吹填珊瑚島礁鈣質軟泥的滲透特性試驗研究

陳信升，丁選明，蔣春勇，方華強，王成龍

(重慶大學 山地城鎮建設與新技術教育部重點試驗室；土木工程學院，重慶 400045)

南海作為中國第一大海域，憑借其豐富的礦產資源和特殊的地理位置，在經濟發展和國防軍事上具有著獨一無二的戰略地位。進入21世紀以來，中國對南海地區珊瑚礁及海洋資源的開發已經進入了一個新階段，鈣質軟泥也稱珊瑚泥，是由細粒珊瑚碎屑組成的一種特殊淤泥狀海相軟土，d<0.075 mm的顆粒含量不小于總質量的50%，主要成分與鈣質砂相似，碳酸鈣含量高達90%以上，其作為吹填土的一部分存在于吹填島礁工程建設中[1-2]。鈣質軟泥作為一種海洋土，長期處于飽和狀態，鈣質軟泥的滲透性對島礁工程的建設有著極其重要的影響。

滲透性是鈣質軟泥的重要工程特性之一，在地基排水固結、堤壩滲漏、滲透破壞以及地下水的形成等問題上發揮著主要作用。對于土體的滲透性，學者們已經做了大量的研究工作。Darcy在對飽和砂土進行過多次試驗后揭示了飽和土中水的滲流速度與水力坡降之間的線性關系，也為水在土體中的滲流規律研究打下了堅實的基礎[3-4]。Miller等[5]通過對水在粘土中滲流的研究，提出了粘土中水流的閾值梯度的概念。徐家海[6]通過理論推導歸納了4種黏土中液體滲流的滲透速度-水力梯度關系。王江峰等[7]研究了飽和軟土固結系數隨其應力歷史的變化，提出土體滲透性能會受到其固結歷史的影響。王剛等[8]對壓實黏土進行了三軸壓縮過程中的滲透試驗，并發現壓縮過程中黏土的滲透系數變化趨勢與其壓實度和施加的圍壓有關。Samarasinghe等[9]將針對砂土的滲透系數表達式做了進一步推廣，提出了適用于一般正常固結黏土的非線性滲透模型。Tavenas等[10]使用三軸試驗方法測定軟黏土的滲透性，并分析得到了一種簡易滲透模型，在工程中被廣泛使用[11]。房營光等[12]將適用于多孔介質滲流的K-C方程中的比表面積做了進一步修正，使之適用于預測黏土的滲透規律。黎志輝等[13]研究了飽和軟黏土在不同固結壓力和不同滲透壓力下的滲透特性，并歸納了考慮初始孔隙比的滲透模型。謝康和等[14-15]、齊添[16]采用GDS高級固結儀對蕭山黏土進行了一維固結滲透聯合試驗，在總結了幾種常用的黏土非線性滲透模型后，提出了一種新的非線性滲透模型。盡管學者們在相關方面做了較詳盡的研究，但過去的研究主要針對陸源黏土。鑒于鈣質軟泥成分的特殊性、所處地質環境的復雜性，以及現場試驗條件的限制，鈣質軟泥的滲透特性研究尚未見報道。

筆者采用GDSPERM全自動環境巖土滲透試驗系統對南海鈣質軟泥進行了系列固結滲透聯合試驗，重點探究了土樣的初始孔隙比、孔隙比、固結歷史、固結壓力與水頭差對鈣質軟泥滲透特性的影響規律，并分析各類非線性滲透模型對鈣質軟泥的適用性。

1 鈣質軟泥的基本性質

采用的試驗材料取自南海某島礁(見圖1)，依照《土工試驗方法標準(GB/T 50123—1999)》對土樣先后進行了含水率、密度、土粒比重、界限含水率及擊實試驗，其中，含水率和密度試驗采用天然土樣，其余試驗采用重塑土樣，測得的基本物性指標如表1所示。采用激光粒度技術對鈣質軟泥進行顆粒分析試驗，得到顆分曲線如圖2所示。對鈣質軟泥土樣進行場發射掃描電鏡(SEM)試驗得到了其天然狀態下的電子顯微鏡照片如圖3所示。

