长江口软土的压缩特性及围堤沉降预测分析

2019-09-20赵忠义秦爱芳

上海大学学报（自然科学版） 2019年4期

杨亮, 赵忠义, 秦爱芳

(1. 中交上海航道勘察设计研究院有限公司, 上海200120; 2. 上海大学土木工程系, 上海200444)

随着城市建设用地规模的不断扩大, 上海港面临着深水岸线及土地资源发展空间不足、南北大型港口不断崛起的问题, 严重制约了上海的发展. 为解决上海市在土地资源方面遇到的瓶颈, 目前利用圈围吹填技术, 为扩大上海土地资源储备及提前布局上海未来发展提供了新途径.

长江三角洲地区广泛分布着深厚的河相、三角洲相以及海相软弱黏土, 属第四系沉积物,沉积厚度最深处可达数百米[1]. 长江入海口集合了深水岸线、区位、可生土地等天然优势, 东面为东海深水区, 南侧为长江主航道, 北侧为北港航道, 该区域对上海市未来的战略发展重要性不言而喻[2]. 上海属于较为典型的软土地区, 对工程影响比较大的软土层主要为③层淤泥质粉质黏土(指上海市工程建设规范《岩土工程勘察规范》DGJ08—37—2012[3]中地基土层序号, 下同)及其下部的④层淤泥质黏土. 软土普遍具有含水量高、孔隙比大、压缩性高、强度低、受竖向荷载后沉降变形大、沉降持续时间长等特点. 上海地区软土从成因上大致可分为3 个区域: 上海市区典型软土、崇明岛区域软土及长江口软土, 因区域不同, 形成条件不同, 工程特性并不完全相同. 目前对于上海软土的研究主要集中于上海市区典型软土, 针对其他两种区域软土的工程特性研究较少. 因此, 对于即将开发利用的横沙东滩的长江口软土进行工程特性研究, 对于该区域港口围堤、道路桥梁等大型建筑工程开发建设具有十分重要的意义.

本工作通过对长江口某圈围工程地基原状土及重塑土进行一维固结、次固结试验, 研究长江口软土的固结、次固结特性, 分析适用于该区域软土的工后沉降预测方法, 研究成果可为长江口地区工程的开发建设提供沉降量、固结特性、次固结特性、次固结系数等方面的依据.

1 试验概况

1.1 试验方案

试验土样取自长江口某圈围工程, 取不同地点的③层淤泥质粉质黏土和④层淤泥质黏土原状土样及重塑土样进行试验. 土样物理性质指标如表1 所示. 切取高2 cm、横截面积30 cm2的土样在GJZ-2 型中压固结仪上采用分级加载的方式进行试验. 试验分为Ⅰ, Ⅱ两组: Ⅰ组为固结试验, 原状土, 在圈围区4 个相距较远位置钻孔取土, 每个孔同一土层取3 个土样进行对照试验, 共进行24 组试验, ③层、④层分别取4 个代表性土样进行分析; Ⅱ组为不同荷载下的次固结试验, 原状土、重塑土同一土层取2 个土样进行对照试验, 共进行8 组试验,③层、④层原状土、重塑土分别取1 个代表土样进行分析. 具体加载方案如表2 所示.

表1 长江口软土的物理性质指标Table 1 Physical parameters of soft clay in Yangtze River Estuary

表2 试验加载方案Table 2 Test loading scheme

2 试验结果

2.1 固结试验分析

对不同地点的土样进行固结试验,得到③层淤泥质粉质黏土和④层淤泥质黏土的e-lg p 固结试验曲线, 如图1 所示. 由图可知, 同一区域不同点位的淤泥质粉质黏土和淤泥质黏土均具有相似的固结特性. 曲线后半段斜率可以得到③层和④层土样的压缩指数CC分别为0.316～0.364 和0.300～0.313. 该结果在Mesri等[4]所得黏性土压缩指数范围内, 略大于武朝军等[5]所得③, ④层上海软土的压缩指数值, 即与上海市区软土相比, 长江口软土具有更高的压缩特性, 这主要是因为长江口软土沉积年代较近. 因此, 有必要对该区域软土进行进一步的研究.

图1 压缩试验曲线Fig.1 Curves of compression test

2.2 荷载对次固结系数的影响

为研究荷载对长江口软土次固结系数的影响, 对③层淤泥质粉质黏土和④层淤泥质黏土两个软黏土层进行次固结试验, 原状土和重塑土取深度为12.0～12.3 m 的③层淤泥质粉质黏土和28.0～28.3 m 的④层淤泥质黏土, 分别采用方案Ⅱ进行试验, 试验结果用e-lg t 关系整理,如图2 和3 所示.

