堆场淤泥不排水强度特性研究

梅 岭，朱 杰，王南江，孙运良

(1.江苏科技大学 土木工程与建筑学院，江苏 镇江 212003； 2.淮委治淮工程建设管理局，安徽 蚌埠 233000；3.青岛公安消防支队黄岛区大队，山东 青岛 266000)

河流清淤、航道扩宽、港口建设、围海造地等各种工程建设中都会产生大量的疏浚淤泥。据不完全统计，我国每年产生的疏浚淤泥达数亿立方米[1]。预计至2015年，长江、黄河、海河、辽河、淮河等江河湖库泥沙的淤积量会超过1.4×1011m3，沿海港口的疏浚量将在(5～7)×1010m3[2]。另一方面，随着城市加速发展，高速公路、高铁、港口、码头、市政等建设不断增多，对土地资源需求急速增加，土地资源匮乏越来越成为限制城市发展的瓶颈。将疏浚淤泥作为填料进行吹填造地，既能解决疏浚淤泥处置难的问题，又能有效缓解城市建设中缺乏土地资源的问题，具有良好的经济效益和应用前景。

我国主要采用绞吸、耙吸等水力方式进行疏浚，产生的吹填淤泥具有高含水率、渗透性差、低有效应力等特点，这些新近吹填淤泥在堆场中通过自重沉积固结并处于低有效应力状态。目前已有相关学者对堆场淤泥完全重塑状态下不排水强度特性做了大量研究[3-5]，但吹填淤泥在堆场中一般自重沉积时间相对较长，仅对完全重塑状态下的淤泥不排水强度研究尚不足够，且淤泥在堆场中沉积不同时间后的物理力学性状皆有差异，对此尚不明确。

因此笔者基于室内模型试验，模拟吹填淤泥在自然条件下沉积过程，研究了淤泥不排水剪切强度随沉积时间、沉积高度、有效应力及含水率的变化关系。

1 试验方案

1.1 试验土样

试验选用盐城某工程疏浚淤泥，对所选土样进行室内基本土性试验，获得其基本物理力学性质特征(表1)，其中液塑限采用联合液塑限仪测定，比重采用比重瓶法测得，淤泥颗粒级配采用密度计法测定，所得塑性分布曲线如图1。

表1 土样基本物理力学指标Table 1 Basic physical and mechanical index of soil samples

图1 塑性图Fig. 1 Plastic diagram

1.2 试验方法

1.2.1 沉降柱试验

实验采用3个直径为12 mm，高度为50 cm的亚克力透明圆柱，沉降圆柱外侧均贴有刻度尺，如图2(a)。

图2 试验仪器Fig. 2 Test instrument

实验所用淤泥土样为4倍液限含水率，由于初始含水率很高，搅拌完成的淤泥土样会很快发生沉降，这会导致不同沉降柱中淤泥土样的含水率不一致，为避免这一情况，装样过程需持续进行搅拌，同时尽可能在短时间内完成装样。装样完成后记录下液面初始刻度，每隔一段时间观察泥面位置并记录此时刻度，以此得到泥浆沉降规律。沉积时间设定为60、90、180 d，达到设定天数即开始进行强度测试。

1.2.2 强度试验

文中淤泥土样含水率较高，常规强度测试方法(如三轴仪试验、直剪实验、无侧限抗压试验等)并不适用[6-7]。基于这一情况，国内外学者提出多种可靠的试验方法用以测试淤泥强度，有旋转黏度计法、平板贯入法、新型落锥法、微型十字板法等。由于沉降柱中淤泥土样需要分层进行强度测试，上述方法中只有微型十字板法较为合适，其他方法对土样扰动较大，故笔者采用微型十字板剪切仪进行强度测试。

本实验所用十字板剪切仪器如图2(b)、(c)。该仪器主要由两部分构成，即控制器和剪切主机。其主要部件有步进电机、十字板、扭矩传感器、控制器等。控制器是实验过程中用以控制十字板头转动速率及实时输出扭矩的装置，试验过程中转角和扭矩可通过控制器面板显示器直接读出。十字板直径为40 mm，高度为80 mm，由厚度为2 mm的不锈钢制作，十字板测杆直径为4 mm。十字板剪切速率可在0.1～10(°)/s之间调整。本仪器试验过程中采用的剪切速率为60(°)/min。十字板剪切仪的剪切强度最小分度值为1Pa，最大剪切强度为6 kPa。

文中按高度将沉降柱中土样分为4层进行剪切，沉降柱最底端为起始高度零点。将十字板头垂直插入土样中并固定，通过调节螺母调整十字板头在土样中的高度，各层上下间距留1 cm以上以避免相互影响。设定剪切速率为1(°)/s，并将扭矩清零，启动步进电机带动十字板旋转，面板显示屏显示数字分别为十字板扭转角度和实时扭矩，一般峰值强度保证在1 min内出现为宜，显示屏显示扭矩读数稳定后即可停止试验。对每层土样取2～3个位置进行剪切，防止试验时人为因素导致剪切强度出现误差。

