冲击荷载作用下海积软土的动力释水规律研究

刘勇健，符 纳，林 辉

（广东工业大学 岩土工程研究所，广州 510006）

1 引 言

本文利用冲击试验和热失重分析法，研究软土的动力响应特征和土中结合水，分析黏性土中弱结合水含量及其变化，旨在揭示海积软黏土的动力释水特征，有助于深入理解动力排水固结法的加固机理，亦可为软基处理工程设计提供一定依据。

2 结合水及分析方法

兹洛切夫斯基卡娅1977年提出黏性土的结合水组构，将土粒表面的水分为吸附结合水（相当强结合水）、渗透吸收水（主要为弱结合水）与自由水[5]。结合水含量的确定是分析结合水行为的基础，其测试方法有X 射线衍射法、加压排水法、离心机法、离子交换法、等温吸附法和比重瓶法等。研究表明，有的方法误差偏高，有的方法仅适合干土样的吸附结合水能力测试。本次试验对象为高含水率海积软土，选用热失重法和理论计算法进行分析。

2.1 热失重法

热失重分析仪主要由天平、炉子、程序控温系统、记录系统等几部分构成。热天平与一般天平原理相同，但它可在受热情况下连续称重。本次试验采用美国Thermal Analysis 公司的SDT-2960 差热、热重联用仪(天平的称重精度≤0.1 ug，温度范围为室温～1 300 ℃，在恒定速率下(10 ℃/min)同时加热一个试样和一个惰性气体，试验温度设置为25～300 ℃。试验过程中，不断测量该试样和惰性气体之间的温度差，计算试样质量变化，得到各温度区间的损失水分的质量，绘制出试样失重与温度关系曲线（TGA 曲线）、样品与参比物之间有温度差曲线（DTA 曲线），利用热失重曲线可求得黏土样中结合水的相对含量。

王全平[9]、袁建滨[10]、赵炳峰等[11]、张先伟等[12]分别对彭润土、高岭土、钾长石等进行了大量热失重分析试验，得出热力作用下水合黏土的脱水规律，即当土中有自由水、弱结合水、强吸附结合水共存时，失水过程中范德华力作用下的自由水最先脱去(25～70 ℃)，其次是较弱静电引力和范德华力作用下的弱结合水脱去(70～120 ℃)，最后脱去的是氢键和静电引力作用下的强结合水(120～200 ℃)。本文考虑饱和软土是由多种矿物组成，取自由水和结合水脱水温度界限温度为80 ℃，即25～80 ℃脱去自由水，大于80 ℃脱去的是结合水。目前关于强结合水与弱结合水界限仍存在分歧，故本文未对强结合水和弱结合水进一步细分。

2.2 理论计算法

由于受静电引力作用使吸附在土颗粒表面的结合水有不同程度的极化，结合水密度明显大于自由水密度，且随着水分子与颗粒表面的距离减小而逐渐增大。文献显示[9-10]，外层渗透结合水的密度接近1.0 g/cm3，内层最大密度可达到1.8 g/cm3，平均密度大于1.0 g/cm3。由此可以得出，弱结合水密度大于孔隙水密度，在荷载作用下土体排出水体积大于土体体积压缩量，通过计算可得到结合水的变化量。设三轴试验前后土体的质量与体积分别为m0、mt和 V0、Vt，弱结合水排出量与排出时密度分别记为Δmb和 ρb，土体中自由水密度为 ρw，可得[13]

菜肴2：将500 g西兰花切成小块，下沸水锅氽一下，捞出控去水分；锅中加入适量植物油烧热后，下少量葱花爆锅，加入西兰花，同时加入20～25 g虾油调味汁，炒熟出锅即可。

由于弱结合水的排出，导致实际含水率大于利用三相比例指标换算公式计算得到的含水率，利用两者之差来确定试样中弱结合水含量。试验中，令饱和试样质量为m，颗粒质量为ms，则试样中孔隙水质量mw=m-ms，试样实际含水率w=mw/ms。孔隙比e，土粒相对密度 ds，根据三相比例换算公式（饱和度和孔隙比e 公式）可计算出试样含水率w计=Sre/ds，则两者差值Δw为