图2 不同荷载下原状土次固结试验曲线Fig.2 Curves of secondary consolidation test of undisturbed clays under different loads

图3 不同荷载下重塑土次固结试验曲线Fig.3 Curves of secondary consolidation test of remolded clays under different loads

本工作采用文献[6]的公式计算次固结系数,

式中: Δe 为t1, t2时刻孔隙比差值; t1为主固结完成时间; t2为次固结完成时间.

图2 和3 表示两种原状土样及重塑土样在荷载作用下的次固结试验变形过程. 由图可以看出, 在每一级荷载作用下, 土样初始压缩时速度较快, 此时土体中孔隙水排出, 孔隙水压力逐渐减小, 有效应力逐渐增大, 这个阶段的沉降主要是主固结沉降. 当主固结完成后, 土体的沉降趋于缓慢, 土体压缩变形表现出随时间增大的现象, 该阶段的沉降称为次固结沉降. 这是由于在有效应力作用下, 土骨架的压缩及土颗粒表面的吸附水膜蠕变产生的.

各土样次固结系数值随荷载的变化如表3 所示. 由表可知, ③层原状土的次固结系数Cα最大值出现在100 kPa 附近, 为0.023 1; ④层原状土的次固结系数Cα最大值出现在200 kPa 附近, 为0.019 6. 可见, 当荷载达到先期固结压力附近时次固结系数达到最大值, 而重塑土的次固结系数变化不明显. 重塑土由于土骨架结构遭到破坏, 次固结作用减小, 次固结系数小于原状土次固结系数.

表3 次固结系数Table 3 Consolidation coefficient

将表3 所得荷载与次固结系数的关系整理成图4. 由图可以看出, 原状土与重塑土试验结果呈现出明显的差异性. 原状土的次固结系数与荷载有关, 且当荷载小于先期固结压力时, 次固结系数呈现增大趋势; 当荷载大于先期固结压力时, 次固结系数呈减小趋势, 并最终趋于稳定. 原因可解释如下: 随着荷载增大到先期固结压力, 土体接近正常固结状态, Cα达到最大值;当荷载超过先期固结压力, 土骨架及土颗粒表面吸附水膜的胶结作用增大, 阻碍次固结变形的能力增强, Cα减小; 随着荷载的进一步增大, 土体结构遭到破坏, 此时Cα趋于稳定值. 该结果与余湘娟等[7]、雷华阳等[8]所得结论相同. 而重塑土的次固结系数则随荷载的增大变化不明显, 主要是由于土体结构遭到破坏, 这说明重塑土的次固结系数与荷载无关, 也说明土结构对次固结影响较大. 孙德安等[9]得到20 m 深度上海典型软土④层淤泥质黏土的次固结系数最大值小于0.015, 而本工作所得长江口软土次固结系数最大值约为0.020, 大于上海典型软土所得次固结系数, 即长江口软土具有更明显的次固结特性.

从表2数据可知，Cd、Pb为我国垃圾焚烧厂飞灰中的主要超标污染物，如本次检测中N市、C市和SW市3座城市垃圾焚烧厂的夏季原灰中Pb均超过标准中规定的限值，分别为限值的18.4、32.2和24.0倍。在飞灰中Cr的浸出可能性普遍较低，从取样测试数据来看，其浸出浓度均远远低于标准中所规定的限值；而重金属Zn、Cu的标准限值分别为100 mg/L和40 mg/L，比其他重金属元素的填埋浸出浓度限值高很多，通常情况下不容易超标。因此，该飞灰样品中的主要超标重金属为Pb、Cd和Ni，将着重进行这3种容易超标重金属的稳定化研究。

图4 荷载与次固结系数的关系Fig.4 Relationship between loads and secondary consolidation coefficient

3 长江口软土的工程特性

3.1 上海不同区域软土的成因

上海不同区域软土的成因不同[1,10]: (1)上海市区典型软土主要位于市区内, 第四纪时期, 在江、湖、海的交互作用下, 经过沉积、冲刷、再沉积的反复作用过程而形成, 对工程影响比较大的软土为③层淤泥质粉质黏土和④层淤泥质黏土, 软土大部分顶层埋深在-4 m 左右, 呈条带状结构, 中间夹薄层粉砂, 间断而不连续, 多呈透镜体, 厚度不均; (2)崇明岛区域的软土由泥沙在长江口长期沉积而形成, 为新近沉积土层, 土的性质比较差, 软土埋置较深, 在-12～-20 m 之间, 因受后期粉土侵蚀, 缺失③层淤泥质粉质黏土层, 仅部分区域分布有④层淤泥质黏土, 厚薄不均, 含有较多的有机质, ③层下较多为粉质黏土; (3)长江口软土为崇明岛东南方长江口主航道区域软土, 其土层的沉积主要受长江口的变迁影响, 黏性土与砂土相间成层, 沉积年代较近, 软土埋置较深, 其中对工程影响较大的③层淤泥质粉质黏土厚度不大, 但厚度变化较大, 部分地方缺失, 分布不稳定, ④层淤泥质黏土厚度较大, 分布稳定, 两层软土均夹粉砂薄层.

