软土结构性对次固结系数的影响

张先伟，王常明

（1.吉林大学 建设工程学院，长春 130000；2.中国科学院武汉岩土力学研究所 岩土力学与工程国家重点实验室，武汉 430071）

1 引 言

软土在荷载作用下产生较大的变形，可分为主固结和次固结变形两部分。主固结是指在外荷作用下，超静孔隙水压力逐渐消散，土骨架有效应力随之增加的土体固结过程。次固结是在超静孔隙水压力消散后，在恒定有效应力作用下土体变形的过程。对于有机质含量较高、高塑性的软土地基，由于次压缩引起的工后沉降不容忽视。

为了深入了解结构性土的次固结特性，必须研究软土次固结的产生与发展变化。很多学者对软土次固结特性展开了研究，高彦斌[1]对上海饱和软黏土的重塑土样进行室内长期一维压缩试验，研究了应力历史、加载比以及加载时间对次压缩系数Ca值的影响；殷宗泽[2]重点研究了荷载对次固结特性的影响；廖红建[3]考察不同最大排水距离和加载时间间隔对次固结过程的影响；李国维[4]对软土重塑试样进行了超载卸荷后再压缩过程的一维压缩试验，讨论了荷载稳定后的工后次压缩沉降问题。但关于次固结特性的一些结论并不相同，例如次固结系数随压应力的增大而表现出不同的变化规律[5－10]，说明软土次固结特性非常复杂，受土性、试验方法等因素影响较大，另外一个重要原因是没有考虑软土的结构性所带来的影响。

天然沉积的软土一般具有结构性，软土的结构性对固结阶段变形的影响已经有深入了解，而对于次固结阶段变形，特别是描述次固结特性的重要参数Ca有何影响的研究却很少[11]。

本文通过对漳州与青岛地区软土进行高压固结试验与一维固结蠕变试验，重点研究软土结构性对压缩曲线、次固结系数以及次固结系数与压缩指数关系的影响。

2 土样性质及次固结试验

2.1 土样性质

软土试样取于漳州开发区内、九龙江出海口南岸深11～20.5 m，属于第四系全新世海陆交互相软土，深灰色，滑腻～光滑，含有机质，稍具臭味，间夹有1～5 cm厚的中细砂或贝壳砂薄层，呈流塑状态；取于青岛市市区内某工地深约5～6 m，属于第四系全新世滨海相软土，呈灰色，富含有机质。土样基本物理性质指标见表 1，其中强度指标通过三轴固结不排水剪切试验获得。可见，两种试样都具有软土工程特征，表现为高含水率、大孔隙比、强度指标低、高压缩性和高饱和度。

2.2 试验方法

次固结试验主要是针对原状土和重塑土进行的高压固结试验与对原状土进行的一维固结蠕变试验。试验仪器采用杠杆式高压固结仪，试样面积为32.2 cm2，高为2 cm，都在双面排水条件下采用逐级加荷（加荷比为 1）至试验完成。所不同的是高压固结试验加入卸载再加载过程，每级荷载持续1 d，一维固结蠕变试验中当试样1 d内变形量小于0.01 mm时，施加下一级荷载。

高压固结试验加荷方案为：12.5→25→50→75→100→200→400→200→100→0→100→200→400→800→1600 kPa；一维固结蠕变试验加荷方案为：12.5→25→50→100→200→400→800→1600 kPa。

考虑当软土结构屈服压力σk较小、施加压力较大时，会很难在压缩曲线上找到明显拐点，难以确定σk，因此，设计试验的初始施加几级的压力都比较小。

2.3 应力历史

土的应力历史状态主要通过先期固结压力 Pc和超固结比OCR等指标来反映的。根据Casagrande法得到漳州软土 Pc约为107 kPa，青岛软土 Pc约为90 kPa；所受上覆压力σz分别为：98.2、88 kPa，由此判定为超固结土。而由收集的地质资料得知，两种软土都是第四纪后期形成的，在此期间所沉积的土基本没有受到剥蚀，也未受过人工堆载，所受的上覆压力是历史上的最大压力，且Pc与σz数值上接近，应属于正常固结土。何俊[8]对杭州和汉口地区正常固结软土通过同样的方法也得到OCR＞1的结论。其实软土正常固结的天然沉积软土的OCR＞1的现象，正是由土的结构性影响引起的，与由应力历史引起的超固结比有着本质上的区别，是一种“假超固结”现象。由此，一些学者指出对于结构性土，根据 Casagrande法得到 Pc应该是结构屈服压力σk[8,12]，而σk与σz的比值应为似超固结比，且绝大多数天然沉积黏土似超固结比都大于1[12]。

