预压作用下重塑软土蠕变特性试验研究.pdf

DOI:10.12170/20220129002王金龙，胡立健，陈建绮，等.预压作用下重塑软土蠕变特性试验研究 J.水利水运工程学报，2023（4）：122-129.（WANGJinlong,HU Lijian,CHEN Jianqi,et al.Experimental study on creep behavior of reconstituted soft clay considering preloadingeffectJ.Hydro-Science and Engineering,2023（4）:122-129.（in Chinese）预压作用下重塑软土蠕变特性试验研究王金龙1，胡立健2，陈建绮2，潘 坤2(1.中铁十六局集团北京轨道交通工程建设有限公司，北京 101100；2.浙江工业大学 土木工程学院，浙江 杭州310023)摘要:杭州地区滨海软黏土具有含水量高、强度低和压缩性高等特点，研究其固结蠕变特性对保证构筑物地基稳定具有重要意义。利用 GDSAOS 全自动固结仪对杭州重塑软黏土展开了一维固结蠕变试验，分析前期预压对土体蠕变特性的影响。试验结果表明：不同加荷比或不同预压条件下，土体蠕变变形量均随加载而逐渐减小；应变与孔隙比时程曲线具有类似发展规律，在应力施加 100 min 后主固结基本完成，进入次固结阶段；次固结系数与固结压力、预压条件和加荷比均有关，加荷比越小，次固结系数在后期加载中的增长越明显；在相同加载模式下，预压荷载越大，次固结系数在分级加载前期的值越小。这表明可通过施加预压荷载增大土体的固结度，以提高实际工程中软土地基的稳定性。关键词：重塑软黏土；蠕变；加荷比；预压中图分类号：TU411 文献标志码：A 文章编号：1009-640X(2023)04-0122-08 软黏土具有含水量高、强度低和压缩性高等特点，导致软土地区的建筑物易产生过大沉降。因此，有必要对软黏土的固结蠕变特性进行更深入研究。国内外研究人员针对土体的固结蠕变特性开展了大量研究工作。于新豹等1通过软土的一维固结压缩试验，提出了一种可应用于实际工程主次固结的区分方法；Nash 等2通过开展 Bothkennar 黏土的一维固结试验，研究了各向异性土体蠕变变形的特点。对于海相沉积软土，雷华阳等3、刘伽等4和刘浩等5研究了不同加荷条件下的蠕变特性，发现应力越大、土体主次固结分界点越不明显，同时软土的蠕变变形和次固结系数随加荷比的增大而减小；Deng 等6通过常应力排水三轴试验，着重探讨了偏应力水平对 Wenzhou 滨海软土蠕变变形和刚度特性的影响。此外，罗庆姿等7-10系统分析了不同地区软土蠕变特性试验数据，总结了排水条件、初始固结度、加荷比等对土体蠕变变形的影响规律，指出加荷比、先期固结压力等为次固结系数的主要影响因素。对于考虑预压固结作用的软土，娄炎11指出土体固结系数在预压过程中总的趋势是逐渐减小的，室内测定的固结系数比用沉降过程线推求的要大69 倍，且结构屈服强度在预压条件下会有所增大。李岩12关于天津滨海新区软土的预压固结试验表明，随着竖向应力的增加，软土的蠕变呈增长趋势，且次固结系数在结构屈服应力附近有峰值。一般而言，经过超载预压土的次固结系数小于正常固结土的，且预压时间越久，次固结系数越小。基于此，徐珊等13、Oliveira 等14指出超载预压能有效减小土体蠕变变形，有利于减小次固结引起的工后沉降。这些研究揭示了不同地区原状软土在预压作用下的固结蠕变特性。孙德安等15通过固结流变试验研究了不同压力和超固结比条件下原状和重塑上海软土次固结系数的变化，指出由于受固结应力状态和土体结构性差异的影响，原状上海软土的次固结系数随压力的变化较重塑土更为复杂。刘毅飞16进一步指出在预压荷载条件 收稿日期：2022-01-29基金项目：国家自然科学基金面上项目（52178362）作者简介：王金龙（1987），男，黑龙江绥化人，高级工程师，主要从事地基处理相关研究。E-mail： 通信作者：潘坤（E-mail：）第 4 期水利水运工程学报No.42023 年 8 月HYDRO-SCIENCE AND ENGINEERINGAug.2023下，沧州滨海软土蠕变变形量随预压荷载的增大而减小，其次固结系数随预压荷载增大有先增后减的趋势。然而，相较于原状土，对重塑软土蠕变特性的研究仍然较少，因此有必要对预压作用下土体蠕变变形规律做更深入的研究。本文开展了一系列杭州重塑软黏土的一维固结蠕变试验，研究分析不同加荷比与预压条件下土体竖向应变和孔隙比的时程变化规律，重点探讨加荷比与预压条件对土体固结蠕变特性的影响，分析不同预压条件下重塑软黏土次固结系数的变化规律。1 试验设备及方法试验土样取自杭州地铁十号线仁和车辆段软土层，取土深度为 5.06.0 m。由于天然沉积软黏土的结构性和固结应力状态具有明显差异，因此，本试验采用重塑土样，所用土样的天然重度为 18.55 kN/m3，含水率为40.7%，孔隙比为1.1311.149，液限为41.5%，塑限为 23.7%，塑性指数为 17.8。一维固结试验采用 GDSAOS 全自动固结仪（见图 1）。该仪器是集成系统，同时具备数据监控与传输功能，可自主编程完成适用挂码式固结仪完成的全系列试验，具有精度高的特点。一维固结试验在双面排水、室内恒温条件下进行，试验土样高为 2 cm，面积为 30 cm2。本试验包括两种加载方式：无预压分级加载和有预压分级加载。分级加载分 3 种不同加荷比，当加载后试样变形不大于0.01 mm/d 时，认为达到稳定，再施加下一级压力。为研究不同预压条件对固结蠕变的影响，进一步开展3 种不同预压条件的试验，在逐级加载前对土样预压 3 h，而后卸载，12 h 后再分级加载。试验方案详见表 1。2 试验结果与分析 2.12.1分级加载时软黏土的固结变形图 2 给出了分级加载土体在不同加荷比条件下固结应变 随时间 t 的变化曲线。由图 2 可知，加荷比大于 1 的土体最终应变大于加荷比小于 1 的，加荷比等于 1 的则介于两者之间。