结构性对昆明泥炭质土层压缩特性影响的试验

王志良, 瞿嘉安, 申林方, 丁祖德

(昆明理工大学 建筑工程学院, 云南 昆明 650500)

在云南省滇池附近及昆明市内河流周边分布着广泛且厚度稳定的泥炭质土层,土层中的植物残体、腐殖质、矿物使得泥炭质土具有海绵状结构和大的孔隙.因此,它具有有机质含量高、孔隙比大、天然容重小、含水率高及压缩性强等物理力学特征[1-2],是一种工程性质极差的超软弱性土.将泥炭质土层作为承载地基的工程建设,极容易发生失稳、沉降过大等工程病害,甚至引发工程事故.例如: 高5英尺(约1.525 m)的Suffolr路基4年多时间内沉降近1英尺(约0.305 m)[3];伊朗Shahid-Kalantari高速公路路堤15年间沉降超过1 m[4];云南省昆明市某办公大楼在建成近一年时间里,平均沉降值达256 mm[5].在基坑、盾构隧道等的施工过程中,土体将不可避免的受到扰动,从而影响其结构性,导致土层后期沉降.因此,研究昆明地区泥炭质土结构性对其压缩特性的影响具有重要理论意义和工程实用价值.

目前,针对泥炭质土层的研究成果主要集中于以下3个方面: ① 物质组成及微观结构特征.文献[1]从泥炭质土的矿物成分、有机质成分、化学成分等入手,对其成分特征进行了探讨.文献[6]研究了云南高原泥炭质土的物质成分(矿质成分、有机质含量、分解度等)及微观结构特征(孔径大小及分布).文献[7]以吉林省沼泽草炭土为研究对象,对草炭土的物质组成、孔隙特征等进行了统计分析.文献[8]基于泥炭土微观结构,研究了泥炭质土的结构特征、含水性等. ② 物理力学特性.文献[2]研究了滇池泥炭质土的分布规律,讨论了滇池不同区域泥炭质土物理力学指标的统计特性.文献[9]根据大量的沼泽草炭土实测数据,分析了不同含量有机质对草炭土物理力学指标特征的影响.文献[10]选取不同有机质含量的泥炭质土,讨论含水量、液限、密度、有效重度等物理力学参数之间的相互关系.③ 压缩特性.文献[11]选取马来西亚各地热带泥炭质土,基于现场及室内试验研究了泥炭压缩特性.文献[12]研究了有机质含量与有机质分解度对泥炭质土压缩特性的影响.文献[13]对取自昆明和大理的泥炭质土进行次固结试验,讨论加荷比、加荷方式和固结压力等对次固结系数的影响.可见,泥炭质土固结沉降特性的研究尚不完善,且大部分研究未考虑土体结构性的影响.

为此,本研究以取自于滇池国际会展中心附近某地铁车站基坑工程埋深16.5～17.0 m的泥炭质土原状土样和扰动土样为研究对象,进行一维固结压缩试验,考虑土体结构性的影响,研究泥炭质土压缩特性随固结压力的变化规律,以及不同固结压力作用下土体压缩变形的时程变化趋势.

1 试验方案

试验土样取自于滇池国际会展中心附近某地铁车站基坑工程,土层分布情况如下: ①1人工填土(深度0～4.7 m);②1-2粉质粘土(深度4.7～6.7 m); ②3-2泥炭质土(深度6.7～9.8 m);③4-3粉土(深度9.8～12.5 m);③1-3粉质粘土(深度12.5～15.6 m); ③3-3泥炭质土(深度15.6～17.7 m);③4-3粉土(深度17.7～25.8 m).本试验土样选自第③3-3层泥炭质土,取土深度为16.5～17.0 m.通过室内试验测得土体的基本物理参数.试样的天然重度γ=13.1 kN·m-3,天然含水率ω=208.1%,有机质烧失量ωu=40.3%,天然孔隙比e=2.55,土体液限和塑限含水率分别为190%和128%,渗透系数k0=1.03×10-4cm·s-2.

