固结特性（精选3篇）
固结特性 篇1
摘要：污水厂污泥难以脱水减量已成为污水处理行业的重要问题,机械脱水的本质就是污泥的固结排水过程,因此通过固结试验研究污泥的固结特性,对于进一步提高脱水效率具有重要意义。在固结试验过程中采用何种固结稳定判定标准,对污泥固结特性的研究具有非常重要的影响。通过对固结仪进行改进增加孔压计和位移传感器,对2种污水厂污泥和1种湖泊淤泥进行了试验,研究了他们固结特性的区别。结果表明:污泥的固结时间非常长,应将超净孔隙水应力消散到3%作为固结稳定标准;污泥的固结系数与渗透系数非常小,且随着固结压力的增大而减小非常明显。同时通过分析,认为污泥中存在的大量有机物絮体是造成污泥固结时间非常长、水分难以排出的主要原因。
关键词：污泥,淤泥,固结试验,固结系数,渗透系数,孔隙水应力
污水厂污泥(以下称为污泥)是污水厂在污水处理过程中所产生的沉淀物,其含水率(湿基)通常达到80%左右[1],是一种含有大量有机质(50%左右)、微生物、病原菌及有毒有害物(如重金属)等的胶状物质,存放时易产生恶臭[2,3]。污泥中含有的重金属、病毒微生物及有机污染物等容易在土壤、植物中富集,进入食物链危害人类健康[4,5];污泥渗滤液进入地下水层后会对水体产生污染,污泥焚烧处置过程中存在产生二噁英的可能,污泥处理处置问题亟待解决。由于污泥单位体积中含有80%的水分[6],通过脱水最大程度地实现污泥的减量成为污泥处理的关键问题。
目前,对于污泥脱水的研究主要集中在前期预处理(污泥调理)方面,郭亚萍,高健磊等[7,8]针对浓缩污泥如何形成良好的絮体的问题,通过添加不同的絮凝剂改变污泥的脱水性能;Wolny等[9]从改变污泥胶团结构的角度出发,采用超声波处理污泥,从而提高污泥的脱水性能。开始应用土力学方法研究污泥性质的是Brendan C. O’Kelly, A. Koenig[10,11]等,主要针对污泥填埋时的边坡稳定及长期沉降的问题,研究污泥的压缩及强度特性。此后M. C. Wang等[12]从污泥资源化利用的角度出发,研究将污泥作为防渗材料应用于垃圾填埋场时污泥的渗透性及影响因素。从机械脱水的原理出发,污泥脱水过程都是一个总应力作用下水分从孔隙中排出的过程,也就是土力学上的固结过程。因此通过固结试验研究污泥的固结特性,进而有针对性地改善污泥脱水性能具有重要的研究价值。
固结过程的本质就是孔隙水应力转化为有效应力,然而在室内采用常规固结仪进行的固结试验时,并不测量固结过程中的孔隙水应力的变化情况,那么污泥的固结试验是否也可以参照黏土和淤泥而采用1 h内土体的压缩变形量不超过0.005 mm作为固结稳定标准,以及该稳定标准得到试验结果与孔隙水应力消散到0这个理论判定标准结果之间误差大小就具有重要的研究意义。
通过对常规固结仪进行改进,保证底部密封性的前提下在底部添加孔压计、顶部加上位移传感器能够长期连续测量固结过程中孔压及沉降量的变化,试验为顶部单面排水。并选用了2种典型的城市污水厂污泥并以湖泊淤泥为对比开展了固结试验。对采用两种固结稳定标准的试验结果进行对比,探究污泥固结试验合理的稳定标准,并研究污泥相关力学性质。
1 试验材料和方法
1.1试验材料
污泥取自苏州工业园区污水厂 (SZ)是使用带式压滤机脱水后的城市污水厂污泥;取自南京江心洲污水厂(JXZ)是通过离心脱水后的城市污水厂污泥;而淤泥来自于江苏淮安白马湖(BMH)的清淤工程。3种材料的基本性质如表1所示。
1.2试验方法
根据土工试验规范,试样含水量测定采用烘箱在(65～70) ℃的恒温下烘至恒量,用环刀法测密度,比重则采用比重瓶法进行测定,由于土体中含较高有机质,采用中性液体(煤油)代替纯水,进行真空抽气法排气,有机质含量的测定采用灼烧法(温度控制在600 ℃,灼烧至恒量)。