3 软土结构性对压缩曲线影响

图1为两种软土原状样与重塑样的压缩曲线，可见原状土压缩曲线较重塑样压缩曲线存在明显的拐点，说明试验采用的软土具有结构性。采用Casagrande法确定σk，当压力P超出σk，压缩性变得更高，结构性的破坏会使压缩量急剧增大。

从图1中可见，原状土压缩曲线大致可分3段[12]，即平缓段、陡降段和趋于重塑土压缩曲线段。压缩初始阶段（ P＜σk），曲线平缓，结构基本保持完好状态下变形，但不能排除少量的破损，认为变形基本上为弹性变形；当 P＞σk时，结构开始破坏，曲线出现陡降趋势，在较大的压力作用下，除了颗粒之间的滑移外，还伴随着结构的塌陷，土的压缩性大大增加；随着P进一步增大，变形不断增加，颗粒间滑移成为变形主要原因，表现为原状样压缩曲线与重塑样压缩曲线趋于一致。而重塑样压缩曲线基本上为一直线，这是由于重塑样已失去了土的结构性的影响。

图1 结构性软土的压缩曲线Fig.1 Compression curves of structural soft clay

由于软土结构性的存在，在卸荷时起到阻止土体膨胀的作用，这使结构性土的回弹性质更类似于弹性体，即卸载再加载过程对结构性土的压缩性影响不大，压缩曲线上没有其他类土那样的明显滞回圈。

4 结构性软土的次固结系数

本文采用下式来计算次固结系数Ca：

式中：tc、t分别为从加载开始起算的主固结完成时间和其后某时间；Δes为对应于时间tc至t土样的孔隙变化值。

图2为根据青岛软土原状土一维固结蠕变试验得到的e-lgt曲线，由此可确定主固结完成时间，即各级压力下曲线弯点处对应时刻作为该级压力下主固结结束和次固结变形的开始，次固结阶段曲线的斜率就是次固结系数。周秋娟[13]从研究中得到加荷比、固结程度、渗透性对主次固结的区分界限有影响。从图2中发现，相对而言，在较大压力作用下主次固结的分界不太明显，这主要是土体在积累荷载作用下固结程度较大，再施加压力时，土体的压缩量减小，使主固结部分变形也明显减小，此时土体变形主要产生于次固结，压缩曲线不再存在明显的反弯点。另外，压缩过程中土的渗透性降低，造成孔隙水的消散随荷载的增大而变得越来越慢，这也会造成主次固结界限不明显。

根据以上方法得到漳州软土与青岛软土原状土的次固结系数值汇于表2。

图2 结构性软土的e-lgt曲线Fig.2 e-lgt curves of structural soft clay

图 3为结构性软土次固结系数与压力关系曲线。高压固结试验每级荷载持续1 d，一维固结蠕变试验每级荷载持续3～4 d，从图中可见，根据加载时间长的一维固结蠕变试验得到的Ca要小一些，这是因为加载时间越长，试样的固结程度增强，土样越来越密实，相应的次固结系数也减小。

由于式（1）中参数不包含 P，因此，对Ca早期的研究推论Ca与P无关[2]，而通过表2与图3分析可知，原状软土的Ca与P关系密切。

雷华阳[5]对天津海积软土，周秋娟[6]对广州南沙软土，侯晓亮[7]对南京河西地区淤泥质粉质黏土，何俊[8]对杭州软土、汉口软土，冯志刚[9]对宁波软土，余湘娟[10]对汕汾及汕揭公路路基软土的Ca与P的关系的研究结论认为：P较小时，Ca随P增大而增大，Ca在 P=Pc时达到最大值，此后Ca随 P的增大而略有减小或不变，Ca受P的影响较小。这些结论基本上与本文结论一致，但这些研究并没有考虑结构性的影响作用。