本试验采用常规WG型三联中压杠杆固结仪,双面排水,试样尺寸为30 cm2×2 cm,试验分为原状土样(A1,A2,A3)和扰动土样(B1,B2,B3)2组,固结时间为24 h,分级加卸载过程如下:25 kPa→50 kPa→100 kPa→200 kPa→400 kPa→800 kPa→400 kPa→200 kPa.原状土试样根据GB/T 50123—1999《土工试验方法标准》制备.

为了更好地模拟施工对土体的扰动状态,扰动土样采用JJ-5型水泥胶砂搅拌机对原样土进行搅拌制备,搅拌前用湿毛巾对搅拌皿及搅拌刀进行湿润,减少搅拌过程对原状土含水量的损失.由于泥炭质土风干后,难以研磨,且研磨加水浸泡24 h土粒仍未充分浸透,呈颗粒状,与原状土的粒径(d,mm)分布有较大差异,如图1所示,故扰动土样未按GB/T 50123—1999进行重塑制备.图2为采用LS13-320激光粒度仪(Beckman Coulter)测得泥炭质土原状样与风干重塑土样的粒径级配曲线.由图2可知,两者之间存在较大的差异.

图1 不同状态下的泥炭质土样

图2 泥炭质土粒径级配曲线

2 试验结果分析

2.1 压缩特性与固结压力间的关系

为了确定泥炭质土的前期固结压力,采用两种方法计算: 第1种是传统Casagrande经验作图法,3组试样压缩曲线加载部分均呈反“S”趋势,通过作图可以确定前期固结压力分别为99,109和96 kPa,根据既定试验方案进行压缩试验,得到试样的e-lgp曲线,原状土样的压缩曲线如图3所示.其中e为孔隙比，p为固结压力.

图3 原状土样e-lg p曲线

第2种是Butterfield提出的ln(1+e)-lgp双对数法,图4为泥炭质土原状土样的双对数压缩曲线,由此可以确定3组土样的前期固结压力分别为102,105和91 kPa.通过对比可以看出,两种方法得到的前期固结压力相近.但Casagrande经验作图法不易确定压缩曲线最小曲率半径位置,人为判断误差影响较大.而ln(1+e)-lgp双对数压缩曲线为两个双直线,交叉点对应的固结压力即为土样的前期固结压力,其求解过程更为方便、快捷和准确,因此后续采用该方法进行分析.经初步估算,上覆土层的有效应力为128 kPa,故试验土样的超固结比为0.71～0.82,可认为该土层处于欠固结状态.

图4 原状土样ln(1+e)-lg p曲线

图5为扰动土样的ln(1+e)-lgp压缩曲线.将图5与图4进行对比可知: ① 扰动土样与原状土样的压缩曲线具有相似的变化趋势,但与原状土样相比,扰动土样由于没有结构性的影响,平行组间在固结过程中压缩曲线的一致性更好. ② 采用ln(1+e)-lgp双对数法求得扰动土样的固结屈服压力分别为60,72和68 kPa,均小于原状土样的前期固结压力.表明泥炭质土具有一定的结构性,土体受到扰动后,其结构遭到破坏,土体强度显著降低. ③ 原状土样在未达到前期固结压力时变形较小,孔隙比变化量约为总变化量的20%,而同阶段扰动土样的孔隙比变化量约占总变化量的35%.当超过前期固结压力(固结屈服压力)后,两种土样压缩变形均显著增加.

图5 扰动土样ln(1+e)-lg p曲线

图6为原状土样与扰动土样压缩指数Cc随固结压力的变化曲线.由图6可知,当土体固结压力大于100 kPa时,泥炭质土的两种土样Cc均大于0.4,属于高压缩性土.总体来说,泥炭质土的压缩指数随着固结压力增大呈先增加后减小的趋势.对比两种土样压缩指数曲线,由于原状土样具有一定结构性,当固结压力较小时原状土样的压缩指数小于扰动土样;随着固结压力增加原状土样压缩指数逐渐增大,并超过扰动土样,这主要是由于固结压力的增加,使原状土体原有结构性破坏,从而导致了固结压力较大时其压缩指数大于扰动土样.

