天津市濱海新區軟黏土蠕變試驗及長期強度研究

張紹慶

（天津市水務工程建設管理中心，天津　300204）

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天津市濱海新區軟黏土蠕變試驗及長期強度研究

張紹慶

（天津市水務工程建設管理中心，天津300204）

摘 要：天津市濱海新區由新近吹填的軟黏土組成。軟黏土含水率較高、滲透性差且壓縮性高，一般處于欠固結狀態，土體的變形隨時間變化明顯，具有蠕變性，在工程施工、運行期常常會發生較大的塑性流動變形，導致地基變形引發工程事故。針對天津市濱海地區軟黏土的蠕變特征，采用實驗室自制的加荷設備，進行了三軸不固結不排水蠕變室內試驗，研究了軟黏土的蠕變特性。使用貫入儀測量軟黏土蠕變前后的強度，分析了蠕變對軟黏土強度的弱化作用。

關鍵詞：軟黏土；蠕變；試驗；長期強度；殘余強度；濱海新區

天津市濱海新區大部分由軟黏土組成，是近幾十年來吹填而成的。天津濱海軟黏土吹填土因沉積時間短含水率較高、滲透性差且壓縮性高，與其他沿海地區軟土有差別，沒有達到正常的固結狀態，在地基處理前常常處于欠固結狀態。天津市軟黏土吹填土的壓縮性及變形隨時間變化非常明顯，具有蠕變特性，在工程施工、運行期常常會發生較大的塑性流動變形，導致地基變形引發工程事故。

本文針對天津市濱海地區軟黏土的蠕變特征，采用自制加荷設備進行了三軸不固結不排水蠕變室內試驗研究軟黏土的蠕變特性。使用貫入儀測量軟黏土蠕變前后的強度，分析了蠕變對軟黏土強度的弱化作用。

1　試驗土樣和方法

1.1試驗土樣

為全面分析天津濱海地區軟黏土的蠕變特性，選取的土樣需要有代表性。本文選取了天津濱海新區不同場地的原狀土樣，共進行了25組三軸蠕變室內試驗。不同場地試驗土樣的物理性質統計結果見表1，本文重點進行蠕變分析的3個土樣的基本物理性質指標見表2。

表1　不同場地土樣物理性質統計

表2　代表性土樣基本物理性質指標

1.2試驗設備與方案

1.2.1試驗設備

（1）試驗儀器設備。室內蠕變試驗需要儀器設備對土樣施加長時間恒定的偏壓力，而常規的三軸試驗儀難以施加恒定的偏壓力。因此，需要對三軸試驗儀進行改造，將砝碼放置于支架上，從而提供恒定壓力并以偏壓方式作用于土樣上，改造的設備如圖1所示。

（2）加壓系統。土樣的圍壓是通過空壓泵施加的，通過壓力室的內水傳遞作用向土樣施加均布的圍壓，圍壓壓力的大小可由調壓閥調節。自制的施加恒定的豎向偏壓力的儀器設備如圖1所示，支架重心要求與壓力室的軸向加壓軸重合，通過在支架上施加砝碼來實現恒定的豎向偏壓力。以上荷載施加提供了蠕變的條件，即圍壓荷載不變的環境下提供恒定的豎向偏壓力。

圖1 改造的三軸蠕變剪切儀

1.2.2試驗方案

（1）加載方式。首先施加圍壓以使土樣固結，進行了圍壓為30和50 kPa的三軸試驗。然后針對每種圍壓，為避免試驗結果的離散性，采用分級施加偏壓的方式。施加恒定的偏壓后，觀察軸向變形情況，變形達到穩定后再施加下一級荷載，直至土樣破壞。施加的分級荷載增量Δ(σ1-σ3)為7 kPa。

（2）數據采集。以施加偏應力荷載開始時間為測量起始時間，開始時測得的是瞬時變形。然后在分級施加偏壓過程中，分別采集1 min、5 min、10 min、30 min、1 h、2 h、4 h、8 h、12 h、24 h、36 h、48 h的變形量，并實時分析每一段增量時間內土樣的變形速率。當觀測的增量時間段內，土樣的變形速率逐步減小并趨于一個很小的相對穩定值，此階段稱為蠕變衰減階段I；當發現土樣的變形速率有逐漸增大現象，則需要減少采集數據的時間間隔，因該階段可能是土樣由等速蠕變階段II向加速蠕變階段III的過渡，需要更小的數據采集間隔才能分析出2個階段的分界點。

