堆場淤泥不排水強度特性研究

梅 嶺，朱 杰，王南江，孫運良

(1.江蘇科技大學 土木工程與建筑學院，江蘇 鎮江 212003； 2.淮委治淮工程建設管理局，安徽 蚌埠 233000；3.青島公安消防支隊黃島區大隊，山東 青島 266000)

河流清淤、航道擴寬、港口建設、圍海造地等各種工程建設中都會產生大量的疏浚淤泥。據不完全統計，我國每年產生的疏浚淤泥達數億立方米[1]。預計至2015年，長江、黃河、海河、遼河、淮河等江河湖庫泥沙的淤積量會超過1.4×1011m3，沿海港口的疏浚量將在(5～7)×1010m3[2]。另一方面，隨著城市加速發展，高速公路、高鐵、港口、碼頭、市政等建設不斷增多，對土地資源需求急速增加，土地資源匱乏越來越成為限制城市發展的瓶頸。將疏浚淤泥作為填料進行吹填造地，既能解決疏浚淤泥處置難的問題，又能有效緩解城市建設中缺乏土地資源的問題，具有良好的經濟效益和應用前景。

我國主要采用絞吸、耙吸等水力方式進行疏浚，產生的吹填淤泥具有高含水率、滲透性差、低有效應力等特點，這些新近吹填淤泥在堆場中通過自重沉積固結并處于低有效應力狀態。目前已有相關學者對堆場淤泥完全重塑狀態下不排水強度特性做了大量研究[3-5]，但吹填淤泥在堆場中一般自重沉積時間相對較長，僅對完全重塑狀態下的淤泥不排水強度研究尚不足夠，且淤泥在堆場中沉積不同時間后的物理力學性狀皆有差異，對此尚不明確。

因此筆者基于室內模型試驗，模擬吹填淤泥在自然條件下沉積過程，研究了淤泥不排水剪切強度隨沉積時間、沉積高度、有效應力及含水率的變化關系。

1 試驗方案

1.1 試驗土樣

試驗選用鹽城某工程疏浚淤泥，對所選土樣進行室內基本土性試驗，獲得其基本物理力學性質特征(表1)，其中液塑限采用聯合液塑限儀測定，比重采用比重瓶法測得，淤泥顆粒級配采用密度計法測定，所得塑性分布曲線如圖1。

表1 土樣基本物理力學指標Table 1 Basic physical and mechanical index of soil samples

圖1 塑性圖Fig. 1 Plastic diagram

1.2 試驗方法

1.2.1 沉降柱試驗

實驗采用3個直徑為12 mm，高度為50 cm的亞克力透明圓柱，沉降圓柱外側均貼有刻度尺，如圖2(a)。

圖2 試驗儀器Fig. 2 Test instrument

實驗所用淤泥土樣為4倍液限含水率，由于初始含水率很高，攪拌完成的淤泥土樣會很快發生沉降，這會導致不同沉降柱中淤泥土樣的含水率不一致，為避免這一情況，裝樣過程需持續進行攪拌，同時盡可能在短時間內完成裝樣。裝樣完成后記錄下液面初始刻度，每隔一段時間觀察泥面位置并記錄此時刻度，以此得到泥漿沉降規律。沉積時間設定為60、90、180 d，達到設定天數即開始進行強度測試。

1.2.2 強度試驗

文中淤泥土樣含水率較高，常規強度測試方法(如三軸儀試驗、直剪實驗、無側限抗壓試驗等)并不適用[6-7]。基于這一情況，國內外學者提出多種可靠的試驗方法用以測試淤泥強度，有旋轉黏度計法、平板貫入法、新型落錐法、微型十字板法等。由于沉降柱中淤泥土樣需要分層進行強度測試，上述方法中只有微型十字板法較為合適，其他方法對土樣擾動較大，故筆者采用微型十字板剪切儀進行強度測試。

