豎井地基熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)

劉干斌，范高飛，陶海冰, 2，尹鐵鋒，鄧岳保

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豎井地基熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)

劉干斌1，范高飛1，陶海冰1, 2，尹鐵鋒1，鄧岳保1

(1. 寧波大學(xué)巖土工程研究所，浙江寧波，315211；2. 浙江大學(xué)濱海和城市巖土工程研究中心，浙江杭州，310027)

設(shè)計(jì)豎井熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)系統(tǒng)，選取寧波地區(qū)典型軟黏土，在室溫和水熱循環(huán)溫度70 ℃下分別開展排水固結(jié)和熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)，分析加熱、分級(jí)堆載、恒載降溫階段各測(cè)點(diǎn)的溫度、孔隙水壓力及地表沉降變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：熱排水固結(jié)法可加速地基模型的固結(jié)速率，固結(jié)度達(dá)到90%所需時(shí)間較排水固結(jié)法所需時(shí)間減少；經(jīng)過(guò)溫度歷史后，地表最終沉降量增加，土的抗剪強(qiáng)度有所提高，增強(qiáng)軟基處理效果。在試驗(yàn)基礎(chǔ)上，分析熱排水固結(jié)法作用機(jī)理，結(jié)合已有先期固結(jié)壓力隨溫度變化理論，按?lg曲線法建立熱排水固結(jié)法的沉降計(jì)算公式，并對(duì)豎井模型地表沉降進(jìn)行計(jì)算，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，初步驗(yàn)證公式的合理性。

熱排水固結(jié)；模型試驗(yàn)；豎井地基；?lg曲線；沉降

熱排水固結(jié)法是近幾年國(guó)際上出現(xiàn)的軟基處理新方法。與排水固結(jié)法相比，熱排水固結(jié)法在豎井中插入U(xiǎn)型導(dǎo)熱管，并將導(dǎo)熱管中的水加熱至一定溫度，實(shí)現(xiàn)管?土之間的熱傳遞，以提高豎井周邊土的滲透系數(shù)，加速地基排水固結(jié)，是解決沿海地區(qū)低滲透性軟土地基采用常規(guī)排水固結(jié)法處理周期長(zhǎng)這一技術(shù)難題的有效途徑之一。POTHIRAKSANON等[1]采用該法處理曼谷路基的黏土地基。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)土的熱固結(jié)問(wèn)題開展了諸多研究。例如TIDFORS等[2]利用單向固結(jié)試驗(yàn)，對(duì)不同溫度下瑞典黏土的固結(jié)變形特性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)溫度變化影響土的先期固結(jié)壓力。BOUDALI等[3]的試驗(yàn)也表明：溫度對(duì)天然軟黏土的先期固結(jié)壓力、壓縮曲線、孔隙水壓力有較大影響。TOWHATA等[4]開展了黏土的溫控固結(jié)試驗(yàn)，結(jié)果表明：升溫可使土的結(jié)構(gòu)性破壞，從而提高土的滲透性。SULTAN等[5]利用溫控GDS三軸儀開展了不同溫度下Boom黏土試驗(yàn)，試樣體應(yīng)變隨溫度升高而增大，并給出了先期固結(jié)壓力與溫度變化的關(guān)系式，分析了超固結(jié)比對(duì)體變的影響。ABUEL-NAGA等[6]通過(guò)試驗(yàn)建立了溫度與土的體變關(guān)系。ROMERO等[7]研究認(rèn)為飽和度75%以下時(shí)，溫度對(duì)土的滲透系數(shù)無(wú)明顯影響，當(dāng)飽和度大于75%時(shí)，土的滲透系數(shù)隨溫度升高而增大。溫度對(duì)土的滲透性的影響，不能僅歸因于孔隙水表面張力受溫度的影響，還需考慮熱對(duì)土結(jié)構(gòu)性的擾動(dòng)和孔隙流熱化學(xué)變化。TSUTSUMI等[8]利用溫控固結(jié)滲透儀器研究了飽和土的固結(jié)性狀，并從黏滯性角度對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象進(jìn)行了解釋。此外，吳瑞 潛[9]和白冰[10]基于飽和土體熱固結(jié)方程，給出了溫度與孔壓的解析解。陶海冰等[11]對(duì)一個(gè)經(jīng)典有涂抹區(qū)的豎井地基進(jìn)行計(jì)算，分析了不耦合溫度、耦合溫度但不考慮其對(duì)飽和土物性影響、耦合溫度考慮溫度對(duì)飽和土滲透性影響計(jì)算結(jié)果的異同，初步揭示了軟土地基的熱?水?力耦合作用機(jī)理及熱排水固結(jié)軟基處理的溫度效應(yīng)。當(dāng)前，模型試驗(yàn)已成為研究軟基處理問(wèn)題的最有效手段之一。王安明等[12]進(jìn)行了廣州國(guó)際會(huì)展中心動(dòng)力排水固結(jié)軟基處理室內(nèi)模型試驗(yàn)，重點(diǎn)分析了插設(shè)塑料排水板過(guò)程、全部夯擊過(guò)程及夯擊完成后軟黏土的孔壓響應(yīng)。王柳江等[13]針對(duì)海相吹填土的特點(diǎn)，提出了采用真空預(yù)壓聯(lián)合電滲法的地基加固方法，并通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)該工法的加固機(jī)制進(jìn)行了初步探索。閆澍旺等[14]進(jìn)行了超軟土真空預(yù)壓室內(nèi)模型試驗(yàn)，提出了對(duì)超軟土地基進(jìn)行二次加固的工藝可使超軟吹填土產(chǎn)生較好的加固效果。余飛等[15]進(jìn)行了軟土電化學(xué)樁加固的室內(nèi)模型試驗(yàn)，探討了電化學(xué)樁加固的電解特性及主要控制參數(shù)，并對(duì)膠結(jié)樁體強(qiáng)度分布規(guī)律、承載力特性和水穩(wěn)性進(jìn)行了研究。由于豎井熱排水固結(jié)過(guò)程是一個(gè)多物理場(chǎng)耦合發(fā)展變化過(guò)程，其作用機(jī)理較為復(fù)雜，國(guó)內(nèi)外有關(guān)土的熱固結(jié)研究并不能直觀地、全面地揭示豎井熱排水固結(jié)法作用機(jī)理。而原型試驗(yàn)又受到施工、場(chǎng)地等因素影響不易開展，且試驗(yàn)耗資大。為了探索豎井熱排水固結(jié)法作用機(jī)理，評(píng)價(jià)其加固效果和適用性，開展豎井地基熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)，是一種可行的、合理的手段。為此，本文作者設(shè)計(jì)了豎井熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)系統(tǒng)和試驗(yàn)方案，并選取寧波典型軟黏土開展豎井地基排水固結(jié)與熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)對(duì)比研究，得到地基土的溫度、孔壓和沉降發(fā)展變化規(guī)律，分析評(píng)價(jià)了熱排水固結(jié)法處理效果，并建立了考慮溫度變化的沉降簡(jiǎn)化計(jì)算公式。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)和內(nèi)容

