福建沿海原状软土力学特性试验研究

田 琦,陈国垚,王 伟,史宗刚,刘红位

(1.中电建路桥集团有限公司,北京 100160;2.福州大学 紫金地质与矿业学院,福建 福州 350108)

我国经济发展迅速,城市化规模与日俱增。软土广泛分布于我国东南沿海地区,具有高含水率、高压缩性、孔隙比大、高灵敏度、低渗透性、承载力低、力学强度差等特性[1-4]。工程实例表明,若软土处置不当,会导致工程质量不合格,甚至是引起较大的工程事故[5-8]。因此,应开展系统的试验,研究软土的基本特性,为工程建设提供理论参考。

众多学者开展了软土压缩固结特性的研究,发现土体结构是重要的影响因素。软土次固结系数变化以结构发生破坏时的结构屈服应力为分界,次固结系数在接近结构屈服应力时达到最大[9-10]。由于土体受结构性影响,近海软土和深海软土[11-12]对荷载敏感度不同,固结系数存在差异。吴雪婷[13]通过试验发现固结系数与固结应力之间存在显著的双对数线性相关性,得出淤泥固结系数随固结应力的变化规律可以用先期固结压力与荷载的相对大小关系来解释,并利用“改进的门田法”得到验证。以上是学者对不同地区软土压缩特性的研究,但福建沿海地区滨海结构性软土的压缩固结特性研究相对缺乏,而软土压缩固结特性是工程建设的重要参数,因此研究福建沿海地区滨海结构性软土的压缩固结特性具有重大的理论意义。

软土强度特性亦是研究者关注的焦点。部分学者采用原位试验确定土体抗剪强度及其结构特征规律[14-16]。室内试验三轴剪切试验表明,初始应力状态对饱和黏性土抗剪强度指标的影响显著,试验中应恢复土体原始应力状态[17],试验方案影响土体的抗剪强度参数[18]。Hong等[19]基于原状和重塑软粘土试样强度特性的比较,提出了当土体受压达到屈服后应力状态时,结构抗力完全消失的土结构损失新解释。李旭昶等[20]发现扬州软土的内摩擦角与塑性指数、黏聚力和液限指数具有一定相关性。近年来,研究者发现细微观是分析土体强度重要因素,徐日庆等[21]以平均接触面积率为评价土体抗剪强度指标,证明微观参数定量表征宏观力学特性的可行性。张先伟等[22]也发现湛江黏土塑性指数和抗剪强度与孔隙比相关性较差,区别于其他地区黏土。综上,软土区域性很强,特别是海相软土可借鉴的资料相对较少,因此,开展对滨海软土的研究,探明其强度特性不仅可增加对软土的理解亦可为工程实践提供基本参数。

本文针对霞浦地区滨海原状软土开展一系列室内试验,包含直剪试验(固结快剪、固结慢剪)、一维压缩固结试验和常规三轴固结排水剪切试验。旨在探明:1)滨海软土的压缩性;2)软土的力学特性(抗剪强度);3)土体细微观结构和有机质等对土体力学特性的影响。

1 试验用土和试验方法

1.1 试验土样

本次试验所用土样取自福建霞浦县滨海新城项目湖滨北路K1+640右幅路基外缘未处理区域,取样方式为钻机连接尺寸80 mm×500 mm的铁制薄壁取土器取样。共对2个钻孔取样,至淤泥土层,取样质量等级为Ⅰ级标准,扰动程度为不扰动,满足室内开展各类试验的要求[23]。取样完成后立即编录封装保存,运回实验室,运输过程中应尽可能减少振动,以免对原状土样产生扰动破坏,土样保存过程中,应保持取土管呈直立状态,否则将会使土样发生除原始重力方向以外的其他方向固结。采用推土器以288 mm/min的速率小心推出取土管中土样,根据不同试验要求制备规定尺寸试样,切除余土,测定土体相关物理特性参数。不同深度粒径分布曲线如图1所示,土样的基本特性如表1所示。

表1 土体基本特性

图1 土体粒径分布曲线

1.2 试验方法

本文试验包含固结试验、直剪切试验、三轴固结排水剪切试验及扫描电镜试验。

(1) 标准固结试验

采用三联高压固结仪进行一维压缩固结试验。分别选取4 m、24 m、29 m深度土体制备环刀原状土试样,每个深度取3个重复组试样进行试验。按照土工试验方法标准[25]要求逐级加卸载,每一级荷载稳定时间为24 h,需保证每级加载后,百分表读数≤0.005 mm/h,方可进行下一级加载。

