土样取自汉口国税局办公楼工地。场地位于长江冲积一级阶地。取土深度距地表4.5m，此处土层属淤泥质粘土。取土点离桩的距离在1.5倍的桩径左右，扰动较小。其物理力学参数见表1。

本文的研究工作就是从这个观点出发，通过室内模拟试验探求超载设计和卸载控制的合适标准，希望能给工程实践提供一些参考。

试验除了用于确定土的物理参数外，主要进行了固结沉降试验。

固结沉降试验方案如下: (1) 试验在固结仪上进行。试样面积30 cm2，厚2 cm，加载方向为自然沉积方向。 (2) 使用荷载Pf设定为200 kPa。

(3) 加荷等级为12.5 kPa， 25 kPa, 50 kPa, 100 kPa, 200 kPa, 200 kPa Ps(如图1)。其中Ps为超载，在某时刻将超载Ps卸去。 (4)每级荷载是瞬时加载。在正式试验前进行了每级荷载维持不同时间的多种组合试验，发现每级荷持续到第23分钟时，所完成的沉降已达到该级荷载下最终沉降的80%~90%，即这时试样的固结度至少在80%以上，符合超载预压法的现场加荷控制标准，即可加下一级荷载，因此本文的固结试验加荷速率如图1。

(5)试验采用双面排水。由于试样的天然饱和度很高，且试验持续的时间长，所以试验时容器内注满水。 (6) 试样均采用原状土。

(7) 加荷后按下列时间间隔测记百分表读数:6 s，9 s，15 s，1 min，2.25min，4 min，6.25 min，9 min。

(8) 试验分5批，每批5~7个。Ps分别为50 kPa，75 kPa，100 kPa，125kPa，150 kPa。分别在不同的时间卸除Ps。测记卸载前及卸载后至变形稳定的百分表读数，计算后续变形。这里稳定是指连续两天肉眼观察不到百分表的变化。后续变形则是指自超载卸除时到变形稳定所发生的总变形，其值可正可负，以压缩变形为正，回弹为负。

通常认为，对大面积场地堆载，当压缩土层的平均固结度达到下式要求时即可卸载[1]:U-t=(Sf* Ssc)/Sfts (1)式中 Sf为使用荷载下土层的最终主固结变形;Ssc为场地使用期间的次固结变形; Sfts为使用荷载及超载共同作用下土层的最终主固结变形。 用式(1)的平均固结度进行卸载控制，应慎重考虑以下问题:(1)当受压土层的平均固结度达到式(1)要求时，在使用荷载下地基仍有可能产生主固结变形。其原因是:由于土的性质和排水条件不同，即使满足式(1)，受压土层内超静孔隙水压力也可能没有充分消散，在使用荷载下，它将继续产生主固结变形[1]。(2)应用式(1)可能产生这样的情况，对于次固结变形较大的土，如果超载不太大，可能出现Sf Ssc>Sfts的现象，这时t>100%，这显然是不可能的。(3)用式(1)进行卸载控制难以预测超载卸除后地基的后续沉降情况。 实际上，超载卸除后的变形包括主固结变形，吸水膨胀变形，次固结变形和次回胀变形[1]。当超载足够大，超载时间足够长，超载卸除后地基在很长时间内以回胀变形为主。如果合理地选择超载比及超载作用时间，就会使回胀变形(包括吸水膨胀与次回胀)与固结变形(包括主固结与次固结)在建筑物使用期内达到总体上的相对平衡。

后续变形与超载作用时间的关系 对某一超载量Ps，将不同的超载作用时间ts(s)及其对应的实测后续变形Sr绘于半对数坐标上，如图2(a),(b),(c),(d),(e)。由图可见，超载作用时间ts越大，总的趋势是Sr越小。Sr与lgts可近似用双曲线的关系来描述:Sr=a b/lgts (2)

式中a，b均为待定常数，Ps不同，a，b也不同。 用最小二乘法对实测数据按式(2)进行回归处理，所得结果列于表2。图2(a),(b),(c),(d),(e)中的实线即为回归曲线。

