人工結構性土的次固結特性研究

雷華陽，仇王維，丁小冬，李 賓

(1. 天津大學建筑工程學院，天津 300072；2. 天津大學濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津 300072)

人工結構性土的次固結特性研究

雷華陽1,2，仇王維1，丁小冬1，李 賓1

(1. 天津大學建筑工程學院，天津 300072；2. 天津大學濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津 300072)

盾構施工過程中會對周圍土體產(chǎn)生剪切擾動，破壞土體的結構性，結構性越強的土，其受擾動作用的影響就越明顯．本文通過配制不同水泥摻量來模擬土體結構性的強弱，并進行分級加載的次固結試驗．試驗結果表明：壓縮指數(shù)隨著水泥摻量的增加而減小，水泥摻量較大時，壓縮指數(shù)與水泥摻量較小時相比明顯減小；結構屈服應力隨著水泥摻量的增加而增大；本文所提出的次固結系數(shù)公式的計算值與試驗值較為吻合，說明本文建立的考慮土體結構性的次固結系數(shù)計算模型具有一定的合理性，可為工程實踐中次固結沉降的預測提供一定的理論指導．

結構性；水泥；人工土樣；次固結系數(shù)；計算模型

土的結構性是指土體顆粒和孔隙的性狀、排列方式及顆粒間的相互作用，土的結構性與土體的形成過程有關，是顆粒不斷調整不斷團聚的過程[1]．近年來隨著城市盾構隧道建設的快速發(fā)展，由于土層和周圍環(huán)境條件的復雜性，盾構掘進過程中會不可避免地引起周圍土體的擾動，使得土體的應力狀態(tài)發(fā)生變化．一般來說結構性越強的軟黏土，土體的擾動及其工后長期沉降變形對周圍環(huán)境產(chǎn)生的影響就越強．且施工擾動下的地層變形和破壞規(guī)律是災害機制研究的基礎，因而加強對盾構施工過程中擾動土層的結構性研究顯得日益迫切．

目前關于土體結構性對其工后長期變形的影響，國內(nèi)外學者主要采用重塑土和原狀土進行一系列研究，多考慮荷載條件、加載比及加載時間等影響因素．如Mesri等[2]經(jīng)相關研究指出，結構性軟土的次固結系數(shù)與應力水平、時間都有密切的關系．張斗斗等[3]采用天津地區(qū)軟黏土開展了大量的室內(nèi)次固結試驗研究，分析了次固結系數(shù)和率敏感參數(shù)的關系．邵光輝等[4]基于一維固結試驗研究，認為對于結構性土，次固結不僅在超固結狀態(tài)時與荷載有關，在土體結構破壞時也與荷載有關．馮志剛等[5]通過室內(nèi)軟土固結試驗研究，提出了一個新的次固結系數(shù)公式，該公式的亮點是考慮了固結壓力的影響．曾玲玲等[6]采用連云港地區(qū)海積軟土及其重塑樣開展了一系列室內(nèi)固結試驗研究，建立了考慮土體結構性的變形計算模型．張先偉等[7]對青島、漳州的重塑土和原狀軟土做了一系列室內(nèi)次固結試驗研究，認為軟土次固結變形受其結構性的影響，可以根據(jù)不同固結壓力下土樣結構的破損情況來作出解釋．

綜上所述，現(xiàn)有的研究在分析土體的結構性對次固結特性的影響時，主要集中在應力水平和時間因素兩個方面．但是卻很少對結構性強弱不同的擾動土樣進行對比試驗，以研究土體次固結特性受結構性強弱的影響．

因此，本文利用在重塑土樣中摻入不同含量的水泥來模擬土體顆粒間的聯(lián)結作用及其結構性的強弱，建立考慮土體受擾動后結構性變化特點的次固結系數(shù)計算模型．

1 試驗方案

試驗所用土樣取自天津濱海地區(qū)典型土層，其相關的物理性能指標見表1．

表1 土的物理性能指標Tab.1 Physical properties of soil

配制人工結構性土時，詳細操作過程[8-9]如下．

(1) 烘干原狀土樣并碾碎，繼而過0.5,mm篩，獲得配料土；

(2) 配制人工樣時，含水率和密度與原狀土樣相同，環(huán)刀的體積為60,cm3，則計算出料土加水泥的總質量為100.12,g，水的質量為21.8,g，配制4種不同水泥摻量的人工結構性土，水泥摻量的質量分別為0,g、3,g、5,g、8,g，換算成百分數(shù)分別為0、2.46%,、4.01%,、6.56%,．

