預壓作用下重塑軟土蠕變特性試驗研究

王金龍，胡立健，陳建綺，潘 坤

(1. 中鐵十六局集團北京軌道交通工程建設有限公司，北京 101100； 2. 浙江工業大學 土木工程學院，浙江 杭州 310023)

軟黏土具有含水量高、強度低和壓縮性高等特點，導致軟土地區的建筑物易產生過大沉降。因此，有必要對軟黏土的固結蠕變特性進行更深入研究。國內外研究人員針對土體的固結蠕變特性開展了大量研究工作。于新豹等[1]通過軟土的一維固結壓縮試驗，提出了一種可應用于實際工程主次固結的區分方法；Nash 等[2]通過開展Bothkennar 黏土的一維固結試驗，研究了各向異性土體蠕變變形的特點。對于海相沉積軟土，雷華陽等[3]、劉伽等[4]和劉浩等[5]研究了不同加荷條件下的蠕變特性，發現應力越大、土體主次固結分界點越不明顯，同時軟土的蠕變變形和次固結系數隨加荷比的增大而減??；Deng 等[6]通過常應力排水三軸試驗，著重探討了偏應力水平對Wenzhou 濱海軟土蠕變變形和剛度特性的影響。此外，羅慶姿等[7-10]系統分析了不同地區軟土蠕變特性試驗數據，總結了排水條件、初始固結度、加荷比等對土體蠕變變形的影響規律，指出加荷比、先期固結壓力等為次固結系數的主要影響因素。對于考慮預壓固結作用的軟土，婁炎[11]指出土體固結系數在預壓過程中總的趨勢是逐漸減小的，室內測定的固結系數比用沉降過程線推求的要大6~9 倍，且結構屈服強度在預壓條件下會有所增大。李巖[12]關于天津濱海新區軟土的預壓固結試驗表明，隨著豎向應力的增加，軟土的蠕變呈增長趨勢，且次固結系數在結構屈服應力附近有峰值。一般而言，經過超載預壓土的次固結系數小于正常固結土的，且預壓時間越久，次固結系數越小?；诖?，徐珊等[13]、Oliveira 等[14]指出超載預壓能有效減小土體蠕變變形，有利于減小次固結引起的工后沉降。這些研究揭示了不同地區原狀軟土在預壓作用下的固結蠕變特性。孫德安等[15]通過固結流變試驗研究了不同壓力和超固結比條件下原狀和重塑上海軟土次固結系數的變化，指出由于受固結應力狀態和土體結構性差異的影響，原狀上海軟土的次固結系數隨壓力的變化較重塑土更為復雜。劉毅飛[16]進一步指出在預壓荷載條件下，滄州濱海軟土蠕變變形量隨預壓荷載的增大而減小，其次固結系數隨預壓荷載增大有先增后減的趨勢。然而，相較于原狀土，對重塑軟土蠕變特性的研究仍然較少，因此有必要對預壓作用下土體蠕變變形規律做更深入的研究。

本文開展了一系列杭州重塑軟黏土的一維固結蠕變試驗，研究分析不同加荷比與預壓條件下土體豎向應變和孔隙比的時程變化規律，重點探討加荷比與預壓條件對土體固結蠕變特性的影響，分析不同預壓條件下重塑軟黏土次固結系數的變化規律。

1 試驗設備及方法

試驗土樣取自杭州地鐵十號線仁和車輛段軟土層，取土深度為5.0~6.0 m。由于天然沉積軟黏土的結構性和固結應力狀態具有明顯差異，因此，本試驗采用重塑土樣，所用土樣的天然重度為18.55 kN/m3，含水率為40.7%，孔隙比為1.131~1.149，液限為41.5%，塑限為23.7%，塑性指數為17.8。

一維固結試驗采用GDSAOS 全自動固結儀（見圖1）。該儀器是集成系統，同時具備數據監控與傳輸功能，可自主編程完成適用掛碼式固結儀完成的全系列試驗，具有精度高的特點。

圖1 GDSAOS 全自動固結儀Fig. 1 GDSAOS automatic consolidation instrument

一維固結試驗在雙面排水、室內恒溫條件下進行，試驗土樣高為2 cm，面積為30 cm2。本試驗包括兩種加載方式：無預壓分級加載和有預壓分級加載。分級加載分3 種不同加荷比，當加載后試樣變形不大于0.01 mm/d 時，認為達到穩定，再施加下一級壓力。為研究不同預壓條件對固結蠕變的影響，進一步開展3 種不同預壓條件的試驗，在逐級加載前對土樣預壓3 h，而后卸載，12 h 后再分級加載。試驗方案詳見表1。