3.2 上海不同区域软土的物理性质指标

将本试验所得长江口软土的物理参数(见表1)与上海其他区域软土的基本物理力学性质指标[1,9](见表4)进行对比, 可以看出: 本试验所得长江口软土的天然含水率及初始孔隙比均大于上海市区及崇明岛区域软土, 而其压缩模量远小于上海市区及崇明岛区域软土. 可见, 长江口软土与典型上海软土及崇明岛区域软土均有较大差异性, 在长江口区域进行圈围吹填及开发建设时, 必须对该区域软土进行研究.

表4 上海其他区域软土的物理性质指标Table 4 Physical parameters of soft clays in other areas of Shanghai

4 沉降计算与预测分析

为了考虑次固结沉降, 殷建华等[11-14]建立了一维弹黏塑性本构模型, 但由于该模型需要求解耦合方程, 计算较为复杂, 随后提出了考虑蠕变的沉降计算方法,

式中: S 为压缩量(mm); U 为固结度; Sf为主固结压缩量(mm); Cαe为蠕变系数; e0为初始孔隙比; t0为主固结完成时间(1 d); te为等效蠕变时间.

但该方法在固结时间的确定上存在缺陷, 目前考虑次固结沉降的计算大多在此基础上进行修正. 本工作采用文献[11]基于长江口软土压缩特性对式(2)进行修正得到

式中: Si为第i 层土的压缩量(mm); Ui为第i 层土的固结度; Sfi为第i 层主固结压缩量(mm);Cαi为第i 层土的次固结系数; t0i为第i 层土在工程条件下主固结完成时间(d); Hi为第i 层土的厚度(mm). 利用式(3)可以计算及预测任意时间点的沉降量.

对该圈围工程进行围堤沉降监测, 监测点位于东堤E2200 坐标. 围堤下地基主要分为5 个土层: ①1粉砂层, ②3-1粉砂层, ③淤泥质粉质黏土层, ④淤泥质黏土层, ⑤1粉质黏土层.表5 为各土层物理性质指标. 取该工程2016 年4 月4 日至2018 年2 月21 日现场监测数据对沉降计算方法的准确性进行验证, 现场加载情况及沉降监测数据如表6 和7 所示. 围堤最终堆载高度为9.6 m, 坝顶标高+8.5 m, 平均潮位+2.02 m, γ =19.3 kN·m-3, 加载完成后围堤对下部软土地基施加的竖向荷载为pn=154.7 kPa.

表5 各土层物理性质指标Table 5 Physical parameters of clay layers

表6 现场加载情况Table 6 Situation of on-site loading

表7 现场沉降监测数据Table 7 Field settlement monitoring data

表8 压缩量计算值Table 8 Calculation values of compression

工程中常利用现场近期的监测数据, 结合经验公式对沉降变形与时间关系进行双曲线、指数曲线拟合来预测下一阶段沉降, 其中沉降计算经验公式考虑了由蠕变引起的次固结沉降,

式中: s 为沉降量(mm); s0为1 mm; t0为1 d; ht为无量纲参数; Ct为无量纲参数, 反映土体蠕变速度; M 为过程参数.

下面用第593 天的监测沉降预测第685 天的沉降, 初始值t1=0 d, s1=0 mm, t2=262 d,s2=769 mm, t3=593 d, s3=913 mm, 其中t3为近期某一监测时间, t2约为t3的中值附近监测时间. 将上述参数代入式(4)得到沉降量s 的表达式:

由式(5)预测第685 天沉降量为949 mm, 与监测值相比误差约为1%, 预测第990 天沉降量为1 019 mm, 与监测值相比误差为7.83%.

采用同上方法, 用第685 天的监测数据预测第990 天的沉降, 此时t1= 0 d, s1= 0 mm,t2= 345 d, s2= 828 mm, t3= 685 d, s3= 927 mm, 到第990 天的沉降量为999 mm, 与监测值相比误差为5.71%. 通过式(4)预测的沉降值, 预测时间越接近与监测值吻合越好. 监测值与两条拟合曲线预测结果对比如图5 所示.

图5 沉降实测与预测值对比Fig.5 Comparisons between values of measured and predicted settlement

由殷建华[11]的一维弹黏塑性模型得到的改进方法预测软土地基围堤沉降, 虽然需要已知具体的初始孔隙比、次固结系数等试验参数, 且相关试验往往周期较长, 但其沉降计算不受现场监测沉降的影响, 误差较为稳定. 用沉降拟合曲线方法预测, 虽然计算及预测较为方便, 但受t2, s2及t3, s3即现场沉降监测值的影响较大. 具体选用何种方法可视工程情况而定.