由于污泥含水率高,采用常规固结试验仪时,加压过程中容易导致污泥从侧壁缝隙挤出。为了减小由于污泥挤出带来的影响,对常规固结仪进行改进,减小了初级荷载值,避免了污泥由于较大压力的突然施加而挤出。考虑到污泥的初始孔隙比非常大、固结沉降量大的特点,改制环刀高度为4 cm。在保证底部密封性的前提下在底部添加孔压计、顶部加上位移传感器,配置了数据采集系统记测孔压及沉降量的变化,(改进后仪器如图 1)。同时为了避免试验过程中温度变化对孔压带来影响,试验室安装了昼夜运转的空调系统,基本保持了室温的恒定。试样采用真空抽气饱和,固结试验压力加载采用3.125～25 kPa逐级成倍加载。
2 结果
2.1污泥的固结稳定判定标准
先采用每级固结压力下1 h内试样的压缩变形量不超过0.005 mm这个土工试验规范判定标准作为固结稳定标准,逐级加载,通过顶部添加的位移传感器采集得到每级荷载下试验沉降量随时间的变化曲线,取其中2级荷载作用下沉降变化曲线,见图2。
从图中可以看出,对于BMH淤泥在各级固结压力下,满足该稳定标准后淤泥沉降量基本稳定,沉降曲线逐渐平缓;而两种污泥在满足该稳定标准后,沉降量仍然以较小的速率持续增长,在沉降曲线上表现为近似直线状态。
基于这个结果,认为污泥在满足该稳定标准时,固结可能并没有完成。因此采用孔隙水应力消散到0这个理论固结完成判定标准再次进行固结试验并与之对比,同时由于固结后期会在孔压很小的状态下持续缓慢,故采用了孔压消散到单级压力的 3%作为固结完成的判定标准,得到沉降量随时间变化曲线,取对应的2级荷载作用下沉降曲线制成图3。从图中可以看出,污泥每级荷载下的固结完成时间非常长(约30天左右),在很小的变形速率下压缩变形长期持续发生。
通过对比图2和图3,发现污泥固结采用1 h内土体的压缩变形量不超过0.005 mm的固结稳定标准并不正确,固结并没有完成,试验得到的沉降量仅为真实沉降量的50%左右,从而后续利用沉降曲线计算得到的固结系数与渗透系数并不是污泥的真实固结与渗透系数。因此,对于污泥的固结试验,应采用孔隙水应力消散到3%作为稳定标准。
2.2污泥的压缩特性
将固结完成的结果整理成为e-lgp曲线,见图4。和一般软黏土相比试样的初始孔隙比非常大,淤泥为3.57,污泥则为5.23和6.61,一般黏土由于前期应力历史会出现屈服应力的折点,但淤泥、污泥在e-lgp曲线上均表现出直线状态,孔隙比与固结应力之间出现明显的对数关系,拟合得到如下公式
式(1)中,e0是初始孔隙比;Cc为压缩指数,e-lgp曲线上直线段的斜率。
从试验结果看出,污泥拟合的初始孔隙比与实测值之间存在差异,究其原因,除了可能受重塑制样及拟合程度的影响外,污泥经过机械脱水后存在卸荷及回弹的过程,这两个孔隙比的差值一定程度上反映了不可恢复的体积变形,即塑形体积变形,同时污泥中含有絮凝体结构,颗粒接触点处有一定的胶结力,能承受一定的压力而变形较小,使得在初期加荷阶段曲线平缓。
将固结试验中得到的压缩系数整理,如表2所示。可以发现固结压力作用下污泥、淤泥的压缩系数非常之大,体现出超高压缩性的特点。同时,压缩系数随着固结应力的增加逐渐减小,其变化范围可以达到4倍左右。
2.3污泥的固结特性
为了进一步了解污泥固结排水的过程,对试验中得到的准确沉降量与时间关系曲线,采用时间平方根法计算每级荷载的固结系数并进行整理,得到图5的Cv-p曲线。在不考虑初始含水量等因素影响的情况下进行对比,可以发现污泥与淤泥的固结系数相差在一个数量级以上,同时随着固结压力的增大,污泥与淤泥的固结系数的减小非常明显。
2.4污泥的渗透特性