(3) 首先把水泥和料土混合均勻，然后加水拌均勻，最后把所制土樣封閉靜置24,h備用，從而獲得符合試驗目的的待用土樣．

試驗儀器采用南京土壤儀器廠生產(chǎn)的WG型單杠桿高壓固結儀，試驗過程中每級荷載下電腦采集24,h后再人工記錄24,h，詳細試驗方案見表2．

表2 試驗方案Tab.2 Design of test

試驗方案中通過不同的水泥摻量來模擬土體結構性的強弱，并進行分級加載的次固結試驗．

2 試驗結果分析

2.1 應變-時間關系曲線

由圖1可知，在各級荷載作用下，土樣的初始變形較大，伴隨時間的變化，變形逐漸減小；伴隨水泥摻量的增加，各級荷載作用下土樣的變形漸趨變小；當水泥摻入量達到8,g時，土樣的變形明顯減小，這主要是因為隨著水泥摻量的增加，水化作用顯著，土樣顆粒間的聯(lián)結作用明顯增強．

圖1 不同水泥摻量土樣的應變-時間曲線Fig.1Strain-time curve of soil samples under different cement contents

2.2 壓縮特性

不同水泥摻量土樣的e-lg,p關系曲線見圖2．

由圖2可知，重塑樣的e-lg,p曲線近似為一直線，其原因是重塑樣的結構性基本喪失，與結構性土的典型3階段壓縮曲線[10]相比，只有第3階段，變形主要由顆粒間的滑移引起；當水泥摻量較小(3,g、5,g)時，土樣的壓縮曲線與原狀樣較為相似，荷載較小時，e-lg,p曲線呈非線性，當荷載大于某值時，近似為線性；隨著水泥摻量的增加，當達到8,g時，e-lg,p曲線近似為兩段直線，荷載較小時，直線的斜率較小，土樣的變形主要為彈性變形，荷載大于某值時，直線的斜率突然增大，其原因主要是顆粒間的聯(lián)結受到破壞，顆粒間的滑移引起土樣的變形．

圖2 不同水泥摻量土樣的e-lg,p關系曲線Fig.2 e-lg,p curve of soil samples under different cement contents

不同水泥摻量下土樣進入重塑階段的壓縮指數(shù)見表3.

表3 不同水泥摻量土樣的壓縮指數(shù)Tab.3 Compression index of soil samples under different cement contents

由表3可知，隨著水泥摻量的逐漸增大，壓縮指數(shù)逐漸減小，這是由于隨著水泥摻量的增加，土體結構性隨之增強，所以壓縮指數(shù)漸漸變小；水泥摻量為8,g時，壓縮指數(shù)出現(xiàn)突變，說明存在某個臨界水泥摻量，當達到此臨界值時，隨著水泥摻量的增加壓縮指數(shù)發(fā)生銳減．究其原因可能是由于水泥摻量較少時，水泥水化不充分，水泥強度增長緩慢，從而在土體顆粒間充當了潤滑的作用，關于其臨界水泥摻量的確定還有待微觀方面的進一步研究．

傳統(tǒng)的Cassagrande法利用土樣的室內(nèi)高壓固結試驗得出其e-lg,σ曲線，進而找出該曲線上的最小曲率點，通過繪圖法得到其結構屈服應力，由于作圖缺乏嚴謹性而得到的結構屈服應力往往有較大偏差[11]．Butterfield[12]提出了對數(shù)坐標繪圖法，得到ln(1＋e)-lg,p曲線，該壓縮曲線可近似地看成兩直線，結構的屈服應力為兩直線交點對應的荷載，不同水泥摻入量土樣的ln(1＋e)-lg,p曲線見圖3(此處僅為示意圖，具體交點可按“Butterfield雙對數(shù)坐標法”求得)．

由圖3求得不同水泥摻量土樣的結構屈服應力，見表4．

由表4可知，結構屈服應力隨著水泥摻量的增加而增大，其原因是水泥摻量的增加使得土顆粒間的聯(lián)結增強，從而增加了結構屈服應力．

圖3 不同水泥摻量土樣的ln(1＋e)-lg,p曲線Fig.3ln(1＋e)-lg,p curve of soil samples under different cement contents

表4 不同水泥摻量土樣的結構屈服應力Tab.4Structural yield stress of soil samples under different cement contents

2.3 次固結特性

圖4為不同水泥摻量土樣在各級荷載作用下的e-lg,t曲線.