本實驗所用十字板剪切儀器如圖2(b)、(c)。該儀器主要由兩部分構成，即控制器和剪切主機。其主要部件有步進電機、十字板、扭矩傳感器、控制器等。控制器是實驗過程中用以控制十字板頭轉動速率及實時輸出扭矩的裝置，試驗過程中轉角和扭矩可通過控制器面板顯示器直接讀出。十字板直徑為40 mm，高度為80 mm，由厚度為2 mm的不銹鋼制作，十字板測桿直徑為4 mm。十字板剪切速率可在0.1～10(°)/s之間調整。本儀器試驗過程中采用的剪切速率為60(°)/min。十字板剪切儀的剪切強度最小分度值為1Pa，最大剪切強度為6 kPa。

文中按高度將沉降柱中土樣分為4層進行剪切，沉降柱最底端為起始高度零點。將十字板頭垂直插入土樣中并固定，通過調節螺母調整十字板頭在土樣中的高度，各層上下間距留1 cm以上以避免相互影響。設定剪切速率為1(°)/s，并將扭矩清零，啟動步進電機帶動十字板旋轉，面板顯示屏顯示數字分別為十字板扭轉角度和實時扭矩，一般峰值強度保證在1 min內出現為宜，顯示屏顯示扭矩讀數穩定后即可停止試驗。對每層土樣取2～3個位置進行剪切，防止試驗時人為因素導致剪切強度出現誤差。

需注意的是：剪切試驗之前，用注射器將沉降柱中淤泥表層浮水抽干凈，以防剪切過程中水份隨剪切測桿流到所在剪切層，影響該層土樣含水率。

2 實驗結果分析

各沉降柱中淤泥土樣s-lgt時程曲線如圖3。由圖3可看出：60、90、180 d這3條沉積曲線相互疊合。XU Guizhong等[8]通過試驗研究發現：自重沉積曲線可分為兩類，① 第1類型：當泥面下降速度很慢，看不到明顯變化，該類型發生在初始含水率相對較低情況，土顆粒間相互接觸并傳遞有效應力，直接進入固結狀態，固結曲線呈反“S”型；② 第2類型：當初始含水率極高條件下，泥面由快速下降進入到緩慢下降過程，土顆粒先經過相互碰撞形成絮體，絮體之間再進一步結合成大絮團，并逐步傳遞有效應力進入固結狀態。

圖3中：沉積曲線呈反“S”型，且含水率相對較低，與XU Guizhong等[8]所提出的第1類型一致，筆者即認為這3組沉降柱試樣直接進入了固結狀態。固結曲線被A、B兩個拐點分為3個階段：在初始階段沉降，曲線保持平穩，下降速率較為緩慢且持續時間很短；在中間階段，淤泥土樣表面迅速下降，下降速率較大且恒定，s-lgt曲線近似一條直線；最后階段時，沉降曲線以較低平穩速度繼續下降。根據時間對數法[9]可知，拐點B可當作主固結完成的標志。圖3中，60 d沉降曲線接近B拐點，即將完成固結；90、180 d沉降曲線則完全固結。

圖3 s-lg t時程曲線Fig. 3 s-lg t time history curves

2.1 不排水強度隨高度變化規律

圖4為沉積不同時間，不排水強度隨高度變化關系曲線。由圖4可看出：60、90、180 d不排水強度隨高度變化規律趨勢一致，在高度27～10 cm處，不排水強度隨高度減小而明顯增加，不排水強度增長量均在100 Pa左右，同時60、90、180 d這3條曲線近似呈平行線關系。當高度小于10 cm時，不排水強度隨高度變化不明顯，強度增長量均小于100 Pa，這3條曲線仍近似呈相互平行關系。WANG Liang等[10]認為，在孔隙水壓力完全消散之前，強度增長速率較快，孔隙水壓力完全消散后，不排水強度增長量很小。圖6中，以高度10 cm為拐點，沉降柱高度10 cm以上的土樣不排水強度增幅較大，高度10 cm以下的不排水強度隨高度變化不大，其原因可能是以10 cm為臨界點，10 cm以下土樣孔隙水壓力幾乎完全消散，而10 cm以上土樣孔隙水壓力仍較大。

