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【摘 要】 海相软土地基在港口工程建设中经常会遇到，海相软土是一种具有流变性非常强的饱和性软粘土，总变形中占有一定的比重的是次固结变形，用来计算次固结变形量的一个重要参数就是次固结系数，现有计算常用的方法是软土次固结变形中不考虑荷载对其影响的，我们通过对其进行大量的试验表明，荷载对次固结有较明显的影响。
【关键词】 海相饱和软土；固结特性；压缩系数
一、前言
本文以某地区的海相软土为例，并且根据对其进行室内进行试验的成果，对其次固结变形的特性与荷载的关系，我们进行了有效的分析研究，从中得出了一些具有规律性的结论目标，所以本文对海相软土地基的设计工作，或是在工程实践中具有指导意义。
二、海相软土的工程性质特性
1、海相软土成因及分布规律
位于鲁中南丘陵与淮北平原的结合部，整个地势自西北向东南倾斜，平均海拔高度1～4m，密布大中小河流和渠道。在第四纪广泛沉积了一套以海积作用为主，以冲海积、残坡积为辅的灰～灰绿色流塑淤泥及淤泥质粘土（图1）。冲海积软土层，多见有粉土、粉砂薄层，具（水平交错）不规则交错层理，呈薄饼状，同时夹层见有典型冲积形成的褐色粘土薄层，粘粒含量中等；海积软土呈灰—灰绿色，见有少量不规则交错层理，粘粒（<0.005mm）含量较高，超过60%。
2、海相软土基本物理力学性质指标
表2列出了海相软土的主要物理力学性质指标，表3是我国部分沿海地区软土的物理力学性质指标，综合上述表中的统计成果，对海相软土的工程特性有以下认识：
（一）海相软土具有高含水量、高液限、低密度、低强度、高压缩性、高灵敏度等特点。特别是含水量（w=37.1%～87.4%）、孔隙比（e=1.041～2.173）、液限（wL=28.4%～66.7%）、压缩系数（a1-2=0.4～2.88MPa-1）都比大部分沿海软土高，因此海相软土的压缩沉降量大，排水固结缓慢，地基稳定性差。
（二）各个指标的变异系数都不随统计单元变化，而是随着指标类型不同，各类指标的变异系数有所差异。含水量、孔隙比的变异系数一般在20%左右，压缩指标及剪切指标的变异系数一般在30%～40%左右，固结系数的变异系数达到90%，变异系数较大时对指标的取值已有一定的影响。
3、海相软土抗剪强度特征
室内外试验结果表明：海相软土的抗剪强度指标在浅部（<3m）比较离散，大于3m后指标变化规律性明显，静力触探（CPT）、十字板、无侧限抗压强度试验确定的力学指标明显随深度增加而增加，线性关系显著。十字板抗剪强度随深度的回归方程为：
4、海相软土固结变形特征
不同深度海相软土的压缩模量与压力关系曲线见图2。可见：压缩模量Es随应力水平的增大而增大，并且基本呈线性增长，曲线的斜率较大。固结系数与荷载的关系见图3，一般来说，固结系数随荷载的增大而减小，反映出土体在高应力水平下，土的孔隙比减少、渗透性变弱，固结速度将会变慢。软土层的这一变形特性，对于地基的沉降分析预测具有重要意义。
三、试验方案
1、固结试验
利用固结试验手段，对不同深度高有机质软土的孔隙性、压缩性、回弹性进行讨论。测试成果如由表4可知，0～1.5m土样的初始孔比较大，压缩性较大，回弹指数也较高；埋深2.0m以下的样初始孔隙比减小了2～3倍，压缩指数、回弹指数和压缩系数也有1～2倍的减小。而1.50m埋深的土样的初始孔隙比最大，压缩指数和回弹指数都较高，然而压缩系数比0.30m小1.3MPa-1。随着埋深增加，土样的压缩和回弹曲线逐渐减缓，压缩指数和回弹指数随之减小；对比3个深度土样的变形特征可知，0.30m土样的残余变形较大，并随埋深增加而减小。由表5可知，0.30m试验土样的残余变形量是2.25m、2.80m的5倍左右，弹性变形量是2.25m、2.80m的3倍左右，而2.25m、2.80m的弹性变形量和残余变形量相差较小。
2、微细观结构试验
不同的土类型以及结构类型均影响着土的物理和力学性能，因此，研究高有机质软土的结构特征是分析其独特物理力学特性的关键。针对上述力学特性的土样埋藏深度，采用0.30、2.80m两组细观试验以及0.30、1.50、2.25m3组微观试驗研究高有机质软土的结构特性。
