镁质水泥固化淤泥一维压缩特性研究

2018-07-26饶春义朱剑锋庹秋水刘浩旭宁波大学建筑工程与环境学院浙江宁波315211

水文地质工程地质 2018年4期

饶春义，朱剑锋，庹秋水，刘浩旭(宁波大学建筑工程与环境学院，浙江宁波 315211)

在湖泊、江道、河道等疏浚工程及港口建设过程中都会产生大量的疏浚淤泥，由于其含水率高、孔隙比大、压缩性高、强度低，在工程建设中难以直接利用[1～3]。随着水泥固化剂的迅速发展，淤泥固化技术在工程中的应用越来越广泛，处理后的淤泥强度高，压缩性小，同时还对淤泥中的污染物具有包裹和稳定作用[4～9]。然而传统硅酸盐水泥在其生产过程中会产生大量的粉尘，而且消耗大量矿石燃料，其发展与资源、环境的不协调性的矛盾日益严峻，迫切需要寻找一种新型固化剂代替传统硅酸盐水泥。镁是全球重要资源型商品，具有节能、轻质、易回收等特性，镁质水泥在淤泥固化的研究中，已经取得了很多重要的研究成果[10～13]。

压缩性是土的重要力学性质之一，固化淤泥作为工程建设用土必须考虑其变形特性。丁建文等[14]通过压缩实验，研究了高含水率疏浚淤泥固化土的压缩性状，探讨了固化剂掺量、初始含水率和养护龄期对固化土压缩变形特性的影响。夏雄等[15]的固化淤泥的单向压缩试验表明：同一含水率下，淤泥随着水泥掺量的增加，试样压缩性减小。刘亚静[16]对纳米水泥土压缩特性进行研究，分析了不同的纳米材料及其掺量对水泥土变形的影响；王伟等[17]进行了不同掺入比的纳米MgO改性水泥土的一维固结试验，得到了水泥土的压缩量随纳米MgO的掺量的增加而呈现减小的趋势；王宏伟等[18]使用活性MgO对淤泥进行固化处理，进行一维固结压缩试验，发现活性MgO的掺入对改性固化淤泥土的压缩性有明显的改良作用。目前对氧化镁MgO、硫酸镁MgSO4按一定的配比制成的镁质水泥复合固化剂的研究较少，对其压缩特性的研究尚未展开。

本文使用镁质水泥复合固化剂对淤泥进行加固处理，养护到不同的龄期，探讨其压缩性变化，结合太沙基一维固结理论，提出符合镁质水泥固化淤泥力学性质的一维固结模型。

1 试验条件

1.1 试验材料

本次试验选用宁波②2-2层淤泥质黏土为试验用土，其工程性质指标见表1。土样经100～110 ℃的温度下烘干8～10 h，然后碾碎磨细，并过2 mm筛除去杂质，称取部分筛余的土样，试验拟采用新型镁质水泥作为固化剂，其主要材料为氧化镁(山东优索化工科技有限公司)、硫酸镁(天津博迪化工股份有限公司)、柠檬酸(国药集团化学试剂有限公司)、水溶剂。

表1 土样的工程指标Table 1 Engineering properties of soil

1.2 镁质水泥固化土的制备方法

镁质水泥固化剂是一种以不溶性碱式硫酸镁新型晶体为主要水化产物的新型胶凝材料，水泥的主要材料是氧化镁(MgO)、硫酸镁(MgSO4)、柠檬酸(C6H8O7·H2O)、水，配制步骤：用烧杯量取一定量的自来水，将称量好的柠檬酸、硫酸镁、氧化镁按先后顺序溶解于水中，不停搅拌至溶液均匀[19～20]。试验时，按设计好的配比称取土样、镁质水泥、水，控制湿土的含水率为60%，水泥质量与湿土的质量比为15%。本次试验的龄期设为3，5，7，11，14 d，每组4个试样，一共20个试样。考虑到固化土固化过程中体积的收缩，采用环刀制样养护过程中容易造成横截面和高度方向收缩，导致一维固结压缩试验有较大误差，所以采用直径为75 mm、高度为40 mm的圆柱体制样(图1)。鉴于镁质水泥是一种新型的气硬性胶凝材料[19～20]，将制备好的圆柱体试样置放在空气中养护到规定龄期后，用环刀(直径61.8 mm、高度20 mm)压入圆柱体试样中，削去多余部分土体，制作一维压缩固结的环刀试样。