需注意的是：剪切试验之前，用注射器将沉降柱中淤泥表层浮水抽干净，以防剪切过程中水份随剪切测杆流到所在剪切层，影响该层土样含水率。

2 实验结果分析

各沉降柱中淤泥土样s-lgt时程曲线如图3。由图3可看出：60、90、180 d这3条沉积曲线相互叠合。XU Guizhong等[8]通过试验研究发现：自重沉积曲线可分为两类，① 第1类型：当泥面下降速度很慢，看不到明显变化，该类型发生在初始含水率相对较低情况，土颗粒间相互接触并传递有效应力，直接进入固结状态，固结曲线呈反“S”型；② 第2类型：当初始含水率极高条件下，泥面由快速下降进入到缓慢下降过程，土颗粒先经过相互碰撞形成絮体，絮体之间再进一步结合成大絮团，并逐步传递有效应力进入固结状态。

图3中：沉积曲线呈反“S”型，且含水率相对较低，与XU Guizhong等[8]所提出的第1类型一致，笔者即认为这3组沉降柱试样直接进入了固结状态。固结曲线被A、B两个拐点分为3个阶段：在初始阶段沉降，曲线保持平稳，下降速率较为缓慢且持续时间很短；在中间阶段，淤泥土样表面迅速下降，下降速率较大且恒定，s-lgt曲线近似一条直线；最后阶段时，沉降曲线以较低平稳速度继续下降。根据时间对数法[9]可知，拐点B可当作主固结完成的标志。图3中，60 d沉降曲线接近B拐点，即将完成固结；90、180 d沉降曲线则完全固结。

图3 s-lg t时程曲线Fig. 3 s-lg t time history curves

2.1 不排水强度随高度变化规律

图4为沉积不同时间，不排水强度随高度变化关系曲线。由图4可看出：60、90、180 d不排水强度随高度变化规律趋势一致，在高度27～10 cm处，不排水强度随高度减小而明显增加，不排水强度增长量均在100 Pa左右，同时60、90、180 d这3条曲线近似呈平行线关系。当高度小于10 cm时，不排水强度随高度变化不明显，强度增长量均小于100 Pa，这3条曲线仍近似呈相互平行关系。WANG Liang等[10]认为，在孔隙水压力完全消散之前，强度增长速率较快，孔隙水压力完全消散后，不排水强度增长量很小。图6中，以高度10 cm为拐点，沉降柱高度10 cm以上的土样不排水强度增幅较大，高度10 cm以下的不排水强度随高度变化不大，其原因可能是以10 cm为临界点，10 cm以下土样孔隙水压力几乎完全消散，而10 cm以上土样孔隙水压力仍较大。

图4 不排水强度随高度变化关系Fig. 4 Relationship between undrained strength and height

2.2 不排水强度随沉积时间变化规律

图5为沉降柱中不同高度处不排水强度随自沉时间的变化关系。图5中：各沉降柱同一高度处淤泥土样的不排水强度随时间增加而增大，沉降柱27、19 cm处，即沉降柱中上部淤泥土样180 d不排水强度较60 d不排水强度增长较多，不排水强度增长量均超过50 Pa；而沉降柱中下部淤泥土样的不排水强度增量则稍小，增长量均未超过25 Pa。

笔者分析认为，位于沉降柱内下部淤泥土样受到该层自身重力及上部淤泥土样的重力，经过60 d的自重沉积后，下部淤泥土样颗粒间结合更为紧密；而上部土样仅受到自身重力作用，土颗粒间接触较为稀松，因此下部淤泥土样沉积到60 d时不排水强度远大于沉降柱内中上部60 d不排水强度。随着沉积时间增长，下部淤泥土样土颗粒之间因已经结合得较为紧密，在自重及上部土样重力不变条件下，土颗粒间进一步结合空间有限，使得不排水强度增加不明显，而上部土样土颗粒间孔隙在自重沉积60 d后仍较大，随着时间增加，土颗粒间孔隙能进一步压缩。图7中，沉降柱内4、11 cm处土样不排水强度远高于19、27 cm处，但不排水强度增幅小于19、27 cm处。

图5 不排水强度随沉积时间变化关系Fig. 5 Relationship between undrained strength and deposition time

2.3 不排水强度随有效应力变化规律

已知90、180 d土样已固结，为具体分析60 d沉降柱中淤泥土样沉积情况，笔者绘制了图6所示的固结度曲线(60 d时间平方根法求解t90固结试验曲线)。

图6 时间平方根法t90曲线Fig. 6 Time square root method of t90 curve

图6中：当淤泥土样沉积到60 d时，其固结情况接近固结度的90%，对于精确度要求相对不高的工程而言，此时孔隙水压力可认为0，以计算有效应力。

某一深度处有效应力计算[11]如式(1)：

(1)

式中：γbi为浮容重；hi为第i层土样厚度；有效应力为该层上部各层有效应力总和；此时孔隙水压力按均按0计算。

式(1)中浮容重γbi可通过式(2)计算：

γbi=γw(G-1)/(1+Gw)

