劉 毅

（中交第四航務工程勘察設計院有限公司，廣東 廣州 510230）

在我國大部分濱海工程中，海相沉積軟土難以避免。軟土具有孔隙比大、天然含水率及壓縮性高等特點，在上部荷載作用下會產(chǎn)生壓縮變形，產(chǎn)生較大工后沉降，嚴重影響工程使用。在現(xiàn)有軟基處理設計中，通常采用排水固結法以消除主固結對工后沉降的影響。而次固結沉降往往被忽視，這是導致很多工程發(fā)生工后沉降的主要因素。

業(yè)內學者對軟土次固結進行過很多研究[1-3]，發(fā)現(xiàn)次固結對工后沉降的影響不容忽視。張迎春等[4]針對珠三角某高速公路軟基，采用黏彈性模型計算的次固結沉降達總沉降量的32%。龔鐳[5]在對一大面積淤泥軟基超載預壓加固工程觀測4年多后，計算得出次固結沉降占總沉降量的8.8%。王盛源[6]對深圳某地基加固工程計算次固結變形量后認為，次固結沉降約占總沉降的20%。劉開元等[7]推算得到廣州—珠海準高速鐵路軟黏土軟基處理試驗段的次固結沉降約占最終沉降量的10%。因此，在深厚軟土的軟基處理中，如何估算次固結沉降及減少次固結沉降，都是值得研究且有實際工程意義。

1 次固結沉降的計算方法

圖1為典型軟土固結試驗中的e-lgt曲線[8]，孔隙比e在荷載施加初期變化幅度較大，到t1時刻之后曲線出現(xiàn)拐點，孔隙比e的減小幅度變緩，此時土體主固結已完成，土體進入次固結階段。在次固結階段，孔隙比變化曲線近似為直線。因此，t1時刻可視為主次固結變形的劃分點。雖然在t1時刻前的主固結階段，隨著孔隙水排出，土骨架的有效應力逐漸增大，次固結變形已開始發(fā)生，但時間相對較短，變形量可忽略。

圖1 軟土固結曲線

許多室內試驗和現(xiàn)場量測結果表明，在主固結完成后發(fā)生次固結沉降的大小與時間的關系在半對數(shù)坐標圖上接近線性關系。實際工程中，計算次固結沉降的常規(guī)公式為：

式中，s為次固結沉降量；H為壓縮土層厚度；e0為初始孔隙比；Cα為次固結系數(shù)；參數(shù)e0和Cα可通過常規(guī)土工試驗和固結試驗測定；t1為相當于主固結完成的時間，t2為需要計算次固結的時間。

由式（1）可看出，對于某種指定的軟土層，H和e0為定值，不發(fā)生變化，而次固結計算時間t2一般由工程使用年限決定，也是定值。因此，對次固結沉降起控制作用的主要為次固結系數(shù)Cα和主固結完成時間t1。

常規(guī)的軟基處理工程往往需要縮短主固結完成時間，因此通常采用砂井、塑料排水板、砂墊層等方法，使軟土在原先僅有的豎向排水基礎上，增加短路徑的徑向排水，大大加快了軟土固結。國內項目通常以施工荷載下固結度85%～90%作為卸載條件，預壓時間3～6個月，通過超載比×固結度的算法施加施工荷載后，可認為在達到卸載條件后主固結沉降已完成。這里的超載比為施工期和使用期作用在軟土層中心有效荷載的比值。因此，可以卸載后的交工時間作為主固結完成時間t1。

需要說明的是，與自然固結相比，采用排水固結法能大大縮短主固結時間。因此，軟基處理與否會使t1發(fā)生很大變化，根據(jù)式（1）計算，軟基處理后的次固結沉降要遠大于不處理的情況。事實上，由于次固結沉降主要由土骨架上的有效應力增量引起，在主固結過程中，隨著孔隙水壓力逐漸減小，有效應力增加，次固結沉降已經(jīng)在發(fā)生，只是與主固結沉降相比很小。對于自然固結情況，如果軟土層厚度較大，主固結時間將非常長，因此在主固結完成時，次固結沉降已完成了一部分。而排水固結法加快了軟土中的孔壓消散，有效應力迅速增加，主固結在短時間內完成，而此時次固結沉降完成量很小。因此定性分析，僅考慮主固結完成后的次固結，軟基處理后的次固結沉降確實大于自然固結的情況，然而兩者的關系很難定量分析?？紤]到勘察室內試驗獲取次固結系數(shù)時，采用的試樣排水路徑較短，主固結完成較快，更接近軟基處理的模型，因此認為可采用軟基處理完成時間作為t1是合適的。