（3）變形穩定標準。12 h內土樣的變形小于0.005 mm。

（4）破壞標準。因為天津濱海地區的軟黏土含水率較高，破壞時沒有一般軟黏土具有的典型脆性剪切破壞帶，故在蠕變試驗中當測量得到的軸向變形達到土樣高度的15%時則可判定土樣破壞。

2　試驗結果及分析

采用陳宗基教授提出的陳氏法進行蠕變試驗數據的處理與分析，得到天津濱海地區軟黏土的蠕變特性。3個典型場地蠕變特性分析結果如下：

（1）應變-時間分析。3個典型土樣的應變-時間關系，如圖2—4所示。從圖2—4可以看出，蠕變變形隨著應力的增加而增大。在低應力情況(τ<τs1)下，土樣變形相比瞬時變形沒有顯著增加，并且變形達到穩定經歷的時間較短，基本上是小于3 h的。在低應力水平，蠕變曲線表現為蠕變衰減穩定階段，土樣變形隨時間緩慢增長并趨于穩定，最終變形為一定值，為最終的變形量。在高應力情況下，流動性強度快速降低、變形迅速增大導致土樣破壞。當應力τ≥τs1時，蠕變曲線出現明顯的穩定流動階段（γ?=常數） ；當應力τ≥τs2時，蠕變曲線進入急劇流動階段，變形迅速增加，試樣在極短時間內發生破壞。

圖2　NO.16圍壓30 kPa下應變-時間關系

圖3　NO.19圍壓50 kPa下應變-時間關系

圖4　NO.23圍壓50 kPa下應變-時間關系

（2）應變-時間雙對數關系分析，如圖5—7所示。從圖5—7可以看出，經過對數處理后，應變和時間的雙對數關系曲線具有明顯的線性關系。不同偏壓力的關系曲線基本上是相互平行的，只有在接近破壞時，應變有明顯增加。

圖5　NO.16圍壓30 kPa下應變-時間雙對數關系

圖6　NO.19圍壓50 kPa下應變-時間雙對數關系

圖7　NO.23圍壓50 kPa下應變-時間雙對數關系

（3）應變速率對數-應變關系分析，如圖8—10所示。從圖8—10可以看出，應變速率對數-應變關系曲線為有輕微弧度的曲線。當偏應力較小時，曲線可近似為直線，曲線的弧度很小。但當偏應力增大到一定程度后，曲線弧度有所增加，特別是當土體接近破壞時，曲線弧度較大，具有明顯的非線性關系。

圖8　NO.16圍壓30 kPa下應變速率-應變關系

圖9　NO.19圍壓50 kPa下應變速率-應變關系

圖10　NO.23圍壓50 kPa下應變速率-應變關系

（4）應變速率-時間雙對數關系分析，如圖11—13所示。從圖11—13可以看出，在土體未破壞之前，應變速率的對數與時間的對數呈線性關系，應變速率的對數值隨時間對數逐漸減小，并且在相同的圍壓條件下，不同偏壓力的應變速率-時間雙對數關系曲線是平行的，應變速率的對數值隨時間對數的減小速率與偏壓力無關。當施加應力達到破壞應力時，該關系曲線向時間對數軸彎曲甚至出現拐點，土樣破壞。由此可見，巖土工程中關心的應力值范圍，應變速率對數和時間對數呈線性關系，從而可以據此建立經驗本構關系。

圖11　NO.16圍壓30 kPa下應變速率-時間雙對數關系

圖12　NO.19圍壓50 kPa下應變速率-時間雙對數關系

（5）應變速率對數-偏應力關系分析，如圖14—16所示。從圖14—16可以看出，應變速率對數值與偏應力呈線性關系，并且相同圍壓下各曲線為平行曲線。不同圍壓下應變速率對數值與偏應力關系曲線斜率不相同，圍壓越大，曲線斜率越小，即曲線坡度越緩。