圖1 南海某島礁吹填現場的鈣質軟泥Fig.1 Calcareous clay from a flood filling site on an reef in the South China

表1 鈣質軟泥的基本物理性質指標Table 1 Basic physical properties of calcareous clay

圖2 鈣質軟泥的粒徑分布累積曲線Fig.2 Cumulative-size distribution curves of calcareous

圖3 鈣質軟泥微觀形態掃描電鏡圖Fig.3 SEM images of micro-morphology of calcareous

由圖2可見，鈣質軟泥粒徑小于0.075 mm的顆粒占比大于70%，其中粉粒含量約占65%，黏粒含量約占5%，其塑性指數在10～17之間，可定義為粉質黏土。鈣質軟泥的天然含水率大于液限，是由于其所處的海洋環境，天然存在狀態為淤泥狀。珊瑚泥的主要成分為碳酸鈣，比重比碳酸鈣密度(2.93)略小。其不均勻系數不小于5，曲率系數在1～3之間，說明此珊瑚泥土樣級配良好。鈣質軟泥顆粒形態主要為片狀及堆疊形成的板塊狀，顆粒表面附著有大量不規則的團聚體，這種顆粒形態與其作為生物分泌碎屑的產生方式有關，且導致了鈣質軟泥顆粒排列無法形成穩定的土骨架，內部孔隙較多，但孔隙分布不均勻，使其滲透性能相較于其他陸源土體具有一定的特殊性。

2 鈣質軟泥滲透試驗方法

為了研究鈣質軟泥的滲透系數隨孔隙比、固結壓力以及水頭的變化規律，使用GDSPERM全自動環境巖土滲透試驗系統對重塑鈣質軟泥土樣進行系列固結滲透聯合試驗，分別控制不同變量，測定土樣在特定試驗條件下的滲透系數。

2.1 試驗設備

圖4為GDSPERM全自動環境巖土滲透試驗系統。與常規的滲透試驗儀器相比，GDSPERM可以對試樣不同圍壓及不同的應力路徑測定土樣在特定受力條件下的滲透系數，更加直觀地模擬工程實際，且對于鈣質軟泥這種滲透性能較差、試驗周期較長的土體，整體系統在試驗過程中均處于一個相對密封的環境下，避免因水分蒸發、流失而造成的試驗誤差；與常規的固結儀器相比，對于鈣質軟泥類具有非線性滲透特定的軟黏土，GDSPERM根據定義自動計算滲透系數，有效避免了固結試驗根據太沙基一維固結理論反推滲透系數須假定土體滲透系數不變的邏輯錯誤，且三軸滲透試驗允許土樣進行三維等壓固結，對于長期處于海洋環境的飽和鈣質軟泥來說，相較于一維固結試驗更接近工程實際。

圖4 GDSPERM全自動環境巖土滲透試驗系統Fig.4 GDSPERM automatic environmental rock and

2.2 試驗方法與內容

采用GDSPERM全自動環境巖土滲透試驗系統對直徑為39.1 mm、高度為80 mm的標準滲透鈣質軟泥土樣進行系列固結滲透聯合試驗。試驗分為5個控制不同變量的試驗組，控制的變量分別為是否固結、滲透液中NaCl含量、初始孔隙比、固結壓力和滲透壓差也即水頭差。由于土樣從固結階段進入滲透階段時圍壓保持不變，因此，在進行不固結滲透試驗時，也應設置與對照組相同的滲透圍壓。試驗變量參數設置如表2所示，其中“/”表示該變量下的階梯設置，試樣編號與參數設置一一對應。鈣質軟泥的天然孔隙比經計算為1.03，為了保證與實際工程狀態相接近，在改變其他變量時，均將土樣的初始孔隙比控制為1.0；而在設置不同濃度的NaCl溶液時，采用的是與海水鹽度單位相同的質量百分數(即溶質質量/溶液質量×100%)進行配比。