细观结构试验采用实体光学显微镜放大30倍对天然高有机质软土的水平面结构特征进行微观结构试验采用扫描电子显微镜（SEM）放大1000倍对高有机质软土的孔隙大小、结构类型等进行观测，实体光学显微镜观测显示，浅层天然高有机质软土含水率很高，2.80m左右含水率大幅下降；孔隙较大且孔隙连通性较好；中还可以看出，有许多未分解完全的植物根茎缠绕于土中，形成疏松大孔径结构。
高有机质软土的微观结构从埋藏浅到深，结构由絮凝结构逐渐向叠片结构转化，最后转变成集块结构；0.30m土样分解程度较高，土体主要以黏粒为主的絮凝体存在，孔隙连通性较好；1.50m土样分解程度较低，土体与草茎随意叠放，各向异性较大，存在大孔隙；2.25m土样分解程度较高，土体凝结成块状，具有一定的抗变形能力，孔隙较小。
四、对应力-应变-时间关系的建立
经验蠕变模型一般认为土体的应变是应力和时间的函数，主要由幂函数型、对数型和指数函数型等组合而成，在描述软土蠕变特性方面应用较为广泛。文中采用Singh-Mitchell模型与试验结果进行了对比，发现拟合前期固结变形很好，后期变形阶段的效果不甚理想，而建议的模型拟合后期变形效果则较好，可以弥补Singh-Mitchell模型拟合的不足之处。因此建议分段模型，这两种模型有效地结合，达到了预测土体固结变形的目的。
1、Singh-Mitchell模型 著名的Singh-Mitchell模型应力-应变关系采用指数函数，应变-时间关系采用幂函数。根据试验数据得出的Singh-Mitchell模型表达式如式（2）所示：
其中，t1为单位参考时间（这里取t1=1min）；当t=t1时，式（2）变换为应力-应变指数型的对数化形式：lnP=Bε+lnA，參数A、B可由lnP-ε线性关系图中的截距和斜率获得；参数n则是lgε-lgt关系图中拟合直线的斜率。漳州和东莞软土的Singh-Mitchell模型参数和建议的模型参数见表2。
表2 漳州软土和东莞软土的Singh-Mitchell模型和建议的模型参数
2、建议的模型
建议的模型应力-应变关系采用指数函数，应变-时间关系采用双曲线函数，表达式见式（3）：
3、建议的非线性分段模型
Singh-Mitchell模型结果、议的模型结果与试验结果的对比见图5。Singh-Mitchell模型与试验值的对比结果表明，模型拟合前期变形较理想，但预测后期固结变形值比试验值稍小，偏离了试验曲线，在低固结压力（12.5kPa、25kPa）下表现尤为明显。而建议的模型在预测各级固结压作用下的后期固结变形效果明显优于Singh-Mitchell模型，但在固结变形早期，模型计算值低于试验值，不甚理想，故Singh-Mitchell模型和建议的模型都不能有效地描述两类土的变形特性。因此建议非线性分段模型见式（4），即前期固结变形采用Singh-Mitchell模型，后期蠕变采用建议的模型来预测，拟合效果如图5所示，与试验值对比发现拟合效果较好，适合本次试验结果。
五、结论
分析饱和原状土室内固结试验的沉降数据，得到初步结论如下：
1、在固结试验中，随压力的增加，每级初始1h的沉降量与稳定沉降量的比值逐渐增大，对饱和软土层不宜采用快速法进行固结试验。
2、本区域饱和软土层完成主固结沉降需要3--4h，随固结压力增大，所需要的时间逐渐减少。
3、固结系数和次固结系数均与固结压力有关，并表现出一定的规律性，一般固结压力为0---100kPa固结系数和次固结系数均变化较大；固结压力为100--400kPa固结系数和次固结系数变化较小，且具有随固结压力增大而递增的趋势。固结系数与固结压力成指数关系，递增幅度较大；次固结系数随固结压力的递增幅度较小，为0.001--0，003。可以通过压缩系数求出次固结系数。
六、结束语
综上所述，本文所提到的海相饱和软土固结特性的研究工作，希望可以对建海相饱和软土固结特性的发展提供参考价值。随着海相饱和软土固结特性的不断开展，对海相饱和软土固结特性的研究工作也将成为保障海相饱和软土固结特性的重要工作。
参考文献：
[1]祝刘文.海相饱和软土固结特性的研究[J].港工技术.2010（04）：51-54.
[2]李军霞，王常明，张先伟，王彬.两种滨海相软土固结特性的试验研究[J].水文地质工程地质.2009（05）：35-39+52.
[3]郑健龙，周驰晴，张军辉.双层地基一维固结特性研究综述[J].长沙理工大学学报（自然科学版）.2012（01）：1-11.