通过得到的固结系数可以间接地计算出污泥、淤泥的渗透系数。图6为渗透系数随着固结压力变化而变化的情况。可以发现污泥与淤泥的渗透系数差异在一个数量级以上,污泥的渗透系数在10-7～10-9 cm/s之间,而淤泥的渗透系数在10-6～10-8 cm/s之间,均表现出相当低的透水性。在试验的荷载范围内随着固结压力的增大,污泥的渗透系数呈指数型减小,而淤泥的渗透系数变化则趋于平缓。
3 讨论
无论是污泥还是淤泥,初始试样都是具有大孔隙,结构非常松散,颗粒之间的有效应力处于很小的水平。经过初级荷载固结以后,颗粒之间出现有效应力,在这个过程中污泥和淤泥的固结变形量没有太大差异,但是在排水过程上,污泥的固结排水过程要远长于淤泥(10倍左右时间);在第2级固结压力作用下,淤泥的固结变形量比第1级有所减少,但是污泥则继续以很大的变形量发生固结。随着固结压力的增大,固结变形量表现出相同的规律。
污泥与淤泥或黏土最大的区别是污泥的固体物质中存在50%左右的有机物,这些有机物大多数是生物处理过程中的微生物残体。因此污泥中的水分赋存状态非常特殊,除了具有孔隙水、表面结合水以外,存在絮凝体内部的结合水和细胞颗粒内部的细胞水(或称为生物水),这两种水分能否在机械力(固结应力)作用下排出,一直是颇有争议的话题。从本次试验的固结应力范围内的排水现象来看,污泥的固结沉降量在较小固结应力作用下,以很小的变形速率压缩变形长期持续的发生,难以停止。这与一般黏土及白马湖淤泥的表现差异非常大,而两种污泥的孔隙比远大于淤泥,但是渗透系数却远小于淤泥(相差一个数量级以上)。污泥与淤泥的本质差异是由于污泥组成成分中存在大量有机物絮体,有机物絮凝体使污泥中水分难以排出,因此固结时间非常长。
4 结论
(1)对于污泥固结试验,每级荷载下固结持续时间非常长,应该采用孔隙水应力消散到3%作为稳定标准,采用1 h内土体的压缩变形量不超过0.005 mm的固结稳定标准所得到的沉降量仅为真实沉降量的50%左右。
(2)污泥含有大量有机质,具有很高的压缩性,固结试验计算得到的固结系数在10-5～10-6 cm2/s范围,同时表现出相当小的渗透性,渗透系数在10-7～10-9 cm/s范围。
(3)污泥中存在的大量有机物絮体是造成污泥固结时间非常长、水分难以排出的主要原因。
参考文献
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三亚海相软土次固结特性研究 篇2
对于软土,在固结过程中超静孔隙水压力消散为零后,主固结变形完成,有效压力基本稳定的条件下,因土粒表面的结合水膜蠕变及土粒结构重新排列等引起的较为缓慢的变形称为次固结变形。1936年,布依斯曼[1](Buisman)发现在次固结变形阶段土的变形与时间对数成线性关系,并提出次固结系数这个概念,次固结系数是表征饱和软粘土蠕变特性的一个重要指标,也是用来计算次固结变形量的一个重要参数。Bjerrum.L.[2]认为次固结系数与固结压力无关;师旭超[3]认为广西海相淤泥在固结压力100kPa、200kPa作用下的次固结系数与固结压力无关。但也有学者在室内实验中观察到,次固结系数不是一个常数,而是随固结压力变化的。殷宗泽等[4]通过等时e～lgp曲线建立起时间与荷载的关系,从而使次压缩不仅仅与时间有关,而且也与荷载有关;Mesri,Godlewski[5]认为次固结系数取决于最终固结压力;余湘娟[6]提出对超固结土,次压缩系数随荷载增大而增大,对正常固结土,次压缩系数随荷载增大而减小;邵光辉[7]认为结构性对海相软土的次固结系数有明显影响。本文通过大量的室内试验结果,揭示了三亚海相软土的次固结系数与固结压力有关,次固结系数随着荷载的增加起初是上升的,峰值出现在固结压力为100kPa左右,随后下降。这对海相软土地基的设计与工程实践有一定的指导意义。
1 三亚海相软土的形成年代