5 软土结构性对次固结系数影响分析

那么，是什么原因造成Ca变化具有阶段性?，并有峰值产生的现象？

一些学者通过Bjerrum等时曲线理论对软土的Ca随P的变化规律进行了分析[1]。1972年，Bjerrum用平行直线近似代替正常固结土压缩试验的e-lgP等时曲线，并设想1至10000年时的e-lgP等时曲线同样为平行直线[14]，其关系见图 4。一些研究者通过此理论提出了使用于多种荷载作用下的新的次固结计算方法[2]，但根据此理论对于此理论仍有一些问题无法解释，如在高压力下，土体已经很密实了，但仍有很大可能产生次压缩变形，这显然是不符合实际的。同时图4表示的是Ca跟荷载增量与加荷比无关，而本文分析得到Ca受 P影响较大。为此，余湘娟[10]将Bjerrum的模型进行修正，采用一组斜率随荷载而减小的e-lgP线来代替平行线，但对软土在 P接近 Pc附近时Ca产生的峰值现象无法描述。

图4 Bjerrum提出的不同历时压缩曲线Fig.4 e-lgP curves under different times proposed by Bjerrum

随着研究的深入，殷宗泽[2]与余湘娟[10]从超固结角度对这一现象进行了研究，认为当 P＜Pc时为超固结状态，次压缩量是非常小的，随着P的逐渐增大，土体愈来愈接近正常固结土，Ca会增大。当P＞Pc时为正常固结土，随着荷载的增大，正常固结土逐渐密实，能够压缩的孔隙体积是逐渐减小的，不仅主固结压缩量会减小，次固结压缩量也会减小，相应地次固结系数也减小。这种解释方法对于一般软土是适用的，而对于强结构性软土并不一定适合，通过前面分析可知，根据传统方法确定的 Pc而确定的超固结比（OCR）以及据此对土压密状态的判断往往会出现矛盾的结论。Hanzawa[15]和刘元雪[16]的研究也指出由化学胶结导致的结构性会使欠压密土体表现出“假”超固结特性，此时结构性土与真正的超固结土的力学特性是有差异的。

图5为根据高压固结试验得到的青岛软土原状土与重塑土的Ca与 P关系曲线。结合图 1与图 5分析重塑土变形规律与原状土大致相同，变形沉降量主要以主固结为主，但在相同荷载作用下，重塑土的孔隙比明显小于原状土的孔隙比，说明重塑土的累积变形量大于原状土的累积变形量，并且次固结过程也较长，这说明扰动后的土体压缩性增加的同时，次固结变形量所占比例也随着增加。对于结构性软土，沉降计算中应充分考虑土体被施工扰动的情况，以合理地计算次固结变形量。

如表2中所示，在相同的荷载作用下，青岛软土原状土Ca变化范围是0.006～0.019，而重塑土Ca变化范围是0.004～0.007，其值明显小于原状土Ca值，而重塑土Ca整个试验过程中变化幅度不大，在计算次固结变形量时可视为常数。通过前面分析可知，通过传统方法得到的Pc其实应该是σk，而原状土与重塑土最大的区别就是有无结构性。因此，可以断定土的结构性对Ca的变化规律有重要的影响。

图5 青岛软土原状土与重塑土的次固结系数与压力关系曲线Fig.5 Curves of secondary consolidation coefficients of undisturbed and remolded Qingdao soft clay samples

殷宗泽[2]将正常超固结土的e-lgP曲线以先期固结压力为界分为两段，即超固结阶段和正常固结阶段。通过前述分析可知，结构性软土的e-lgP曲线应分为3段。由此可得结构土的次固结系数随固结压力变化示意图如图6所示[11]，设原状土的次固结系数表示为Ca，最大值表示为Ca0，重塑土次固结系数表示为Ca2。结构性软土的Ca的峰值对应的压力不是Pc而是结构屈服强度σk，在σk前后土体表现的工程特性变化非常显著。当 P＜σk时，压缩曲线表现为平缓的AB段，软土的结构性能抵抗外力的变化，软土的结构性越强，对次固结变形的阻碍越强。从表2可以看到，在非常小的压力（12.5 kPa）作用下，原状土的Ca甚至比重塑土的Ca2还要小，在图6中表现为当 P＜P1时，原状土的 Ca＜Ca2。随着时间的增长和压力的增大，主固结效应越来越弱，次固结压缩在变形中占主导地位，Ca逐渐增大；当P=σk时，Ca达到最大值Ca0；当σk＜P ＜P2时，压缩曲线进入陡降的BC段，土的原始结构被大量破坏，结构性对次固结的阻碍作用逐渐减弱，Ca略有下降。当 P2＜P后，压缩曲线进入第3阶段，此时原状土与无结构性的重塑土完全一样了，Ca不再随 P的增大而改变，都等于重塑土的次固结系数Ca2，正如图6体现的随着次固结压缩的逐渐发展，当P增大某一值时，原状土与重塑土的Ca值最终会趋于一致。

