天津市滨海新区软黏土蠕变试验及长期强度研究

张绍庆

（天津市水务工程建设管理中心，天津　300204）



天津市滨海新区软黏土蠕变试验及长期强度研究

张绍庆

（天津市水务工程建设管理中心，天津300204）

摘 要：天津市滨海新区由新近吹填的软黏土组成。软黏土含水率较高、渗透性差且压缩性高，一般处于欠固结状态，土体的变形随时间变化明显，具有蠕变性，在工程施工、运行期常常会发生较大的塑性流动变形，导致地基变形引发工程事故。针对天津市滨海地区软黏土的蠕变特征，采用实验室自制的加荷设备，进行了三轴不固结不排水蠕变室内试验，研究了软黏土的蠕变特性。使用贯入仪测量软黏土蠕变前后的强度，分析了蠕变对软黏土强度的弱化作用。

关键词：软黏土；蠕变；试验；长期强度；残余强度；滨海新区

天津市滨海新区大部分由软黏土组成，是近几十年来吹填而成的。天津滨海软黏土吹填土因沉积时间短含水率较高、渗透性差且压缩性高，与其他沿海地区软土有差别，没有达到正常的固结状态，在地基处理前常常处于欠固结状态。天津市软黏土吹填土的压缩性及变形随时间变化非常明显，具有蠕变特性，在工程施工、运行期常常会发生较大的塑性流动变形，导致地基变形引发工程事故。

本文针对天津市滨海地区软黏土的蠕变特征，采用自制加荷设备进行了三轴不固结不排水蠕变室内试验研究软黏土的蠕变特性。使用贯入仪测量软黏土蠕变前后的强度，分析了蠕变对软黏土强度的弱化作用。

1　试验土样和方法

1.1试验土样

为全面分析天津滨海地区软黏土的蠕变特性，选取的土样需要有代表性。本文选取了天津滨海新区不同场地的原状土样，共进行了25组三轴蠕变室内试验。不同场地试验土样的物理性质统计结果见表1，本文重点进行蠕变分析的3个土样的基本物理性质指标见表2。

表1　不同场地土样物理性质统计

表2　代表性土样基本物理性质指标

1.2试验设备与方案

1.2.1试验设备

（1）试验仪器设备。室内蠕变试验需要仪器设备对土样施加长时间恒定的偏压力，而常规的三轴试验仪难以施加恒定的偏压力。因此，需要对三轴试验仪进行改造，将砝码放置于支架上，从而提供恒定压力并以偏压方式作用于土样上，改造的设备如图1所示。

（2）加压系统。土样的围压是通过空压泵施加的，通过压力室的内水传递作用向土样施加均布的围压，围压压力的大小可由调压阀调节。自制的施加恒定的竖向偏压力的仪器设备如图1所示，支架重心要求与压力室的轴向加压轴重合，通过在支架上施加砝码来实现恒定的竖向偏压力。以上荷载施加提供了蠕变的条件，即围压荷载不变的环境下提供恒定的竖向偏压力。

图1 改造的三轴蠕变剪切仪

1.2.2试验方案

（1）加载方式。首先施加围压以使土样固结，进行了围压为30和50 kPa的三轴试验。然后针对每种围压，为避免试验结果的离散性，采用分级施加偏压的方式。施加恒定的偏压后，观察轴向变形情况，变形达到稳定后再施加下一级荷载，直至土样破坏。施加的分级荷载增量Δ(σ1-σ3)为7 kPa。

（2）数据采集。以施加偏应力荷载开始时间为测量起始时间，开始时测得的是瞬时变形。然后在分级施加偏压过程中，分别采集1 min、5 min、10 min、30 min、1 h、2 h、4 h、8 h、12 h、24 h、36 h、48 h的变形量，并实时分析每一段增量时间内土样的变形速率。当观测的增量时间段内，土样的变形速率逐步减小并趋于一个很小的相对稳定值，此阶段称为蠕变衰减阶段I；当发现土样的变形速率有逐渐增大现象，则需要减少采集数据的时间间隔，因该阶段可能是土样由等速蠕变阶段II向加速蠕变阶段III的过渡，需要更小的数据采集间隔才能分析出2个阶段的分界点。

（3）变形稳定标准。12 h内土样的变形小于0.005 mm。

（4）破坏标准。因为天津滨海地区的软黏土含水率较高，破坏时没有一般软黏土具有的典型脆性剪切破坏带，故在蠕变试验中当测量得到的轴向变形达到土样高度的15%时则可判定土样破坏。