(2)

式中：G为盐城土样比重；γw为水的容重。

不同沉积时间，不排水强度随有效应力关系曲线如图7。

图7 不排水强度随有效应力变化关系Fig. 7 Relationship between undrained strength and effective stress

图7中：不排水强度随有效应力增大而增加，在相同有效应力条件下，剪切强度随之增加。D.A.ZREIK等[12]认为，在同一个沉积层内，剪切强度主要受有效应力影响，含水率影响只是次要因素，但含水率可直接测得。为验证其研究有效性，R.S.DIMITROVA等[13]做了相关试验并绘制了有效应力-剪切强度、含水率-剪切强度曲线，通过对二阶多项式曲线拟合发现，有效应力与剪切强度相关性仅为0.84，而含水率与有效应力相关性达到0.97。

一般情况下认为，有效应力与不排水强度关系曲线呈一条直线。R.S.DIMITROVA等[13]通过实验得到二阶多项式为一条上凹下凸曲线，而笔者试验所绘制曲线为上凸下凹曲线。在有效应力2 500 Pa左右时，不同沉积时间曲线均出现拐点；有效应力低于2 500 Pa时，剪切强度增长速度较快；有效应力高于2 500 Pa时，剪切强度增长量很小。WANG Liang等[10]试验所得结论与笔者类似，当初始含水率为6wL时，有效应力-剪切强度不排水强度曲线也呈上凸下凹状；当初始含水率为12wL时，有效应力-剪切强度曲线则呈一条斜直线。笔者认为：造成这一现象原因可能是受初始含水率影响，初始含水率较高时，不排水强度-有效应力曲线趋于一条直线；初始含水率较低时，不排水强度-有效应力曲线为下凹二次项曲线。

2.4 不排水强度随含水率变化规律

为进一步研究含水率对于不排水剪强度影响，笔者以含水率为横坐标，不排水强度为纵坐标绘制w-τ曲线，如图8。

图8 不排水强度随含水率变化关系Fig. 8 Relationship between undrained strength and water content

由图8知：淤泥土样不排水强度随着含水率减小而增加。当含水率相同时，90 d沉积土样不排水强度小于180 d，但大于60 d的不排水强度。相同含水率下，不排水强度随着沉积时间增加而增大。一般而言，同种土样含水率相同时不排水强度也相同，而图8结果与此并不一致。分析认为，这可能是由于随着时间增加，黏土颗粒之间化学胶结作用加强，不排水强度增量来自于土颗粒之间胶结作用。

为获得吹填淤泥不排水强度的预测方法，HONG Zhenshun等[14]收集了世界各地共115种吹填淤泥不排水强度数据，这些数据通过平板贯入法、落锥法等多种试验方法获得的，试验土样液限范围在25%～412%之间。通过分析后提出：以归一化含水率(含水率与液限的比值)作为归一化参数，对收集到的不排水强度数据进行归一化处理，并分别获得液限小于150%和大于150%吹填淤泥的不排水强度归一化公式。吉峰等[15]和徐桂中[16]分别通过实验验证了该公式可行性。

为此，将文中所得试验数据与文献[14]不排水强度预测公式进行比较，如图9。

图9 试验值与现有预测公式比较Fig. 9 Comparison between experimental results and currentprediction formulas

经过对比发现，图9中：笔者的试验值位于HONG Zhenshun等[14]预测公式的右上方，即在含水率相同条件下，文中试验所测得不排水强度远大于预测公式计算值。分析认为，不同土性重塑土样均能基于归一化含水率进行归一，同时满足文献[14]所提出的不排水强度预测公式。其原因为：完全重塑土样中土颗粒之间粘聚力遭到破坏，不排水强度主要来源于土颗粒之间摩擦力，且与含水率相关。而文中土样经过不同时间沉积后，首先存在有效应力影响，其次淤泥土颗粒之间由于化学胶结作用存在粘聚力，此时不排水强度不光受多种因素影响。因此，对堆场中淤泥不排水强度研究不能仅基于室内完全重塑土样相关试验，还需与现场实际情况相结合。

3 结 论

沉积时间、有效应力、沉积高度及含水率对淤泥不排水强度均有影响。不排水强度随沉积时间、有效应力增加而增长，沉积时间越长，有效应力越大时，不排水强度增幅逐渐趋缓。不不排水强度随沉积高度、含水率的增大而减小，沉积高度、含水率越低时，不排水强度增幅越小。

受初始含水率影响，文中试验所得不排水强度与有效应力关系曲线为一条上凹下凸曲线，与一般情况下不排水强度-有效应力线性关系不一致。

由于有效应力及黏聚力存在，文中沉积试验数据值远大于相关学者提出的不排水强度计算值。当含水率相同时，因化学胶结作用时间差异，产生黏聚力不同，化学胶结时间越久，黏聚力越大，导致180 d不排水强度大于90、60 d时的不排水强度值。

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