当 Sr=100%时，土体中弱结合水质量mb为

土中结合水含量 wb为

借鉴土的体积压缩系数，本文提出土的释水体积增大率c=[(排出水体积-土体压缩量)/土体压缩量×100%，用c 间接反映荷载作用下因弱结合水排出导致排出水量的体积增大率，公式为

3 海积软土三轴冲击试验

3.1 试验土样

本次试验土样为原状淤泥类土，取自广州南沙某软基处理工程现场，取样深度为3.0～10.0 m。广州南沙地处珠江口与伶仃洋的交汇处，该地区的软土属于滨海相沉积，软土厚度由几米至几十米不等[14]。软土的主要物性力学性质指标见表1。

表l 软土的物理力学性质指标Table l Physico-mechanical parameters of soft clay

3.2 试验设备

采用美国GCTS 公司制造的SPAX-2000 改进型静动真三轴测试系统，对饱和软土进行不同固结压力、不同冲击荷载、不同冲击频率、不同排水条件下软土的三轴冲击试验。同时，用热失重试验和计算分析，比较三轴试验前后结合水含量的变化，分析海积软土的动力释水规律。图1为SPAX-2000改进型静动真三轴系统。

图1 SPAX-2000 真三轴测试系统Fig.1 True triaxial test system SPAX-2000

真三轴系统主要由压力室、压力控制面板，围压/体积计算机伺服控制器、孔压/体积计算机伺服控制器、数据伺服控制器和采集系统等组成。应力和应变由荷载传感器和LVDT 进行测量，位移由非接触式光纤传感器进行测量。

3.3 冲击试验方案

试样尺寸为50mm×50 mm×120 mm，采用静动真三轴反压饱和，围压和反压分级施加，并保证围压大于反压20 kPa。为了更好地模拟动力排水固结法，在试样中心开孔，贯通试样上下面，并用细砂填实，以模拟塑料排水板排水。设定两种围压状态，取有效围压σ3=30、100 kPa。为了模拟动力排水固结法冲击荷载“先轻后重，少击多遍，逐级加能”，设定三轴冲击程序，如图2 所示每个试样循环冲击3 遍，冲击力依次100、200、300 kPa。每次间隔时间取孔压消散80%。每次冲击4 次，每次冲击力大小相等，冲击时关闭排水阀，冲击间隔打开排水阀，轴向应变达到20%，即停止冲击。冲击频率取1、8、16 Hz。进行8 种试验加载方案，见表2。

表2 软土冲击试验方案Table 2 Schemes of triaxial test of soft clay under impact loading

图2 轴向冲击荷载Fig.2 Form of axial impact loading

4 冲击荷载作用下海积软土的释水规律

4.1 海积软土的动力响应

以试验方案No.2（试样中心设置1个排水砂井，在围压为30 kPa 下完成主固结后施加3 遍冲击荷载）为例，说明海积软土的动力响应特征。图3为孔隙水压力与击数关系曲线。孔隙水压力随着冲击次数N 增加均有明显上升，且较大冲击能对应较大孔隙水压力升幅，后期虽然冲击能量在不断地加大，但孔压增幅却有所减少。

图3 孔压随冲击数变化的关系曲线Fig.3 Relationships between pore water pressure and impact number

图4为偏应力与轴向应变关系曲线。土样的变形量随冲击次数的增加而增大，第2 遍冲击荷载增量较大，产生的轴向变形大，当冲击荷载为300 kPa时，轴向应变发展迅速，致使试样产生剪切破坏。试验曲线显示，在冲击荷载作用下海积软土中形成较大孔隙水压力梯度，孔隙水压力发生多次升降，随着孔隙水不断排出，孔隙水压力的消散，有效应力不断增长，孔隙体积减小，土体发生固结或再固结。在冲击荷载作用下，土试样产生了明显的动力释水现象和动力固结，二者之间联系紧密。

