珠海海相软土次固结变形特性及其系数取值研究

刘维正，李天雄，徐冉冉，葛孟源

(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙410075；2.高速铁路建造技术国家工程研究中心，湖南 长沙410075；3.珠海交通集团有限公司，广东 珠海519000)

我国沿海、沿江地区是高速交通工程密集建设区，且分布有大量深厚淤泥和淤泥质黏土等软土。软土通常表现出含水率高、孔隙比大、剪切强度低、压缩性高及结构性强等特点[1]，同时还表现出明显的次固结特性。珠海滨海相软土占陆地总面积的50%～60%，厚度在8～40 m之间，最厚达67.4 m，次固结特性十分突出，工后变形持续发展，对投入运营的基础设施带来不少安全隐患[2]。因此，探明区域性软土的次固结特性，构建次固结系数与常规物理力学参数指标的实用经验关系，对该地区工后沉降预测和控制有非常重要的意义。近年来，学者们针对软土次固结特性展开了一系列的研究，目前研究主要从以下几个方面展开。1)软土次固结变形规律及影响因素分析。对于天津软土次固结特性，雷华阳等[3]通过试验发现随着试样尺寸的增大，次固结系数也在增大；刘景锦[4]通过单项固结压缩试验研究了真空预压对软土次固结系数的影响；肖广平[5]认为土体次固结系数随荷载变化的峰值出现在2倍结构屈服应力处。对于上海、江苏等长三角软土也有相关研究，秦爱芳等[6]研究了长江口软土次固结系数随荷载增大的整体变化趋势；杨亮等[7]对比发现长江口软土次固结系数高于典型上海软土次固结系数；王婧[8]对珠海软土试验研究认为软土次固结特征和深度无明显相关性。2)软土次固结变形计算方法研究。DOB等[9]通过类比软土蠕变模型和循环蠕变之间的关系，优化了软土次固结的沉降计算方法；AZAD SAHIB等[10]利用等效时间法建立三维弹塑性模型来计算软土的次固结沉降；HU等[11]基于Bjerrum蠕变图和次固结系数的切线斜率定义，建立了超固结土次固结系数的时间增长模型；LIU等[12]考虑次固结和温度2个条件建立了一维非线性固结控制方程。综上，对软土次固结的研究多集中在上海和天津等地，对于珠三角地区，尤其珠海软土次固结研究相对较少。因此，本文通过获取珠海地区不同深度的软土原状样，开展一维次固结压缩试验，探究不同应力水平、超固结比和加荷比对次固结系数的影响规律，并对比沿海地区软土次固结系数变化规律，建立珠海软土次固结系数与常规物理力学指标的经验关系。

1 试验土样与试验方案

1.1 试样的基本性质

试验土样取自珠海横琴杧洲隧道工程，采用薄壁取土器获得5个不同深度的土样，并对土样蜡封后装入防震箱进行保护，以减少对软土的扰动。在室内进行土样基本物理参数测量，结果见表1。各土样天然含水率均超过土体的液限，且土体塑性指数均在30左右，土体处于流塑状态。

室内取土制样及固结试验仪如图1所示。固结压缩试验和一维次固结试验通过环刀取土，试样直径61.8 mm，高度20 mm，采用图1(d)杠杆固结仪进行固结。每个深度取7个土样，其中5个土样进行次固结试验，其余2个进行压缩试验，压缩试验e-logσv曲线如图2。

图1 试验过程Fig.1 Experimental process diagram

图2 压缩e-logσv曲线Fig.2 Compressed e-logσv graph

1.2 试验方案

为了给实际工程中不同规模土建结构以及在卸载后的地基上二次建设时的次固结沉降规律以及计算提供试验参考，每组试样进行如表2的次固结试验。每个深度土样进行5次试验，分别为加荷比为1.0，1.5和2.0的次固结试验，超固结比为4.0和8.0的次固结试验。不同加荷比试验从12.5 kPa开始加载，每级加载7 d。不同超固结比实验分级加载到400 kPa(800 kPa)，完成预压后卸载至0 kPa，待沉降稳定后分级加载，其中每级荷载的周期仍为7 d。试验中精读过程量。