图6 固结压力与压缩指数关系曲线

泥炭质土具有较强地域性,且埋深不同,其压缩特性也存在较大差异.为此,将本研究固结压缩试验结果与文献[13]进行对比,压缩曲线如图7所示.

图7 ln(1+e)-lg p曲线对比图

总体来看,两者试验结果规律较为相似,ln(1+e)-lgp双对数压缩曲线均呈双直线形;在前期固结压力(固结屈服压力)变化趋势方面,文献[13]原状土样的前期固结压力为40～62 kPa远小于本试验的91～105 kPa;文献[13]中原状土样的前期固结压力与扰动土样的屈服固结压力较为接近,而本试验两者则有显著差异,原状土样的前期固结压力远大于扰动土样,分析认为引起该差异的原因在于土层埋深不同,与本研究土样相比,文献[13]土样埋深较浅(6.2～8.9 m), 土体成层时间较短,地应力相对较小,土体的结构性也较弱,故扰动土样的屈服固结压力与原状土样的前期固结压力相差不大.

2.2 泥炭质土一维固结时程分析

土体在外荷载作用下产生超孔隙水压力,孔隙中的水分不断排出,超孔隙水压力逐渐减小,其消散速度快慢通常采用固结系数(Cv)来衡量.本研究通过一维压缩试验得到各级固结压力作用下原状土样压缩量和时间对应关系,采用时间平方根法计算固结系数,即

(1)

图8为不同荷载作用下一维压缩时程曲线(t为时间，min).据此计算出的固结系数Cv,见表1.

图8 时间平方根法固结试验曲线

表1 泥炭质土固结系数汇总 10-4 cm2.s-1

由图8与表1可知: ① 两种土样在加载后很短的时间内完成大部分压缩,且随固结压力p增大,压缩量逐渐增加. ② 随着固结压力增大,两种土样所对应的固结系数均呈减小趋势,其中原状土样在固结压力由100 kPa增加到200 kPa的过程中,固结系数变化尤为显著.由于昆明地区泥炭质土的结构性强,孔隙比大,渗透性较好,故当固结压力较小时,孔隙水在超孔隙水压力作用下能迅速排出,土体固结系数较大;随着p增大,孔隙比逐渐减少,土体透水性变差,固结系数也相应地变小.因此,土体的固结系数在压缩过程中是一个变数,随着p的增大,固结系数逐渐减小,相比于扰动土样,原状土样结构性强,其变化趋势更加显著. ③ 昆明泥炭质土有机质含量高,且有机质主要来源于植物根茎,具有良好的排水作用,故在p较小时,扰动土样固结系数明显小于原状土样.当固结压力超过200 kPa后,由于固结压力较大,原状土样的结构性遭到破坏,从而导致两种土样的固结系数较为接近.

土体在固结过程中,根据孔隙水压力消散程度,其变形可分为主固结变形和次固结变形两部分.由多级加载压缩试验得到土样孔隙比与时间对数的变化规律如图9所示.

图9 原状土样的e-lg t曲线

由图9可知: ① 每级固结压力p作用下,土体的变形速率均经历由慢变快再变慢的过程.压缩曲线后半段基本呈直线变化,这表明土体的压缩变形已进入次固结发展阶段. ② 随固结压力的增大,e-lgt曲线表现出明显的时间滞后现象,压缩曲线呈反S形,且在中段与末段近似为两段直线,将两段直线的交点作为主次固结的分界点,交点所对应的时间为tc,tc作为主固结完成的时间.随时间的推移,在每级p作用下,土体主固结变形逐渐减小,而次固结变形呈上升趋势. ③ 随固结压力增加,昆明泥炭质土的次固结特性更加显著,且次固结变形在总体变形中所占比例越来越大,主、次固结的分界点tc也愈发清晰.这与上海、福州及广东等地的一般软土随着固结压力的增加e-lgt曲线逐渐趋近于一条直线[14-16]具有明显不同.这是由于昆明泥炭质土有机质含量较高,外荷载作用下土体中有机质产生压缩变形,而有机质主要由纤维素和腐殖质组成,其中包含大量的非自由水.在长期外荷载作用下,有机质骨架发生蠕变变形,部分结合水排出,整个变形过程虽然缓慢,但变形量相当可观,在工程设计中应予以重点考虑.