(2) 直剪试验

固结快剪和固结慢剪试验剪切速率分别为0.8 mm/min、0.02 mm/min,在剪切过程中量力环读数达到最大值,则以该最大值为试样剪切力破坏值,若剪切全过程无峰值出现,则取剪切位移为4 mm时所对应的剪切力为剪切破坏值。在剪切过程中应在剪切盒槽内加水,加压盖上以湿棉花包裹,防止因高温导致试样水分蒸发。

(3) 三轴固结排水剪切试验

使用TKA-TTS型应力-应变控制式三轴剪切试验仪对深度为24 m土体开展三轴固结排水(CD)剪切试验。围压σ3值分别为50 kPa、100 kPa、150 kPa、200 kPa,试样的尺寸为39.1 mm×80 mm。将制备完成后三轴试样用饱和器固定好后放置于真空饱和装置内用抽真空法进行饱和,饱和完成后即可对试样进行安装并开展试验。首先,设定一定的围压(σ3= 50 kPa、100 kPa、150 kPa、200 kPa)和反压(σ1),检查试样饱和度,当B=Δu/Δσ3>0.95时,即视为完成饱和。然后,在一定围压条件下对试样进行各向等压固结。最后,开展剪切试验,剪切速率为0.012%/min[25],当轴向应变ε1达到16%时终止试验。

(4) 扫描电子显微镜(SEM)

利用S-4800场发射扫描电子显微镜(S-4800ⅡFESEM)观察深度4 m和24 m土体微观结构。按照水平方向选取米粒大小土样,采用真空冷冻干燥机在-50℃条件下抽真空(24 h以上)冰干试样[26]。将干燥后试样使用导电胶带固定于实验台上,采用英国EMITECH K550X型全自动磁控离子溅射仪(参数设定为20 mA,60 s)喷金处理固定于实验台上试样,以增强导电性,如试样表面喷金不均匀时,可做重复喷金处理。将处理完成后试样放大3 000倍,观察土体结构基本情况及变化规律。

2 试验结果与讨论

2.1 土体细微观结构

图2分别是浅层(4 m)和深层(24 m)土体扫描电镜图(SEM)。由图可知,浅层(4 m)土体颗粒间多为边-面接触、面-面接触,层状结构整体性较差,层间无较强紧密性,呈鳞片状构造。颗粒间含有较多中型孔隙(1 μm

图2 扫描电镜图

2.2 一维压缩固结

不同深度原状土一维压缩固结试验的e-p曲线和e-logp曲线,如图3所示。总体上,软土在压缩过程中存在明显的拐点,这是由于土体的结构性[10]产生结构屈服应力,压缩固结初期土体所受压力小于结构屈服应力,导致加载初期曲线较为平缓,土体变形量较小。当压力逐渐增大达到屈服应力时,压缩曲线出现拐点,压缩变形量加剧,其原因可能是土体结构改变,土体结构对压缩特性的影响逐渐变小至消失。土体大孔隙破坏,土中水排出量增大、孔隙比减小趋势加剧,颗粒间产生滑移。试验结果与Jiang等[10]的研究成果类似。加载至一定荷载后,孔隙比变化幅度降低,逐渐呈平缓趋势发展,说明土体结构性完全散失,土体结构抗力消散。

图3 土体压缩曲线

由图3可知,随着土层深度增加,土体初始孔隙比先减小后增大,即e29 m﹥e4 m﹥e24 m。对比深度为4 m与深度为24 m土层,孔隙比大小与SEM结果吻合。浅层(4 m)土颗粒间以边-面接触为主,孔隙数量较多,存在孔隙贯通现象。而深层(24 m)土颗粒间以面-面接触为主,层间接触紧密,孔隙数量较少。土体受压缩变形的实质是土粒间孔隙逐渐减小的过程,土颗粒间接触方式不同,导致孔隙分布规律和数量存在差异,从而影响其压缩性。研究结果表明[19],不同深度土体初始孔隙比沿深度方向向下延伸呈现逐渐减小、压缩性减小的趋势。

土体压缩指标如表2所示。由表2可知,随着深度增加,土体压缩系数、压缩指数先减小后增大,压缩模量先增大后减小。本研究结果与前人研究成果存在一定差异,主要原因受到海相结构沉积历史影响,沉积物中砂质物与黏土质物组成水平互层层理,黏性土或薄层黏土与粉、细砂互层,类似于“千层饼”特征使得土体压缩性沿深度变化呈现交叉变化的“千层饼”结构特性[29]。此外,深度为24 m土层土粒级配均匀,孔隙占比少,土体饱和渗透系数较小,孔隙水无法迅速排出,孔压消散较慢,固结度降低。试验研究表明,沉积环境及粒径分布造成土层压缩固结特性沿深度变化规律不一致。

