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李丽慧① 王 清① 王剑平② 王年香②
( ①长春科技大学环境与建设工程学院 长春 130026) ( ②南京水利科学研究院 南京 210024)
摘 要 通过室内试验,对真空排水预压下土体变形特性进行了应力路径分析,测定软土地基在真空预压加固后应力路径
的改变对沉降量的影响,论证真空排水预压加固软土地基不能消除其剪应力引起的剪切变形,结合实例,计算其后期沉降
量与固结沉降量的比值,并推算软土地基在真空预压下其最终沉降量计算公式的修正系数。
关键词 真空预压 土体变形 应力路径
中图分类号:TU435 文献标识码:A
ANALYSIS OF STRESS PATH SOIL′S DEFORMATION UNDER THE VACU2
UM DRAINAGE PRELOADING
LI Lihui ① WANGQing① WANGJianping② WANGNianxiang②
( ①Changchun University of Science & Technology , Changchun 130026)
( ②Nanjing Hydrology Research Institute of Water Conservancy , Nanjing 210024)
Abstract The properties of soil deformation under vacuum drainage preloading are analyzed through the stress path in
the paper , then the influences of the stress path change on the settlement is induced when the soil foundation is used
after its consolidation by vacuum preloading. It also calculated the value of the residual settlement compared to the
consolidation settlement . Finally , a formula for evaluating the final settlement is given.
Key words Vacuum drainage preloading ,Soil’s deformation , Stress path
真空预压法是瑞典W. Kjellman 于1952 年提出的[1 ] ,即在需要加固的软粘土地基内设置砂井或塑料排水板,在地面铺设砂垫层,其上覆盖不透气的密封材料使其与大气隔绝,通过埋设于砂垫层的吸水管道,用真空装置进行抽气,将膜内空气排出,因而在膜内外产生一个负的气压差ΔP , 这部分气压差即变成地基土上的荷载, 地基土随着等向应力ΔP 的增加而固结。该法自提出至今已得到了广泛应用与发展,尤其是对其加固机理进行了较为深入的研究。然对于地基设计计算,目前还没有一个较为成熟的方法,而是往往借助于堆载预压(正压) 的计算方法来计算土体的最终沉降量、固结系数等。然而,从很多现场观测资料来看,真空预压加固后的残余沉降远大于理论计算值,这个差值也远远大于卸除真空压力后地基的回弹量,故又有人提出了一种修正方法,即将计算结果乘上一个修正系数[2 ] 。该系数只是根据经验给定,并没有进行详细的论证,据此计算出的结果虽然有所改进,但是仍带有一定的人为性,不能够准确地反映实际工程情况。实际上地基经真空预压处理后投入使用,其应力路径发生变化,该变化还会产生一定量的后期变形。加固过程中,土体内的压应力为球应力,即不产生剪应力,土体不发生剪切变形。而加固后投入使用土体所承受的压应力为正应力,该正应力产生剪应力,势必产生剪切变形,该部分剪切变形将引起一部分沉降量。且由于真空预压加固过程中,土体产生向内收缩的侧向变形,该部分侧向变形使土体进一步压密,不会引起附加沉降量。