表2 软土压缩与次固结试验方案Table 2 Scheme of soft soil compression and secondary consolidation experiment

2 试验结果及分析

2.1 一维次固结时程曲线特征分析

根据室内原状软土次固结试验，得到各个深度对应的e-lgt曲线。8.5～9.0 m深度土样次固结试验结果如图3所示。

从图3的曲线中可以知道该深度土样的固结曲线均呈反S形。曲线后半段切线与曲线反弯点切线的交点对应着主固结和次固结的分界点。在此之前为主固结阶段，分界点之后为次固结阶段，这一过程主要是土体颗粒骨架在有效应力的作用下产生的压缩变形。

3种不同加荷比的次固结试验中，同一加荷比条件下每级荷载产生的孔隙比变化相近。加荷比1.0，1.5和2.0的孔隙比变化范围分别在0.14～0.19，0.19～0.24和0.24～0.28，这也表明加荷比越大，孔隙比变化越大。超固结比试验中预压卸荷后的第1次的加载孔隙比变化较大，这说明卸荷回弹部分土体的刚性较低，再次加载产生的变形量较大。

不同加荷比、超固结比的试验中土样各自累计次固结变形量占各自总的固结变形量的比例分别为0.246，0.226，0.204，0.210和0.191。这表明次固结在整个固结压缩过程中不可忽略，对实际工程而言，需要注意次固结对建筑物后期沉降的影响。

2.2 固结压力σv对次固结系数Cα的影响

图4为一维次固结试验得到的典型e-lgt曲线，这个曲线反映了软土在荷载作用下的压缩变形过程。压缩过程分为主固结和次固结两部分，根据Casagrande作图法，次固结部分软土的变形和时间对数基本呈线性关系，次固结系数Ca计算式如下：

式中：Δe为次固结压缩阶段的孔隙比变化；t1为主固结完成时刻，通过作图法确定；t2为压缩终点时刻。

根据Casagrande作图法，得到各个深度土样在不同条件下的次固结系数，并以此为依据探究固结压力σv对次固结系数Cα的影响，汇总得到图5。

由图5可知，土体次固结系数总体在0.013～0.025之间。各深度土样次固结系数与压力σv的关系可分为2段：第1段随着压力的增大，次固结系数首先呈现上升的趋势，并在一定压力下达到峰值；第2段随着压力的增大，次固结系数减小，最后趋于稳定。各土层在压力为200 kPa左右时，次固结系数达到峰值。

图5 次固结系数与压力σv关系曲线Fig.5 Relation curves between secondary consolidation coefficient and pressureσv

结合前人研究土体次固结系数变化主要由2个方面原因造成：第一，土体受到外荷载的作用土骨架原来的结构受到破坏，土体承载能力降低；第二，土体被压缩后土体颗粒排列更密实，抵抗变形能力提高。在分级加载初期即应力较低的情况下，土体骨架强度低，此时土骨架破坏占主导，外力作用下颗粒之间的胶结力被破坏，在荷载作用下孔隙比变化率较大，次固结系数升高。随着应力增大逐渐超过临界值后，土体颗粒的结构虽然仍有破坏，但这时的土体孔隙比较小，土体颗粒排列紧密，土体刚度提升，土体抵抗变形的能力加大，次固结系数减小并达到相对稳定。

2.3 超固结比对次固结系数Cα的影响

超固结比是指土体历史上所受到的最大固结压力与现存固结压力的比值，通常用OCR来表示，不同超固结比会对土体结构产生影响。此次室内原状试验进行了不同超固结比情况下的次固结试验，以此探究超固结比对次固结系数Cα的影响。根据最大预压荷载400 kPa和800 kPa做不同预压荷载下的次固结系数随荷载的变化图。

从图6可以发现前期预压荷载400 kPa时次固结系数整体分布在0.004～0.020之间；前期预压荷载800 kPa时，次固结系数整体分布在0.003～0.011之间。这说明预压荷载越大，次固结系数降低的程度越大。同时，2种不同预压荷载下的次固结试验都表现出随着荷载增大，次固结系数不断增大的特点，并且随着加载的进行，次固结系数不断向正常固结条件下的稳定值靠近。