由圖4可知，各級荷載下的土樣孔隙比隨時間的增加逐漸變小；對比不同水泥摻量的土樣可知，水泥摻量為0,g時，各級荷載作用下土樣很快進入次固結階段，伴隨水泥摻入量的增加(見圖4(b)、圖4(c))，進入次固結階段的時間延長，主次固結劃分逐漸明顯；當水泥摻量為8,g時，各級荷載作用下的變形明顯減小，且主次固結階段不明顯，其原因主要在于水泥摻量較大時，土顆粒間被硬化的水泥緊密聯(lián)結，荷載作用下聯(lián)結較難被破壞，且水泥水化時需消耗較多的水，土樣的主固結變形因而也較?。?/p>

根據(jù)Buisman所提出的計算方法，土的次固結變形開始后，其變形與時間的對數(shù)近似呈線性的關系，據(jù)此次固結系數(shù)(見表5)可取土樣的e-lg,t曲線近似直線段的斜率.

由表5可見，未摻水泥的土樣在初始幾級荷載作用下，次固結系數(shù)較大，伴隨荷載的增大，次固結系數(shù)減小，原因在于伴隨荷載的增大，土顆粒間的孔隙被漸漸壓密，變形隨之減?。粚τ趽剿嗟耐翗?，其次固結系數(shù)隨著荷載的增大表現(xiàn)出先增大后減小的變化特點，在結構屈服應力處，次固結系數(shù)達到最大值，隨著水泥摻量的增加，相同荷載作用下各土樣的次固結系數(shù)逐漸減小．

圖4 不同水泥摻量土樣的e-lg,t關系曲線Fig.4 e-lg,t curves of soil samples under different cement contents

表5 不同水泥摻量土樣在各級荷載作用下的次固結系數(shù)Tab.5 Secondary consolidation coefficient of soil samples for each load under different cement contents

3 次固結系數(shù)計算模型的建立及驗證

3.1 模型的建立

土樣在壓力作用下內(nèi)部結構逐漸破壞，土顆粒被壓密．同一土樣即使受到了不同程度的擾動，但在壓力增加到足夠大時其壓縮曲線最終都會趨近于一個不受原結構影響的點，該點的壓力近似為0.42,e0．李濤等[13]據(jù)此應用曲線擬合法，建立了指數(shù)模型來描述這些曲線，得到其還原曲線表達式為

式中：p1為初始壓力，取0.981,kPa；e1為p1所對應的孔隙比，可用初始孔隙比e0替代；pI為擾動樣和重塑樣e-lg,p曲線交點(一般為0.42,e0處)所對應的壓力值；k0為擾動樣壓縮曲線在p1處的斜率；kt為參數(shù)，kt=kr?k0，kr為重塑樣壓縮曲線的斜率；m為擾動指數(shù)，其表達式為

式中1k為擾動樣在交點pⅠ處的斜率．

由式(2)可以得到m值的大小，表示擾動程度的強弱，當m＝1時，式(1)變?yōu)橹厮軜拥膲嚎s曲線方程.

王國欣等[14]對李濤等[13]的上述模型進行改進，建立了基于重塑土的還原后壓縮曲線的數(shù)學模型為

式中：1e可取初始孔隙比0e；Cr為重塑樣的壓縮指數(shù)；Cs為重塑樣的回彈指數(shù)；Kσ為原狀樣的結構屈服應力；Lp為重塑樣與原狀樣e-lg,p曲線交點(一般為0.420e處)所對應的壓力；A為還原系數(shù)．

摻水泥的人工結構性土樣，次固結系數(shù)隨著荷載的增大先增大后減小，超過結構完全屈服應力p′后最終趨于穩(wěn)定，其變化規(guī)律如圖5所示．在綜合考慮文獻[13-14]研究的基礎上，本文提出了如下考慮結構性的次固結系數(shù)的計算模型．