为研究不同p作用下泥炭质土原状土样与扰动土样的固结时间,根据图8,9,通过作图法分别求解固结度达到90%的固结时间t90和主固结时间tc,结果见表2.由表2可知,两种土样的tc都远大于t90,完成后续10%的主固结沉降需要较长时间,甚至超过前期t90,这表明在主固结沉降后期已伴随着次固结沉降的发生.

表2 不同p作用下固结时间对比

表3为本试验得到不同p作用下的压缩指数与次固结系数.

表3 不同p作用下压缩指数与次固结系数对比

由表3可知:当固结压力为200～800 kPa时,昆明地区泥炭质土的次固结系数Cα为0.071～0.101,远大于一般软粘土的0.001～0.030[13],且随着p增加,扰动土样的次固结系数逐渐接近于原状土样.根据研究[17]表明,泥炭及泥岩沼泽原状土的Cα/Cc为0.050～0.070,而本试验结果为0.056～0.080,范围基本一致.将土体的次压缩系数εα=Cα/(1+e)作为评价昆明地区泥炭质土的次固结特性标准,本试验的εα主要分布范围为2.00%～2.85%.根据1973年G. MESRI提出的土体次压缩特性划分标准[18],昆明泥炭质土属于高次压缩性或很高次压缩性土体.

3 结 论

1) 原状土样在未达到前期固结压力时变形较小,孔隙比变化量约为总变化量的20%,而扰动土样则变形较大，孔隙比变化量约35%.表明昆明泥炭质土具有一定的结构性,土体受到扰动结构破坏后,土的压缩性显著增加.

2) 当固结压力超过100 kPa时,泥炭质土的压缩指数值均大于0.4,属于高压缩性土.固结压力较小时原状土样的压缩指数小于扰动土样;随着固结压力增加原状土样压缩指数逐渐增大并超过扰动土样.

3) 对于昆明泥炭质土,无论是原状土样还是扰动土样在加载后很短时间内,完成大部分压缩.随着固结压力的增加,土体的固结系数呈逐渐减小趋势,由于原状土样具有较强的结构性,固结压力由100 kPa增加为200 kPa过程中,土样固结系数变化尤为显著.当超过200 kPa后,由于原状土样的结构性遭到破坏,两种土样的固结系数较为接近.

4) 在各级固结压力作用下,泥炭质土样固结度达到90%时所需时间较短,而完成后续10%的主固结沉降需要较长的时间,这表明在主固结沉降的后期已伴随着次固结沉降的发生.

5) 昆明地区泥炭质土的次固结系数为0.071～0.101,远大于一般软粘土,而次压缩特性主要分布范围为2.00%～2.85%,属于高次压缩性或很高次压缩性土.

参考文献(References)

[ 1 ] 蒋忠信.滇池泥炭土[M]. 成都:西南交通大学出版社,1994.

[ 2 ] 王丹微,王清,陈剑平.滇池盆地泥炭土分布规律及工程地质特性研究[C]∥第二届全国岩土与工程学术大会论文集.武汉:中国土木工程学会土力学与岩土工程分会,2006.

[ 3 ] TOMLINSON M J.Foundation Design and Construction[M].7th ed.England:Pearson Education Ltd, 2001.

[ 4 ] BADV K, SAYADIAN T.Physical and geotechnical properties of Urmia peat[C]∥The 5th Pan-American Conference on Teaching and Learning of Geotechnical Engineering. Ontario, Canada:International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, 2011.

[ 5 ] 阮永芬,刘岳东,王东,等.昆明泥炭与泥炭质土对建筑地基的影响[J]. 昆明理工大学学报(自然科学版),2003,28(3):121-124.