圖4 不排水強度隨高度變化關系Fig. 4 Relationship between undrained strength and height

2.2 不排水強度隨沉積時間變化規律

圖5為沉降柱中不同高度處不排水強度隨自沉時間的變化關系。圖5中：各沉降柱同一高度處淤泥土樣的不排水強度隨時間增加而增大，沉降柱27、19 cm處，即沉降柱中上部淤泥土樣180 d不排水強度較60 d不排水強度增長較多，不排水強度增長量均超過50 Pa；而沉降柱中下部淤泥土樣的不排水強度增量則稍小，增長量均未超過25 Pa。

筆者分析認為，位于沉降柱內下部淤泥土樣受到該層自身重力及上部淤泥土樣的重力，經過60 d的自重沉積后，下部淤泥土樣顆粒間結合更為緊密；而上部土樣僅受到自身重力作用，土顆粒間接觸較為稀松，因此下部淤泥土樣沉積到60 d時不排水強度遠大于沉降柱內中上部60 d不排水強度。隨著沉積時間增長，下部淤泥土樣土顆粒之間因已經結合得較為緊密，在自重及上部土樣重力不變條件下，土顆粒間進一步結合空間有限，使得不排水強度增加不明顯，而上部土樣土顆粒間孔隙在自重沉積60 d后仍較大，隨著時間增加，土顆粒間孔隙能進一步壓縮。圖7中，沉降柱內4、11 cm處土樣不排水強度遠高于19、27 cm處，但不排水強度增幅小于19、27 cm處。

圖5 不排水強度隨沉積時間變化關系Fig. 5 Relationship between undrained strength and deposition time

2.3 不排水強度隨有效應力變化規律

已知90、180 d土樣已固結，為具體分析60 d沉降柱中淤泥土樣沉積情況，筆者繪制了圖6所示的固結度曲線(60 d時間平方根法求解t90固結試驗曲線)。

圖6 時間平方根法t90曲線Fig. 6 Time square root method of t90 curve

圖6中：當淤泥土樣沉積到60 d時，其固結情況接近固結度的90%，對于精確度要求相對不高的工程而言，此時孔隙水壓力可認為0，以計算有效應力。

某一深度處有效應力計算[11]如式(1)：

(1)

式中：γbi為浮容重；hi為第i層土樣厚度；有效應力為該層上部各層有效應力總和；此時孔隙水壓力按均按0計算。

式(1)中浮容重γbi可通過式(2)計算：

γbi=γw(G-1)/(1+Gw)

(2)

式中：G為鹽城土樣比重；γw為水的容重。

不同沉積時間，不排水強度隨有效應力關系曲線如圖7。

圖7 不排水強度隨有效應力變化關系Fig. 7 Relationship between undrained strength and effective stress

圖7中：不排水強度隨有效應力增大而增加，在相同有效應力條件下，剪切強度隨之增加。D.A.ZREIK等[12]認為，在同一個沉積層內，剪切強度主要受有效應力影響，含水率影響只是次要因素，但含水率可直接測得。為驗證其研究有效性，R.S.DIMITROVA等[13]做了相關試驗并繪制了有效應力-剪切強度、含水率-剪切強度曲線，通過對二階多項式曲線擬合發現，有效應力與剪切強度相關性僅為0.84，而含水率與有效應力相關性達到0.97。