图4 偏应力q 与轴向应变ε1关系曲线Fig.4 Relationship between stress and axial strain

研究表明，淤泥类软土在冲击荷载作用下土中应力发生变化，通过土-水相互作用，引起结合水状态变化。伴随孔隙水压力增长，土粒对水分子的作用力减弱，弱结合水膜受挤压，促使弱结合水由高压区向低压区移动，引起低压区的弱结合水膜厚度增加。若超过土粒表面静电吸引力范围，部分结合水转化为自由水。在动荷载作用下，自由水最早排出，然后是离土粒表面最远、静电引力稍弱的弱结合水层转化为孔隙水开始排出，随着排出的弱结合水密度不断增大，从而导致土体排出水体积与土体压缩量差值产生。土粒表层的弱结合水膜随着弱结合水的排出而逐渐变薄，弱结合水的密度随之增大，受土粒静电吸引力增大，导致弱结合水排出所需作用力增大，设计时，要特别注意设置合理的动荷载，促使土中水性转化。若动荷载太小，则释水量小、速度缓慢，若动力过大，则会彻底破坏土体结构，适得其反。

4.2 三轴试验前后土中结合水含量变化

在海积软土动力排水固结过程中，自由水排出所占时间很短，更多的是弱结合水的不断排出，固结实质是弱结合水不断排出，结合水膜逐渐变薄的过程（弱结合水转化为自由水并排出）。图5、6分别为试验方案No.2 作用前后海积软土试样的热失重曲线TGA 和差热曲线DTA。

图5 三轴冲击荷载作用前后热失重分析曲线Fig.5 The thermal gravimetric analysis curves before and after triaxial tests

图6 排水体积增大系数与含水率关系与孔隙比关系Fig.6 Relationship between drainage volume coefficient and water content

三轴冲击试验后，土的总含水率降幅为25.63%，结合水变化量为10.80%，降幅为23.17%，表明软土动力固结变形与结合水变化同步变化。动力排水固结实质是一个弱结合水甚至部分强结合水不断转化为自由水不断排出，结合水膜厚度逐渐变薄，孔压不断消散，土体强度不断增长的过程。

为了简化计算，取自由水密度ρw=1.0 g/cm3，结合水平均密度ρb=1.3 g/cm3[15]，通过三轴试验量测系统可得土样体积、水量变化量，经计算，即可得到土中结合水含量和荷载作用前后结合水的变化量。见表3，荷载作用前后含水率变幅为15.6%～23.5%，结合水含量变幅为17.6%～29.4%，计算结果与热失重分析结果较接近。

4.3 海积软土的动力释水规律

4.3.1 影响动力释水的主要因素

（1）初始孔隙比和初始含水率

孔隙是容纳水分子的空间和运移通道。孔隙比越大，初始含水量越大，土体中孔隙水的组成中弱结合水所占比例也越大，在荷载作用下，释放水量会越多。如图7 所示，排水体积增大系数随初始含水率、孔隙比增大而增大，体积增大系数c为2.1%～9.5%。由此可见，初始含水率和孔隙比是影响软土动力释水多少的2个基本因素。

表3 冲击荷载作用前后软土中结合水变化Table 3 Bound water transformation of soft soils before and after impact loading

图7 排水体积增大系数Fig.7 Relationship between drainage volume coefficient and void ratio

（2）黏性土的状态和土中结合水含量

黏性土的状态和土中结合水含量大小对动力释水有直接影响。见表4，软土中孔隙以中小孔和微孔为主[2-4]。土表面吸附结合水量与颗粒表面的微电场强弱有关，电场强弱又与土颗粒矿物成分、大小、亲水性，孔隙发育程度，孔隙液浓度、阳离子化合价、比表面积、土的固结状态等综合因素相关[14]。黏性土中高黏粒含量、高孔隙比、小孔径是结合水含量高的重要原因，黏粒含量越多，尤其是蒙脱石含量越高，结合水含量越高。从土的状态看，同种物质成分土质越软、强度越低、固结时间越短，其强结合水含量越少。即黏性土结合水的含量是：欠固结<正常固结<超固结，自由水的含量则相反。

表4 不同地区软土的孔隙分布特征Table 4 The pore distribution of soft clay in different regions

（3）外力作用

外荷载作用是土体大量释水的诱导因素，包括外荷载性质（静荷载、动荷载）、静荷载大小，动荷大小、频率等。张炳峰等[11]通过静三轴试验研究了饱水黏土的释水压力响应规律：静荷载作用下孔隙压缩，首先排出的是自由水，当压力达到临界压力土体中弱结合水才能排出，若没达到临界压力时，结合水不能排出。大量室内固结试验表明，海积软土在荷载0～100 kPa 作用下，其孔隙比急剧降低。荷载大于100 kPa 后，孔隙比随荷载增大降低的幅度显著减缓，并逐渐趋于稳定。加压初期，大、中孔隙快速转化为微孔隙，但超微孔隙的压缩非常困难，需在外加荷载400 kPa 以上。

