在我国大部分滨海工程中, 海相沉积软土难以避免。软土具有孔隙比大、天然含水率及压缩性高等特点, 在上部荷载作用下会产生压缩变形, 产生较大工后沉降, 严重影响工程使用。在现有软基处理设计中, 通常采用排水固结法以消除主固结对工后沉降的影响。而次固结沉降往往被忽视, 这是导致很多工程发生工后沉降的主要因素。

业内学者对软土次固结进行过很多研究^[1,2,3], 发现次固结对工后沉降的影响不容忽视。张迎春等^[4]针对珠三角某高速公路软基, 采用黏弹性模型计算的次固结沉降达总沉降量的32%。龚镭^[5]在对一大面积淤泥软基超载预压加固工程观测4年多后, 计算得出次固结沉降占总沉降量的8.8%。王盛源^[6]对深圳某地基加固工程计算次固结变形量后认为, 次固结沉降约占总沉降的20%。刘开元等^[7]推算得到广州—珠海准高速铁路软黏土软基处理试验段的次固结沉降约占最终沉降量的10%。因此, 在深厚软土的软基处理中, 如何估算次固结沉降及减少次固结沉降, 都是值得研究且有实际工程意义。

图1为典型软土固结试验中的e-lgt曲线^[8], 孔隙比e在荷载施加初期变化幅度较大, 到t₁时刻之后曲线出现拐点, 孔隙比e的减小幅度变缓, 此时土体主固结已完成, 土体进入次固结阶段。在次固结阶段, 孔隙比变化曲线近似为直线。因此, t₁时刻可视为主次固结变形的划分点。虽然在t₁时刻前的主固结阶段, 随着孔隙水排出, 土骨架的有效应力逐渐增大, 次固结变形已开始发生, 但时间相对较短, 变形量可忽略。

许多室内试验和现场量测结果表明, 在主固结完成后发生次固结沉降的大小与时间的关系在半对数坐标图上接近线性关系。实际工程中, 计算次固结沉降的常规公式为:

式中, s为次固结沉降量;H为压缩土层厚度;e₀为初始孔隙比;C_α为次固结系数;参数e₀和C_α可通过常规土工试验和固结试验测定;t₁为相当于主固结完成的时间, t₂为需要计算次固结的时间。

由式 (1) 可看出, 对于某种指定的软土层, H和e₀为定值, 不发生变化, 而次固结计算时间t₂一般由工程使用年限决定, 也是定值。因此, 对次固结沉降起控制作用的主要为次固结系数C_α和主固结完成时间t₁。

常规的软基处理工程往往需要缩短主固结完成时间, 因此通常采用砂井、塑料排水板、砂垫层等方法, 使软土在原先仅有的竖向排水基础上, 增加短路径的径向排水, 大大加快了软土固结。国内项目通常以施工荷载下固结度85%～90%作为卸载条件, 预压时间3～6个月, 通过超载比×固结度的算法施加施工荷载后, 可认为在达到卸载条件后主固结沉降已完成。这里的超载比为施工期和使用期作用在软土层中心有效荷载的比值。因此, 可以卸载后的交工时间作为主固结完成时间t₁。

需要说明的是, 与自然固结相比, 采用排水固结法能大大缩短主固结时间。因此, 软基处理与否会使t₁发生很大变化, 根据式 (1) 计算, 软基处理后的次固结沉降要远大于不处理的情况。事实上, 由于次固结沉降主要由土骨架上的有效应力增量引起, 在主固结过程中, 随着孔隙水压力逐渐减小, 有效应力增加, 次固结沉降已经在发生, 只是与主固结沉降相比很小。对于自然固结情况, 如果软土层厚度较大, 主固结时间将非常长, 因此在主固结完成时, 次固结沉降已完成了一部分。而排水固结法加快了软土中的孔压消散, 有效应力迅速增加, 主固结在短时间内完成, 而此时次固结沉降完成量很小。因此定性分析, 仅考虑主固结完成后的次固结, 软基处理后的次固结沉降确实大于自然固结的情况, 然而两者的关系很难定量分析。考虑到勘察室内试验获取次固结系数时, 采用的试样排水路径较短, 主固结完成较快, 更接近软基处理的模型, 因此认为可采用软基处理完成时间作为t₁是合适的。

