福建沿海原狀軟土力學特性試驗研究

田 琦,陳國垚,王 偉,史宗剛,劉紅位

(1.中電建路橋集團有限公司,北京 100160;2.福州大學 紫金地質與礦業學院,福建 福州 350108)

我國經濟發展迅速,城市化規模與日俱增。軟土廣泛分布于我國東南沿海地區,具有高含水率、高壓縮性、孔隙比大、高靈敏度、低滲透性、承載力低、力學強度差等特性[1-4]。工程實例表明,若軟土處置不當,會導致工程質量不合格,甚至是引起較大的工程事故[5-8]。因此,應開展系統的試驗,研究軟土的基本特性,為工程建設提供理論參考。

眾多學者開展了軟土壓縮固結特性的研究,發現土體結構是重要的影響因素。軟土次固結系數變化以結構發生破壞時的結構屈服應力為分界,次固結系數在接近結構屈服應力時達到最大[9-10]。由于土體受結構性影響,近海軟土和深海軟土[11-12]對荷載敏感度不同,固結系數存在差異。吳雪婷[13]通過試驗發現固結系數與固結應力之間存在顯著的雙對數線性相關性,得出淤泥固結系數隨固結應力的變化規律可以用先期固結壓力與荷載的相對大小關系來解釋,并利用“改進的門田法”得到驗證。以上是學者對不同地區軟土壓縮特性的研究,但福建沿海地區濱海結構性軟土的壓縮固結特性研究相對缺乏,而軟土壓縮固結特性是工程建設的重要參數,因此研究福建沿海地區濱海結構性軟土的壓縮固結特性具有重大的理論意義。

軟土強度特性亦是研究者關注的焦點。部分學者采用原位試驗確定土體抗剪強度及其結構特征規律[14-16]。室內試驗三軸剪切試驗表明,初始應力狀態對飽和黏性土抗剪強度指標的影響顯著,試驗中應恢復土體原始應力狀態[17],試驗方案影響土體的抗剪強度參數[18]。Hong等[19]基于原狀和重塑軟粘土試樣強度特性的比較,提出了當土體受壓達到屈服后應力狀態時,結構抗力完全消失的土結構損失新解釋。李旭昶等[20]發現揚州軟土的內摩擦角與塑性指數、黏聚力和液限指數具有一定相關性。近年來,研究者發現細微觀是分析土體強度重要因素,徐日慶等[21]以平均接觸面積率為評價土體抗剪強度指標,證明微觀參數定量表征宏觀力學特性的可行性。張先偉等[22]也發現湛江黏土塑性指數和抗剪強度與孔隙比相關性較差,區別于其他地區黏土。綜上,軟土區域性很強,特別是海相軟土可借鑒的資料相對較少,因此,開展對濱海軟土的研究,探明其強度特性不僅可增加對軟土的理解亦可為工程實踐提供基本參數。

本文針對霞浦地區濱海原狀軟土開展一系列室內試驗,包含直剪試驗(固結快剪、固結慢剪)、一維壓縮固結試驗和常規三軸固結排水剪切試驗。旨在探明:1)濱海軟土的壓縮性;2)軟土的力學特性(抗剪強度);3)土體細微觀結構和有機質等對土體力學特性的影響。

1 試驗用土和試驗方法

1.1 試驗土樣

本次試驗所用土樣取自福建霞浦縣濱海新城項目湖濱北路K1+640右幅路基外緣未處理區域,取樣方式為鉆機連接尺寸80 mm×500 mm的鐵制薄壁取土器取樣。共對2個鉆孔取樣,至淤泥土層,取樣質量等級為Ⅰ級標準,擾動程度為不擾動,滿足室內開展各類試驗的要求[23]。取樣完成后立即編錄封裝保存,運回實驗室,運輸過程中應盡可能減少振動,以免對原狀土樣產生擾動破壞,土樣保存過程中,應保持取土管呈直立狀態,否則將會使土樣發生除原始重力方向以外的其他方向固結。采用推土器以288 mm/min的速率小心推出取土管中土樣,根據不同試驗要求制備規定尺寸試樣,切除余土,測定土體相關物理特性參數。不同深度粒徑分布曲線如圖1所示,土樣的基本特性如表1所示。

表1 土體基本特性

圖1 土體粒徑分布曲線

1.2 試驗方法

本文試驗包含固結試驗、直剪切試驗、三軸固結排水剪切試驗及掃描電鏡試驗。

(1) 標準固結試驗

采用三聯高壓固結儀進行一維壓縮固結試驗。分別選取4 m、24 m、29 m深度土體制備環刀原狀土試樣,每個深度取3個重復組試樣進行試驗。按照土工試驗方法標準[25]要求逐級加卸載,每一級荷載穩定時間為24 h,需保證每級加載后,百分表讀數≤0.005 mm/h,方可進行下一級加載。