图6 次固结系数随压力变化示意图Fig.6 Variation of secondary consolidation coefficients with consolidation pressures

6 软土结构性对次固结系数与压缩指数比值的影响

Walker通过Leda黏土的试验数据首先发现次固结系数Ca与压缩指数Cc的关系近似满足Ca/Cc=0.025[17]。此后，Mesri[18]总结并对比了22种黏土次固结试验结果指出，对于同一种原状黏土，Ca/ Cc基本为一常数，其值在 0.025～0.1之间。BRENDAN通过对11种软土进行一维压缩试验得到含碳酸钙较多的泥灰土的 Ca/Cc=0.02，泥炭土的 Ca/ Cc=0.03～0.05，富含有机质土的 Ca/Cc=0.05～0.06[19]。

由于Ca的传统确定方法工作量大，且有一定的人为误差，而采用 Ca/Cc来确定Ca更加简单和准确，进而为确定本构模型参数或工程设计服务。

为了研究Ca与Cc的相互关系，Ca由e-lgt曲线确定，Cc由e-lgt曲线上相邻两点的割线斜率确定。由此方法整理得到图 7，漳州软土、青岛软土的Ca与Cc大体上满足线性关系，Ca/Cc值近似为0.026、0.014，可见漳州软土的 Ca/Cc值远大于青岛软土的 Ca/Cc值，由于天然孔隙比e0对软土的压缩性影响较大，这可能与青岛软土的e0明显小于漳州软土的e0有关。以往对软土的Ca与Cc的线性关系拟合程度非常好，相关系数 R2普遍能达到 0.95以上[1,5－6,9]，而从图7中发现本文试验数据较离散，线性拟合的相关系数也并不是很大，这正由是软土结构性所造成的，在σk前后，结构性软土的压缩性变化较大，Ca变化也不同，这说明结构性软土的次固结特性非常复杂，利用 Ca/Cc比值来估算Ca时需慎重考虑。

图7 次固结系数与压缩指数关系曲线Fig.7 Curves of secondary consolidation coefficient ratio versus compression index

7 结 论

（1）结构性软土的压缩曲线分为平缓段、陡降段和趋于重塑土压缩曲线段3段，卸载再加载过程对结构性土的压缩性影响不大。随着荷载P的增大，土体的固结程度增大，渗透系数减小，主次固结的分界越不明显。

（2）由于软土结构性的影响，正常固结的天然沉积软土可能存在OCR＞1的现象，根据OCR对土压密状态的判断可能出现错误的结论。因此，从超固结角度对结构性软土Ca变化规律进行解释并不合理。

（3）由于软土在不同荷载P作用下结构破损的程度不同，漳州软土与青岛软土在荷载P较小时，Ca随P增大而增大，Ca在P=σk时达到最大值，此后Ca随σk的增大而减小，Ca受P的影响较小。而重塑土由于失去了结构性的影响，Ca受P的影响较小，Ca值可视为常数。

（4）由于σk前后，结构性软土的压缩性与Ca变化较复杂，在确定本构模型参数和工程设计中，采用 Ca/ Cc来确定Ca值有一定的误差。

[1] 高彦斌, 朱合华, 叶观宝, 等. 饱和软黏土一维次压缩系数 Ca值的试验研究[J]. 岩土工程学报, 2004, 26(4):456－463.GAO Yan-bin, ZHU He-hua, YE Guan-bao, et al. The investigation of the coefficient of secondary compression Cain odometer test[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2004, 26(4): 459－463.

[2] 殷宗泽, 张海波, 朱俊高, 等. 软土的次固结[J]. 岩土工程学报, 2003, 25(3): 521－526.YIN Zong-ze, ZHANG Hai-bo, ZHU Jun-gao, et al.Secondary consolidation of soft soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2003, 25(3): 521－526.

[3] 廖红建, 苏立君, 白子博明, 等. 次固结沉降对压缩时间曲线的影响研究[J]. 岩土力学, 2002, 23(5): 536－540.LIAO Hong-jian, SU Li-jun, SHIRAKO Hiroaki, et al.Research on influence of secondary consolidation on compression time curve[J]. Rock and Soil Mechanics,2002, 23(5): 536－540.

