盐城港滨海港区高含水率淤泥水力渗透固结特性研究

严正春　孙浩　梁同好　王圣萍　徐桂中

摘要：随着沿海开发上升为国家战略，航道疏浚，港口、船闸建设，围海造地等工程建设活动日益增多，在这些工程中均会产生大量的疏浚淤泥。采用水力渗透固结法对盐城港滨海港区高含水率淤泥的压缩渗透特性开展研究，试验显示，水力渗透固结方法可以有效的测试滨海港高含水率淤泥压缩特性及渗透特性。试验结果表明，由于滨海港淤泥位于在塑性图中位于A线以下，属于粉质土，所以目前关于粘性淤泥的压缩特性及渗透特性的预测方法不适用于滨海港淤泥。在e-logσ坐标系中，滨海港淤泥的孔隙比随有效应力呈线性变化关系。在lge-lgk坐标系中，滨海港淤泥的渗透系数随孔隙比呈线性变化关系。最后，提出了滨海港淤泥的孔隙比～有效应力及渗透系数～孔隙比关系的定量化描述方法。

关键词：淤泥；压缩特性；渗透特性；液限

中图分类号：Tu 411.3

文献标志码：A

文章编号：1672-1098（2016）04-0033-06

随着沿海开发上升为国家战略，航道疏浚，港口、船闸建设，围海造地等工程建设活动日益增多，在这些工程中均会产生大量的疏浚淤泥。目前，这些新产生的淤泥一般被放入堆场放置或采用真空固结法处理后作为填土使用。因此，了解高含水率的固结特性，包括压缩特性及渗透特性，是有效预测疏浚淤泥固结过程的前提。盐城港滨海港区是江苏沿海开发“三极一带多节点”空间布局中的重要节点，内河疏港航道作为港口集疏运体系的重要组成部分，对滨海港区的发展具有重要作用。滨海港区疏港航道工程包括运盐河船闸和滨海船闸两座，区域内的1-2层为约7m厚的淤泥质粉质粘土，该层淤泥含水率高、液性指数达1.2以上，处于流动状态，强度极低，不能直接用作地基，需要进行疏浚清除。目前，技术人员提出将该层淤泥开挖后进行真空预压处理，并将处理后的土作为本工程中的填土使用，这样不仅可以解决该层淤泥无场地堆放的难题，还可以增加填料，降低工程成本。因此，了解该层淤泥的压缩特性是预测真空预压法处理该层淤泥效果的前提。

需要指出，传统的固结仪及渗透仪都无法运用于高含水率疏浚淤泥的固结特性的测试。为了研究高含水率淤泥的压缩特性，对传统的压缩仪进行改进，改进后的压缩仪的最小压力可以降低至0.5kPa。则采用自平衡装置设计出固结仪，该固结仪可以施加的最小压力为0.1kPa，同时可以进行渗透试验。但上述试验方法仍有一些缺点，首先，上述方法往往只使用于含水率小于2倍液限时的淤泥，对于含水率大于2被液限时的淤泥不适用；其次，上述试验方法测试时间长。为了克服上述方法的不足之处，提出了一种新的测试高含水率疏浚淤泥固结特性的方法——水力渗透固结法，该方法利用水的渗透力对淤泥进行加载，并在此过程中通过预先布置在泥浆中的高精度孔压计测试不同位置的孔压。根据泥浆固结后的孔压及泥浆含水率的分布规律可以计算获得疏浚淤泥在低有效应力下的孔隙比e～有效应力σ及渗透系数k-孔隙比e等本构关系。水力渗透法具有试验简单，可以对较高含水率时淤泥进行压缩渗透特性测试，测试时间较短等优点。

本文的目的在于通过自行研制的水力渗透固结仪对盐城港滨海港区产生的高含水率淤泥开展水力渗透固结试验，探讨盐城港滨海港区高含水率疏浚淤泥的固结特性，获得e～σ关系及k～e关系的评价方法。

1.试验方案

1.1土样介绍

本文试验所用的土样为取自于中国江苏滨海工业园区内疏浚淤泥堆场中的疏浚淤泥，这些淤泥产生于滨海港区运盐河船闸的施工过程中。表1为滨海港淤泥的基本物理指标，图1显示了滨海港淤泥在塑性图中的位置，由图1可知，滨海港淤泥在塑性图中位于A线以下，属于粉质淤泥。

1.2试验设备与方法

本次试验采用的水力渗透固结仪为由盐城工学院研制的水力渗透固结仪，该设备由土样室、孔压传感器、水头装置及数据采集装置等几部分组成。土样室为直径为14cm，高30cm，侧面布置了10个高精度的孔压计，孔压计的精度为10Pa。

为了尽量减少土样室侧面对淤泥沉降的影响，孔压传感器呈螺旋方式布置于土样室的侧面，相互间垂直距离为2.5cm。孔压计与采集器相连，并连接至电脑。为了能够对土样室中的土样施加渗透力，所以土样室与水头装置相连。图2为本次试验所用水力渗透固结仪土样室的实物图。

试验前，首先制备含水率为土样液限3倍的高含水率泥浆，将泥浆倒人土样室中，并对土样室中的泥浆施加0.8m高度的水头差，此时，水由泥浆的上表面经过泥浆渗透至下表面并排出。在水的渗透作用下，泥浆发生固结。试验过程中，记录泥浆的高度h和出水量Q。同时，采集不同时间时的孔压u。待泥面沉降趋于停止后，将土样室中的土样分层取出，并测试每层泥浆的平均含水率wm。在此之后，根据上述数据可以计算获得疏浚淤泥的孔隙比随有效应力及渗透系数随孔隙比的变化关系。