表2 試驗變量參數設置Table 2 Parament setting of experimental variables

3 試驗結果分析

試驗可分為3個階段：飽和階段、固結階段和滲透階段。在飽和階段時，當檢測到試樣B值(孔隙水壓力增量與周圍壓力增量之比)大于0.98時，可認為試樣完全飽和并進入固結階段。在固結階段中，當試樣內部孔壓消散至與施加的反壓相等且試樣體積穩定，不再變化時，可認為試樣固結完畢并進入滲透階段。滲透階段的滲透系數是由GDSPERM系統自動計算得出并實時反映，其原理是根據定壓和底壓控制器在一個單位記錄時間內(10 s)的體積變化(也即土樣的滲流量ΔQ)計算得到，該計算方法利用了達西定律以及微分思想(認為土樣的滲透系數在微小的單位時間內是不變的)。當試驗滿足上述所有條件時才可認為試驗成功。所有試驗結果如表3所示，其中，土樣孔隙比的變化是考慮了土樣在固結階段的體積變化計算得到，也即土樣在進入滲透階段的實際孔隙比，用e′表示。從表中可以看出，鈣質軟泥的滲透系數均保持在10-6～10-7cm/s之間，與常見軟黏土相似。

表3 室內滲透試驗結果Table 3 Permeability of the calcareous clay determined with GDSPERM system

續表3

3.1 水力梯度及固結歷史對鈣質軟泥滲透性的影響

表3中，CC-03、CC-04兩組試驗數據可反映鈣質軟泥在固結與不固結兩種條件下水力梯度的變化對其滲透過程的影響，為減少因不同試樣結構性不一致對試驗結果造成的影響，這兩組試驗的試驗結果均為對一個試樣由小到大依次施加系列滲透壓差進行滲透所得到，同時，對其每一個滲透階段的孔隙比變化進行監測，監測結果如圖5，其中，用Δp=0來代表固結階段。

圖5 各滲透壓差下試樣的孔隙比變化Fig.5 Variation of the void ratio of the sample under

從圖5可以看出，固結試驗與不固結試驗最大的區別在于固結試驗試樣的主要孔隙比變化發生在固結階段，從1.00下降至0.93，而不固結試驗試樣的主要孔隙比變化發生在最開始的滲透階段，即Δp=20 kPa的階段，可認為此時土樣的固結與滲透在同時進行，只是該階段的不固結試驗比固結試驗耗時要長。但每一個階段滲透達到穩定后，兩組試樣的孔隙比均維持在0.94～0.95，可認為兩組試驗在同一孔隙比條件下完成滲流，試驗結果具有可比性。經試驗數據推算得到兩組試驗的滲流速度v-水力梯度i關系如圖6所示。

圖6 滲流速度-水力梯度曲線Fig.6 Relationship curves between seepage velocity

從圖6中可以看出，無論是固結還是不固結試驗，兩組數據均可用一條不經過原點的直線很好地擬合，兩組試驗共同證明了鈣質軟泥滲流存在明顯的初始水力梯度i0，其值約在5～10之間。當i>i0時，鈣質軟泥仍將按照線性滲透規律進行，水力梯度的改變基本不會對其滲透系數造成影響。這與Miller等[5]提出的v=k(i-i0)黏土滲流模型相似。

對比兩組數據可以發現，在孔隙比基本一致的情況下，試樣在固結后進行的滲透試驗所測得的滲透系數大于不固結試驗組。這主要是因為鈣質軟泥土顆粒較細，粒徑小于0.075 mm的顆粒占70%以上，未經過固結的土樣不能形成穩定的土骨架和孔隙結構，施加滲透壓差后，水流更易帶走土中細顆粒，造成滲流通道的堵塞，因此，盡管滲透穩定后能達到跟固結后土樣相同的孔隙比，但孔隙結構遭到破壞，導致不固結試驗的滲流速度相對較慢，滲透系數較小。

3.2 固結壓力對鈣質軟泥滲透性的影響

表3中CC-02試驗組數據可反映鈣質軟泥在不同固結壓力下的滲透規律，為控制變量，該組試驗采用相同初始孔隙比e0=1.0的鈣質軟泥土樣，在不同固結壓力下進行固結，最后在相同的滲透壓差下滲透，得到試驗結果。土樣在不同固結壓力下固結后的孔隙比變化如圖7所示。