本次试验研究表明，三轴冲击荷载作用前后软土中结合水含量有明显变化，软土动力释水特征明显不同于静力作用下的释水特征。在动力荷载作用下，当动应力能克服土的黏聚力时，可激发土中结合水转化为自由水，形成孔隙水压力梯度，随着孔隙水从人工排水体系及微裂隙排水系统不断排出，孔隙水压力消散，土体固结。因此，在动荷载作用下从软土中释水相对较容易，达到同等排水量所需动荷载小于静荷载，且作用时间缩短。在一定围压和排水条件下，对于某一软土存在饱和冲击能（最佳冲击能），此时激发土中结合水转化为自由水多而且排水快。

软土的动力释水量除与初始的孔隙比、初始含水率有关外，还与动荷载的大小、级次、频率和排水井设置、周围压力有关。试验结果表明，在其他条件相同情况下，周围压力3σ=100kPa 比3σ=30kPa 释水量多，故冲击频率不宜过大；动荷载作用不同于静荷载作用，并不是动荷载越大释水越多，荷载过大频率过大，有可能使土体结构彻底扰动，土中水无法排出，形成“橡皮土”。另外，由于动荷载作用下孔隙水压力上升快，可通过设置排水井改善排水条件，缩短排水距离，加快动力排水固结速率。

4.3.2 软土动力释水规律的启示

在动力固结过程中土中总含水率和结合水含量不断减小，可用结合水转化率来间接衡量土的动力排水固结程度，足够大小的冲击力是激发土中水性转化的关键因素。软土的微孔隙排水和微裂隙排水起着非常重要的作用，这种排水是以软土本身的微结构不被破坏为前提的，反之，一旦软土受到过分扰动，微结构被破坏，导致其本身正常的排水通道将被破坏，会导致大量自由水和弱结合水无法排出而滞留其中。普通预压法处理软基在荷载大于100 kPa以后就已较难取得进一步显著的加固效果，超微孔隙的压缩非常困难，需要更大外荷载（>400 kPa），并且排水固结持续时间长，变形稳定所需时间长，往往工后沉降量大。由于动力荷载下地基中产生的动应力大，软土动力释水相对快 速，从加固深度和工期来看动力排水固结处理软土地基具有较强优势。

动力排水固结法处理软土地基是从地表依次向地下深处逐层加固（由表及里）。另外，从土中水性转化的角度分析，随着地层深度加大，固结压力增大，克服阻力释水需要的外力增大，动力排水固结法宜采用“少击多遍、先轻后重、逐级加能、逐层加固”的施工工艺。

从海积软土的动力释水规律和影响因素分析可知，动力排水固结法工程设计需要设置水平向和竖直向排水体系，确定合适的静动荷载大小、夯击参数、间隔时间，处理好静、动力（冲击荷载）关系，促使大量的结合水转化为自由水并释放出来，加快排水固结，达到预期的加固效果。

5 结 论

（1）黏性土中高黏粒含量、高孔隙比、小孔径是结合水含量高的重要原因。冲击荷载作用前后含水率变幅为15.6%～23.5%，结合水含量变幅为17.6%～29.4%，体积增大系数为2.1%～9.5%，表明冲击荷载作用使土中结合水变化较大，动力释水现象和动力固结特征二者密切相关。

（2）软土的动力释水和静力释水规律不尽相同。动力释水与静压释水相同点是释水量都与初始孔隙比和含水率相关，不同之处是静压条件下存在临界压力。软土动力释水相对较容易，达到同等排水量所需动荷载小于静荷载，且作用时间缩短。动力释水量大小和速度还与动荷载的大小、级次、频率和排水井设置、周围压力等因素有关。在动荷载作用下，不能彻底扰动土体结构，存在饱和冲击能（最佳冲击能），此时激发土中结合水转化为自由水并快速释放出来，排水固结效果好。

动力排水固结法设计时需要设置合理的排水体系，确定合适的静动荷载大小、动力参数、间隔时间，处理好静力、动力相互关系，以便达到良好的加固效果。

[1]刘勇健,李彰明,张丽娟.动力排水固结法在大面积深厚淤泥软基加固处理中的应用[J].岩石力学与工程学报,2010,29(2):4000-4007.LIU Yong-jian,LI Zhang-ming,ZHANG Li-jua.The application of dynamic drainage consolidation method to treatment deep and thick silt foundation of large area[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010,29(2):4000-4007.