而一旦投入使用,承受的为正压,土体产生向外挤出变形,该变形对于最终沉降量有着显著贡献[3 ] 。殷宗泽的“用限制侧向变形的方法来加固地基”一文中对此也进行了详细论证[4 ] 。这两种因素均使土体达到相同的密实度和承载力时,真空预压的沉降量要小于堆载预压所产生的沉降量。即地基在真空预压后再承受相应的正压,还将产生一定量的后期沉降,该沉降量的大小及对建筑物有无危害性等工程问题,已引起了部分岩土学家的重视,但有关的论文较少。本文试图从室内模拟试验到现场实际观测对这一部分沉降进行定量分析,并给出了最终沉降量的估算公式的修正系数,为工程实践提供理论依据。
1 室内试验
试验土样取自厦门某地海积的淤泥重塑粘性土,其物理性质指标见表1。试验是在应力控制式三轴仪上进行的,试样高度为8 cm ,直径为3. 91cm ,试验荷重用25 g 到10 kg 的砝码分级施加,试验前对样品进行抽气饱和。
表1 土的物理性质指标
Table 1 The parameters of soil physical properties
试样
名称
含水量
ω/
( %)
湿容重
ρ/
kN·m- 3
孔隙比
e
土粒
比重
Gs
液限
ωl /
( %)
塑限
ωp /
( %)
塑性指数
Ip
淤泥41. 0 18. 3 1. 532 2. 69 44. 0 26. 8 17. 2
1. 1 试验原理
试验旨在模拟真空预压后即投入使用的地基受荷应力状态及应力历史。因此,首先使饱和的土样在相当于一个大气压的压力下等向固结,等变形稳定后卸荷至一定围压,在该围压下使其变形达到稳定。然后保持该围压不变,施加轴向压力,待轴向压力达到一个大气压后,停止加荷,使其变形稳定。观测该部分变形量相对于等向固结应力下变形量的大小,试验过程中除测其轴向变形量外,还对其排水量即体积变形进行了观测。试验过程中应确使土体在每一加荷路径下的变形达到稳定,以此作为最终变形量s ∞ 。www.tmgc8.com
1. 2 试验步骤
(1) 等向固结试验:该试验模拟真空预压的加荷路径,故土体施加等向固结压力,压力值为100kPa ,一次施加,测读该级荷载下的轴向变形量。变形稳定后卸荷至50kPa ,保持该围压不变至变形稳定,测读其回弹值。试验过程中要注意施加平衡反力,平衡反力的大小为:活塞面积×围压,其中活塞面积为1. 13 cm2 。
(2) 常规剪切试验:该试验模拟真空预压后土体投入使用的加荷路径,因此待土样在50 kPa 的等向固结压力下变形稳定后,测读其轴向变形量,然后施加轴向压力Δσ1 。轴向压力为分级施加,该荷重共分10 级进行施加,每隔15 分钟施加一级,并测读各级应力下的轴向变形及体积变形量。待轴向压力加至100kPa 时,停止加荷,直至变形稳定,测读其变形量。
1. 3 试验成果与分析
根据实验结果,绘制了应力水平和轴向变形量曲线及应力路径曲线( p2q 曲线) (图1 和图2) 。从图1 中可以看出土样的轴向变形量随应力水平改变的变化趋势:在100kPa 的围压作用下,土样产生一定量的轴向变形,至变形稳定,然后卸荷至50kPa 围压,土样产生一定量的卸荷回弹值,待回弹稳定后再施加轴向压力使其应力水平达到卸荷前的应力水平100kPa ,土样又产生了较大的轴向变形,且该部分轴向变形远大于其卸荷回弹值。从图中曲线我们可以得知土样在不同的应力水平下的轴向变形量:在100kPa 等向压力下其轴向变形量达1. 502 mm ,卸荷后回弹, 其回弹值为0. 042mm ,然后再施加轴向压力至卸荷前的应力水平,其轴向变形量达2. 042 mm ,即又产生了0. 582 mm 的后期变形。由此可见,土体在等向固结压力下变形稳定后再承受相应的正压,仍将产生一定量的后期变形,即产生一定量的后期沉降。由于真空预压下土体内产生的应力为球应力,即等向应力,且试验路径模拟真空预压的加荷路径,故试验结果较能真实的反映实际情况。因此,从试验结果来看,软土地基在真空预压加固后再承受正压(建筑物或路面李丽慧等:真空排水预压下土体变形的应力路径分析171荷载) 仍将产生较大的后期沉降,且该部分沉降远大于卸除真空压力后地基的回弹量。从室内试验结果分析得出,其后期沉降占原来沉降量的36 % ,