圖13　NO.23圍壓50 kPa下應變速率-時間雙對數關系

圖14　NO.16圍壓30 kPa下應變速率對數-偏應力關系

圖15　NO.19圍壓50 kPa下應變速率對數-偏應力關系

圖16　NO.23圍壓50 kPa下應變速率對數-偏應力關系

（6）偏應力-應變關系分析，如圖17—19所示。從圖17—19可以看出，偏應力和應變關系曲線存在著明顯的拐點，從拐點處開始土體進入黏塑性變形，拐點處對應的應力值就是軟黏土開始發生塑性流動變形的強度σs。當偏應力小于σs時，應變隨著偏應力增加是線性關系，體現了彈性階段的性質。當偏應力大于σs后，軟黏土呈現顯著的流動性，從關系曲線上看曲線向變形軸偏移，變形增大，即蠕變使得土體的強度弱化。

圖17NO.16圍壓30 kPa下偏應力-應變關系

圖18　NO.19圍壓50 kPa下偏應力-應變關系

圖19　NO.23圍壓50 kPa下偏應力-應變關系

3　蠕變性土的長期強度試驗

天津濱海地區軟黏土是新近吹填而成的，一般處于欠固結狀態，含水率較高、滲透性差并且壓縮性高，其強度會隨著時間而降低。因此，在工程設計、施工及運行中，天津濱海新區軟黏土穩定性計算分析不能直接采用軟黏土蠕變之前的強度，而應該考慮因蠕變降低之后的強度。事實上，天津濱海新區很多軟黏土地基在施工期所受的剪應力一般低于不排水強度，這時地基不會發生破壞，但經過長時間運行，很多結構因為地基的流動變形而發生了破壞，這些事實也證明了蠕變對土體強度具有明顯的弱化作用。這里，使用貫入儀測量軟黏土蠕變前后的強度，分析了蠕變對軟黏土強度的弱化作用。

3.1長期強度極限和殘余強度概念

在軟黏土的設計、施工和運行初期的穩定分析中，一般采用的強度值是軟黏土的短期強度，是通過在常規抗剪試驗中使土樣在規定的短時間內破壞所對應的強度值。若通過長期施加恒定的偏壓力進行長達數月的試驗，其抗剪強度會隨著試驗歷時而降低，最終土體發生破壞時對應的強度就是土體的長期抗剪強度τ∞。土體發生破壞后，土體的強度并沒有完全消除，而是有殘余下來的強度，也就是殘余強度。長期強度τ∞是土體未破壞之前的極限強度值，既有摩擦力也有黏聚力；而殘余強度由于土體遭受了剪切破壞，黏聚力已經消失，只剩下摩擦力。一般而言，土體的長期強度τ∞大于殘余強度。如果軟黏土承受的偏壓力小于等于長期強度τ∞，則可判定軟黏土永遠不會剪切破壞。

3.2長期強度極限值的測定方法

要測量土體的長期強度極限值，首先要用1.2節的方法進行蠕變試驗，采用單一土樣，在恒定圍壓下分級施加偏壓力，獲得不同偏應力下土體變形隨時間的變化情況，繪制出不同時刻土體的偏應力-應變關系曲線，如圖20所示，也就是等時曲線。從圖20可以看出，各個時刻的偏應力與應變曲線都有一個拐點，可以連成一條直線MN。在拐點之后，隨著應力的增加，變形逐漸增加，等時曲線逐漸向應變軸靠攏，接近但不會超過MN線，則MN線相當于t→∞時等時曲線的漸近線，其對應的應力即為土體的長期強度極限值τ∞。

因本方法需要繪制光滑的等時曲線以便發現拐點，所以分級施加的偏壓力組數不能太少，不得少于4組，否則會導致等時曲線的應力應變點過少，致使拐點判斷失誤，無法反映真實的土體力學性質。