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

豎井熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)系統(tǒng)包括反力架、杠桿加載裝置、模型試驗(yàn)桶及電腦式水循環(huán)加熱器4個(gè)部分。反力架包括底架與門式框架，均由工字鋼焊接而成，用于承受豎井地基加載所引起的反力；杠桿加載裝置由橫梁、吊桿、砝碼及帶油壓表的千斤頂?shù)冉M成，用于加載及測(cè)量加載壓力；模型試驗(yàn)桶為不銹鋼板焊接而成的圓桶，頂部開口；電腦式水循環(huán)加熱器以水作為傳熱媒體，通過(guò)電熱加溫及熱水泵強(qiáng)制循環(huán)，可控制進(jìn)入U(xiǎn)型導(dǎo)熱管的水溫，溫控范圍為室溫 ~120 ℃。

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)期間，室內(nèi)晝夜溫度在28.0～29.2 ℃之間變化，水循環(huán)溫度設(shè)定為70 ℃。試驗(yàn)步驟如下。

1) 地基分層填筑。先將PVC管(直徑70 mm、高度1.2 m)、U型導(dǎo)熱管(外徑20 mm、內(nèi)徑16 mm)在桶中央固定，再分5次往桶內(nèi)填筑黏土，每層土樣虛高25 cm，在15 kPa壓力下靜壓至沉降穩(wěn)定后再填筑下一層。土樣填筑完成后，在PVC管中灌入中砂，壓實(shí)后拔出PVC管，形成豎井，并在黏土頂部填筑10 cm厚中砂墊層作為水平排水通道，從而形成豎井地基模型。將豎井地基靜置168 h后再開展模型試驗(yàn)，模型示意圖如圖1所示。