作者简介：刘艳（1986年～），女，宁夏永宁人，本科，主要从事结构与地基协同作用方面的研究与教学工作。
【关键词】 海相饱和软土；固结特性；压缩系数
一、前言
本文以某地区的海相软土为例，并且根据对其进行室内进行试验的成果，对其次固结变形的特性与荷载的关系，我们进行了有效的分析研究，从中得出了一些具有规律性的结论目标，所以本文对海相软土地基的设计工作，或是在工程实践中具有指导意义。
二、海相软土的工程性质特性
1、海相软土成因及分布规律
位于鲁中南丘陵与淮北平原的结合部，整个地势自西北向东南倾斜，平均海拔高度1～4m，密布大中小河流和渠道。在第四纪广泛沉积了一套以海积作用为主，以冲海积、残坡积为辅的灰～灰绿色流塑淤泥及淤泥质粘土（图1）。冲海积软土层，多见有粉土、粉砂薄层，具（水平交错）不规则交错层理，呈薄饼状，同时夹层见有典型冲积形成的褐色粘土薄层，粘粒含量中等；海积软土呈灰—灰绿色，见有少量不规则交错层理，粘粒（<0.005mm）含量较高，超过60%。
2、海相软土基本物理力学性质指标
表2列出了海相软土的主要物理力学性质指标，表3是我国部分沿海地区软土的物理力学性质指标，综合上述表中的统计成果，对海相软土的工程特性有以下认识：
（一）海相软土具有高含水量、高液限、低密度、低强度、高压缩性、高灵敏度等特点。特别是含水量（w=37.1%～87.4%）、孔隙比（e=1.041～2.173）、液限（wL=28.4%～66.7%）、压缩系数（a1-2=0.4～2.88MPa-1）都比大部分沿海软土高，因此海相软土的压缩沉降量大，排水固结缓慢，地基稳定性差。
（二）各个指标的变异系数都不随统计单元变化，而是随着指标类型不同，各类指标的变异系数有所差异。含水量、孔隙比的变异系数一般在20%左右，压缩指标及剪切指标的变异系数一般在30%～40%左右，固结系数的变异系数达到90%，变异系数较大时对指标的取值已有一定的影响。
3、海相软土抗剪强度特征
室内外试验结果表明：海相软土的抗剪强度指标在浅部（<3m）比较离散，大于3m后指标变化规律性明显，静力触探（CPT）、十字板、无侧限抗压强度试验确定的力学指标明显随深度增加而增加，线性关系显著。十字板抗剪强度随深度的回归方程为：
4、海相软土固结变形特征
不同深度海相软土的压缩模量与压力关系曲线见图2。可见：压缩模量Es随应力水平的增大而增大，并且基本呈线性增长，曲线的斜率较大。固结系数与荷载的关系见图3，一般来说，固结系数随荷载的增大而减小，反映出土体在高应力水平下，土的孔隙比减少、渗透性变弱，固结速度将会变慢。软土层的这一变形特性，对于地基的沉降分析预测具有重要意义。
三、试验方案
1、固结试验
利用固结试验手段，对不同深度高有机质软土的孔隙性、压缩性、回弹性进行讨论。测试成果如由表4可知，0～1.5m土样的初始孔比较大，压缩性较大，回弹指数也较高；埋深2.0m以下的样初始孔隙比减小了2～3倍，压缩指数、回弹指数和压缩系数也有1～2倍的减小。而1.50m埋深的土样的初始孔隙比最大，压缩指数和回弹指数都较高，然而压缩系数比0.30m小1.3MPa-1。随着埋深增加，土样的压缩和回弹曲线逐渐减缓，压缩指数和回弹指数随之减小；对比3个深度土样的变形特征可知，0.30m土样的残余变形较大，并随埋深增加而减小。由表5可知，0.30m试验土样的残余变形量是2.25m、2.80m的5倍左右，弹性变形量是2.25m、2.80m的3倍左右，而2.25m、2.80m的弹性变形量和残余变形量相差较小。
2、微细观结构试验
不同的土类型以及结构类型均影响着土的物理和力学性能，因此，研究高有机质软土的结构特征是分析其独特物理力学特性的关键。针对上述力学特性的土样埋藏深度，采用0.30、2.80m两组细观试验以及0.30、1.50、2.25m3组微观试驗研究高有机质软土的结构特性。
细观结构试验采用实体光学显微镜放大30倍对天然高有机质软土的水平面结构特征进行微观结构试验采用扫描电子显微镜（SEM）放大1000倍对高有机质软土的孔隙大小、结构类型等进行观测，实体光学显微镜观测显示，浅层天然高有机质软土含水率很高，2.80m左右含水率大幅下降；孔隙较大且孔隙连通性较好；中还可以看出，有许多未分解完全的植物根茎缠绕于土中，形成疏松大孔径结构。