即地基的总沉降量是固结沉降量的1. 36 倍。
图1 应力水平和轴向变形关系曲线 图2 p2q 关系曲线
Fig. 1 The relation between p and axial deformation Fig. 2 The relation between p and q
从试验过程可以看出,该部分沉降量的产生很明显与应力状态有关,在等向固结压力下,土体只承受正应力,没有剪应力,即土体不产生剪切变形,其轴向变形量较小;而土体在轴向压力不断增加下势必产生剪应力,其轴向变形量较大。可见,土体所承受的剪应力所引起的剪切变形对土体的最终沉降量有很大的影响,它导致土体产生一定量的附加沉降量。对于软土地基来说,这部分附加沉降量较大, 试验证明其占等向固结下最终沉降量的36 %左右。该沉降量的变化还可以通过其应力路径的改变来进行说明,如图2 所示。图中A 点代表土体的初始状态,施加等向固结压力至100kPa ,土体中产生的附加有效应力Δσ′1 = Δσ′3 , 即其剪应力q = 0 且始终保持不变,而P 不断增大,且最终达到100kPa , 其应力路径为图中的AC 段, 即在100Pa 的等向固结压力下土体的应力状态为C 点。变形稳定后卸荷至B 点,再施加轴向压力,其附加有效应力Δσ′1 > Δσ′3 ,产生一定的剪应力,即q >0 ,且q 与p 均不断增大,其应力路径发生改变,如图中的BD 段,D 点为达到卸荷前的应力水平时土体的应力状态。从图中可以看出,土体在等向固结后再承受正压时其发展趋势更接近于土体的破坏线kf ,即产生较大的剪切变形。从以上分析可以得出,软土地基经真空预压后投入使用,即再承受同等的正压,仍将产生较大的后期沉降,该部分沉降占真空预压沉降的36 %左右,而该部分沉降主要是由土体的应力环境的改变所决定的,即应力路径的改变对变形产生的影响。
2 工程实例及结果分析
2. 1 上海某一建筑场地[5 ]
上海某一建筑场地,面积为34. 8 ×54m ,拟建南、北两栋楼。该场地地层比较复杂,除表层覆盖有0. 60～2. 30 m 不等的杂填土和浜填土外,其余为海积的粉质粘土、淤泥质粉质粘土和淤泥质粘土,加固厚度为14～17 m(表2) 。
表2 各土层的物理性质指标
Table 2 The parameters of physical properties
of different soil layers
地层名称层厚/ m
含水量
ω/ ( %)www.tmgc8.com
湿容重ρ/
kN·m- 3
孔隙比
e
土粒比重
Gs
粉质粘土0. 60～2. 00 38. 7 18. 1 1. 09 2. 73
淤泥质粉
质粘土
3. 60～4. 20 43. 4 17. 8 1. 20 2. 73
淤泥质粘土8. 50～8. 60 53. 3 17. 0 1. 48 2. 75
粉质粘土未钻穿36. 5 18. 0 1. 06 2. 73
加固要求承载力至少达85 kPa 以上,场地采用真空预压法进行加固,加固过程中地面表层真空度一直保持在- 88 kPa ,加固效果满足了设计要求。加固后地基即投入使用,在建筑物建造过程中及建成后进行了长期沉降观测(表3) 。从表中可以看出,建筑物在使用三年后的实际沉降量分别为656 mm、888 mm ,而其在真空预压加固下推算的最终沉降量分别为524 mm、803 mm ,可见其实际沉降量远大于其理论计算值,表中的实测沉降量与计算沉降量的比值,与室内试验的结果
(1. 36) 相接近。由此可见,真空预压加固软土地基
不能消除地基在投入使用后由上覆建筑荷载作用172 Journal of Engineering Geology 工程地质学报 2001 9 (2)产生的剪应力所引起的剪切变形,而该部分剪切变形为侧向挤出变形,其引起的垂直附加沉降量很大。因此在计算地基最终沉降量时,该部分剪切变形引起的沉降量必须予以考虑,即应对最终沉降量的理论计算值进行修正。
表3 不同时期的沉降量观测值