图1 不同龄期下的固化土试样Fig.1 Solidified specimens at different ages

1.3 试验仪器和试验过程

试验采用WG-1B型三联中压固结仪(上虞市土木仪器有限公司制造)，压力量程为12.5～1 600 kPa/30 cm2，固结仪的百分表量程为0～10 mm，精确值为0.01 mm。为保证试样与仪器上下各部件之间接触良好，施加1 kPa的预压应力。每组龄期下4个试样进行平行试验。试验时，分别在0，25，50，100，200，400，800和1 600 kPa下进行加载，每级压力稳定时间为24 h[21]。

2 试验结果和初步分析

2.1 e-p关系曲线

图2是不同养护龄期下镁质水泥固化土的e-p关系曲线，从图2中可知，在荷载小于200 kPa时，镁质水泥固化土e-p曲线的下降阶段表现得很陡峭，即孔隙比下降值比较大；且养护龄期在3 d，5 d，7 d的固化土孔隙比下降速度明显大于11 d，14 d的固化土。在荷载等级大于200 kPa时，随着荷载等级的增加，曲线逐渐趋于平缓。

图2 不同龄期的固化土e-p关系曲线Fig.2 e-p curves of the solidified soil under different ages

2.2 压缩系数-龄期的关系

压缩系数a是表征土压缩性常用的指标之一，压力范围变化不大时，可以用e-p曲线的割线斜率表示水泥土的压缩性，割线斜率即为水泥土的压缩系数[22]。结果发现：与淤泥的压缩特性类似，随着荷载等级的增加，固化淤泥的压缩系数越来越小。表2为不同养护龄期下镁质水泥固化淤泥在各级压力下的a值。在实际工程中通常采用100～200 kPa压力范围内的压缩系数a1-2表示土的压缩性。经分析可知：随着养护龄期的增加，固化淤泥的压缩性呈减小的趋势，7 d时镁质水泥已在淤泥中水化反应生成水化产物，由于土颗粒较分散，此时产生的胶凝物质数量较少，不能完全充满土颗粒的微小孔隙；当龄期为14 d时，水泥水化产生的胶凝物质增多，颗粒间的孔隙大部分被胶凝材料填充，同时土颗粒被紧紧胶结在一起，形成较强的结构。因此，随着龄期的增长，固化淤泥的结构会随之越来越紧密，压缩系数越来越小。对压缩系数随龄期的变化规律进行拟合(图3)，得到如下关系式：

a(t)=a0(t+1)b，a0=7.07，b=-0.713

(1)

式中：a0——待固化土体(淤泥)的压缩系数；

b——考虑其他影响因素(如水泥掺量，含水量等)的参数。

表2 镁质水泥固化土的压缩系数Table 2 Compressibility coefficient of the magnesia cemented soil /MPa-1

图3 固化土a1-2随龄期变化规律Fig.3 a1-2 of the solidified soil under different ages

3 镁质水泥固化淤泥的一维固结模型

3.1 镁质水泥固化淤泥的一维固结模型推导

因固结过程中软土压缩系数变化不大，因此在太沙基一维固结理论的基本假设条件中，土体的压缩系数被假定为常数。然而在镁质水泥固化淤泥的固结过程中，压缩系数随时间变化较大，且存在类似式(1)函数关系式。固化淤泥一维固结示意图如图4所示，其中，固化淤泥深度为H，顶面是透水层，底面为不透水层，p0是施加在固化淤泥上的荷载，h是加压后的水头高度，在固化淤泥顶面以下z深度处取一微元体dx×dy×dz，q为单位时间内流过单位水平横截面积的水量。根据固结渗流的连续条件，微单元体在任意时间dt内的水量变化率等于同一时间该单元孔隙体积的变化率，为便于分析和求解，本文假定如下：

图4 固化淤泥一维固结示意图Fig.4 Diagram of 1D consolidation of cured soil

(1)土体是均质、各向同性和完全饱和的；

(2)土颗粒和孔隙水不可压缩；

(3)外荷载是瞬时施加的；

(4)土体只在垂直方向上发生渗流和压缩；

(5)土体的渗透系数k不变；

(6)任意时刻，土体变形(孔隙减小)是由孔隙被水泥水化产物填充和超静水压力消散共同作用引起；

(7)孔隙被水泥水化产物填充这一效应主要由压缩系数a(t)来反眏，且a(t)与时间t存在式(1)函数关系式。

参考太沙基一维固结理论，从而得到：

(2)