2) 傳感器埋設(shè)。在布設(shè)傳感器前，基于非等溫管道流理論及THM耦合理論，利用COMSOL多物理場(chǎng)軟件對(duì)豎井地基模型進(jìn)行加熱模擬，在模型溫度穩(wěn)定后，發(fā)現(xiàn)圖1所示的U型管平面內(nèi)和其垂直平面內(nèi)各相同位置點(diǎn)的溫度差異較小，故僅在頂部和底部附近豎井平面和垂直平面內(nèi)布設(shè)2組4個(gè)溫度?孔壓一體式傳感器，以觀測(cè)相關(guān)點(diǎn)的溫度和孔壓變化規(guī)律。傳感器孔壓量程為0~0.3 MPa，誤差0.1 kPa；溫度量程0~80 ℃，誤差±0.1%。在填筑第2層、第4層土樣后，埋設(shè)傳感器，其中1和2號(hào)傳感器置于U型管所在平面內(nèi)，距桶底25 cm，距豎井邊緣依次為14.5和4.5 cm。3和4號(hào)傳感器位于U型管垂直平面內(nèi)，距桶底75 cm，距豎井邊緣依次為14.5和4.5 cm。在模型土體表面設(shè)置沉降板，以測(cè)定地表沉降量。

圖1 豎井地基示意圖

3) 無(wú)堆載加熱。在模型桶外部黏貼保溫材料，連接U型導(dǎo)熱管和電腦式水循環(huán)加熱器，將溫度設(shè)定為預(yù)定值(70 ℃)，開啟電腦式水循環(huán)加熱器，對(duì)土樣進(jìn)行循環(huán)加熱，加熱時(shí)長(zhǎng)以傳感器溫度趨于穩(wěn)定為限。排水固結(jié)模型試驗(yàn)無(wú)此步驟。

4) 分級(jí)堆載。為了反映加熱階段地基的熱固結(jié)機(jī)理，本試驗(yàn)設(shè)定加熱引起的孔壓消散和沉降穩(wěn)定后，再分三級(jí)進(jìn)行堆載，每級(jí)壓力為25 kPa，待每級(jí)壓力下孔壓消散、沉降穩(wěn)定后方可進(jìn)行下一級(jí)堆載，堆載過(guò)程可停止加熱或持續(xù)加熱(電腦式水循環(huán)加熱器自行調(diào)節(jié)，間歇式加熱，保持試驗(yàn)過(guò)程溫度恒定，耗電量較少)，為評(píng)價(jià)熱排水固結(jié)法作用效果，本文采用持續(xù)加熱模式。排水固結(jié)模型試驗(yàn)在豎井地基靜置168 h后即進(jìn)行分級(jí)堆載，要求同上。

5) 恒載降溫。待第3級(jí)堆載作用下孔壓消散、沉降穩(wěn)定后，關(guān)閉電源，停止水循環(huán)加熱，并去除模型箱外側(cè)的保溫材料，使土樣自然降溫至室溫，至此熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)完成。排水固結(jié)模型試驗(yàn)無(wú)此步驟。

1.3 測(cè)試內(nèi)容

利用1~4號(hào)溫度?孔壓一體式傳感器測(cè)定地基溫度和孔隙水壓力，利用沉降板測(cè)定各級(jí)加載引起的地表沉降數(shù)據(jù)。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 溫度

在室溫條件下，排水固結(jié)模型試驗(yàn)過(guò)程中1~4號(hào)傳感器的溫度時(shí)程曲線如圖2所示；水循環(huán)溫度為70 ℃條件下，熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)過(guò)程中1至4號(hào)傳感器的溫度時(shí)程曲線如圖3所示。由圖2可知：排水固結(jié)模型試樣溫度隨室溫變化而變化，室溫溫度范圍為28.0~29.1 ℃，平均室溫約為28.6 ℃，4個(gè)傳感器溫度隨時(shí)間變化與室溫變化基本一致，但埋設(shè)位置不同，土層溫度與氣溫升降之間存在滯后，1和2號(hào)傳感器溫度總體較3和4號(hào)傳感器溫度低，同一時(shí)刻各傳感器間的最大溫度差約為0.4 ℃。

傳感器編號(hào)：1—1號(hào)；2—2號(hào)；3—3號(hào)；4—4號(hào)。

由圖3可知：無(wú)堆載加熱(本階段0~216 h)48 h左右地基溫度趨于穩(wěn)定，但為了觀察加熱引起的超靜孔壓的消散過(guò)程，再持續(xù)加熱168 h，加熱總時(shí)長(zhǎng)為216 h。土體溫度增長(zhǎng)至最大值(1~4號(hào)傳感器溫度最大值依次為56.8，60.6，55.9和60.3 ℃，平均值為58.4 ℃)，并保持穩(wěn)定。分級(jí)堆載階段(216~432 h)，土體溫度仍穩(wěn)定于最大值，并未因堆載、滲流產(chǎn)生較大變化；恒載降溫階段(432~480 h)，土體溫度由最大值快速降至室溫。在熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)中，底、頂部1和3號(hào)傳感器溫度差為0.9 ℃，2和4號(hào)傳感器溫度差為0.3 ℃，且底部溫度較頂部溫度高，系由于模型桶頂部開口，有一定的散熱作用，與填筑土層的均勻性也有一定的關(guān)系?？梢姡捎诩訜峁艿烙羞M(jìn)水口與出水口，土樣溫度不是軸對(duì)稱分布，但管井比足夠小(0.2)，為便于理論、數(shù)值研究，溫度場(chǎng)可簡(jiǎn)化為軸對(duì)稱分布。

