纳米比亚硅藻土的沉降特性

李建宇，宋兰芳，王征亮，何汉艺

（中交第四航务工程勘察设计院有限公司，广东 广州 510230）

0 引言

硅藻土工程特性尤其是沉降特性在国内外研究较少，目前国际上仅能查阅到墨西哥城和日本大阪关西机场项目关于硅藻土工程性质的相关报道[1-4]，马秋祝等对本项目硅藻土工程特性、桩基负摩阻力等进行了论述[5-8]，对硅藻土沉降特性以及沉降计算方法尚未形成统一的认识。为分析硅藻土沉降特性，准确评估硅藻土沉降，对硅藻土沉降特性研究是非常有必要的。

1 工程概况

纳米比亚某港口项目处于南部非洲区，项目陆域形成面积约38万m2，陆域形成标高+5.0 m，吹填6~9 m砂形成陆域，成陆后作为集装箱码头堆场。

2 工程地质

工程所在区域原地形标高-1.0~-4.0 m，土层自上而下分别为2-1粉土、3-1砂、3-2粉土、4-1砂、4-2砂、4-3粉土、5-1粉土、5-2砂、6砂、7基岩。其中所有砂层均为中密~密实，沉降可忽略；粉土层含有硅藻，为硅藻土层，具有高含水率、低密度等特性，是本文重点研究对象，硅藻土中2-1、3-2分布于表层且仅在部分区域有揭露；4-3及5-1分布于深部，土层较厚且分布连续，是决定本工程沉降的关键。

3 硅藻土各项指标

3.1 物理、变形指标

硅藻土为绿灰至灰绿色、夹杂浅灰褐色，局部夹薄层至极薄层粉细砂，质轻、多孔。土工试验结果表明硅藻土含水率172.6%~235.3%，密度为1.19~1.26 g/cm3，孔隙比4.0~5.2，塑限159.0%~187.9%。硅藻土100~200 kPa压力段的压缩模量1.2~2.4 MPa，压缩指数1.79~2.90，各项指标见表1。

表1 硅藻土参数表Table 1 Parameters of diatomite

3.2 原位试验指标

3-2、4-3及5-1硅藻土平均标贯击数分别为4.8击、9.1击和14击，按一般黏土标贯击数与压缩模量换算关系计算硅藻土压缩模量分别为4.3 MPa、4.7 MPa和5.3 MPa[9]，CPTU孔压静力触探试验推算硅藻土竖向平均固结系数为12伊10-3cm2/s。

3.3 试验指标分析

室内土工试验表明硅藻土密度远小于一般黏土或粉土，含水率、孔隙比、压缩指数远高于一般黏土及粉土，固结速率与一般黏土相近。标准贯入试验测试的平均标贯击数5~14击，基于标贯换算的压缩模量与土工试验获得的压缩指标差别较大，这种土具有高强度高压缩的特性，CPTU试验推算的固结系数远大于土工试验值，原因可能在于这种土结构性强，较难取得不扰动样。基于硅藻土的特殊性，有必要进行现场堆载试验以研究硅藻土沉降特性。

4 堆载试验

4.1 堆载试验布置

在工程所在区域，选取约100 m伊100 m的范围进行现场原位堆载试验，堆载料为中细砂，回填砂至+4.3 m后继续堆载至+8.0 m，堆载砂密度约15 kN/m3，在堆载中心安装沉降盘、分层沉降仪及孔隙水压力计。堆载及监测仪器布置见图1。

图1 堆载及监测仪器布置图Fig.1 Plan of preloading and monitoring equipment

4.2 监测结果及分析

4.2.1 表层沉降

布置了8组沉降盘进行表层沉降观测，8组沉降变化规律相近，选择堆载中心位置的沉降监测数据进行分析，堆载标高及沉降随时间变化曲线见图2。沉降监测数据表明，随着堆载高度的增加，沉降呈线性增加，当堆载至+6.0~7.0 m时，沉降显著增加，直至满载+8.0 m沉降速率出现减缓趋势，并在满载后约60 d沉降呈现稳定的低速率增长。出现这种变化趋势原因可能为，加载初期堆载荷载小，未超过硅藻土的结构屈服应力，沉降呈现线弹性的变化规律，但堆载至一定高度后，堆载荷载产生的应力超过了硅藻土结构屈服应力，沉降快速增加并发生固结沉降，满载后荷载稳定在固定值，固结沉降速率随时间逐渐降低，并以较低的沉降速率持续发展，沉降后期包含主固结沉降和次固结沉降。采用双曲线法推算最终沉降，双曲线推算见图3，推算的最终沉降值为600 mm，截止试验停止时沉降监测值为53 mm，可见在8个月内完成了大部分主固结沉降。

图2 表层沉降随时间变化Fig.2 Surface settlement varies with time

图3 双曲线示意图Fig.3 Hyperbolic diagram

4.2.2 分层沉降

共布置了4组分层沉降仪进行深层土体沉降观测，4组沉降变化规律相近，选择堆载中心位置分层沉降进行分析，分层沉降随时间变化曲线见图4。沉降监测数据表明，分层沉降随时间变化规律与表层沉降相同，也证实了具有较高标贯击数的深层硅藻土确实发生沉降，同时揭示深层硅藻土沉降小于浅层硅藻土沉降。选择深层硅藻土顶部的分层沉降点ME3进行固结分析，采用双曲线法推算的最终沉降为280 mm，截止停止试验时ME-3的沉降值为202 mm，固结度为72%，依据式（1）反算深层硅藻土固结系数为22伊10-3cm2/s，与CPTU试验推算的固结系数接近。