式中：e0——初始孔隙比；

u——孔隙压力/kPa；

k——渗透系数/(cm·s-1)；

γw——水的重度/(kN·m-3)。

初始条件和边界条件：

(3)

(4)

结合初始条件和边界条件，求解得：

(5)

由f′(t)+λ2y(t)f(t)=0得：

(6)

对方程(6)两边进行积分得：

(7)

结合(5)、(7)得到固化淤泥土的一维固结解为：

(8)

3.2 算例分析

模型计算的基本参数包括：镁质水泥固化淤泥的高度H=1 m，初始孔隙比为e0=1.7，渗透系数k=1.2×10-8cm/s，水的重度γw=10 kN/m3。在压力p0=100 kPa下顶面排水固结，分别用太沙基一维固结理论和本文镁质水泥固化淤泥一维固结理论进行计算固化淤泥土在不同深度处的孔压和固结度。

图5为采用太沙基一维固结理论和本文模型计算的不同深度(z/H=0.2，z/H=0.5，z/H=0.8)处的孔压随时间消散的关系图。由图5可知，不论是采用哪种固结理论计算，深度越浅，固化淤泥的孔压消散越快；深度越深，固化淤泥孔压消散的越慢。主要原因在于：固化淤泥顶面排水，深度越浅，排水路径越短，固化淤泥排水就越快，孔压消散的时间就大大减少。

图5 不同深度处固化淤泥的孔压-时间关系图Fig.5 Relationship between pore pressure of the solidified soil and time under different buried depths

另外，太沙基一维固结理论计算的固化淤泥孔压消散时间远大于本文模型计算的时间，这是因为：一方面，孔隙中部分水与镁质水泥复合固化剂发生水化反应生成水化产物而被消耗，颗粒间的孔隙被胶凝材料填充，部分水被排挤出孔隙。另一方面，在荷载作用下，土颗粒间的孔隙被压缩，孔隙中的水逐渐排出。因此，本文所计算的孔压消散速度远大于太沙基一维固结理论计算的结果。

图6是采用太沙基一维固结理论和本文模型计算的不同深度处的固结度随时间变化关系。两种计算模型的计算结果均表明：深度越浅固化淤泥固结越快，随着深度的增加固化淤泥固结越慢。在t=30 d时，采用本文固结模型计算固化淤泥的固结度达到已经达到了90%，而根据太沙基一维固结理论，达到这一固结度的时间约为290 d，主要原因在于太沙基固结理论中假定压缩系数为常数，不能考虑固化淤泥的孔隙比被水泥水化产物填充而减小这一特性，因此计算的固结时间远远大于本文固结模型的计算结果，由此可以看出本文镁质水泥固化淤泥一维固结理论能更好反映出固化淤泥的变形性能。

图6 不同深度处固化固化淤泥的固结度-时间关系图Fig.6 Relationship between consolidated degree of the solidified soil and time under different buried depths

实际工程中，通常需要等淤泥固化达到一定龄期后(根据经验约28 d甚至更长)才能进行加载，其原因是为了让淤泥充分固化从而确保工程具有充足的安全储备。更重要的是采用传统太沙基一维固结理论无法准确预测任一龄期下淤泥的固结程度。于是，本文计算了在不同养护龄期下(空气中养护1 d，7 d，14 d，21 d)加载100 kPa时任意深度处的固结度变化示意图(图7)。由图7易知：顶面排水条件下，在养护龄期为1 d时加载，0.4 m以下的深度处的固结度均为0，无法满足工程需要；随着养护龄期的增加，镁质水泥固化效应逐渐增强，土颗粒间的孔隙被水化反应物不断填充，龄期为14 d加载时整个土体的固结度显著增加，即使底部淤泥的固结度也达到了0.5以上。21 d加载时，整个土体的固结度达到了0.8以上，基本满足了工程需要。因此，本文镁质水泥固化淤泥的一维固结模型可以预测任意深度和龄期下的固化淤泥的固结度，对实际工程具有更好的指导意义。