(2) 直剪試驗

固結快剪和固結慢剪試驗剪切速率分別為0.8 mm/min、0.02 mm/min,在剪切過程中量力環讀數達到最大值,則以該最大值為試樣剪切力破壞值,若剪切全過程無峰值出現,則取剪切位移為4 mm時所對應的剪切力為剪切破壞值。在剪切過程中應在剪切盒槽內加水,加壓蓋上以濕棉花包裹,防止因高溫導致試樣水分蒸發。

(3) 三軸固結排水剪切試驗

使用TKA-TTS型應力-應變控制式三軸剪切試驗儀對深度為24 m土體開展三軸固結排水(CD)剪切試驗。圍壓σ3值分別為50 kPa、100 kPa、150 kPa、200 kPa,試樣的尺寸為39.1 mm×80 mm。將制備完成后三軸試樣用飽和器固定好后放置于真空飽和裝置內用抽真空法進行飽和,飽和完成后即可對試樣進行安裝并開展試驗。首先,設定一定的圍壓(σ3= 50 kPa、100 kPa、150 kPa、200 kPa)和反壓(σ1),檢查試樣飽和度,當B=Δu/Δσ3>0.95時,即視為完成飽和。然后,在一定圍壓條件下對試樣進行各向等壓固結。最后,開展剪切試驗,剪切速率為0.012%/min[25],當軸向應變ε1達到16%時終止試驗。

(4) 掃描電子顯微鏡(SEM)

利用S-4800場發射掃描電子顯微鏡(S-4800ⅡFESEM)觀察深度4 m和24 m土體微觀結構。按照水平方向選取米粒大小土樣,采用真空冷凍干燥機在-50℃條件下抽真空(24 h以上)冰干試樣[26]。將干燥后試樣使用導電膠帶固定于實驗臺上,采用英國EMITECH K550X型全自動磁控離子濺射儀(參數設定為20 mA,60 s)噴金處理固定于實驗臺上試樣,以增強導電性,如試樣表面噴金不均勻時,可做重復噴金處理。將處理完成后試樣放大3 000倍,觀察土體結構基本情況及變化規律。

2 試驗結果與討論

2.1 土體細微觀結構

圖2分別是淺層(4 m)和深層(24 m)土體掃描電鏡圖(SEM)。由圖可知,淺層(4 m)土體顆粒間多為邊-面接觸、面-面接觸,層狀結構整體性較差,層間無較強緊密性,呈鱗片狀構造。顆粒間含有較多中型孔隙(1 μm

圖2 掃描電鏡圖

2.2 一維壓縮固結

不同深度原狀土一維壓縮固結試驗的e-p曲線和e-logp曲線,如圖3所示。總體上,軟土在壓縮過程中存在明顯的拐點,這是由于土體的結構性[10]產生結構屈服應力,壓縮固結初期土體所受壓力小于結構屈服應力,導致加載初期曲線較為平緩,土體變形量較小。當壓力逐漸增大達到屈服應力時,壓縮曲線出現拐點,壓縮變形量加劇,其原因可能是土體結構改變,土體結構對壓縮特性的影響逐漸變小至消失。土體大孔隙破壞,土中水排出量增大、孔隙比減小趨勢加劇,顆粒間產生滑移。試驗結果與Jiang等[10]的研究成果類似。加載至一定荷載后,孔隙比變化幅度降低,逐漸呈平緩趨勢發展,說明土體結構性完全散失,土體結構抗力消散。

圖3 土體壓縮曲線

由圖3可知,隨著土層深度增加,土體初始孔隙比先減小后增大,即e29 m﹥e4 m﹥e24 m。對比深度為4 m與深度為24 m土層,孔隙比大小與SEM結果吻合。淺層(4 m)土顆粒間以邊-面接觸為主,孔隙數量較多,存在孔隙貫通現象。而深層(24 m)土顆粒間以面-面接觸為主,層間接觸緊密,孔隙數量較少。土體受壓縮變形的實質是土粒間孔隙逐漸減小的過程,土顆粒間接觸方式不同,導致孔隙分布規律和數量存在差異,從而影響其壓縮性。研究結果表明[19],不同深度土體初始孔隙比沿深度方向向下延伸呈現逐漸減小、壓縮性減小的趨勢。

土體壓縮指標如表2所示。由表2可知,隨著深度增加,土體壓縮系數、壓縮指數先減小后增大,壓縮模量先增大后減小。本研究結果與前人研究成果存在一定差異,主要原因受到海相結構沉積歷史影響,沉積物中砂質物與黏土質物組成水平互層層理,黏性土或薄層黏土與粉、細砂互層,類似于“千層餅”特征使得土體壓縮性沿深度變化呈現交叉變化的“千層餅”結構特性[29]。此外,深度為24 m土層土粒級配均勻,孔隙占比少,土體飽和滲透系數較小,孔隙水無法迅速排出,孔壓消散較慢,固結度降低。試驗研究表明,沉積環境及粒徑分布造成土層壓縮固結特性沿深度變化規律不一致。