图6 不同预压条件下次固结系数与荷载关系曲线Fig.6 Relationship curves between the secondary consolidation coefficient and the load under different preloading conditions

图7为不同超固结比条件下的次固结系数变化图，随着超固结比的增大，次固结系数都在减小。通过对土体预先施加荷载，土体孔隙率下降，土体中水和气体被挤出，土体承载力更多依靠土体自身骨架的作用，土体中颗粒之间的接触更加紧密，在挤压等条件下，土体颗粒达到一个相对稳定状态，土体刚度增大。卸载后，土体结构虽然有回弹，但相比预压前，土体孔隙率仍有大幅度的降低，土颗粒间的排列也更为紧密。在之后的加载中，因土体刚度的提高，土体的主次固结都有下降。预压荷载越大，土体压缩越密实，卸载后再次加载时，土体产生的次固结减小，有利于降低土体的次固结变形。

图7 次固结系数与超固结比关系曲线Fig.7 Relation curves between secondary consolidation coefficient and over-consolidation ratio

这一现象在实际工程中具有很强的实用价值。通过对软弱地层设置排水板、排水竖井后采用堆载等方法加载预压，该过程完成了对软弱地层的排水预压，卸载后可以降低土体的次固结系数，由此降低地基的工后沉降。该过程中的超固结比越大，效果越明显。

2.4 不同加荷比对软土次固结的影响

图8为6.5～7.0 m深度土样在不同加荷比条件下随时间的应变曲线。图中3种不同加荷比试验第1次加载均为12.5 kPa，每级加载时间均为7 d。加荷比1.0和1.5的土样最终加载为200 kPa，加荷比2.0的土样最终加载为112.5 kPa。从图8中可以看出，每次加载时，在加载初期都有很大的瞬时沉降，在完成瞬时沉降之后的时间里产生总的沉降量较小，并且随着时间的增长，沉降会逐渐减小并趋于稳定。

图8 加荷比对软土变形的影响Fig.8 Influence of load ratio on soft soil deformation

对比加荷比1.0和1.5的最终应变发现，二者在最终加载都为200 kPa时，产生的最终应变均在0.240左右，这说明软土在最终荷载相同时，加荷比对软土的最终沉降量影响相对较小。对比相同时间段的应变发现，分级荷载越大时，产生的应变也随之增大。对于相同初始条件下，软土的加荷比越大，沉降越大，对变形影响也越大。

2.5 沿海地区软土次固结系数对比

通过查阅相关资料得到上海、天津、深圳和广州地区相同荷载条件下软土次固结系数平均值[7,13-15]，将数据与本文得到的珠海地区的软土次固结系数进行数值对比分析，见表3。

表3 不同地区软土次固结系数均值对比Table 3 Comparison of mean values of Cαfor soft soils in different areas

由表3数据可知沿海各地软土具有相似的性质。随着荷载的增大，软土次固结系数都是先增大，到达峰值之后，随着荷载的增大，次固结系数下降。

深圳、珠海、广州3地软土次固结系数的峰值大致都处在100～200 kPa之间。其中，珠海次固结系数的峰值更靠近200 kPa，深圳和广州次固结系数的峰值更靠近100 kPa。

珠江三角洲地区深圳、珠海和广州3地次固结系数在0.015～0.020之间；上海地区次固结系数在0.010～0.015之间；天津地区次固结系数最小，在0.005～0.008之间。珠三角、长三角和天津地区的软土次固结系数依次在减小。珠三角、长三角和天津地区的含水率均值分别为73%，44%和40.3%，3地中含水率的整体呈减小趋势。珠三角地区软土的高含水率意味该地承受主要荷载的土颗粒含量相对较小，受到荷载作用后在次固结阶段土体颗粒向紧密排列的变化程度越大，产生的孔隙比变化也越大。以上表明珠三角地区软土耐压缩性能最低，土建工程中需要着重注意珠三角地区软土较高的次固结性。

3 次固结系数Cα的经验公式

实际工程中次固结系数存在测试不方便的问题，往往需要现场取土转去试验室做相关试验，同时次固结试验的时间周期较长，这些都在很大程度上影响着次固结系数Cα数据的获取。本文从土体相对容易得到的系列数据出发，探究它们与次固结系数的关系。