一般情況下認為，有效應力與不排水強度關系曲線呈一條直線。R.S.DIMITROVA等[13]通過實驗得到二階多項式為一條上凹下凸曲線，而筆者試驗所繪制曲線為上凸下凹曲線。在有效應力2 500 Pa左右時，不同沉積時間曲線均出現拐點；有效應力低于2 500 Pa時，剪切強度增長速度較快；有效應力高于2 500 Pa時，剪切強度增長量很小。WANG Liang等[10]試驗所得結論與筆者類似，當初始含水率為6wL時，有效應力-剪切強度不排水強度曲線也呈上凸下凹狀；當初始含水率為12wL時，有效應力-剪切強度曲線則呈一條斜直線。筆者認為：造成這一現象原因可能是受初始含水率影響，初始含水率較高時，不排水強度-有效應力曲線趨于一條直線；初始含水率較低時，不排水強度-有效應力曲線為下凹二次項曲線。

2.4 不排水強度隨含水率變化規律

為進一步研究含水率對于不排水剪強度影響，筆者以含水率為橫坐標，不排水強度為縱坐標繪制w-τ曲線，如圖8。

圖8 不排水強度隨含水率變化關系Fig. 8 Relationship between undrained strength and water content

由圖8知：淤泥土樣不排水強度隨著含水率減小而增加。當含水率相同時，90 d沉積土樣不排水強度小于180 d，但大于60 d的不排水強度。相同含水率下，不排水強度隨著沉積時間增加而增大。一般而言，同種土樣含水率相同時不排水強度也相同，而圖8結果與此并不一致。分析認為，這可能是由于隨著時間增加，黏土顆粒之間化學膠結作用加強，不排水強度增量來自于土顆粒之間膠結作用。

為獲得吹填淤泥不排水強度的預測方法，HONG Zhenshun等[14]收集了世界各地共115種吹填淤泥不排水強度數據，這些數據通過平板貫入法、落錐法等多種試驗方法獲得的，試驗土樣液限范圍在25%～412%之間。通過分析后提出：以歸一化含水率(含水率與液限的比值)作為歸一化參數，對收集到的不排水強度數據進行歸一化處理，并分別獲得液限小于150%和大于150%吹填淤泥的不排水強度歸一化公式。吉峰等[15]和徐桂中[16]分別通過實驗驗證了該公式可行性。

為此，將文中所得試驗數據與文獻[14]不排水強度預測公式進行比較，如圖9。

圖9 試驗值與現有預測公式比較Fig. 9 Comparison between experimental results and currentprediction formulas

經過對比發現，圖9中：筆者的試驗值位于HONG Zhenshun等[14]預測公式的右上方，即在含水率相同條件下，文中試驗所測得不排水強度遠大于預測公式計算值。分析認為，不同土性重塑土樣均能基于歸一化含水率進行歸一，同時滿足文獻[14]所提出的不排水強度預測公式。其原因為：完全重塑土樣中土顆粒之間粘聚力遭到破壞，不排水強度主要來源于土顆粒之間摩擦力，且與含水率相關。而文中土樣經過不同時間沉積后，首先存在有效應力影響，其次淤泥土顆粒之間由于化學膠結作用存在粘聚力，此時不排水強度不光受多種因素影響。因此，對堆場中淤泥不排水強度研究不能僅基于室內完全重塑土樣相關試驗，還需與現場實際情況相結合。

3 結 論

沉積時間、有效應力、沉積高度及含水率對淤泥不排水強度均有影響。不排水強度隨沉積時間、有效應力增加而增長，沉積時間越長，有效應力越大時，不排水強度增幅逐漸趨緩。不不排水強度隨沉積高度、含水率的增大而減小，沉積高度、含水率越低時，不排水強度增幅越小。

受初始含水率影響，文中試驗所得不排水強度與有效應力關系曲線為一條上凹下凸曲線，與一般情況下不排水強度-有效應力線性關系不一致。

由于有效應力及黏聚力存在，文中沉積試驗數據值遠大于相關學者提出的不排水強度計算值。當含水率相同時，因化學膠結作用時間差異，產生黏聚力不同，化學膠結時間越久，黏聚力越大，導致180 d不排水強度大于90、60 d時的不排水強度值。

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