盡管延長主固結的完成時間有利于減少次固結沉降，但這種理念與常規(guī)軟基處理工程的目的相悖，因此通過增大t1減小次固結沉降通常不可取。綜上所述，為減小次固結沉降，減小次固結沉降系數(shù)Cα是最有效的方法。

2 減少次固結沉降的方法

為研究次固結沉降，L BJERRUM[9]提出如圖2所示的概念模型，主要用于描述當土體中有效應力降低時蠕變變形的發(fā)展規(guī)律。圖中的ABCD曲線表示在施加1個總應力增量后，隨著固結過程，土體中有效應力不斷增大并最終保持穩(wěn)定的應力-應變路徑。從A點開始，隨著孔隙水排出，有效應力逐漸增大，應變也隨之增加，這是主固結過程。至B點后，土中超孔隙水壓力完全消散，固結完成，有效應力保持不變，但由于蠕變，應變將繼續(xù)增加并往D點靠近。如果在此過程中發(fā)生減載，應力-應變路徑將從C點移動到E點，在此過程中將存在少量彈性膨脹，隨后蠕變變形將繼續(xù)增大，曲線從E點向F點靠近。

圖2 減載對次固結的影響

該模型可用于描述土體在減載后的蠕變特性。在BJERRUM模型中有2個假定條件：①假設在一定荷載范圍內，次固結沉降只與時間有關，與有效應力無關；②隨著時間增長，次固結沉降將一直發(fā)生不終止。圖中平行線即為衡量次固結作用的時間刻度，平行線的間距即為對數(shù)坐標中的次固結時間間隔。以B點所處位置作為次固結的開始時間（t=1），C點即為減載時間（t=102）。減載后，C點（t=102）到 E點（t=104）的次固結沉降非常小，并因減載而出現(xiàn)少量回彈。到E點后，減載對次固結的影響結束，軟土的次固結沉降繼續(xù)發(fā)生。可看出，圖中D、E代表的次固結時間相同（t=104），但因減載效果，E點的次固結沉降明顯小于D點，即減載可有效減小次固結沉降。

NASH[10]在BJERRUM的基礎上進行了超載預壓對軟黏土次固結特性的研究。其研究了在100kPa長期荷載作用下軟黏土的沉降全過程，提出超載預壓與欠載預壓的假設模型，如圖3所示。

圖3 預壓荷載與次固結影響假設模型

由圖3可看出，最終沉降（主固結+次固結）主要受上覆荷載影響，而與沉降過程中的應力路徑無關。因此進行超載預壓可使前期沉降發(fā)生較快，但卸載后最終沉降仍趨于一個定值，即原定荷載最終完成的沉降。然而，超載預壓可有效減少卸載后的沉降，在軟基處理過程即為工后殘余沉降。若考慮卸載后的沉降均由次固結產(chǎn)生，則超載預壓可有效減小次固結沉降。圖中A、B、C 3點分別為超載時間1，2，3年，A點已近似等于主固結完成時的沉降，因此殘余沉降均可視為次固結沉降。卸載點之后直線斜率即為次固結系數(shù)Cα'，與正常固結的次固結系數(shù) Cα相比，Cα'C＜Cα'B＜Cα'A＜Cα。由此可見，超載預壓能有效減小次固結沉降系數(shù)，且預壓時間越長，處理后的Cα'越小。

LADD、CONROY[11-12]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)，處理后與處理前的次固結系數(shù)比值Cα'/Cα與超載比密切相關，二者呈線性關系。在此定義的超載比（AOS）為：

式中，σ'vs為預壓過程中采用的上覆有效荷載，σ'vf為卸載后使用期的上覆有效荷載?；诓煌N類黏性土的大量試驗數(shù)據(jù)，LADD采用對數(shù)函數(shù)擬合了二者的關系，如式（3）所示：

由此可見，在已知次固結系數(shù)Cα的情況下，可根據(jù)在施工期的預壓荷載，計算得出處理后的次固結系數(shù)Cα'，以此評估次固結沉降的影響。

3 工程實例

某港口工程后方堆場采用填海造地方式成陸，吹填區(qū)下方存在約10m厚的原狀軟土層，再下方為密實的粉細砂層和粉質黏土。淤泥層指標如表1所示。

表1 原狀軟土地質參數(shù)