圖7 孔隙比隨固結壓力的變化Fig.7 Variation of void ratio with consolidation

由圖7可見，鈣質軟泥的孔隙比隨固結壓力的增大而減小，減小的趨勢隨固結壓力的增大而逐漸趨于平緩，擬合曲線與一般陸源黏土的e-p曲線形狀相類似。在不同固結壓力下固結后進行滲透，鈣質軟泥的滲透系數隨固結壓力的變化如圖8所示。

圖8 滲透系數隨固結壓力的變化Fig.8 Variation of permeability coefficient with

由圖8可以看出，鈣質軟泥的滲透系數隨固結壓力的增大而減小，但減小的幅度并不大，基本保持在同一數量級以內。滲透系數減小的主要原因為飽和土體受力固結，排水的同時也損失了孔隙體積，致使土體內部有效滲流通道進一步減少或被擠壓，滲透性能減弱。但滲透性能的變化不明顯也能從側面說明天然孔隙比e≈1.0是鈣質軟泥經長時間自重固結后達到的狀態，土體的孔隙結構基本穩定，因此，滲透性能不會發生較大變化。

圖9反映的是鈣質軟泥土樣在不同固結壓力下滲透系數隨時間的變化規律，總體規律基本是在施加滲透壓差后，土樣突然受擾動，起始滲透系數較大，隨后結構逐漸穩定，滲透系數逐漸下降并趨于平穩。從圖9中可以看出，固結壓力越大時，起始滲透系數越大，這是因為，在不同的固結圍壓下，施加相同的水頭差所需要的力不同，在圍壓越大的情況下，所施加的力越大，對土體的擾動就越大，因此，起始滲透系數就越大；當固結壓力越大時，滲透系數達到穩定所需要的時間就越長，盡管經過固結后的土樣能在開始滲透的1 h內基本達到穩定，但在固結圍壓與水頭差的作用下，固結圍壓越大，土體就越容易在滲透時發生微小變形(類似于土體蠕變)，因此，滲透系數就越難達到穩定。

圖9 各固結壓力下滲透系數隨時間的變化Fig.9 Variation of permeability coefficient with time under each consolidation

3.3 孔隙比對鈣質軟泥滲透性的影響

表3中CC-01試驗組數據可反映不同初始孔隙比的鈣質軟泥在相同條件下的滲透規律，為了防止固結過程中土樣的孔隙比變化對試驗規律造成的干擾，在進入滲透階段時，再次測定了土樣的實際孔隙比。鈣質軟泥的滲透系數隨孔隙比的變化規律見圖10。

圖10 滲透系數隨孔隙比的變化Fig.10 Variation of permeability coefficient with void

從圖10中可以看到，隨著孔隙比的增大，鈣質軟泥的滲透系數也逐漸增大，但增大趨勢在逐漸減小，由于土樣的孔隙比越大，土體內部能夠形成的有效滲流通道就越多，橫斷面上的有效面積就越大，在相同的滲透壓差下，水流的滲透速度越快，滲透系數就越大。為了更好地預測鈣質軟泥的滲透規律，選用工程中常見的適用于黏土的非線性滲透模型：lg[kv(1+e)]-lge模型對試驗數據進行回歸擬合。

lg[kv(1+e)]-lge滲透模型是由Samarasinghe等在研究正常固結土的滲透和固結特性時，將Taylor總結的針對砂土的滲透系數表達式做了進一步推廣，提出的適用于一般正常固結黏土的非線性滲透模型[17-18]。

(1)

也即lg[kv(1+e)]=lgC+nlge。式中：C為反映土體性質的參照滲透系數；n為土體材料參數。

滲透模型的擬合結果見圖11。

圖11 試驗數據擬合結果Fig.11 Results of experimental data fitting for

由圖11可知，該滲透模型能很好地擬合鈣質軟泥的滲透性能，相關系數R為0.96。由于鈣質軟泥中黏粒含量較低，僅為5%左右，且主要成分為碳酸鈣，沒有足夠的黏土礦物成分，黏聚性不強，所以，作為細粒土的一種，在滲透性能上會更偏向于砂土，因此，lg[kv(1+e)]-lge滲透模型具有較好的擬合效果，為適用于鈣質軟泥的最優非線性滲透模型。