土样在每一级固结压力的 表 1 固结蠕变试验方案Tab.1 Consolidation creep test schemes土样编号加荷比加载方式有无预压加载顺序/kPa1=1分级加载无12.525.050.0100.0200.0400.0800.021分级加载无12.537.5100.0300.0600.0900.031分级加载无12.525.050.0100.0150.0200.0250.04=1分级加载预压50 kPa12.525.050.0100.0200.0400.0800.05=1分级加载预压100 kPa12.525.050.0100.0200.0400.0800.06=1分级加载预压200 kPa12.525.050.0100.0200.0400.0800.0 图 1 GDSAOS 全自动固结仪Fig.1 GDSAOS automatic consolidation instrument 第 4 期王金龙，等：预压作用下重塑软土蠕变特性试验研究123加载初期产生较大应变，并在主固结完成后的加载阶段内发生蠕变变形。即蠕变变形的增长速率在较低应力水平下发展较为缓慢，且在发生一定蠕变变形后最终趋于稳定；而在较高应力水平下，蠕变变形量明显减小。总体而言，蠕变变形量随荷载增大而逐渐减小。图 3 为不同加荷比条件下的应变 和孔隙比e 时程曲线。由图 3 可知，土样在每一级固结压力的加载初期都会产生一定量的变形，变形量逐渐减小，并在随后的加载阶段内趋于稳定。对比图 3（a）、（c）和（e）可见，在不同加荷比条件下土样应变的时程曲线有着较为类似的发展规律：一级加载条件下的应变量越大，所对应的主次固结分界点越明显；孔隙比时程曲线则呈相反的发展规律，在每一级固结压力下，土样孔隙比均在加载前期先减小，在随后的次固结阶段内趋于稳定。在 3 种加荷比条件下，每一级固结压力施加 100 min 后，大部分土样主固结已完成。图 4 给出了分级加载下土体在不同加荷比条件下的应力 p-应变 曲线。可见，加荷比大于 1 的土体应变最大值明显大于加荷比小于 1 的，而加荷比等于 1 的则介于两者之间。土体在不同加荷比条件下具有相似的应力-应变发展规律：应力-应变曲线均表现为应变随固结压力的增加而增大，且应变增长趋势逐渐放缓，总体呈现出“凸形”增长趋势；当保持固结压力一定时，应变随着时间的增加而增大；当保持应变一定时，固结压力随时间的增加而减小。每一级固结压力施加 100 min 后，大部分土样已过渡为次固结即蠕变变形阶段，这也与图 3 中大部分土样在 100 min 内完成主固结相对应。总体上，杭州重塑软黏土的应力-应变曲线在较低应力下斜率较大，在较高应力下斜率较小。510152025303505101520253035加荷比 1加荷比=1/%t/103 min 图 2 分级加载土体的应变-时间关系曲线Fig.2 Strain-time curves during multi-stage loading 0.11101001 000 10 000051015202530800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPa/102t/min(a)加荷比=1,应变时程0.11101001 000 10 0000.70.80.91.01.11.21.31.4800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPaet/min(b)加荷比=1,孔隙比时程0.11101001 000 10 00005101520253035900.0 kPa100.0 kPa600.0 kPa37.5 kPa300.0 kPa12.5 kPa/102t/min(c)加荷比 1,应变时程(d)加荷比 1,孔隙比时程0.11101001 000 10 0000.60.70.80.91.01.11.21.3900.0 kPa100.0 kPa600.0 kPa37.5 kPa300.0 kPa12.5 kPaet/min(e)加荷比 1,应变时程0.11101001 000 10 00005101520250.0 kPa200.0 kPa50.0 kPa150.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPa/102t/min(f)加荷比 15010015020025005101520720 min2 880 min100 min1 440 min1 min/102p/kPa(c)加荷比 1200400600800051015202530720 min2 880 min100 min1 440 min1 min/102p/kPa(a)加荷比=1 图 4 分级加载下土体蠕变曲线Fig.4 Isochronous creep curves under multi-stage loading 5101520250510152025预压 200 kPa预压 100 kPa预压 50 kPa/102t/103 min 图 5 不同预压条件下土体应变-时间关系曲线Fig.5 Strain-time curves under different preloading conditions 0.11101001 000 10 0000510152025800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPa/102t/min(a)预压 50 kPa 的应变0.11101001 000 10 0000.70.80.91.01.11.21.3800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPaet/min (b)预压 50 kPa 的孔隙比0.11101001 000 10 00005101520800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPa/102t/min(c)预压 100 kPa 的应变 第 4 期王金龙，等：预压作用下重塑软土蠕变特性试验研究125 2.32.3次固结系数变化规律次固结系数 Ca可由下式求出：Ca=(e1e2)/(lgt2lgt1)(1)式中：t1为主固结达到 100%时的时间（s）；t2为次固结计算时间（s）；e1和 e2分别为 t1和 t2时刻的孔隙比。