自晚更新世以来,随着末次冰期结束,全球海平面迅速升高,三亚地区也由广大的陆地变成了一片汪洋,到全新世中期,海平面上升到现今海平面之上4～8m位置,在末次冰期暴露成陆的三亚湾、榆林港等地被海水淹没,此后,海平面位置在小幅震荡变化中保持总体降低趋势。随着海水入侵,三亚海域沉积了一套厚层海相软土,野外勘察发现,在大东海、榆林角以南海域,海相软土最大厚度为36m,夹粉细砂层,反映了在全新世期间至少发生了一次幅度较大的海退事件。在钻孔孔深14m和23m处采取软土样品进行14C年代测定,年龄分别为9810+195年、11060+125年,考虑到软土二次沉积作用的污染,该测定年龄偏老。
2 三亚海相软土的基本特性
三亚海相软土自上而下可分为两层:(1)层为淤泥质粉质粘土,厚度一般20m左右,为全新世中晚期沉积物,工程地质性质较差;(2)层为淤泥质粘土,厚度一般3m左右,局部尖灭,为全新世早期沉积物,底部为软塑状粘土。两层软土之间夹有一层粉细砂层。因(1)层软土厚度大,力学性质差,对工程影响较大,有一定的代表性,本文以(1)层软土为研究对象。
三亚海相软土是比较典型的海积软土,具备软土“三低三高”的基本特性,即:具有高含水量、高孔隙比、高压缩性、低强度、低渗透性、低固结系数等特性,同时也有其特殊性。根据试验结果统计了三亚海相淤泥质土的物理指标:天然含水量为34.9%～59.4%,平均为52.9%;比重为2.70;天然孔隙比为1.021～1.496,平均为1.438;天然重度为16.3～19.2kN/m3,平均为17.0kN/m3;干重度为10.2～14.0kN/m3,平均11.2kN/m3;液限为30.6%～46.4%,平均为39.9%;塑限为19.6%～28.0%,平均为23.7%;塑性指数为16.2;液性指数为1.8;灵敏度平均为3.0;含盐量为1153.7～1456.4mg/100g。三亚海相软土沉积时间短、固结程度很低、沉积厚度大,土质均一细腻,不具层理或微具层理,微具臭味,既不像河口三角洲相软土间夹薄层粉细砂,也不像一般海相软土混有粗颗粒砂,反映了其形成于深水静水还原状态的海相沉积环境。
3 次固结试验内容与结果分析
3.1 试验内容及结果
本文室内土工试验土样为取自三亚市斩颈角西部海域的16件原状软土,试验土样利用薄壁取土器取得,在运输过程中使扰动减小到最低限度,使试样保持较高的原状性,为减少温度因素的影响,全部试验在恒温室进行,温度为25±0.5℃。次固结试验选用有侧限的常规固结仪,进行了不同加荷历时的分级加载试验方法的室内单向固结试验,分级加载试验的加载比为1,固结压力从50kPa到400kPa,逐级加到所需荷载后直接测读次固结变形。根据次固结系数的定义,从一系列不同固结压力下孔隙比和时间的半对数关系曲线中主固结完成后直线部分的斜率得到不同固结压力下的次固结系数。各级固结压力对应的次固结系数特征值如表1所示。
影响次固结试验结果的因素是多方面的,例如取样扰动、操作人员的技能差异、试验过程中的温度变化、外界机械振动等都会给试验结果带来误差,另外,施加荷载时,软土中产生超静孔隙压力,孔隙水外排并产生固结变形,由于软土的渗透性差,孔隙水外排的压缩固结过程需要较长的时间才能完成。为了能更好地分析次固结系数Ca与时间t的关系,需要进行足够时间的量测。
3.2 次固结系数变化特征
将16件三亚海相软土试样不同固结压力下的次固结系数点绘于图1。
由表1、图1可见,三亚海相软土的次固结系数为0.0082～0.0159,说明三亚海相软土的次固结特性高。次固结系数随着荷载的增加起初是上升的,以后下降,峰值在100kPa左右。显然,次固结系数不仅随固结压力的变化而变化,而且具有一定的规律性:当固结压力较小时,次固结系数也较小;而固结压力在100kPa左右时,次固结系数最大;当固结压力小于100kPa时,次固结系数随固结压力的增大而增大;当固结压力大于100kPa时,次固结系数随固结压力的增大而减小,并逐渐趋于一定值。因此,可以认为,三亚海相软土的次固结系数与固结压力有关。