表1 固結蠕變試驗方案Tab. 1 Consolidation creep test schemes

2 試驗結果與分析

2.1 分級加載時軟黏土的固結變形

圖2 給出了分級加載土體在不同加荷比條件下固結應變ε隨時間t的變化曲線。由圖2 可知，加荷比大于1 的土體最終應變大于加荷比小于1 的，加荷比等于1 的則介于兩者之間。土樣在每一級固結壓力的加載初期產生較大應變，并在主固結完成后的加載階段內發生蠕變變形。即蠕變變形的增長速率在較低應力水平下發展較為緩慢，且在發生一定蠕變變形后最終趨于穩定；而在較高應力水平下，蠕變變形量明顯減小?？傮w而言，蠕變變形量隨荷載增大而逐漸減小。

圖2 分級加載土體的應變-時間關系曲線Fig. 2 Strain-time curves during multi-stage loading

圖3 為不同加荷比條件下的應變ε和孔隙比e時程曲線。由圖3 可知，土樣在每一級固結壓力的加載初期都會產生一定量的變形，變形量逐漸減小，并在隨后的加載階段內趨于穩定。對比圖3（a）、（c）和（e）可見，在不同加荷比條件下土樣應變的時程曲線有著較為類似的發展規律：一級加載條件下的應變量越大，所對應的主次固結分界點越明顯；孔隙比時程曲線則呈相反的發展規律，在每一級固結壓力下，土樣孔隙比均在加載前期先減小，在隨后的次固結階段內趨于穩定。在3 種加荷比條件下，每一級固結壓力施加100 min 后，大部分土樣主固結已完成。

圖3 分級加載土體應變、孔隙比時程曲線Fig. 3 Vertical strain and void ratio developments under multi-stage loading

圖4 給出了分級加載下土體在不同加荷比條件下的應力p-應變ε曲線?？梢?，加荷比大于1 的土體應變最大值明顯大于加荷比小于1 的，而加荷比等于1 的則介于兩者之間。土體在不同加荷比條件下具有相似的應力-應變發展規律：應力-應變曲線均表現為應變隨固結壓力的增加而增大，且應變增長趨勢逐漸放緩，總體呈現出“凸形”增長趨勢；當保持固結壓力一定時，應變隨著時間的增加而增大；當保持應變一定時，固結壓力隨時間的增加而減小。每一級固結壓力施加100 min 后，大部分土樣已過渡為次固結即蠕變變形階段，這也與圖3 中大部分土樣在100 min 內完成主固結相對應?？傮w上，杭州重塑軟黏土的應力-應變曲線在較低應力下斜率較大，在較高應力下斜率較小。

圖4 分級加載下土體蠕變曲線Fig. 4 Isochronous creep curves under multi-stage loading

2.2 不同預壓下軟黏土的固結變形

圖5 為分級加載土體在不同預壓加載條件下應變隨時間的變化曲線。對比圖2 可見，隨著預壓荷載的逐漸增大，土體分級加載的最終應變逐漸減小。上述試驗現象表明：在實際工程中，為減弱土體蠕變變形帶來的工程危害，可通過施加預壓荷載來增加土體的固結程度，以此提高建（構）筑物的穩定性。與圖2 類似，從圖5 中同樣可以觀察到蠕變變形量隨荷載增大而逐漸減小。

圖5 不同預壓條件下土體應變-時間關系曲線Fig. 5 Strain-time curves under different preloading conditions

圖6 給出了分級加載土體在不同預壓條件下的應變和孔隙比時程曲線?？梢?，當固結壓力較?。垂探Y壓力不大于預壓荷載）時，土體的應變時程曲線增長較緩慢。這是由于經過預壓，土體主固結變形已基本完成，此時主要表現為骨架蠕動產生的次固結變形。而當固結壓力較大（即固結壓力大于預壓荷載）時，土體的應變時程曲線增長趨勢顯著增強，有明顯的主固結變形。與圖5 類似，土體分級加載的最終應變隨預壓荷載的增大而逐漸減小。同樣，孔隙比時程曲線與應變時程曲線的發展規律相反?？傮w來看，土體的應變和孔隙比時程曲線在不同預壓條件下表現出類似的發展規律，且在每一級固結壓力施加100 min 后，大部分土樣主固結已完成。