式中：Ut为t时刻的固结度，72%；H为深层硅藻土厚度，约20 m，具备双面排水条件，取10 m；t为时间，d；cv为固结系数（待求）。

图4 分层沉降随时间变化Fig.4 Stratified settlement varies with time

4.2.3 孔隙水压力

共布置了4组孔隙水压力计进行深层土体孔隙水压力观测，4组孔压随时间变化规律相近，选择堆载中心位置的一组孔压进行分析，增加的孔隙水压变化值随时间变化曲线见图5。孔隙水压监测数据表明，最上部孔压VWP-1和最底部孔压VWP-7随时间呈波形变化，变化幅度约为5 kPa，变化规律与水位变化情况相同，孔压增加幅度小、消散速度快，原因可能在于该孔压测点与砂土临近，该位置硅藻土更多体现砂的排水特性；其余孔压测点（VWP-2~VWP-6）孔压随堆载增高而增大，达满载时孔压增加至最大值，由于硅藻土具有结构特性，孔压增加值小于堆载荷载增加值，随后孔压逐步消散，约6个月孔压消散趋近完成。图5中在170~190 d孔压出现短时增加后迅速消散，原因在于在此期间荷载发生了局部变化。

图5 孔压随时间变化Fig.5 Pore water pressure varies with time

5 沉降计算方法讨论

5.1 室内试验指标沉降计算

采用分层总和法进行沉降计算，计算参数采用室内试验获取的压缩指数Cc、再压缩指数Cs和前期固结应力Pc，计算公式见式（2）。

式中：Cci为第i分层的压缩指数；Csi为第i分层的回弹再压缩指数；e0i为第i分层的初始孔隙比；pci为第i分层的前期固结应力，kPa；p0i为第i分层的现有固结应力，即自重应力，kPa。

经计算，采用室内土工试验指标计算的理论沉降值为1.95 m，与采用实测沉降数据推算的最终沉降0.6 m有较大的差距，采用室内试验指标进行沉降计算的方法不理想。

5.2 原位试验（SPT和CPTU）指标沉降计算

采用分层总和法进行沉降计算，计算参数采用现场原位试验SPT和CPTU推算的压缩模量Es，计算公式见式（3）。

式中：驻p为附加荷载，kPa；Es为由现场原位试验SPT和CPTU推算的压缩模量，MPa；Hi为土层分层厚度。

经计算，采用原位试验推算的压缩模量和现场反算的固结系数计算的固结沉降曲线与实际监测沉降曲线比较吻合，沉降计算曲线见图6。

图6 理论与实测沉降对比Fig.6 Theoretical comparison with measured settlement

5.3 计算结果分析

采用室内固结压缩试验确定的压缩指数、再压缩指数计算的理论沉降值与实测值显著不同，而采用SPT和CPTU原位试验推算的压缩参数计算的理论沉降值与实测值较为吻合。原因可能在于，纳米比亚硅藻土为结构性土，在勘探取样及室内土工试验过程中对土样产生扰动，导致室内试验所获得的土工参数不够准确。对于该类结构性较强的特殊土，在进行固结沉降计算时，建议采用SPT或CPTU原位试验推算的压缩模量和固结系数进行沉降计算。

6 结语

1）纳米比亚某项目所遇硅藻土具有低密度、高含水率、高液限、高塑限、高压缩性、低固结速率等特性，与现场原位SPT及CPTU推算参数不符。

2）表层及分层沉降监测数据表明，加载初期堆载荷载小，未超过硅藻土的结构屈服应力，沉降呈线弹性变化规律，当堆载至一定高度后，应力超过了硅藻土结构屈服应力，沉降快速增加并发生固结沉降，满载后荷载稳定在固定值，固结沉降速率随时间逐渐降低，并以较低的沉降速率持续发展。同时，分层沉降监测数据表明深层硅藻土虽然具有较高的标贯击数，但仍会发生沉降，由分层沉降推算的固结系数与CPTU推算的固结系数相近。

3）孔隙水压监测数据表明，最上部孔压点VWP-1和最底部孔压点VWP-7临近砂层，孔压随时间呈波形变化，变化幅度小（仅为5 kPa），变化规律与水位变化情况相同，孔压增加幅度小、消散速度快，该位置硅藻土表现出砂的排水特性；其余孔压测点（VWP-2~VWP-6）孔压随堆载增高而增大，达满载时孔压增加至最大值，由于硅藻土具有结构特性，孔压增加值小于堆载荷载增加值，孔压逐步消散，约6~8个月孔压消散趋近完成。

4）采用室内固结压缩试验确定的压缩指数、再压缩指数计算的理论沉降值与实测值显著不同，而采用SPT和CPTU原位试验推算的压缩参数计算的理论沉降值与实测值较为吻合。原因可能在于，纳米比亚硅藻土为结构性土，在勘探取样及室内土工试验过程中对土样产生扰动，导致室内试验所获得的土工参数不够准确。对于该类结构性较强的特殊土，在进行固结沉降计算时，建议采用SPT或CPTU原位试验推算的压缩模量和固结系数进行沉降计算。