2.试验成果与分析

图3显示了泥浆沉降量随时间的变化关系，其中，空心圆显示的为s～T曲线，实心圆显示的为s—logT曲线。由图3中s～T曲线可知，在整个试验期间，沉降量随时问不断增加，而且沉降速率也有所变化。在试验开始后的前10000分钟内，泥浆沉降较快，沉降速率较大，累计沉降量达7cm。在此之后，泥浆沉降较小，在试验后10000-30000分钟内，泥浆的沉降速率迅速降低，累计沉降量也相对较小，沉降量由7cm仅增加到9cm。另外，由图3可知，s～logT曲线呈现反“s”型，当试验时间达到32 000分钟后，S～logT曲线趋于水平，表明此时泥浆的沉降趋于停止。根据土力学基本理论可知，s～logT曲线趋于水平标志着土样内部超静孔压基本消散，土样固结完成。由此可见，图3中所示本次试验达到30000分钟后，固结基本完成。

图4为半对数坐标系下，滨海港淤泥中孔压随时间的变化关系。由图4可知，泥浆中孔压随时间不断消散，在试验前10000分钟内，1号和2号位置处孔压均变化较大，3-10号位置孔压变化不明显。但在10000分钟之后，3-10号孔压随时间的变化逐渐减小，并在30000分钟趋于平稳，表明此时超静孑L压基本消散结束。另外，由图4可知，孔压消散完毕的时间随孔压计位置的增高而增加，底部1号孔压计超孔压消散结束的时间约为10000分钟，而顶部10号孔压计中超孔压消散完毕的时间约为30000分钟，这与图3中泥浆沉降基本稳定的时间基本一致。

图5为泥浆固结完成后，孔压随泥浆高度的变化规律，由图5可知，孔压随泥浆高度的增加而增加，在上部泥浆中，孔压随深度的变化较小，在泥浆下部，孔压随深度的变化较大。另外，由图5可知，孔压随高度呈良好的指数变化关系。

图6显示了试验过程中出水量随时间的变化规律，图6中显示，累计出水量随时间的增加而增加。但曲线的斜率逐渐变小，最终斜率保持不变，为一条直线。这表明，出水量随时间的增加而降低，最终出水量保持常量。分析认为，上述现象是由于，试验过程中，泥浆不断发生固结，孔隙比不断减小，所以泥浆的出水量也逐渐减小。但当泥浆固结完成后，泥浆的孔隙比不再减小，所以出水量随时间保持常速率，因此累计出水量曲线呈现直线。另外，单位出水量保持常数也表明泥浆固结基本稳定。

图7为滨海港高含水率淤泥低有效应力状态下的压缩曲线，图7中显示，低有效应力状态下淤泥在e～logσ坐标系中呈线性分布。分析认为，前人研究的疏浚淤泥在塑性图中位于A线以上，属于粘性土，而本次试验所用的滨海淤泥在塑性图中位于A线以下，属于粉土范畴，这可能是导致本次试验成果与前人研究差异的原因。另外，通过对本次试验获得的滨海高含水率淤泥获得的e～σ数据进行拟合，可以获得式（1），因此，式（1）可以描述滨海港淤泥的压缩特性。

通过自制的固结仪对初始含水率高达三倍液限的不同疏浚淤泥开展固结渗透试验，并采用相对孔隙比e/el（土样孔隙比e与土样液限时孔隙比el的比值）作为归一化参数对获得的不同液限疏浚淤泥的压缩曲线进行归一化处理，获得了归一化曲线，如式（2）所示。

图8显示了本次试验滨海港淤泥的归一化孔隙比e/el随有效应力的变化关系，同时式（2）描述的关系同样显示于图8中。图8中显示，滨海疏浚淤泥的归一化压缩曲线位于式（2）所示曲线的上方，表明式（2）并不能预测滨海疏浚淤泥的压缩曲线。

图9显示滨海港淤泥渗透系数随孔隙比的变化关系，其中。实心圆显示的e-logk曲线，空心圆显示的为loge-logk曲线。由图可知，在半对数坐标系中，e-logk曲线呈略微上凹的曲线。诸多学者在研究原状土的渗透特性时发现，粘性土的e-logk曲线的斜率ck约为土样初始孔隙比的0.5倍。研究发现，重塑淤泥的e-logk曲线的斜率ck与其孔隙比相关，介于0.3～0.7e之间。图10中显示了滨海淤泥e-logk曲线的斜率ck随孔隙比的变化关系，图中显示，滨海港土样的ck同样介于0.3-0.7倍液限之间。

另外，由图9可知，在双对数坐标系中，滨海港淤泥的渗透系数随孔隙比呈线性变化关系，可用式

图11为滨海淤泥渗透系数随相对孔隙比的变化关系，图11中显示，在相同的相对孔隙比下，滨海港淤泥的渗透系数介于式（4）和式（5）所示的渗透系数预测方法之间，并且三者的差异并随相对孔隙比的增加而增加。

4.结论

本文采用水力渗透固结法对盐城滨海港区产生的高含水率淤泥进行固结渗透试验，探讨滨海港区淤泥的e-σ关系和e～k关系，获得如下结论：

（1）水力渗透固结方法是一种合理有效的测试高含水率淤泥压缩特性及渗透特性的试验方法。

（2）由于滨海港淤泥位于在塑性图中位于A线以下，属于粉质土，所以目前关于粘性淤泥的压缩特性及渗透特性的预测方法不适用于滨海港淤泥。

（3）在e-logσ坐标系中，滨海港淤泥的孔隙比随有效应力呈线性变化关系，可采用式（1）进行描述。

（4）在1ge-lgk坐标系中，滨海港淤泥的渗透系数随孔隙比呈线性变化关系，可采用式（3）所示的关系进行描述。