圖4是深度4 m、24 m和29 m土層壓縮固結的e-t關系曲線。由圖4可知,在施加某級荷載初期,孔隙比急劇降低,試樣變形量較大;隨著時間推移,孔隙比變化速率減緩,變形量較小。土體固結主要分為:主固結、次固結兩個階段,在施加荷載初期孔隙水壓力消散,土體孔隙受壓縮,為主固結變形階段;當土體變形速率趨于平緩的后期,孔隙水壓力消散,土體骨架發生緩慢變形,為次固結變形階段。當壓力達到結構屈服應力時,土體結構破壞,主次固結界限明顯[10]。

圖4 不同深度土體e-t關系曲線

試驗結果表明,在相同條件下不同深度土體孔隙比隨時間變化規律具有一致性。土體結構性對于土層壓縮固結變形有重要影響,土顆粒間接觸方式發生變化,孔隙分布規律和數量不同,導致土體壓縮性不同。

2.3 剪切強度

(1) 直剪試驗

抗剪強度曲線如圖5所示。隨著深度增加,固結快剪試驗得到的黏聚力先減小后增大,而摩擦角則先增大后減小。固結慢剪試驗與快剪試驗結果具體數值不同,但是趨勢一致。土體抗剪強度隨深度先增大后減小,24 m處試樣抗剪強度最大,4 m和29 m深度土體次之,且兩者間差距不大。主要原因是不同深度土層結構及粒徑分布不同,土體強度隨級配良好程度呈正相關關系[30],深度24 m土體不均勻系數最大,其值約為87.3,該深度土體級配最好,抗剪強度值最大。相同固結條件下,同一深度土體固結慢剪強度大于固結快剪抗剪強度,主要原因是慢剪過程中土體排水,土中含水率降低,包裹在土顆粒表面的結合水膜厚度變小[31],導致土體抗剪強度提高。

圖5 土體抗剪強度

因此,相同層位土體固結慢剪強度大于固結快剪強度。另一方面,土中有機質含量隨著深度先減小后增大(見表1),其變化規律與抗剪強度變化趨勢相反,總體表現為有機質含量增加,土體抗剪強度降低。

(2) 三軸固結排水剪切試驗

不同圍壓條件下偏應力(σ1-σ3)與軸向應變ε1關系曲線圖6所示。偏應力隨著軸向應變增大而逐漸增大,且增加速率逐漸變慢,無明顯峰值,應力應變曲線為應變硬化,表明研究區軟土為正常固結土。因軟土偏應力-應變曲線無峰值出現,依據土工試驗方法標準[25],選取軸向應變為15%的偏應力值為峰值應力。

圖6 固結排水試驗應力應變曲線(24 m)

固結排水試驗有效強度包線如圖7所示,對比直剪與三軸試驗結果發現24 m深度土體的強度指標變化規律為:φ三軸(30.69°)>φ固結慢剪(23°)>φ固結快剪(19°),C三軸(5.45 kPa)>C固結慢剪(4.32 kPa)>C固結快剪(3.64 kPa),導致這種現象的原因是三軸固結排水剪切試驗排水過程穩定,排出水量最多,固結慢剪次之,固結快剪最少,黏聚力和內摩擦角隨含水率增大而減小[32],故而抗剪強度指標間大小關系呈現以上結果。圖8為固結排水試驗有效應力路徑曲線,q′值隨著圍壓的增大而增大,不同圍壓下應力路徑變化規律基本一致,呈基本平行狀態。剪切應變速率較為緩慢,有效應力路徑在剪切過程中并不產生彎曲段,表現出試樣在剪切過程中持續加載。

圖7 固結排水試驗有效強度包線(24 m)

圖8 固結排水試驗有效應力路徑(h=24 m)

3 結 論

本文通過系統的室內試驗研究了霞浦地區濱海原狀軟土得到以下主要結論:

(1) 淺層(h=4 m)土層同一水平面土顆粒間連接方式多為邊-面接觸、面-面接觸,層狀結構整體性較差,顆粒間含有較多中型孔隙,存在少量小、微型孔隙;深層(h=24 m)土體顆粒間多為面-面接觸,具有一定層狀結構,面與面之間接觸較為緊密,層間接觸緊密,孔隙數量較少且多為小孔隙。

(2) 由壓縮固結試驗結果可知,不同深度土體壓縮性大小順序為:29 m>4 m>24 m。土體結構性、沉積環境及粒徑分布存在差異,造成土顆粒間接觸方式不同,使得孔隙分布規律和數量存在差異,從而導致壓縮性不同。

(3) 固結快剪和固結慢剪抗剪強度隨深度變化規律一致;固結慢剪抗剪強度大于固結快剪抗剪強度;土體級配越好,抗剪強度值越大;有機質含量對土體抗剪強度具有一定影響,有機質含量越高土體抗剪強度越低。

(4) 三軸固結排水試驗中隨著軸向應變增大,偏應力逐漸增大,應力應變曲線呈現應變硬化特征。