高有机质软土的微观结构从埋藏浅到深，结构由絮凝结构逐渐向叠片结构转化，最后转变成集块结构；0.30m土样分解程度较高，土体主要以黏粒为主的絮凝体存在，孔隙连通性较好；1.50m土样分解程度较低，土体与草茎随意叠放，各向异性较大，存在大孔隙；2.25m土样分解程度较高，土体凝结成块状，具有一定的抗变形能力，孔隙较小。
四、对应力-应变-时间关系的建立
经验蠕变模型一般认为土体的应变是应力和时间的函数，主要由幂函数型、对数型和指数函数型等组合而成，在描述软土蠕变特性方面应用较为广泛。文中采用Singh-Mitchell模型与试验结果进行了对比，发现拟合前期固结变形很好，后期变形阶段的效果不甚理想，而建议的模型拟合后期变形效果则较好，可以弥补Singh-Mitchell模型拟合的不足之处。因此建议分段模型，这两种模型有效地结合，达到了预测土体固结变形的目的。
1、Singh-Mitchell模型 著名的Singh-Mitchell模型应力-应变关系采用指数函数，应变-时间关系采用幂函数。根据试验数据得出的Singh-Mitchell模型表达式如式（2）所示：
其中，t1为单位参考时间（这里取t1=1min）；当t=t1时，式（2）变换为应力-应变指数型的对数化形式：lnP=Bε+lnA，參数A、B可由lnP-ε线性关系图中的截距和斜率获得；参数n则是lgε-lgt关系图中拟合直线的斜率。漳州和东莞软土的Singh-Mitchell模型参数和建议的模型参数见表2。
表2 漳州软土和东莞软土的Singh-Mitchell模型和建议的模型参数
2、建议的模型
建议的模型应力-应变关系采用指数函数，应变-时间关系采用双曲线函数，表达式见式（3）：
3、建议的非线性分段模型
Singh-Mitchell模型结果、议的模型结果与试验结果的对比见图5。Singh-Mitchell模型与试验值的对比结果表明，模型拟合前期变形较理想，但预测后期固结变形值比试验值稍小，偏离了试验曲线，在低固结压力（12.5kPa、25kPa）下表现尤为明显。而建议的模型在预测各级固结压作用下的后期固结变形效果明显优于Singh-Mitchell模型，但在固结变形早期，模型计算值低于试验值，不甚理想，故Singh-Mitchell模型和建议的模型都不能有效地描述两类土的变形特性。因此建议非线性分段模型见式（4），即前期固结变形采用Singh-Mitchell模型，后期蠕变采用建议的模型来预测，拟合效果如图5所示，与试验值对比发现拟合效果较好，适合本次试验结果。
五、结论
分析饱和原状土室内固结试验的沉降数据，得到初步结论如下：
1、在固结试验中，随压力的增加，每级初始1h的沉降量与稳定沉降量的比值逐渐增大，对饱和软土层不宜采用快速法进行固结试验。
2、本区域饱和软土层完成主固结沉降需要3--4h，随固结压力增大，所需要的时间逐渐减少。
3、固结系数和次固结系数均与固结压力有关，并表现出一定的规律性，一般固结压力为0---100kPa固结系数和次固结系数均变化较大；固结压力为100--400kPa固结系数和次固结系数变化较小，且具有随固结压力增大而递增的趋势。固结系数与固结压力成指数关系，递增幅度较大；次固结系数随固结压力的递增幅度较小，为0.001--0，003。可以通过压缩系数求出次固结系数。
六、结束语
综上所述，本文所提到的海相饱和软土固结特性的研究工作，希望可以对建海相饱和软土固结特性的发展提供参考价值。随着海相饱和软土固结特性的不断开展，对海相饱和软土固结特性的研究工作也将成为保障海相饱和软土固结特性的重要工作。
参考文献：
[1]祝刘文.海相饱和软土固结特性的研究[J].港工技术.2010（04）：51-54.
[2]李军霞，王常明，张先伟，王彬.两种滨海相软土固结特性的试验研究[J].水文地质工程地质.2009（05）：35-39+52.
[3]郑健龙，周驰晴，张军辉.双层地基一维固结特性研究综述[J].长沙理工大学学报（自然科学版）.2012（01）：1-11.
作者简介：刘艳（1986年～），女，宁夏永宁人，本科，主要从事结构与地基协同作用方面的研究与教学工作。