2　试验结果及分析

采用陈宗基教授提出的陈氏法进行蠕变试验数据的处理与分析，得到天津滨海地区软黏土的蠕变特性。3个典型场地蠕变特性分析结果如下：

（1）应变-时间分析。3个典型土样的应变-时间关系，如图2—4所示。从图2—4可以看出，蠕变变形随着应力的增加而增大。在低应力情况(τ<τs1)下，土样变形相比瞬时变形没有显著增加，并且变形达到稳定经历的时间较短，基本上是小于3 h的。在低应力水平，蠕变曲线表现为蠕变衰减稳定阶段，土样变形随时间缓慢增长并趋于稳定，最终变形为一定值，为最终的变形量。在高应力情况下，流动性强度快速降低、变形迅速增大导致土样破坏。当应力τ≥τs1时，蠕变曲线出现明显的稳定流动阶段（γ̇=常数） ；当应力τ≥τs2时，蠕变曲线进入急剧流动阶段，变形迅速增加，试样在极短时间内发生破坏。

图2　NO.16围压30 kPa下应变-时间关系

图3　NO.19围压50 kPa下应变-时间关系

图4　NO.23围压50 kPa下应变-时间关系

（2）应变-时间双对数关系分析，如图5—7所示。从图5—7可以看出，经过对数处理后，应变和时间的双对数关系曲线具有明显的线性关系。不同偏压力的关系曲线基本上是相互平行的，只有在接近破坏时，应变有明显增加。

图5　NO.16围压30 kPa下应变-时间双对数关系

图6　NO.19围压50 kPa下应变-时间双对数关系

图7　NO.23围压50 kPa下应变-时间双对数关系

（3）应变速率对数-应变关系分析，如图8—10所示。从图8—10可以看出，应变速率对数-应变关系曲线为有轻微弧度的曲线。当偏应力较小时，曲线可近似为直线，曲线的弧度很小。但当偏应力增大到一定程度后，曲线弧度有所增加，特别是当土体接近破坏时，曲线弧度较大，具有明显的非线性关系。

图8　NO.16围压30 kPa下应变速率-应变关系

图9　NO.19围压50 kPa下应变速率-应变关系

图10　NO.23围压50 kPa下应变速率-应变关系

（4）应变速率-时间双对数关系分析，如图11—13所示。从图11—13可以看出，在土体未破坏之前，应变速率的对数与时间的对数呈线性关系，应变速率的对数值随时间对数逐渐减小，并且在相同的围压条件下，不同偏压力的应变速率-时间双对数关系曲线是平行的，应变速率的对数值随时间对数的减小速率与偏压力无关。当施加应力达到破坏应力时，该关系曲线向时间对数轴弯曲甚至出现拐点，土样破坏。由此可见，岩土工程中关心的应力值范围，应变速率对数和时间对数呈线性关系，从而可以据此建立经验本构关系。

图11　NO.16围压30 kPa下应变速率-时间双对数关系

图12　NO.19围压50 kPa下应变速率-时间双对数关系

（5）应变速率对数-偏应力关系分析，如图14—16所示。从图14—16可以看出，应变速率对数值与偏应力呈线性关系，并且相同围压下各曲线为平行曲线。不同围压下应变速率对数值与偏应力关系曲线斜率不相同，围压越大，曲线斜率越小，即曲线坡度越缓。

图13　NO.23围压50 kPa下应变速率-时间双对数关系

图14　NO.16围压30 kPa下应变速率对数-偏应力关系

图15　NO.19围压50 kPa下应变速率对数-偏应力关系

图16　NO.23围压50 kPa下应变速率对数-偏应力关系

（6）偏应力-应变关系分析，如图17—19所示。从图17—19可以看出，偏应力和应变关系曲线存在着明显的拐点，从拐点处开始土体进入黏塑性变形，拐点处对应的应力值就是软黏土开始发生塑性流动变形的强度σs。当偏应力小于σs时，应变随着偏应力增加是线性关系，体现了弹性阶段的性质。当偏应力大于σs后，软黏土呈现显著的流动性，从关系曲线上看曲线向变形轴偏移，变形增大，即蠕变使得土体的强度弱化。

图17NO.16围压30 kPa下偏应力-应变关系

图18　NO.19围压50 kPa下偏应力-应变关系

图19　NO.23围压50 kPa下偏应力-应变关系

3　蠕变性土的长期强度试验

天津滨海地区软黏土是新近吹填而成的，一般处于欠固结状态，含水率较高、渗透性差并且压缩性高，其强度会随着时间而降低。因此，在工程设计、施工及运行中，天津滨海新区软黏土稳定性计算分析不能直接采用软黏土蠕变之前的强度，而应该考虑因蠕变降低之后的强度。事实上，天津滨海新区很多软黏土地基在施工期所受的剪应力一般低于不排水强度，这时地基不会发生破坏，但经过长时间运行，很多结构因为地基的流动变形而发生了破坏，这些事实也证明了蠕变对土体强度具有明显的弱化作用。这里，使用贯入仪测量软黏土蠕变前后的强度，分析了蠕变对软黏土强度的弱化作用。