傳感器編號(hào)：1—1號(hào)；2—2號(hào)；3—3號(hào)；4—4號(hào)。

2.2 孔隙水壓力

在室溫條件下，排水固結(jié)模型試驗(yàn)中孔壓時(shí)程曲線如圖4所示。由圖4可以看出：每級(jí)堆載壓力下(25 kPa)，孔壓快速增長(zhǎng)至峰值(孔壓增量為10~20 kPa)，隨后逐漸消散至穩(wěn)定，消散速率隨固結(jié)發(fā)展逐漸減慢。堆載壓力越大，殘余孔壓也越大，1~4號(hào)傳感器殘余孔壓依次為5.8，3.5，6.8和7.8 kPa。

在水循環(huán)溫度為70 ℃條件下，熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)中孔壓時(shí)程曲線如圖5所示，在無(wú)堆載加熱階段(0~216 h)，孔壓在0~24 h內(nèi)增長(zhǎng)至極大值(孔壓增量為4.1~7.9 kPa)，隨后緩慢消散至穩(wěn)定值；分級(jí)堆載階段(216~432 h)，孔壓發(fā)展變化規(guī)律類似于排水固結(jié)模型試驗(yàn)；恒載降溫階段(432~480 h)，殘余孔壓(1~4號(hào)傳感器殘余孔壓依次為7.9，5.2，9.3和8 kPa，平均值為7.6 kPa)迅速減小至負(fù)值(1~4號(hào)傳感器最大負(fù)孔壓依次為?6.0，?7.5，?3.6和?2.3 kPa)，隨后又逐漸增大，但孔壓最終為負(fù)(1~4號(hào)傳感器最終孔壓依次為?3.4，?3.4，?1.2和?1.3 kPa，平均值為?2.3 kPa)。

從單個(gè)傳感器得到的孔壓結(jié)果來(lái)看：在無(wú)堆載加熱階段，其孔壓發(fā)展過(guò)程與該點(diǎn)溫度發(fā)展有關(guān)，一方面因?yàn)闇囟鹊脑鲩L(zhǎng)導(dǎo)致孔壓增長(zhǎng)，另一方面由于排水使孔壓消散。當(dāng)溫度增長(zhǎng)速率導(dǎo)致的孔壓增長(zhǎng)速率大于孔壓消散速率時(shí)，孔壓將會(huì)增長(zhǎng)；當(dāng)孔壓增長(zhǎng)速率小于孔壓消散速率時(shí)，特別是當(dāng)溫度達(dá)到恒定時(shí)，孔壓增長(zhǎng)速率為零，孔壓將消散。

傳感器編號(hào)：1—1號(hào)；2—2號(hào)；3—3號(hào)；4—4號(hào)。

傳感器編號(hào)：1—1號(hào)；2—2號(hào)；3—3號(hào)；4—4號(hào)。

在堆載階段，每級(jí)荷載加載時(shí)，在傳感器所在深度，孔壓增量達(dá)不到堆載增加值。這種現(xiàn)象的產(chǎn)生很大程度上是因?yàn)槟Ｐ屯暗某叽缧?yīng)，土體與模型桶壁產(chǎn)生的摩擦，使得部分堆載壓力擴(kuò)散到筒壁上，盡管桶壁做了光滑處理（拋光、涂凡士林），摩擦效應(yīng)有一定減少，但無(wú)法消除，且由于摩擦效應(yīng)的存在，位置越深的土體堆載壓力擴(kuò)散越大，應(yīng)力作用越小，加載瞬間的孔壓增量也越小，這一現(xiàn)象在試驗(yàn)結(jié)束卸土?xí)r發(fā)現(xiàn)的越接近桶底的土越軟得以證實(shí)，有待于大尺寸模型試驗(yàn)或原位試驗(yàn)來(lái)消除。