圖5 次固結系數(shù)隨荷載變化示意Fig.5 Schematic diagram of variation of secondary consolidation coefficient with load

當荷載小于結構屈服應力時，次固結系數(shù)的計算公式為

式中：a為次固結系數(shù)-荷載關系曲線的初始斜率的倒數(shù)；b為次固結系數(shù)的峰值的倒數(shù)；B為次固結系數(shù)調整系數(shù)．

當荷載位于結構屈服應力與結構完全屈服應力之間時，可近似將次固結系數(shù)線性減小，次固結系數(shù)的計算公式為

式中：Cay和Car分別為結構屈服應力處原狀土和重塑土的次固結系數(shù)；py和p′分別為結構屈服應力和結構完全屈服應力．結構完全屈服應力是指土體完全進入重塑土階段時的荷載，此后土樣的次固結系數(shù)不再變化，py可由ln(1+e)-lgσy′ 關系曲線中兩直線的交點求得，p′一般為py的2～3倍．

3.2 模型驗證

結合試驗數(shù)據(jù)，將次固結系數(shù)公式的計算值與試驗值進行對比(只比較水泥摻量為3,g和5,g時的情況，水泥摻量為8,g時，其壓縮曲線與原狀土樣的壓縮曲線對比偏差較大，不符合天然結構性土壓縮特性的規(guī)律)，見圖6．

由圖6可見，按擬合公式(5)或者(6)得到的次固結系數(shù)計算值與試驗值吻合良好，具有一定的合理性，可為工程中擾動土次固結系數(shù)的計算以及次固結沉降的預測提供一定的理論指導．

圖6 次固結系數(shù)計算值與試驗值對比Fig.6Comparison of calculated and test values of secondary consolidation coefficient

4 結 論

本文通過配制不同水泥摻量的土樣來模擬土體結構性的強弱，并進行了分級加載的次固結試驗，研究得到如下結論．

(1) 隨著水泥摻量的增加，土樣在各級荷載作用下的變形逐漸減?。?/p>

(2) 壓縮指數(shù)隨著水泥摻量的增加而減小，水泥摻量較大(8,g)時，壓縮指數(shù)與水泥摻量較小時相比明顯減小，說明存在臨界水泥摻量，使得壓縮指數(shù)發(fā)生銳變，結構屈服應力隨著水泥摻量的增加而增大.

(3) 人工結構性土中水泥摻量的不同可模擬土體結構性的強弱；在荷載小于結構屈服應力時，次固結系數(shù)呈雙曲線變化，在結構屈服應力到結構完全屈服應力之間呈線性變化，大于結構完全屈服應力后次固結系數(shù)基本不發(fā)生變化；且根據(jù)本文提出的次固結系數(shù)計算模型得到的計算值與試驗值吻合較好；說明本文建立的考慮土體結構性的次固結系數(shù)計算模型存在一定的合理性，可在今后的工程實踐中為次固結變形的預測提供一定的理論指導．

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(責任編輯：樊素英)

Characteristics of Secondary Consolidation Considering the Structure of Artificial Soil

Lei Huayang1,2，Qiu Wangwei1，Ding Xiaodong1，Li Bin1
(1．School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2．Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

During the construction of shielding，the soil around is disturbed by shearing，and the structure is destroyed．For the soil with strong structure，the effect of disturbance on it is more obvious．In this paper，the structure of soil is simulated by different cement contents，and the secondary consolidation tests of step loading are conducted．The test results indicate that compression index decreases with the increase of cement content，and when the content of cement is large，the compression index apparently decreases compared with that in the situation of less cement content．It is also shown that the structure yield stress grows along with the increase of cement content．The calculated value using the proposed formula of secondary consolidation coefficient coincides with the test value，which indicates that the established model of secondary consolidation coefficient considering the structure of soil is somewhat reasonable and will be useful for the forecast of secondary consolidation settlement in engineering practice.

structure；cement；artificial soil sample；coefficient of secondary consolidation；computational model

TU4

A

0493-2137(2015)11-0995-06

10.11784/tdxbz201501044

2015-01-15；

2015-07-13.

國家重點基礎研究發(fā)展計劃(973計劃)資助項目(2010CB732106).

雷華陽（1974— ），女，博士，教授，leihuayang74@163.com.

仇王維，qiuwangwei01@126.com.