3.4 孔隙液離子濃度對鈣質軟泥滲透性的影響

相同初始狀態的鈣質軟泥在不同NaCl濃度的孔隙液下的滲透規律如圖12所示。總體上，鈣質軟泥的滲透系數隨孔隙液中NaCl濃度的增大呈非線性減小趨勢，并且趨勢明顯，減小幅度在一個數量級之內，與一般陸源黏土呈現出相反的趨勢[19-20]。為進一步探究出現這種現象的原因，對滲透過程中進、出水口的孔隙液取樣，測檢其中主要陽離子濃度，以反映滲透前后孔隙液中離子濃度的變化情況。測檢結果見圖13。

圖12 滲透系數隨孔隙液NaCl濃度的變化Fig.12 Variation of permeability coefficient with NaCl

圖13 滲透前后孔隙液中各離子濃度Fig.13 Concentration of each ion in pore solution before

由圖13可知，滲透前后孔隙液中的陽離子濃度均有一定程度減少，而Ca離子在去離子水滲透中的增大是低濃度溶液攜帶部分細小鈣質軟泥滲出所致。滲透前后孔隙液中陽離子濃度減小的現象可以用Gouy-Chapman的擴散雙電層理論進行合理解釋[21]。土顆粒表面帶有負電荷，在滲透過程中吸附孔隙液中的陽離子形成離子擴散雙電層，極性水分子受到微電場影響，定向排列形成結合水膜，從而進一步減小了土顆粒間有效孔隙的面積，使自由水流動的粘滯阻力增大，滲透性減小。從圖14可以看出，滲透前后孔隙液中主要離子Na+的損失量基本上隨著NaCl濃度的增大而增大，說明隨著孔隙液離子濃度的增大，鈣質軟泥土體在滲透過程中吸附了越多的陽離子，形成的結合水膜厚度增加，展現出更強的粘滯流動阻力，因此，鈣質軟泥的滲透系數隨孔隙液離子濃度的增大而減小。

圖14 滲透前后Na+濃度的損失量隨孔隙液NaCl濃度的變化Fig.14 Variation of loss of Na+ concentration before and after permeation with NaCl solution

4 結論

采用GDSPERM全自動環境巖土滲透試驗系統對取自南海某島礁的鈣質軟泥進行系列固結滲透聯合試驗，整理分析了孔隙比、固結歷史、固結壓力以及水力梯度對鈣質軟泥滲透特性的影響規律，得到如下結論：

1)鈣質軟泥的滲透系數基本不隨水力梯度的變化而變化，其滲流速度與水頭差之間的v-i關系呈一條不經過原點的直線，滲透系數保持在10-6數量級上，存在明顯的初始水力梯度。

2)與固結試驗得到的滲透系數相比，在保證孔隙比相同的條件下，不固結試驗得到的滲透系數更低，其原因為不固結試驗未形成穩定土體結構，滲流孔隙通道易發生堵塞。

3)隨著固結壓力的增大，鈣質軟泥的孔隙比呈非線性減小，其滲透系數也相應減小，但總體減小幅度不大，變化范圍在一個數量級以內；且固結壓力越大，起始滲透系數就越大，最終達到穩定所需的時間就越長。

4)隨著孔隙比的增大，鈣質軟泥的滲透系數也逐漸增大，兩者呈非線性關系；分析發現lg[kv(1+e)]-lge模型適用范圍接近土體特性，線性化明顯，擬合效果好，為適用于鈣質軟泥的較優非線性滲透模型。

5)鈣質軟泥的滲透系數隨滲透液NaCl濃度的增大而減小，且滲透前后滲透液中的陽離子明顯減小，主要是土體在滲透時吸附陽離子形成擴散雙電層阻礙自由水流動所致。