另一方面，無(wú)論排水固結(jié)或熱排水固結(jié)，每級(jí)堆載所引起的孔壓難以完全消散，有較大的殘余孔壓，且殘余孔壓隨著堆載級(jí)數(shù)的增加而增大。產(chǎn)生殘余孔壓的現(xiàn)象的解釋很多，作者認(rèn)為其產(chǎn)生可以用非達(dá)西滲流理論[16]來(lái)解釋，存在1個(gè)水力梯度的閾值，如果土體中某點(diǎn)水力梯度小于該閾值，其滲流速度極速減小甚至為0，而且該閾值會(huì)隨著孔隙比減小而增加，從而較好地揭示了殘余孔壓隨堆載級(jí)數(shù)增加而增大的現(xiàn)象。在熱排水固結(jié)法的恒載降溫段，降溫能使殘余孔壓迅速消散，土體有效應(yīng)力增加，使得土體繼續(xù)沉降壓實(shí)。

2.3 地表沉降

模型試驗(yàn)地表沉降曲線如圖6所示，分級(jí)堆載產(chǎn)生的地表沉降對(duì)比曲線如圖7所示。由圖6可知：每級(jí)壓力下，地表沉降先有一瞬時(shí)變化值，后逐步發(fā)展，并趨于穩(wěn)定，三級(jí)堆載下地表沉降依次為23.48，21.12和18.88 mm，在相同堆載壓力下地表沉降依次減少，最終累積沉降為63.48 mm。熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)無(wú)堆載加熱階段(0~216 h)，地表先逐漸隆起(最大隆起值2.15 mm)，隨后又逐漸下沉至穩(wěn)定(最大沉降2.65 mm)；分級(jí)堆載階段，沉降發(fā)展變化規(guī)律類似于排水固結(jié)模型試驗(yàn)，三級(jí)堆載下地表沉降依次為24.85，23.18和19.57 mm，堆載壓力作用下的總沉降量為67.60 mm；恒載降溫階段，地表沉降逐漸變大(恒載降溫階段的沉降為7.00 mm)，熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)地表最終沉降為77.25 mm，較排水固結(jié)法增大了21.7%。

由圖7可知：每級(jí)堆載壓力下，熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)的沉降發(fā)展較排水固結(jié)模型試驗(yàn)變快，且三級(jí)堆載作用下排水固結(jié)模型試驗(yàn)的沉降為63.48 mm，熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)的沉降為67.60 mm，較前者增大6.5%。

1—傳統(tǒng)排水固結(jié)；2—熱排水固結(jié)。

1—排水固結(jié)；2—熱排水固結(jié)。

2.4 固結(jié)度

地基固結(jié)度可按變形或孔隙水壓力定義，但由于殘余孔壓影響，按沉降來(lái)定義模型試驗(yàn)地基的固結(jié)度則更為合理，結(jié)果如圖8所示。在各級(jí)堆載壓力下，熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)的固結(jié)度增長(zhǎng)較排水固結(jié)快，即到達(dá)同一固結(jié)度所用的時(shí)間減少，取固結(jié)度為90%時(shí)，每級(jí)堆載作用下熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)所用時(shí)間平均值較排水固結(jié)試驗(yàn)減少了約58.6%。這也驗(yàn)證了文獻(xiàn)[1]和[4]中的結(jié)論，即對(duì)土樣進(jìn)行加熱可提高其滲透系數(shù)，加速土樣的排水固結(jié)。對(duì)于工程條件下的地基情況，需要通過(guò)原位試驗(yàn)驗(yàn)證。

1—熱排水固結(jié)，第1級(jí)堆載；2—排水固結(jié)，第1級(jí)堆載；3—熱排水固結(jié)，第2級(jí)堆載；4—排水固結(jié)，第2級(jí)堆載；5—熱排水固結(jié)，第3級(jí)堆載；5—排水固結(jié)，第3級(jí)堆載。

2.5 土的強(qiáng)度

在每次模型試驗(yàn)完成后，取模型頂部同一位置土體進(jìn)行固結(jié)不排水剪切試驗(yàn)，試樣在75 kPa的軸壓和圍壓下進(jìn)行等壓固結(jié)，待固結(jié)完成后進(jìn)行不排水剪切試驗(yàn)，結(jié)果如圖9所示。由圖9可以看出：熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)土體經(jīng)過(guò)溫度歷史后，其剪切強(qiáng)度較排水固結(jié)模型試驗(yàn)土的強(qiáng)度有所提高，取應(yīng)變?yōu)?0%時(shí)，其強(qiáng)度提高了22.7%。