[4] 李国维, 盛维高, 蒋华忠, 等. 超载卸荷后再压缩软土的次压缩特征及变形计算[J]. 岩土工程学报, 2009,31(1): 118－123.LI Guo-wei, SHENG Wei-gao, JIANG Hua-zhong, et al.Secondary compression characteristics and settlement calculation of soft clay under overloading-unloading and reloading[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2009, 31(1): 118－123.

[5] 雷华阳, 肖树芳. 天津软土的次固结变形特性研究[J].工程地质学报, 2002, 10(4): 385－389.LEI Hua-yang, XIAO Shu-fang. Study on secondary consolidation deformation characteristics of soft soil in Tianjin[J]. Journal of Engineering Geology, 2002, 10(4):385－389.

[6] 周秋娟, 陈晓平. 软土次固结特性试验研究[J]. 岩土力学, 2006, 27(3): 404－408.ZHOU Qiu-juan, CHEN Xiao-ping. Test study on properties of secondary consolidation of soft soil[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 27(3): 404－408.

[7] 侯晓亮, 赵晓豹, 李晓昭. 南京河西地区软土次固结特性试验研究[J]. 地下空间与工程学报, 2009, (5): 888－892.HOU Xiao-liang, ZHAO Xiao-bao, LI Xiao-zhao. Study on secondary consolidation deformation characteristics of soft soil at Hexi region in Nanjing[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2009, (5): 888－892.

[8] 何俊. 杭州与汉口地区软土结构及蠕变特性研究[硕士学位论文D]. 长春: 吉林大学, 2001.

[9] 冯志刚, 朱俊高. 软土次固结变形特性试验研究[J]. 水利学报, 2009, (5): 583－588.FENG Zhi-gang, ZHU Jun-gao. Experimental study on secondary consolidation behavior of soft soils[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2009, 5: 583－588.

[10] 余湘娟, 殷宗泽, 董卫军. 荷载对软土次固结影响的试验研究[J]. 岩土工程报, 2007, 29(6): 913－916.YU Xiang-juan, YIN Zong-ze, DONG Wei-jun. Influence of load on secondary consolidation deformation of soft soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2007, 29(6): 913－916.

[11] 邵光辉, 刘松玉. 海相结构软土的次固结研究[J]. 岩土力学, 2008, 29(8): 2057－2062.SHAO Guang-hui, LIU song-yu. Research on secondary consolidation of structural marine clays[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(8): 2057－2062.

[12] 沈珠江. 软土工程特性和软土地基设计[J]. 岩土工程学报, 1998, 20(1): 100－111.SHEN Zhu-jiang. Engineering properties of soft soils and design of soft ground[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1998, 20(1): 100－111.

[13] 周秋娟, 陈晓平, 赖震环, 等. 软土非线性流变特性的试验研究及成果分析[J]. 暨南大学学报(自然科学版),2006, 27(1): 75－80.ZHOU Qiu-juan, CHEN Xiao-ping, LAI Zhen-huan, et al.Test study on nonlinear rheological characteristics of soft soil deformation and results analysis[J]. Journal of Jinan University(Natural Science), 2006, 27(1): 75－80.

[14] BJERRUM L. Embankments on soft ground[C]//Proc.Special Conference on Performance of Earth and Earth Supported Structures. [S. l.]: ASCE, 1972: 1－54.

[15] HANZAWA H, ADACHI K. Overconsolidation of alluvial clay[J]. Soils and Foundations, 1983, 23(4): 106－118.

[16] 刘元雪, 王培勇, 王良. 黏土的结构性与超固结[J]. 后勤工程学院学报, 2005, (4): 1－6.LIU Yuan-xue, WANG Pei-yong, WANG Liang. The sturucture and overconsolidation of clay[J]. Journal of Logistical Engineering University, 2005, (4): 1－6.

[17] WALKER L. Undrained creep in a sensitive clay[J].Geotechnique, 1969, 19(4): 515－529.

[18] MESRI G, GODLEWDKI P M. Time and stress compressibility interrelationship[J]. Geotechnical Engineering Division, ASCE, 1977, 103(5): 417－429.

[19] BRENDAN C. O’KELLY. Compression and consolidation anisotropy of some soft soils[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2006, (24): 1715－1728.