2组试样拐点延长至400 min左右。当软土处于荷载小于50 kPa的低应力水平下蠕变速率较低，次固结变形较小。当荷载增大时，后期蠕变变形速率明显增加，次固结变形也相应增大。

图2 试样分别加载结果Fig. 2 Separate loading results of samples

3 次固结系数分析

根据分级加载条件下的应变-时间曲线对次固结系数进行计算分析。根据图1与图2结果可得，大多数试样固结时间达到 50 min以后前期主固结大致完成，Y2组中少部分试样拐点出现较晚，因此对两种情况分别采用50 min和400 min以后的实测值计算次固结系数，Y2组试样中计算公式如下：

式中：cα为次固结系数；Δe为孔隙比差值；t1为起始时间，根据试验本文以50 min或400 min为次固结计算起点；t2为单次试验持续时间。

计算所得不同荷载条件下次固结系数如图 3所示。

图3 试样次固结系数统计图Fig. 3 Statistical diagram of secondary consolidation coefficients of samples

图3为每个试样在不同压力下的次固结系数统计图，当荷载较小时（12.5～100 kPa），次固结系数较小（＜0.01），由于试样取土深度均位于地面以下18～30 m范围内，上覆土层与堆载作用下软土已被压密，次压缩作用较小，次固结系数较小，由此可知低压下次固结系数受到试样先期固结压力影响。在100～800 kPa上覆固结压力范围内，次固结系数基本在0.01～0.04范围内波动，且当压力增大时，次固结系数也随之增大。

3.1 次固结系数随荷载变化

图4所示为两组试样次固结系数随荷载变化示意图。变化曲线呈明显两段式折线发展，当荷载小于100 kPa时，次固结系数随荷载增大快速增加；当荷载从100 kPa增大到800 kPa时，次固结系数增长较为缓慢，图中第二段折线较为平缓。根据文献殷宗泽等[6]对次固结机理分析与结论，超载预压由于加荷卸荷已产生塑性变形，使软土处于超固结状态，因而荷载较小时次压缩变形较小。此时随着荷载增加，软土的压缩性质愈来愈接近正常固结土，因此次压缩系数快速增加到正常固结土的大小。而当荷载大于先期固结压力后，软土成为正常固结土，前期塑性变形影响减弱，且随着土体孔隙体积越来越小，压密难度越来越大，因此次固结系数增长开始变缓。

图4 次固结系数随荷载变化曲线Fig. 4 Ⅴariation curve of secondary consolidation coefficients with load

3.2 次固结系数随深度变化

图5所示为两组试样次固结系数随取样深度变化示意图。Y1组试样深度范围大致为18～30 m，该范围内次固结系数在0.01左右波动变化，变化幅度较小。Y2组试样深度范围大致为14～25 m，当深度小于18 m时，次固结系数随深度的增加明显减小，当深度大于18 m时，次固结系数变化规律与Y1组试样相同，并在0.02左右波动。

图5 次固结系数随深度变化曲线Fig. 5 Ⅴariation curve of secondary consolidation coefficients with depth

3.3 主次固结沉降比例

图6为两组试样的次固结变形与主固结变形比值随荷载变化的曲线。两组试样的变化规律大致相同：当荷载小于100 kPa时，随着荷载增大，次固结比例迅速增大并达到最大值20%～30%；当荷载从100 kPa 增加至400 kPa时，次固结比例减小至15%～20%左右；当荷载大于400 kPa时，次固结比例再次缓慢增加。变形规律整体表现为先增大后减小再增加的趋势，根据文献[6, 10]对次固结试验结果的解释，由于次固结变形机理上是一种随时间变化的塑性变形，因而当荷载较小时，大部分变形为主固结变形，次固结比例较低。随着荷载增大，主次固结变形均有增加。当荷载小于先期固结压力时，主固结变形增长幅度比次固结变形增长幅度更小，因此次固结变形比例增长。当荷载大于先期固结压力时，软土主固结变形恢复到正常固结土状态，因此次固结比例减小。当荷载继续增大时，两者比例变化不再明显，呈缓慢增长，可能是由于更高荷载下软土塑性变形较大引起的。