1—排水固結(jié)；2—熱排水固結(jié)。

3 考慮溫度影響的沉降計(jì)算

基于不同溫度下同一土體壓縮或回彈線斜率不變[17]，考慮土體先期固結(jié)壓力隨溫度變化情況，以土體?lg曲線上點(diǎn)在溫度或堆載作用下的移動(dòng)規(guī)律來(lái)分析熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)各階段的沉降變化，并對(duì)模型試驗(yàn)地表沉降進(jìn)行簡(jiǎn)化計(jì)算。

3.1 先期固結(jié)壓力變化對(duì)沉降的影響

土體加熱時(shí)，因孔隙水熱膨脹系數(shù)較土顆粒大，導(dǎo)致二者膨脹速率不一致，土骨架限制孔隙水膨脹，導(dǎo)致孔隙水壓力增大，隨著土體溫度的升高，土體溫度變化放緩，孔壓增長(zhǎng)速率減小。又孔隙水黏滯系數(shù)隨土體溫度的升高而減小，土體滲透性增大，固結(jié)過(guò)程加快，孔壓最終消散至穩(wěn)定。

僅從土體成分熱膨脹特性的差異來(lái)分析土體沉降是不夠完善的，因?yàn)榭紫端c土顆粒都受熱膨脹，土體應(yīng)表現(xiàn)為膨脹，但現(xiàn)有文獻(xiàn)表明：在荷載作用下弱固結(jié)土與正常固結(jié)土加熱排水固結(jié)體變是壓縮[6, 8, 18]。本次模型試驗(yàn)在無(wú)堆載加熱階段(此時(shí)荷載是自重)，土體表面最終表現(xiàn)也為沉降，驗(yàn)證了相關(guān)結(jié)論，這一現(xiàn)象產(chǎn)生的主要原因就是土體先期固結(jié)壓力隨溫度變化而變化。為此，本節(jié)結(jié)合溫度對(duì)土體先期固結(jié)壓力的影響規(guī)律，進(jìn)行分析對(duì)固結(jié)沉降的影響。

3.1.1 無(wú)堆載加熱階段

圖10所示為考慮先期固結(jié)壓力隨溫度變化的?lg曲線。如圖10所示，假定土體初始先期固結(jié)壓力為3，初始有效應(yīng)力為1，初始孔隙比為1，初始溫度為，當(dāng)溫度由升高至1。土體先期固結(jié)壓力由3減小至2，?lg曲線1上的點(diǎn)將移動(dòng)至?lg曲線2上點(diǎn)，并沿?lg曲線2的回彈線重新固結(jié)至點(diǎn)，在此過(guò)程中，有效應(yīng)力先減小后增大，則孔壓應(yīng)先增大后減小，土體孔隙比由1減小至2，土體最終表現(xiàn)為沉降。

在此過(guò)程有3個(gè)部分位移：第1部分是加溫引起的膨脹；第2部分是有效應(yīng)力先減小后增加產(chǎn)生的土體表面先回彈后壓縮，如果溫度引起的超靜孔壓消散，該部分引起的位移為0；第3部分就是由于加熱引起先期固結(jié)壓力減小產(chǎn)生的沉降。溫度快速增加階段，有效應(yīng)力減少引起的膨脹與熱脹引起的膨脹比先期固結(jié)壓力減小產(chǎn)生的沉降大，所以位移表現(xiàn)為膨脹。在孔壓消散后，最終位移將由第1部分與第3部分產(chǎn)生，很明顯第3部分產(chǎn)生的沉降大于由第1部分產(chǎn)生的膨脹，所以最終位移表現(xiàn)為沉降。

3.1.2 分級(jí)堆載階段

土體溫度的升高一方面減小孔隙水粘滯系數(shù)，使土體滲透性增大，另一方面減小土顆粒間結(jié)合水膜厚度，增大孔隙水排水通道，使土體滲透性進(jìn)一步增大[1]，從而減少了熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)恒溫堆載階段的固結(jié)時(shí)間。

分級(jí)堆載階段，土體熱膨脹現(xiàn)象不復(fù)存在，土體沉降應(yīng)結(jié)合圖10進(jìn)行分析，如圖9所示，土體溫度恒定為1，堆載作用下土體有效應(yīng)力由1增長(zhǎng)到4，?lg曲線2上的點(diǎn)移動(dòng)至點(diǎn)，土體孔隙比由2減小至4。若不進(jìn)行加熱，相應(yīng)的?lg曲線1上的點(diǎn)將移動(dòng)至點(diǎn)，孔隙比減少量應(yīng)為3?1，又?lg曲線上壓縮線的斜率較回彈線大，故(4?2)＞(3?1)，即堆載作用下熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)地表沉降較排水固結(jié)模型試驗(yàn)增大。