表2 Sr-lnts的回归处理结果

Table 2 The values of a and b gainedfrom regression analysis

Ps/kPa5a/0.01 mm-10.7-25.8-18.2-33.9-67.8b/0.01 mm90.3178.5105.2216.9336.8相关系数0.580.870.990.910.89 由表2可见，除了Ps=50 kPa外，其余各组的相关系数均在0.8以上，说明式(2)较好地反映了Sr与ts的关系。4.2 超载比与最佳超载作用时间的关系 所谓最佳超载作用时间是指地基经过超载预压后，建筑物在使用期限内所产生的后续沉降为容许沉降值所对应的超载作用时间。本文令容许的后续变形为0，因此在图2的各拟合曲线中，令Sr=0,可求出各Ps下对应的最佳超载作用时间t0p。结果于列表3和图3。

表3 Sr=0时Ps所对应的t0p值

Table 3 The values of t0pcorresponding withdifferent value of Ps when Sr=0

Ps/kPat0p/min77.317.05.39.92.4

图3 t0p-Ps/Pf关系曲线Fig.3 t0p-Ps/Pf curve

由图3可见，t0p-Ps/Pf可近似用下式描述为

式中c,d,β皆为待定常数。将表3数据按式(3)进行回归处理，得β=4.5,c=3.38 min, d=0.15 min,相关系数r=0.9963。 图3表明，随着超载比的增大，t0p迅速下降，并逐渐趋于某一渐近值。这个结论对工程有一定的参考价值。4.3 工程应用探讨 本文的试验是在固结仪上进行的，与实际工程有差别，因此以下问题值得注意: (1)随着土质、加荷速率、受压土层厚度、排水条件等不同，式(2)和式(3)中的系数a,b,c,d及β也将发生变化。试图通过无量纲化来消除这些因素的影响是不可靠的，因为要想无量纲化，就得涉及模型的选择，而模型是对实际土质的简化假设，不可能反映各因素间的相互影响。 如果选择太沙基模型，则可以将时间t(以及ts,t0p等)化为时间因素Tv，后续变形S

对于分级施加的荷载，可以用改进的太沙基方法或改进的高木俊介法[2]计算超载卸除时土样所达到的平均固结度，这样又可得出最佳平均固结度0p与超载比Ps/Pf的关系。根据这个思路，由本文的试验资料绘制了0p-Ps/pf关系曲线(如图4中的实线)。同时绘出了按进行卸载控制的-Ps/Pf关系曲线(图4中的虚线所示)。由图可见0p>(当Ps/Pf一定时)。由图4可以预测，当Ps/Pf一定时，用太沙基理论反推出的t0p将比表3中的数据要小很多。 (2)在固结仪上进行的试验可看成一维压缩，这与大面积场地堆载时中间部分的变形情况类似。因此，本文的试验成果仅供大面积场地堆载时参考。 (3)本文的试验每级加荷幅度较大，而工程中荷载的增加必须考虑地基的稳定性。加荷速率对本文的试验结果有什么影响，有待于作进一步的研究。 (4) 对砂井地基，可按文献[2]中的方法计算地基的平均固结度。

(1)超载预压的效果反映在卸载后沉降的大小，亦即后续变形的大小，而后续变形的大小对一定的场地来说与超载量及超载作用下地基所达到的平均固结度有关。 (2)从本文的试验结果看，超载比较小时，随着超载比增加，最佳超载作用时间急剧下降;当超载比增加到一定程度后，超载比对最佳超载作用时间的影响将大大减弱，最佳超载作用时间随着超载比的增加将趋于某一定值。因此在工程上，超载比不宜过大，过大效果并不显著，造成浪费。恰当的超载比选在图3所示曲线的拐点以内(约0.4~0.5)，但必须以地基的稳定为前提。 武汉化工学院白梓豪、孙俊发、赖金耀等同学参加了试验工作，中国科学院武汉岩土所的吴文同志帮助联系取土样，在此表示感谢!