3.3 应力历史对次固结系数的影响
由c法(卡萨格朗特法)、f法[8]分别得出三亚海相软土的前期固结压力为99.5kPa、100.4kPa,即约等于土体的自重应力100kPa,说明该土层为正常固结土。本文所做的试验结果表明,次固结系数的峰值所对应的压力都在前期固结压力附近。当荷载小于前期固结压力时为超固结状态,次压缩量小是不言而喻的;随着荷载增加,愈来愈接近正常固结状态,因此次压缩系数增加;当荷载超过前期固结压力时为正常固结状态,随着荷载的增大,正常固结土越来越密实,在相同历时下的变形就越来越小,表现为次固结系数随着压力的增加也会越来越小。
根据对试样先期固结压力的确定,可以推测,次固结系数与应力历史有关,或者说与超固结比OCR有关:当荷载小于先期固结压力时,随着荷载的增大,次固结系数逐渐递增,并在OCR接近于1时达到峰值;而当荷载大于先期固结压力后,土样处于正常固结状态,随着荷载的增大,次固结系数逐渐递减。
因此,在分析软土的次固结特性时,首先须确定土体的固结状态,试验结果表明:对超固结土,次压缩系数随荷载增大而增大;对正常固结土,次压缩系数随荷载增大而减小。
4 模型的建立
4.1 次固结系数与固结压力的关系拟合
为了进一步探讨次固结系数与固结压力的关系,可以建立修正的双曲线模型:
来拟合固结压力大于100kPa时次固结系数与固结压力的关系。为了便于确定A、B参数,可将式(1)变化为:
式中:A为线性方程的斜率;B为线性方程在纵坐标上的截距。本次试验得出的三亚海相软土的次固结系数与相应固结压力100kPa、200kPa、400kPa的数值关系,由最小二乘法计算得到修正双曲线模型参数:A=0.009,B=0.486,相关系数R=0.992。把参数代入式(1)得到三亚海相软土修正双曲线模型:
由此模型可知,当固结压力大于100kPa时,次固结系数随着压力的增加而减小,并逐渐趋于一定值,即:A=0.009。
次固结系数的测定是一项费时费力的工作,在工程实践中,可根据工程特征要求,用此类模型来推算不同固结压力下的次固结系数。
4.2 次固结沉降量的估算
次固结沉降是地基土中超静水压力全部消散,土的主固结完成后继续产生的那部分沉降,以孔隙水压力消散为依据的经典太沙基固结理论未考虑次固结导致的沉降,目前工程中大多按Buisman[9]建议的半经验法估算次固结沉降量,即:在时间t时的地基的次固结沉降量可按下式估算:
式中:Ca为次固结系数;H为压缩土层的厚度;t为需要计算次固结的时间;t100为相当于固结度为100%时的时间;e0为天然孔隙比。
值得一提的是,目前工程中计算次固结沉降量时所采用的次固结系数为各级固结压力下的次固结系数的平均值(本文称为常规法)。利用式(4)估算次固结沉降量时,次固结系数应采用相应固结压力下的Ca值(本文称为建议法),使次固结沉降量的估算更符合次固结的变形机理。
5 工程应用
三亚淤泥质土厚度为20m,初始孔隙比为1.438,由室内压缩试验计算得到主固结完成时间为43 min,根据表1试验结果,得到各级固结压力下的次固结系数的平均值为0.01118;在固结压力为400kPa荷载作用下的次固结系数为0.01034。
采用常规法、建议法按式(4)计算得到在固结压力为400kPa的荷载作用730d后的次固结沉降量分别为:常规法为402.5mm、建议法为372.2mm,两种Ca取值方法所得次固结沉降量相差7.51%,可见,采用常规法估算次固结沉降量偏于保守。