圖10 考慮先期固結(jié)壓力隨溫度變化的e?lg p曲線

3.1.3 恒載降溫階段

土體降溫時(shí)，因孔隙水熱膨脹系數(shù)較土顆粒大，導(dǎo)致二者收縮速率不一致，土骨架限制孔隙水收縮，導(dǎo)致土體殘余孔壓減小至負(fù)值，孔壓表現(xiàn)為吸力，土體產(chǎn)生吸水現(xiàn)象，隨著孔隙水回吸，孔壓逐漸增長(zhǎng)至穩(wěn)定。

土體降溫時(shí)，孔隙水與土顆粒均收縮，土體表現(xiàn)為收縮。另一方面，由圖10可見：當(dāng)溫度由1降低至，土體的先期固結(jié)壓力由4增大至5，?lg曲線2上的點(diǎn)移動(dòng)至?lg曲線3上的點(diǎn)，又土體降溫導(dǎo)致殘余孔壓減小，有效應(yīng)力增大，當(dāng)降溫引起的有效應(yīng)力增大值(6?4)大于先期固結(jié)壓力增大值(5?4)時(shí)，土體將沿?lg曲線3的壓縮線固結(jié)至點(diǎn)，土體孔隙比由4減小至5，土體表現(xiàn)為沉降。

上述過(guò)程在熱排水固結(jié)模型試驗(yàn)恒載降溫階段應(yīng)同時(shí)發(fā)生，該階段土體沉降應(yīng)為上述過(guò)程的綜合作用效果。

3.2 簡(jiǎn)化計(jì)算

模型試驗(yàn)中寧波軟黏土的試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。

表1 模型試驗(yàn)參數(shù)

由于土體與模型桶內(nèi)壁的摩擦及殘余孔壓存在，將堆載直接全部轉(zhuǎn)化為有效應(yīng)力，其計(jì)算不合理。應(yīng)將堆載進(jìn)行適當(dāng)?shù)恼蹨p，定義，為堆載折減系數(shù)，f為堆載壓力，Δ堆載引起的有效應(yīng)力增量。由于從理論上給出折減系數(shù)相當(dāng)困難，只能從一次試驗(yàn)結(jié)果反演計(jì)算出該折減系數(shù)，并假設(shè)各次試驗(yàn)中土樣與模型筒壁折減系數(shù)不變，則可以通過(guò)第二次試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證這個(gè)折減系數(shù)。本次模型試驗(yàn)，由常規(guī)排水固結(jié)試驗(yàn)結(jié)果反演計(jì)算得到了折減系數(shù)為0.45，并由熱排水固結(jié)試驗(yàn)驗(yàn)證了該折減系數(shù)的合理性。

對(duì)于固結(jié)沉降問(wèn)題，按?lg曲線法求解土體沉降的計(jì)算公式簡(jiǎn)單、適用，其表達(dá)式為[19]

式中：為沉降；為土層厚度；0為初始孔隙比；e為回彈指數(shù)；c為壓縮指數(shù)；c為先期固結(jié)壓力，為初始有效應(yīng)力；Δ為有效應(yīng)力增量。

對(duì)于熱排水固結(jié)問(wèn)題，由于溫度場(chǎng)的影響，不能再按式(1)進(jìn)行沉降計(jì)算，而建立一套新的計(jì)算理論難度較大。為此，在?lg曲線法基礎(chǔ)上，嘗試建立熱排水固結(jié)沉降的簡(jiǎn)化計(jì)算，以預(yù)測(cè)不同溫度下熱排水固結(jié)地基的沉降。LALOUI等[18]認(rèn)為先期固結(jié)壓力的改變量與土體溫度變化之間滿足下述關(guān)系：

式中：ΔcT為先期固結(jié)壓力的改變量；為先期固結(jié)壓力溫度影響參數(shù)，LALOUI等[18]建議取=0.3~0.4；cT為溫度時(shí)土體的先期固結(jié)壓力；Δ為溫度變化值。

因此，本文忽略熱脹冷縮對(duì)沉降的影響，即不考慮溫度對(duì)，0，e和c的影響，僅考慮溫度對(duì)先期固結(jié)壓力的影響，利用式(1)和(2)，建立考慮溫度影響的土體沉降計(jì)算理論，擴(kuò)展了?lg曲線法的應(yīng)用 范圍。