尽管延长主固结的完成时间有利于减少次固结沉降, 但这种理念与常规软基处理工程的目的相悖, 因此通过增大t₁减小次固结沉降通常不可取。综上所述, 为减小次固结沉降, 减小次固结沉降系数C_α是最有效的方法。

为研究次固结沉降, L BJERRUM^[9]提出如图2所示的概念模型, 主要用于描述当土体中有效应力降低时蠕变变形的发展规律。图中的ABCD曲线表示在施加1个总应力增量后, 随着固结过程, 土体中有效应力不断增大并最终保持稳定的应力-应变路径。从A点开始, 随着孔隙水排出, 有效应力逐渐增大, 应变也随之增加, 这是主固结过程。至B点后, 土中超孔隙水压力完全消散, 固结完成, 有效应力保持不变, 但由于蠕变, 应变将继续增加并往D点靠近。如果在此过程中发生减载, 应力-应变路径将从C点移动到E点, 在此过程中将存在少量弹性膨胀, 随后蠕变变形将继续增大, 曲线从E点向F点靠近。

该模型可用于描述土体在减载后的蠕变特性。在BJERRUM模型中有2个假定条件:譹) 假设在一定荷载范围内, 次固结沉降只与时间有关, 与有效应力无关;譺) 随着时间增长, 次固结沉降将一直发生不终止。图中平行线即为衡量次固结作用的时间刻度, 平行线的间距即为对数坐标中的次固结时间间隔。以B点所处位置作为次固结的开始时间 (t=1) , C点即为减载时间 (t=10²) 。减载后, C点 (t=10²) 到E点 (t=10⁴) 的次固结沉降非常小, 并因减载而出现少量回弹。到E点后, 减载对次固结的影响结束, 软土的次固结沉降继续发生。可看出, 图中D、E代表的次固结时间相同 (t=10⁴) , 但因减载效果, E点的次固结沉降明显小于D点, 即减载可有效减小次固结沉降。

NASH^[10]在BJERRUM的基础上进行了超载预压对软黏土次固结特性的研究。其研究了在100kPa长期荷载作用下软黏土的沉降全过程, 提出超载预压与欠载预压的假设模型, 如图3所示。

由图3可看出, 最终沉降 (主固结+次固结) 主要受上覆荷载影响, 而与沉降过程中的应力路径无关。因此进行超载预压可使前期沉降发生较快, 但卸载后最终沉降仍趋于一个定值, 即原定荷载最终完成的沉降。然而, 超载预压可有效减少卸载后的沉降, 在软基处理过程即为工后残余沉降。若考虑卸载后的沉降均由次固结产生, 则超载预压可有效减小次固结沉降。图中A、B、C 3点分别为超载时间1, 2, 3年, A点已近似等于主固结完成时的沉降, 因此残余沉降均可视为次固结沉降。卸载点之后直线斜率即为次固结系数C_α', 与正常固结的次固结系数C_α相比, C_α'C<C_α'B<C_α'A<C_α。由此可见, 超载预压能有效减小次固结沉降系数, 且预压时间越长, 处理后的C_α'越小。

LADD、CONROY^[11,12]通过试验研究发现, 处理后与处理前的次固结系数比值C_α'/C_α与超载比密切相关, 二者呈线性关系。在此定义的超载比 (AOS) 为:

式中, 滓'_vs为预压过程中采用的上覆有效荷载, 滓'_vf为卸载后使用期的上覆有效荷载。基于不同种类黏性土的大量试验数据, LADD采用对数函数拟合了二者的关系, 如式 (3) 所示:

由此可见, 在已知次固结系数C_α的情况下, 可根据在施工期的预压荷载, 计算得出处理后的次固结系数C_α', 以此评估次固结沉降的影响。

某港口工程后方堆场采用填海造地方式成陆, 吹填区下方存在约10m厚的原状软土层, 再下方为密实的粉细砂层和粉质黏土。淤泥层指标如表1所示。

场地原地面标高约为-0.300m, 平均水位1.7m, 采用吹填砂性土成陆, 成陆后采用堆载预压排水固结法进行软基处理。场地一共分为A、B、C、D 4个区, 按远期规划, 根据不同区域的使用荷载进行等载预压处理, 而在交工后的使用期内采用单一使用荷载, 各区的使用荷载与A区一致。各区荷载情况如表2所示。

表2中使用荷载为场地内各区域进行堆载预压时作用在原状淤泥表面的荷载, 由吹填砂性土与堆载预压的荷载之和乘以施工期要求的固结度得到。其中A区荷载即为场地运营期的使用荷载。因此, 主固结沉降已在施工期内通过预压处理消除, 因此之后的工后沉降均由次固结沉降引起。由于在大面积均布荷载作用下, 下覆软土固结过程基本近似于一维压缩, 根据各区工后残余沉降的监测结果可很好地模拟研究软土的次固结特性。

本工程的施工工序:吹填成陆 (持续时间100d) —插板静置 (持续时间20d) —分级加载 (持续时间60d) —满载预压 (持续时间120d) —卸载交工 (持续时间30d) 。

以卸载交工作为主固结完成时间, 主固结时间共330d。交工后, 根据场地内各区域设置的监测点与固定 (永久性水准点) 监测点进行观测, 用数据监测其沉降结果。其中不同区域监测点2、4、7、11的沉降监测结果如图4所示。

由图4可看出, 以监测点2的沉降结果作为正常固结条件下的次固结沉降曲线, 其斜率即为次固结系数C_α。其他3个监测点的沉降曲线反映出超载预压后的次固结系数C_α'明显小于C_α, 即超载预压对消除次固结沉降效果明显。此外可发现, 超载预压的效果与超载量有直接关系, 监测点11基本监测不到次固结沉降的发生, 其余2点虽能观测到较明显沉降, 但明显小于未超载的情况。

根据软土层的地质参数和厚度, 结合运营期内各分区的沉降监测结果, 可根据式 (1) 反推计算次固结系数C_α'。由于A区为等载预压, 因此可用A区的沉降观测结果计算原状软土的次固结系数C_α, 结果如表3所示。

同上, 按式 (1) 反推各区的次固结系数后, 与原状土的次固结系数C_α进行比较, 计算结果如表4与图5所示。

由图5可看出, 沉降监测结果与LADD的研究成果非常相符。根据沉降观测数据的拟合结果, 与LADD提出的计算公式相比较, 可发现采用LADD公式计算得出的C_α'小于实际值, 但两者相差较小。因此, 采用LADD公式计算珠三角地区采用超载预压消除次固结沉降效果可取。

1) 本文通过理论分析研究超载预压对次固结沉降的影响, 通过工程实例中的沉降监测数据证实了超载预压对消除次固结沉降有明显效果。结果表明, 超载预压后的次固结系数明显减小, 并与超载比AOS呈反比关系。

2) 本文借鉴LADD公式, 定量分析珠三角地区工程中超载预压效果。结果表明, 采用LADD公式结算的处理后C_α'小于实际值, 但偏差较小, 在工程中可用于排水固结法的设计计算。

3) 由于岩土工程的地域性, 在工程中建议先通过室内试验确定超载比AOS与次固结系数C_α'的关系, 以此指导预压荷载的设计, 确保工程的准确性和经济性。

4) 由于本工程中软土的有机质含量较少 (<5%) , 而有机质含量是次固结沉降的重要影响因素之一, 上述研究结果能否适用于有机质含量较大的软土仍需进一步研究。