图 8 为不同条件下土体次固结系数与固结压力的关系曲线。从图 8 可见，次固结系数随应力的发展与加荷比和预压条件均有关。如图 8（a）所示，加荷比大于 1 条件下 Ca随 p 的增加并不是单调增大，在较小应力下 Ca存在峰值；加荷比小于 1 条件下 Ca随 p 的增加表现出非线性单调增大趋势；加荷比等于 1 条件下Ca-p 的增长趋势则介于前二者之间。同时可以发现，加荷比越小，次固结系数在后期加载中的增长越明显。这可能是由于加荷比较大时，在前中期分级加载中已累积较大的应变，导致后期加载中应变增量相对更小（孔隙比变化量相对更小）。此外，如图 8（b）所示，在预压 50 kPa 条件下，Ca随着 p 的增加先增大，在p=100 kPa 后趋于平缓；而在预压 100 和 200 kPa 条件下，Ca分别在 p=200 kPa 和 400 kPa 后不再有明显变化，趋于稳定，且 3 种预压条件下，Ca稳定值无显著差别。孙德安等15对重塑上海软土也发现了类似规律，即土样在正常固结阶段的次固结系数与固结压力无关。导致这一现象的原因可能是土体在重塑过程中结构遭到彻底破坏以至于在试验过程中仍未恢复，土样不具有结构性。当 p 小于前期施加的预压时，Ca值总体较小（大多低于后期稳定值的 1/2），这是因为超载预压的加卸载阶段已产生塑性变形，土样处于超固结状态，因而次压固结变形较小。可见，预压越大，其前期分级加载下的 Ca越小，这与徐珊等13和刘毅飞16观察到的现象类似。这可能是因为预压越大，土体应变量越大，骨架越密，颗粒间的排斥力增大，其抵抗变形的能力增强，因而次固结系数减小。(d)预压 100 kPa 的孔隙比0.11101001 000 10 0000.70.80.91.01.11.2800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPaet/min(e)预压 200 kPa 的应变0.11101001 000 10 000051015800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPa/102t/min(f)预压 200 kPa 的孔隙比0.11101001 000 10 0000.60.70.80.91.01.1800.0 kPa400.0 kPa50.0 kPa200.0 kPa25.0 kPa100.0 kPa12.5 kPaet/min 图 6 不同预压条件下土体应变、孔隙比时程曲线Fig.6 Vertical strain and void ratio developments under different preloading conditions 20040060080005101520/102p/kPa720 min2 880 min100 min1 440 min1 min(a)预压 50 kPa200400600800048121620/102p/kPa720 min2 880 min100 min1 440 min1 min(b)预压 100 kPa02004006008002468101214/102p/kPa720 min2 880 min100 min1 440 min1 min(c)预压 200 kPa 图 7 不同预压条件下土体应力-应变曲线Fig.7 Isochronous creep curves under different preloading conditions 126水 利 水 运 工 程 学 报2023 年 8 月 3 结语本文开展了一系列杭州重塑软黏土的固结蠕变试验，探讨不同加荷比与预压条件对土体蠕变特性的影响。主要结论如下：（1）不同加荷比或不同预压条件下，蠕变变形量均随着分级加载而逐渐减小；应变与孔隙比时程曲线具有类似发展规律，在应力施加 100 min 后主固结基本完成，进入次固结阶段。此外，应力-应变曲线在较低应力水平下斜率较大，在较高应力水平下斜率较小。（2）次固结系数 Ca与固结压力、加荷比和预压条件均有关。加荷比越小，Ca在后期加载中的增长越明显。在相同的分级加载模式下，预压荷载越大，Ca在分级加载前期（即固结压力不大于预压荷载时）的值越小；而当固结压力大于预压荷载时，Ca趋于稳定，且其稳定值在不同预压条件下的差别较小。（3）土体分级加载的最终应变随预压荷载的增大而逐渐减小。在实际工程中，可通过施加预压荷载增加土体的固结度，以提高建（构）筑物地基的稳定性。参考文献：于新豹,刘松玉,缪林昌.连云港软土蠕变特性及其工程应用J.岩土力学，2003，24(6)：1001-1006.（YU Xinbao,LIUSongyu,MIAO Linchang.Creep properties of Lianyungang soft clay and its engineering applicationJ.Rock and SoilMechanics,2003,24(6):1001-1006.（in Chinese）1 NASH D F T,SILLS G C,DAVISON L R.One-dimensional consolidation testing of soft clay from BothkennarJ.Gotechnique,1992,42(2):241-256.2 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secondary consolidation coefficients under different stress conditions 第 4 期王金龙，等：预压作用下重塑软土蠕变特性试验研究12793.