圖20　偏應力-應變關系曲線

本方法采用單一土樣試驗，采集的數據離散性小，可操作性強，因為不需要出現完整的蠕變三階段，試驗時間也較短，故應用廣泛。

3.3長期強度計算

進行不同圍壓下的蠕變試驗，采用3.2節的方法可計算出不同圍壓σ3下軟黏土的長期強度極限值τ∞，從而繪制出長期強度τ∞與圍壓σ3的關系曲線圖，其關系可以表達為如下形式：

對本文獲得的數據進行線性擬合，可得c∞=1.2 kPa、φ∞=15.01，如圖21所示。

圖21　軟黏土的長期強度與圍壓關系

利用式（1），可計算軟黏土不同圍壓下的長期強度極限值。

從圖21可見，天津濱海新區的軟黏土的長期強度τ∞與圍壓σ3呈線性關系，圍壓越大，長期強度極限也越大。而在濱海新區吹填土施工中，吹填土的厚度一般在10 m以上，因為土層相當均勻，土體的液限、塑限和天然含水率等隨深度變化很小，而深度變化導致圍壓增大，故濱海新區軟黏土的長期強度隨深度而增加。

3.4殘余強度計算

軟黏土經過大變形的破壞后，破壞了軟黏土的黏聚力，使得土體變成一種強度不變的摩擦流體，也就是只剩下了殘余強度。因此，確定軟黏土的殘余強度的關鍵在于土體內殘余的內摩擦角分析。最常用的方法是將圖21的長期強度-圍壓曲線平移到通過原點作為殘余強度與圍壓的關系曲線，則殘余強度τr可用下式計算：

式中：φr為殘余內摩擦角（°），可近似用φ∞計算。

4　結論

本文采用改造過的三軸儀，可以對土樣施加恒定的豎向偏壓力，從而對天津市濱海新區的軟黏土進行了蠕變試驗，得到了軟黏土應力、應變及時間的相互關系圖，分析了其蠕變特性。在蠕變試驗的基礎上，繪制了不同圍壓下的偏應力與應變關系曲線，分析計算了天津濱海新區軟黏土的長期強度與殘余強度，量化了蠕變對軟黏土強度的弱化作用。試驗結果可用于評價天津濱海地區軟黏土的長期穩定性，對于建立在蠕變性顯著的軟黏土地基上的建筑物或構筑物采用長期強度特性進行工程設計及施工，可增大工程安全系數和強度儲備。

參考文獻

［1］于新豹，劉松玉，繆林昌.連云港軟土蠕變特性及其工程應用［J］.巖土力學，2003，24（6）：1001-1006.

［2］譚萬鵬，鄭穎人，王凱.考慮蠕變特性的滑坡穩定狀態分析研究［J］.巖土工程學報，2010，32（增刊2）：5-8.

［3］李越松，趙沖久，趙利平，等.天津港岸坡土體蠕變對高樁碼頭的影響［J］.中國港灣建設，2009（4）：5-8.

［4］李軍世，孫鈞.上海淤泥質黏土的Mesri蠕變模型［J］.土木工程學報，2001，34（6）：74-79.

［5］王常明，王清，張淑華.濱海軟土蠕變特性及蠕變模型［J］.巖石力學與工程學報，2004，23（2）：227-230.

［6］周秋娟，陳曉平.軟土蠕變特性試驗研究［J］.巖土工程學報，2006，28（5）：626-630.

［7］YIN Zhen-Yu，CHANG Ching S，MINNA Karstunen，et al. Ananisotropic elastic-viscoplastic model for soft clays［J］.In?ternational Journal of Solids and Structures，ASCE，2010，47 （5）：665-677.

［8］BENJAMIN Friedrich Schlue，STEFAN Kreiter，TOBIASMo?erz.Time-dependent deformation of dredged harbor mudused as backfilling material［J］.Journal of Waterway，Port，Coast?al，and Ocean Engineering，2009，135（4）：154-163.

中圖分類號：TV223.2

文獻標識碼：A

文章編號：1004-7328（2016）03-0051-06

DOI：10.3969/j.issn.1004-7328.2016.03.017

收稿日期：2016—03—20

作者簡介：張紹慶（1964—），男，高級工程師，主要從事水利工程建設管理工作。