3.1 压缩指数C c与次固结系数Cα的关系

次固结系数Cα与压缩指数Cc都反映了土体压缩变形的性质，其中次固结系数Cα反映土体次固结阶段的压缩性能，压缩指数Cc主要反映土体主固结阶段性质，压缩指数Cc计算式如下：

式中：P1和P2为e-logP曲线中直线段起始点和终点对应的压强，Δe为P1和P2对应的孔隙比变化。

对于同一土体而言，压缩指数Cc和次固结系数Cα在数值上存在一定的规律。图9展示了本试验土体次固结系数Cα与压缩指数Cc相关数值，同时参考深圳[14]和广州[15]软土次固结的研究，对3地软土次固结特性做出对比。由图9知3个地区Cα与Cc均表现出线性相关的关系，广州、珠海和深圳3个地区Cα与Cc的比值分别在0.033 8，0.028 2和0.025 1左右。这与MESRI等[16]总结的土体Cα/Cc的比值在0.025～0.10之间一致。

图9 次固结系数Cα与压缩指数C c关系Fig.9 Relationship between Cαand C c

3.2 含水率w与次固结系数Cα的经验公式

结合珠海地区相关论文[8]，土体含水率w与次固结系数Cα关系如图10所示。图中二者呈线性相关关系，拟合得到的经验公式为：Cα=0.000 2w+0.002 3。软土含水率越高，土体颗粒间的自由水越多，随着自由水的增多，在一定程度上弱化了土体颗粒的骨架作用。当荷载作用在土体上时，土体发生变形，孔隙水被排出，原来被排出孔隙水所承担的力转移给了土体骨架，这也加大了土体的变形。因此，含水率越高的软土产生的次固结变形越大，对应的软土次固结系数也越大。

图10 珠海软土含水率w与次固结系数Cα关系Fig.10 Relationship between the water content w of Zhuhai soft soil and the secondary consolidation coefficient Cα

3.3 塑性指数I P与次固结系数Cα的经验公式

图11为土体塑性指数和次固结系数之间的数值关系，从图中可以提看出二者线性相关。同时土体的塑性指数分布在29～34之间，这也表明珠海地区软土塑性指数较高，土体颗粒较小。通过拟合，珠海地区软土次固结系数可以由塑性指数表示为：Cα=0.001 2IP−0.021 2。

图11 土体塑性指数I P与次固结系数Cα关系Fig.11 Relationship between soil plasticity index I P and secondary consolidation coefficient Cα

塑性指数是衡量黏性土体物理性质的一个重要参数，它很好地反映了土体的物质组成。当塑性指数越高时，细颗粒土的含量越大，颗粒对应的比表面积也越大，细颗粒间有更厚的结合水膜，因此在持续荷载的作用下，软土会有更大的蠕变，对应的次固结系数也越大。

4 结论

1)对不同深度的土样进行次固结试验，对应的e-lg t曲线呈反S型，其中次固结变形量占整个固结变形量的1/4，在整个压缩过程中不可忽略，且珠海地区相比长三角和天津地区有更明显的次固结特性。

2)软土次固结系数与压力的关系可分为2个阶段。随着压力的增大，次固结系数先增加；在压力为200 kPa左右时，次固结系数到达峰值，之后随压力的增大，次固结系数逐渐减小，最后趋于稳定。

3)软土预压后，次固结系数在减小，随着后期继续加载，次固结系数接近正常次固结系数稳定值。软土的次固结系数随着超固结比的增大而减小，且减小的程度也随超固结比增大而增大，可利用这一原理对地基进行超载预压，以减小工程的后期沉降量。

4)软土在相同初始条件下，加荷比越大，沉降量越大，对软土变形影响越大。当土体受到的最终荷载相同时，加荷比对土体的最终沉降量影响较小。

5)结合本文及相关文献数据建立了软土次固结系数Cα与压缩指数Cc，含水率w，土体塑性指数IP之间的经验公式，可根据经验公式为软基处理初步设计次固结参数选取提供参考依据。