（in Chinese）DENG H Y,DAI G L,AZADI M R,et al.Drained creep test and creep model evaluation of coastal soft clayJ.IndianGeotechnical Journal,2021,51(6):1283-1298.6 罗庆姿,陈晓平,王盛,等.软黏土变形时效性的试验及经验模型研究J.岩土力学，2016，37(1)：66-75.（LUO Qingzi,CHEN Xiaoping,WANG Sheng,et al.An experimental study of time-dependent deformation behaviour of soft soil and itsempirical modelJ.Rock and Soil Mechanics,2016,37(1):66-75.（in Chinese）7 周秋娟,陈晓平.软土蠕变特性试验研究J.岩土工程学报，2006，28(5)：626-630.（ZHOU Qiujuan,CHEN Xiaoping.Experimental study on creep characteristics of soft soilsJ.Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2006,28(5):626-630.（in Chinese）8 陈志波,孔秋平.福州软土次固结变形特性试验研究J.中南大学学报(自然科学版)，2014，45(10)：3602-3607.（CHENZhibo,KONG Qiuping.Experimental study on secondary consolidation properties of Fuzhou soft soilsJ.Journal of CentralSouth University(Science and Technology),2014,45(10):3602-3607.（in Chinese）9 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Technology,Hangzhou 310023,China)Abstract:As a very soft and problematic engineering material,marine soft clay is characterized by high water content,low bearing capacity,and high compressibility,and widely distributed off the coast of Hangzhou city.It is of greatimportance to investigate the consolidation creep behavior for the group stability analysis.A series of one-dimensionalconsolidation tests were carried out on Hangzhou reconstituted soft clay specimens using the GDSAOS automaticoedometer to investigate the preloading effect on the creep behavior.The results indicate that the creep deformation ofthe soil increases with a decelerating rate during the multi-stage loading under different preloading conditions.Thevertical strain and void ratio evolve in a similar trend during the primary consolidation.Preloading can be applied toincrease the degree of soil consolidation,thereby improving the stability of structures in actual projects.The studyfound that the secondary consolidation coefficient depends on both the loading increment ratio and preloadingconditions.The smaller the loading increment ratio,the more obvious the growth of the secondary consolidationcoefficient in the later loading;the larger the preloading magnitude,the smaller the value of the secondary consolidationcoefficient in the early stage of multi-stage loading.The research results have reference significance for the safety ofstructures in the same type of soft clay area.Key words:reconstituted soft clay;creep;load increment ratio;preloading第 4 期王金龙，等：预压作用下重塑软土蠕变特性试验研究129