RUAN Y F, LIU Y D, WANG D, et al. Effect of Kunming′s peat & peaty soil on the building foundation[J]. Journal of Kunming University of Science and Technology(Science and Technology). 2003, 28 (3): 121-124.(in Chinese)

[ 6 ] 黄俊,蒋忠信,刘劲华.云南高原泥炭土沉积环境与沉积相及工程地质特性[J].铁道工程学报,1996,50(2):238-247.

HUANG J, JIANG Z X, LIU J H.Depositional environments and precipitation facies and engineering geological characters of peat soils in Yunnan plateau[J].Journal of Railway Engineering Society, 1996, 50(2): 238-247.(in Chinese)

[ 7 ] 徐燕,佴磊,胡忠君.季冻区草炭土工程地质特性研究[J].人民长江,2011,42(10):17-20.

XU Y, NIE L, HU Z J. Study on engineering geological properties of turfy soil in seasonal frozen region [J].Yangtze River, 2011, 42(10): 17-20. (in Chinese)

[ 8 ] 张留俊,黄晓明,王攀,等.泥炭的微观结构及工程性质[J].中国公路学报,2007,20(1):47-51.

ZHANG L J,HUANG X M,WANG P,et al. Micro-structure and engineering properties of peat[J]. China Journal of Highway and Transport, 2007, 20(1):47-51. (in Chinese)

[ 9 ] 吕岩,佴磊,徐燕,等.有机质对草炭土物理力学性质影响的机理分析[J].岩土工程学报,2011,33(4):655-660.

LYU Y,NIE L,XU Y,et al. The mechanism of organic matter effect on physical and mechanical properties of turfy soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Enginee-ring, 2011, 33(4):655-660. (in Chinese)

[10] DURAISAMY Y, HUAT B B K, AZIZ A A.Engineering properties and compressibility behavior of tropical peat soil[J].American Journal of Applied Sciences,2007,4(10):768-770.

[11] HUAT B B K.Deformation and shear strength characte-ristics of some tropical peat and organic soils[J].Pertanika Journal of Science and Technology, 2006, 14(1/2):61-74.

[12] PICHAN S P, O′ KELLY B C.Effect of decomposition on the compressibility of fibrous peat[J].Geocongress,2012,8(4):4329-4338.

[13] 桂跃,余志华,刘海明,等. 高原湖相泥炭土次固结特征及机理分析[J]. 岩土工程学报,2015,37(8): 1390-1398.

GUI Y, YU Z H, LIU H M, et al. Secondary consolidation properties and mechanism of plateau lacustrine pea-ty soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Enginee-ring, 2015, 37(8): 1390-1398.(in Chinese)

[14] 高彦斌,朱合华,叶观宝,等. 饱和软粘土一维次压缩系数Ca值的试验研究[J]. 岩土工程学报, 2004, 26(4): 459-463.

GAO Y B, ZHU H H, YE G B, et al. The investigation of the coefficient of secondary compressionCain odometer tests[J]. Chinese Journal of Geotechnical Enginee-ring, 2004, 26(4): 459-463.(in Chinese)

[15] 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.

CHEN Z B, KONG Q P. Experimental study on secon-dary consolidation properties of Fuzhou soft soils[J]. Journal of Central South University(Science and Technology),2014, 45(10): 3602-3607. (in Chinese)

[16] 陈晓平,周秋娟,朱鸿鹄,等. 软土蠕变固结特性研究[J]. 岩土力学,2007,28(增刊): 1-10.

CHEN X P, ZHOU Q J, ZHU H H, et al. Research on creep and consolidation characteristics of soft soil[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(S): 1-10. (in Chinese)

[17] TERZAGHI K, PECK R B, MESRI G. Soil Mechanics in Engineering Practice[M]. 3rd ed. New York,USA:John Wiley and Sons Publication, 1996.

[18] MESRI G. Coefficient of secondary compression[J]. Journal of the Geotechnical Engineering Division,1973,99(S1):123-137.