图4是深度4 m、24 m和29 m土层压缩固结的e-t关系曲线。由图4可知,在施加某级荷载初期,孔隙比急剧降低,试样变形量较大;随着时间推移,孔隙比变化速率减缓,变形量较小。土体固结主要分为:主固结、次固结两个阶段,在施加荷载初期孔隙水压力消散,土体孔隙受压缩,为主固结变形阶段;当土体变形速率趋于平缓的后期,孔隙水压力消散,土体骨架发生缓慢变形,为次固结变形阶段。当压力达到结构屈服应力时,土体结构破坏,主次固结界限明显[10]。

图4 不同深度土体e-t关系曲线

试验结果表明,在相同条件下不同深度土体孔隙比随时间变化规律具有一致性。土体结构性对于土层压缩固结变形有重要影响,土颗粒间接触方式发生变化,孔隙分布规律和数量不同,导致土体压缩性不同。

2.3 剪切强度

(1) 直剪试验

抗剪强度曲线如图5所示。随着深度增加,固结快剪试验得到的黏聚力先减小后增大,而摩擦角则先增大后减小。固结慢剪试验与快剪试验结果具体数值不同,但是趋势一致。土体抗剪强度随深度先增大后减小,24 m处试样抗剪强度最大,4 m和29 m深度土体次之,且两者间差距不大。主要原因是不同深度土层结构及粒径分布不同,土体强度随级配良好程度呈正相关关系[30],深度24 m土体不均匀系数最大,其值约为87.3,该深度土体级配最好,抗剪强度值最大。相同固结条件下,同一深度土体固结慢剪强度大于固结快剪抗剪强度,主要原因是慢剪过程中土体排水,土中含水率降低,包裹在土颗粒表面的结合水膜厚度变小[31],导致土体抗剪强度提高。

图5 土体抗剪强度

因此,相同层位土体固结慢剪强度大于固结快剪强度。另一方面,土中有机质含量随着深度先减小后增大(见表1),其变化规律与抗剪强度变化趋势相反,总体表现为有机质含量增加,土体抗剪强度降低。

(2) 三轴固结排水剪切试验

不同围压条件下偏应力(σ1-σ3)与轴向应变ε1关系曲线图6所示。偏应力随着轴向应变增大而逐渐增大,且增加速率逐渐变慢,无明显峰值,应力应变曲线为应变硬化,表明研究区软土为正常固结土。因软土偏应力-应变曲线无峰值出现,依据土工试验方法标准[25],选取轴向应变为15%的偏应力值为峰值应力。

图6 固结排水试验应力应变曲线(24 m)

固结排水试验有效强度包线如图7所示,对比直剪与三轴试验结果发现24 m深度土体的强度指标变化规律为:φ三轴(30.69°)>φ固结慢剪(23°)>φ固结快剪(19°),C三轴(5.45 kPa)>C固结慢剪(4.32 kPa)>C固结快剪(3.64 kPa),导致这种现象的原因是三轴固结排水剪切试验排水过程稳定,排出水量最多,固结慢剪次之,固结快剪最少,黏聚力和内摩擦角随含水率增大而减小[32],故而抗剪强度指标间大小关系呈现以上结果。图8为固结排水试验有效应力路径曲线,q′值随着围压的增大而增大,不同围压下应力路径变化规律基本一致,呈基本平行状态。剪切应变速率较为缓慢,有效应力路径在剪切过程中并不产生弯曲段,表现出试样在剪切过程中持续加载。

图7 固结排水试验有效强度包线(24 m)

图8 固结排水试验有效应力路径(h=24 m)

3 结 论

本文通过系统的室内试验研究了霞浦地区滨海原状软土得到以下主要结论:

(1) 浅层(h=4 m)土层同一水平面土颗粒间连接方式多为边-面接触、面-面接触,层状结构整体性较差,颗粒间含有较多中型孔隙,存在少量小、微型孔隙;深层(h=24 m)土体颗粒间多为面-面接触,具有一定层状结构,面与面之间接触较为紧密,层间接触紧密,孔隙数量较少且多为小孔隙。

(2) 由压缩固结试验结果可知,不同深度土体压缩性大小顺序为:29 m>4 m>24 m。土体结构性、沉积环境及粒径分布存在差异,造成土颗粒间接触方式不同,使得孔隙分布规律和数量存在差异,从而导致压缩性不同。

(3) 固结快剪和固结慢剪抗剪强度随深度变化规律一致;固结慢剪抗剪强度大于固结快剪抗剪强度;土体级配越好,抗剪强度值越大;有机质含量对土体抗剪强度具有一定影响,有机质含量越高土体抗剪强度越低。

(4) 三轴固结排水试验中随着轴向应变增大,偏应力逐渐增大,应力应变曲线呈现应变硬化特征。