圖6 不同預壓條件下土體應變、孔隙比時程曲線Fig. 6 Vertical strain and void ratio developments under different preloading conditions

圖7 為分級加載土體在不同預壓條件下的應力-應變曲線。從圖7 可見，土體應變的最大值隨著預壓荷載的增加而減小，這與圖5 規律一致。與圖4 類似，土體在不同預壓條件下也具有相似的應力-應變發展規律：應力-應變曲線呈現出“凸形”的增長趨勢；當應力一定時，應變隨時間的增加而增大；當應變一定時，應力隨時間的增加而減小。此外，同樣可以發現在每一級固結壓力施加100 min 后，大部分土樣已過渡到蠕變變形狀態，這與圖6 中大部分土樣完成主固結時間一致。

圖7 不同預壓條件下土體應力-應變曲線Fig. 7 Isochronous creep curves under different preloading conditions

2.3 次固結系數變化規律

次固結系數Ca可由下式求出：

式中：t1為主固結達到100%時的時間（s）；t2為次固結計算時間（s）；e1和e2分別為t1和t2時刻的孔隙比。

圖8 為不同條件下土體次固結系數與固結壓力的關系曲線。從圖8 可見，次固結系數隨應力的發展與加荷比和預壓條件均有關。如圖8（a）所示，加荷比大于1 條件下Ca隨p的增加并不是單調增大，在較小應力下Ca存在峰值；加荷比小于1 條件下Ca隨p的增加表現出非線性單調增大趨勢；加荷比等于1 條件下Ca-p的增長趨勢則介于前二者之間。同時可以發現，加荷比越小，次固結系數在后期加載中的增長越明顯。這可能是由于加荷比較大時，在前中期分級加載中已累積較大的應變，導致后期加載中應變增量相對更?。紫侗茸兓肯鄬Ω。?。此外，如圖8（b）所示，在預壓50 kPa 條件下，Ca隨著p的增加先增大，在p= 100 kPa 后趨于平緩；而在預壓100 和200 kPa 條件下，Ca分別在p= 200 kPa 和400 kPa 后不再有明顯變化，趨于穩定，且3 種預壓條件下，Ca穩定值無顯著差別。孫德安等[15]對重塑上海軟土也發現了類似規律，即土樣在正常固結階段的次固結系數與固結壓力無關。導致這一現象的原因可能是土體在重塑過程中結構遭到徹底破壞以至于在試驗過程中仍未恢復，土樣不具有結構性。當p小于前期施加的預壓時，Ca值總體較?。ù蠖嗟陀诤笃诜€定值的1/2），這是因為超載預壓的加卸載階段已產生塑性變形，土樣處于超固結狀態，因而次壓固結變形較小?？梢?，預壓越大，其前期分級加載下的Ca越小，這與徐珊等[13]和劉毅飛[16]觀察到的現象類似。這可能是因為預壓越大，土體應變量越大，骨架越密，顆粒間的排斥力增大，其抵抗變形的能力增強，因而次固結系數減小。

圖8 不同條件下土體次固結系數隨應力的變化曲線Fig. 8 Variation of secondary consolidation coefficients under different stress conditions

3 結 語

本文開展了一系列杭州重塑軟黏土的固結蠕變試驗，探討不同加荷比與預壓條件對土體蠕變特性的影響。主要結論如下：

（1）不同加荷比或不同預壓條件下，蠕變變形量均隨著分級加載而逐漸減??；應變與孔隙比時程曲線具有類似發展規律，在應力施加100 min 后主固結基本完成，進入次固結階段。此外，應力-應變曲線在較低應力水平下斜率較大，在較高應力水平下斜率較小。

（2）次固結系數Ca與固結壓力、加荷比和預壓條件均有關。加荷比越小，Ca在后期加載中的增長越明顯。在相同的分級加載模式下，預壓荷載越大，Ca在分級加載前期（即固結壓力不大于預壓荷載時）的值越??；而當固結壓力大于預壓荷載時，Ca趨于穩定，且其穩定值在不同預壓條件下的差別較小。

（3）土體分級加載的最終應變隨預壓荷載的增大而逐漸減小。在實際工程中，可通過施加預壓荷載增加土體的固結度，以提高建（構）筑物地基的穩定性。