3.2.1 無(wú)堆載加熱階段

該階段地表沉降由土體先期固結(jié)壓力受溫度作用減小引起。沉降計(jì)算公式為

式中：Δc1T為加熱引起的先期固結(jié)壓力c1變化量，c1為土體加熱前的先期固結(jié)壓力。

3.2.2 分級(jí)堆載階段

該階段地表沉降因堆載引起。沉降計(jì)算公式為

式中：Δ為堆載引起的有效應(yīng)力增量。

排水固結(jié)模型試驗(yàn)僅有分級(jí)堆載過(guò)程，其地表沉降計(jì)算式取式(4)的退化情況，即Δc1T= 0。

3.2.3 恒載降溫階段

該階段先期固結(jié)壓力雖受溫度作用增大，但降溫也導(dǎo)致孔隙水壓力減小，地表沉降為二者綜合作用的結(jié)果。沉降計(jì)算公式為

式中：ΔwT為孔隙水壓力因溫度降低的變化量；c2為堆載后土體的先期固結(jié)壓力；Δc2T為降溫引起的先期固結(jié)壓力c2的變化量。

利用表1所示的模型試驗(yàn)參數(shù)，進(jìn)行地表沉降計(jì)算，結(jié)果如表2所示。由表2可以看出：排水固結(jié)模型試驗(yàn)累計(jì)沉降計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果接近，而所建立的熱排水固結(jié)沉降簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果也與實(shí)測(cè)結(jié)果較為一致。盡管，熱排水固結(jié)沉降?lg曲線簡(jiǎn)化計(jì)算僅是在現(xiàn)有理論基礎(chǔ)上進(jìn)行簡(jiǎn)單擴(kuò)展，但通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果的比較，初步驗(yàn)證該方法是合理的，但其可靠性尚有待進(jìn)一步研究。

表2 模型試驗(yàn)地表沉降計(jì)算值與實(shí)測(cè)值

4 結(jié)論

1) 按沉降定義的固結(jié)度達(dá)到90%時(shí)，水熱循環(huán)溫度70 ℃的熱排水固結(jié)所用時(shí)間較排水固結(jié)減少58.6%。從模型試驗(yàn)結(jié)果初步推斷熱排水固結(jié)可有效縮短軟基處理周期。

2) 溫度變化可改變土體的先期固結(jié)壓力，水熱循環(huán)溫度為70 ℃時(shí)，熱排水固結(jié)法模型地表沉降量較排水固結(jié)法增加21.7%。

3) 在恒載降溫段，降溫能使殘余孔壓快速消散，土體有效應(yīng)力增加，土體沉降繼續(xù)增大。

4) 由于熱排水固結(jié)過(guò)程中排出水量、沉降的增加，處理后的土體孔隙較排水固結(jié)法小，密實(shí)度增加，土的抗剪強(qiáng)度提高22.7%。

5) 基于?lg曲線法建立的熱排水固結(jié)沉降的簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果較為吻合，該方法是合理的，但其可靠性尚有待進(jìn)一步研究確定。

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(編輯 陳愛華)

Model test on thermal drainage consolidation of foundation with vertical drain

LIU Ganbin1, FAN Gaofei1, TAO Haibing1, 2, YIN Tiefeng1, DENG Yuebao1

(1. Institute of Geotechnical Engineering, Ningbo University, Ningbo 315211, China;2. Research Center of Coastal and Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China)

Model test system was designed for thermal shaft drainage consolidation, and then tests of thermal drainage consolidation and drainage consolidation were carried out by selecting typical soft clay of Ningbo area at room temperature and the hydrothermal fluid circulation temperature of 70 ℃, respectively. The change law of temperature and pore water pressure of each measuring points and ground surface settlement were analyzed for the heating, step loading and cooling (constant load) stage, and the mechanism of thermal drainage consolidation was preliminary elaborated. The results show that the thermal drainage consolidation method can accelerate the consolidation rate of the ground model, and consolidation time required to achieve 90% reduction compared with the drainage consolidation method significantly. After the temperature history, the final settlement of the surface, shear strength increase, and the soft ground treatment effect is enhanced.On this basis of tests, combined with the existing preconsolidation pressure varies with temperature theory, the formula for calculating the subsidence of thermal drainage consolidation method is developed according to?lgcurve, and theoretical calculations of the ground surface settlement of the shaft foundation are in good agreement with the experimental results, which initially verifies the reasonableness of settlement calculation formula.

thermal drainage consolidation; model test; shaft foundation;?lgcurve; settlement

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.02.024

TU447

A

1672?7207(2017)02?0448?09

2016?04?16；

2016?06?22

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278256, 51478228)(Projects(51278256, 51478228) supported by the National Natural Science Foundation of China)

劉干斌，博士，教授，從事多物理場(chǎng)土力學(xué)和土動(dòng)力學(xué)方面研究；E-mail：Liugb76@163.com