根据式(3)可推算出在固结压力为800kPa荷载作用下的次固结系数为0.00961。采用建议法按式(4)计算得到在固结压力为800kPa的荷载作用730d、1460d下的次固结沉降量分别为345.9mm、369.7mm。
同理,根据式(4)可推算出在工程使用年限(30年)内,该淤泥质土层在固结压力为800kPa荷载作用下的次固结沉降量为431.0mm。这可为海相软土地基的设计与施工提供依据。
6 结论
(1)试验结果表明,三亚海相软土的次固结系数与固结压力有关,次固结系数随着荷载的增加起初是上升的,以后下降,峰值出现在固结压力为100kPa左右。
(2)在固结压力大于100kPa时,三亚海相软土的次固结系数与固结压力关系模型为式(3),在海相软土地基的设计与工程实践中,可用此类模型来推算不同固结压力下的次固结系数。
(3)按式(4)估算次固结沉降量时,次固结系数应采用相应固结压力下的Ca值(即:建议法),使次固结沉降量的估算更符合次固结的变形机理。
(4)按式(4)估算工程使用年限内的次固结沉降量,可为海相软土地基的设计与施工提供依据。
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固结特性 篇3
天津滨海地区分布有较厚的海相沉积软土层, 该层软土具有含水量高、孔隙比大、压缩性高、强度低、渗透性弱、灵敏度高等工程特性。这些特性使得软土的排水固结缓慢,再加上内部结构在外力作用下的长期调整,使得其蠕变特性更加显著。若忽略软土的变形时效特性,则在工程长期运营过程中,常常出现工后沉降过大,直接影响城市基础设施或建 ( 构) 筑物的长期安全性。如京津塘高速公路,通过对地基沉降的长期监测发现,在固结度接近100% 的情况下,软土地基仍然存在着平均每天0. 03 ~ 0. 05mm的沉降变形[1]。
宏观蠕变试验是研究软土蠕变特性的基本手段,有现场试验和室内试验两大类[2]。前者是通过对相应工程的长期原位变形监测,直接研究相应工程土体的蠕变特性。在室内试验研究方面,目前主要采用的是常规固结仪、应力控制式三轴仪和直剪仪。相对于现场试验,室内试验在研究软土蠕变特性及机理方面更具优势,谢宁等[3]、张先伟[4]等分别采用直剪蠕变试验和三轴蠕变试验对软土的蠕变特性进行了研究; 赖小玲等[5]对土体的非饱和蠕变特性进行了试验研究; 在软土蠕变机理研究方面, SEM技术的应用为从微观结构角度揭示蠕变机理提供了强有力的技术支持[6~9]。
本文以天津滨海软土为研究对象,开展软土一维蠕变试验,并结合扫描电镜 ( SEM) 下微观结构图像分析,通过宏微观结合的方法对滨海结构性软土的蠕变特性和微观结构变化特征 进行了研究探讨。
1软土试样基本物理性参数
软土试样取自于天津滨海新区中央大道轻纺经济区联络线工程现场。取样采用薄壁取土器获取原状土样,并置于钢质薄壁筒内密封保存。取土深度分别为4. 5 ~ 6m,为淤泥质粘土层,主要呈灰色, 流塑状,含有机质、贝壳碎片,土质较均匀。
2固结—蠕变试验
2.1试验方法
本次采用侧限固结仪开展一维蠕变试验研究, 并采用分别加载的方式。设计加荷 等级分别 为25k Pa、 50k Pa、 100k Pa、 200k Pa、 400k Pa、 800k Pa。 根据实际试验情况并参考相关研究情况[10],试验过程中每级荷载以24h内变形量小于0. 005mm作为稳定标准。
2.2试验结果分析
图1显示了试验得到的试验区淤泥质粘土原状试样在不同固结压力下的应变—时间关系曲线。各压力下,软土的变形趋势基本一致,在加压初期, 瞬时变形较大,且瞬时变形随压力的增大而增大, 前期以固结变形为主,在固结基本完成之后,变形逐步转为以蠕变变形为主,变形速率逐渐减小,变形进入衰减稳定阶段。