3.1长期强度极限和残余强度概念

在软黏土的设计、施工和运行初期的稳定分析中，一般采用的强度值是软黏土的短期强度，是通过在常规抗剪试验中使土样在规定的短时间内破坏所对应的强度值。若通过长期施加恒定的偏压力进行长达数月的试验，其抗剪强度会随着试验历时而降低，最终土体发生破坏时对应的强度就是土体的长期抗剪强度τ∞。土体发生破坏后，土体的强度并没有完全消除，而是有残余下来的强度，也就是残余强度。长期强度τ∞是土体未破坏之前的极限强度值，既有摩擦力也有黏聚力；而残余强度由于土体遭受了剪切破坏，黏聚力已经消失，只剩下摩擦力。一般而言，土体的长期强度τ∞大于残余强度。如果软黏土承受的偏压力小于等于长期强度τ∞，则可判定软黏土永远不会剪切破坏。

3.2长期强度极限值的测定方法

要测量土体的长期强度极限值，首先要用1.2节的方法进行蠕变试验，采用单一土样，在恒定围压下分级施加偏压力，获得不同偏应力下土体变形随时间的变化情况，绘制出不同时刻土体的偏应力-应变关系曲线，如图20所示，也就是等时曲线。从图20可以看出，各个时刻的偏应力与应变曲线都有一个拐点，可以连成一条直线MN。在拐点之后，随着应力的增加，变形逐渐增加，等时曲线逐渐向应变轴靠拢，接近但不会超过MN线，则MN线相当于t→∞时等时曲线的渐近线，其对应的应力即为土体的长期强度极限值τ∞。

因本方法需要绘制光滑的等时曲线以便发现拐点，所以分级施加的偏压力组数不能太少，不得少于4组，否则会导致等时曲线的应力应变点过少，致使拐点判断失误，无法反映真实的土体力学性质。

图20　偏应力-应变关系曲线

本方法采用单一土样试验，采集的数据离散性小，可操作性强，因为不需要出现完整的蠕变三阶段，试验时间也较短，故应用广泛。

3.3长期强度计算

进行不同围压下的蠕变试验，采用3.2节的方法可计算出不同围压σ3下软黏土的长期强度极限值τ∞，从而绘制出长期强度τ∞与围压σ3的关系曲线图，其关系可以表达为如下形式：

对本文获得的数据进行线性拟合，可得c∞=1.2 kPa、φ∞=15.01，如图21所示。

图21　软黏土的长期强度与围压关系

利用式（1），可计算软黏土不同围压下的长期强度极限值。

从图21可见，天津滨海新区的软黏土的长期强度τ∞与围压σ3呈线性关系，围压越大，长期强度极限也越大。而在滨海新区吹填土施工中，吹填土的厚度一般在10 m以上，因为土层相当均匀，土体的液限、塑限和天然含水率等随深度变化很小，而深度变化导致围压增大，故滨海新区软黏土的长期强度随深度而增加。

3.4残余强度计算

软黏土经过大变形的破坏后，破坏了软黏土的黏聚力，使得土体变成一种强度不变的摩擦流体，也就是只剩下了残余强度。因此，确定软黏土的残余强度的关键在于土体内残余的内摩擦角分析。最常用的方法是将图21的长期强度-围压曲线平移到通过原点作为残余强度与围压的关系曲线，则残余强度τr可用下式计算：

式中：φr为残余内摩擦角（°），可近似用φ∞计算。

4　结论

本文采用改造过的三轴仪，可以对土样施加恒定的竖向偏压力，从而对天津市滨海新区的软黏土进行了蠕变试验，得到了软黏土应力、应变及时间的相互关系图，分析了其蠕变特性。在蠕变试验的基础上，绘制了不同围压下的偏应力与应变关系曲线，分析计算了天津滨海新区软黏土的长期强度与残余强度，量化了蠕变对软黏土强度的弱化作用。试验结果可用于评价天津滨海地区软黏土的长期稳定性，对于建立在蠕变性显著的软黏土地基上的建筑物或构筑物采用长期强度特性进行工程设计及施工，可增大工程安全系数和强度储备。

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中图分类号：TV223.2

文献标识码：A

文章编号：1004-7328（2016）03-0051-06

DOI：10.3969/j.issn.1004-7328.2016.03.017

收稿日期：2016—03—20

作者简介：张绍庆（1964—），男，高级工程师，主要从事水利工程建设管理工作。