[2]刘勇健,刘湘秋,刘雅恒.珠江三角洲软土物理力学性质对比分析[J].广东工业大学学报,2013,30(3):1-7.LIU Yong-jian,LIU Xiang-qiu,LIU Ya-heng.A constrastive analysis physico-mechanical properties of soft soils in the pearl river delt[J].Journal of Guangdong University of Technology,2013,30(3):1-7.

[3]李彰明.软土地基加固与质量控制[M].北京:中国建筑工业出版社,2011.

[4]何俊,肖树芳.结合水对海积软土流变性质的影响[J].吉林大学学报(地球科学版),2003,33(2):204-207.HE Jun,XIAO Shu-fang.Some influence of bond water on rheological properties of marine soft soils[J].Journal of Jilin University(Earth Science Edition),2003,33(2):204-207.

[5]李生林.苏联对土中结合水研究的某些进展[J].水文地质工程地质,1982,9(5):51-54.LI Sheng-lin.The Soviet Union on some research progress of bound water in soils[J].Hydrogeology and Engineering Geology,1982,9(5):51-54.

[6]王旭东,肖树芳,房后国.天津海积软土结合水固结分析[J].工程地质学报,2002,10(4):390-394.WANG Xu-dong,XIAO Shu-fang,FANG Hou-gou.Analysis on the bound water consolidation of marine soft soil in Tianjin[J].Journal of Engineering Geology,2002,10(4):390-394.

[7]王秀艳,刘长礼.深层黏性土渗透释水规律的探讨[J].岩土工程学报,2003,25(3):308-312.WANG Xiu-yan,LIU Chang-li.Discussion on permeability of deep clayey soil[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2003,25(3):308-312.

[8]吴凤彩.黏性土的吸附结合水测量和渗流的某些特点[J].岩土工程学报,1984,6(6):84-83.WU Feng-cai.Measurement of adsorbed bound water in clay soils and some characteristics of seepage[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,1984,6(6):84-83.

[9]王平全.用等温吸附法确定黏土表面吸附结合水界限[J].西南石油学院学报,2005,27(6):57-61.WANG Ping-quan.Determination of the bound water limits on clay surface based using isothermal adsorption method[J].Journal of Southwest Petroleum Institute,2005,27(6):57-61.

[10]袁建滨.黏土中结合水特性及其测试方法研究[D].广州:华南理工大学,2012.

[11]张炳峰,赵坚,陶月赞.饱水黏性土释水响应压力规律研究[J].岩石力学与工程学报,2012,32(增刊1):3203-3208.ZHANG Bing-feng,ZHAO Jian,TAO Yue-zan.Law study of saturated clay discharge water response with pressure[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2012,32(Supp.1):3203-3208.

[12]张先伟,孔令伟,郭爱国.基于SEM 和MIP 试验结构性黏土压缩过程中微观孔隙的变化规律[J].岩石力学与工程学报,2012,31(2):406-412.ZHANG Xian-wei,KONG Ling-wei,GUO Ai-guo.Evolution of microscopic pore of structured clay in compression process based on SEM and MIP test[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2012,31(2):406-412.

[13]张先伟,王常明,李军霞.蠕变条件下软土微观孔隙变化特性[J].岩土力学,2010,31(4):1061-1067.ZHANG Xian-wei,WANG Chang-ming,LI Jun-xia.Variation characteristics of soft clay micro-pore in creep condition[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(4):1061-1067.

[14]孟庆山,杨超.动力排水固结前后软土微观结构分析[J].岩土力学,2008,29(7):1759-1763.MENG Qing-shan,YANG Chao.Analysis of microstructure of soft clay before and after its improvement with dynamic consolidation by drainage[J].Rock and Soil Mechanics,2008,29(7):1759-1763.

[15]符纳.静动力作用下超软土的固结特征及微观结构变化特征研究[硕士学位论文D].广州:广东工业大学,2013.