试验中应变—时间曲线的终点是按照24h变形小于0. 005mm的蠕变稳定标准而确定的,从图1可以看出,蠕变的稳定时间并不是单纯的随着压力的增大而增加。在压力≤100k Pa前,蠕变稳定时间随着压力的增大而增加,但当压力超过200k Pa后,蠕变稳定时间反而缩短。这是软土结构性的体现, 蠕变本质是土体内部结构在压力作用下的缓慢调整,在压力小于软土的结构性屈服压力之前,蠕变稳定时间随压力的增大而增加,一旦超过结构屈服压力,土体的结构破坏,没有了内部结构在压力下缓慢调整的过程,变形在较短时间内即达到稳定。 由此可得出软土试样的结构屈服压力大致在100 ~ 200k Pa之间。
图2显示了试 验得到的 不同时刻 ( 分别取1min、4min、60min、1440min、2880min、4320min ) 固结压力与轴向应变的关系。从图中可以看出,各时间节点下曲线形状基本一致: 随着时间的发展, 变形逐渐增大。此外,各时间节点的应力—应变等时曲线不是直线,表明试验软土具有非线性蠕变特征; 应力—应变曲线都存在较明显的拐点,这个拐点同样出现在结构屈服压力附近,与前述研究结果一致。
为了进一步研究软土的结构性对土体蠕变特性的影响,对淤泥质粘土重塑试样分别进行了50k Pa和100k Pa下的固结蠕变试验。图3为原状样和重塑样在不同压力条件下的应变—时间曲线,图4为原状样和重塑样在100k Pa压力条件下的s-lgt曲线。 从图3、图4中可以看出,原状试样蠕变达到稳定的时间要远远大于重塑试样。
3蠕变前后土体微观结构特征分析
为了研究软土蠕变过程中土体微观结构的变化情况,采用扫描电子显微镜 ( SEM) 获取了软土固结蠕变试验前后的试样在不同尺度下的微结构图像 ( 见图5、图6) 。从图中可以看出:
( 1) 在蠕变过程中,土体结构由絮状片架结构逐渐转变为团聚结构,颗粒间的接触形式由边—面接触为主转变为面—面接触为主,颗粒逐渐聚合成更大也更稳定的聚合体,颗粒排列不断趋于紧密, 结构由疏松变得紧密,整体结构密实程度逐渐提高,稳定性增强。
( 2) 试验前试样内部孔隙大小差别较大,主要以1μm左右的孔隙为主,也可见少量10μm左右的超大孔隙; 经过固结蠕变后,在结构调整和被压碎颗粒的充填下,颗粒间孔隙明显变小,蠕变稳定后几乎看不到原状样中的较大孔隙,绝大多数孔隙小于1μm,即蠕变过程中的孔隙逐渐趋于均匀化。
4结论
本文以天津滨海软土为例进行固结—蠕变试验和微观结构分析,得出如下基本结论:
( 1) 天津滨海软土存在明显的非线性蠕变特征,表现为土体的应力—应变等时曲线是一簇形状类似的曲线而非直线,应力—应变曲线的拐点对应的压力即为结构屈服压力; 土体蠕变稳定历时开始随压力的增大而增加,当达到结构屈服压力后蠕变稳定历时逐渐缩短。
( 2) 软土原状样和重塑样的固结—蠕变试验曲线表明,由于结构性破坏,重塑样在加压后瞬时变形剧烈,压力较大时甚至直接导致破坏; 因为软土结构性的存在,原状土的蠕变特性较重塑土显著得多。
( 3) 疏松的片架结构和孔隙发育是软土具有高压缩性和显著蠕变特性的内在结构原因。土体蠕变的过程就是其内部结构在外力作用下不断调整而趋于稳定的过程,在这一过程中土体结构由絮凝状片架结构逐渐转变为团聚结构,颗粒接触的主要方式由边—面转为面—面,孔隙分布逐渐均匀化。
摘要：本文以天津滨海软土为研究对象,运用室内试验、微观分析等手段,并采用宏微观结合的方法对结构性软土的蠕变特性进行了研究。试验结果表明:天津滨海软土蠕变特性显著,且蠕变有明显的非线性特征;通过对原状土和重塑土的蠕变试验结果曲线对比分析,表明软土的结构对其蠕变特性具有显著影响;原状土体疏松的片架结构、颗粒的边—面接触以及发育的孔隙是土体具有显著蠕变特性的内在原因,蠕变稳定后土体结构密实程度提高,稳定性增强,颗粒聚合,大孔隙减少,小孔隙增多,孔隙逐渐均匀化。