場地原地面標高約為-0.300m，平均水位1.7m，采用吹填砂性土成陸，成陸后采用堆載預壓排水固結法進行軟基處理。場地一共分為A、B、C、D 4個區(qū)，按遠期規(guī)劃，根據(jù)不同區(qū)域的使用荷載進行等載預壓處理，而在交工后的使用期內采用單一使用荷載，各區(qū)的使用荷載與A區(qū)一致。各區(qū)荷載情況如表2所示。

表2 各分區(qū)預壓荷載

表2中使用荷載為場地內各區(qū)域進行堆載預壓時作用在原狀淤泥表面的荷載，由吹填砂性土與堆載預壓的荷載之和乘以施工期要求的固結度得到。其中A區(qū)荷載即為場地運營期的使用荷載。因此，主固結沉降已在施工期內通過預壓處理消除，因此之后的工后沉降均由次固結沉降引起。由于在大面積均布荷載作用下，下覆軟土固結過程基本近似于一維壓縮，根據(jù)各區(qū)工后殘余沉降的監(jiān)測結果可很好地模擬研究軟土的次固結特性。

本工程的施工工序：吹填成陸（持續(xù)時間100d）—插板靜置（持續(xù)時間20d）—分級加載（持續(xù)時間60d）—滿載預壓（持續(xù)時間120d）—卸載交工（持續(xù)時間30d）。

以卸載交工作為主固結完成時間，主固結時間共330d。交工后，根據(jù)場地內各區(qū)域設置的監(jiān)測點與固定（永久性水準點）監(jiān)測點進行觀測，用數(shù)據(jù)監(jiān)測其沉降結果。其中不同區(qū)域監(jiān)測點2、4、7、11的沉降監(jiān)測結果如圖4所示。

圖4 監(jiān)測點沉降-時間關系曲線

由圖4可看出，以監(jiān)測點2的沉降結果作為正常固結條件下的次固結沉降曲線，其斜率即為次固結系數(shù)Cα。其他3個監(jiān)測點的沉降曲線反映出超載預壓后的次固結系數(shù)Cα'明顯小于Cα，即超載預壓對消除次固結沉降效果明顯。此外可發(fā)現(xiàn)，超載預壓的效果與超載量有直接關系，監(jiān)測點11基本監(jiān)測不到次固結沉降的發(fā)生，其余2點雖能觀測到較明顯沉降，但明顯小于未超載的情況。

根據(jù)軟土層的地質參數(shù)和厚度，結合運營期內各分區(qū)的沉降監(jiān)測結果，可根據(jù)式（1）反推計算次固結系數(shù)Cα'。由于A區(qū)為等載預壓，因此可用A區(qū)的沉降觀測結果計算原狀軟土的次固結系數(shù)Cα，結果如表3所示。

同上，按式（1）反推各區(qū)的次固結系數(shù)后，與原狀土的次固結系數(shù)Cα進行比較，計算結果如表4與圖5所示。

表3 原狀軟土次固結系數(shù)Cα

表4 超載預壓對Cα'/Cα的影響

圖5 Cα'/Cα與AOS的相互關系

由圖5可看出，沉降監(jiān)測結果與LADD的研究成果非常相符。根據(jù)沉降觀測數(shù)據(jù)的擬合結果，與LADD提出的計算公式相比較，可發(fā)現(xiàn)采用LADD公式計算得出的Cα'小于實際值，但兩者相差較小。因此，采用LADD公式計算珠三角地區(qū)采用超載預壓消除次固結沉降效果可取。

4 結語

1）本文通過理論分析研究超載預壓對次固結沉降的影響，通過工程實例中的沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)證實了超載預壓對消除次固結沉降有明顯效果。結果表明，超載預壓后的次固結系數(shù)明顯減小，并與超載比AOS呈反比關系。

2）本文借鑒LADD公式，定量分析珠三角地區(qū)工程中超載預壓效果。結果表明，采用LADD公式結算的處理后Cα'小于實際值，但偏差較小，在工程中可用于排水固結法的設計計算。

3）由于巖土工程的地域性，在工程中建議先通過室內試驗確定超載比AOS與次固結系數(shù)Cα'的關系，以此指導預壓荷載的設計，確保工程的準確性和經(jīng)濟性。

4）由于本工程中軟土的有機質含量較少（＜5%），而有機質含量是次固結沉降的重要影響因素之一，上述研究結果能否適用于有機質含量較大的軟土仍需進一步研究。