鄭少輝， 于同生， 章榮軍， 鄭俊杰

(1. 華中科技大學 土木工程與力學學院， 湖北 武漢 430074；2. 福建省建筑科學研究院， 福建 福州 350028)

隨著近海工程的迅猛拓展，各種航道的疏浚和拓寬工程等不可避免地產生大量的疏浚棄土[1～3]。大多疏浚棄土是高含水低滲透性的流塑態(tài)淤泥，力學性質差，直接利用價值不高，其棄置問題為高度發(fā)展的沿海城市帶來了巨大的環(huán)境壓力和經濟代價。另一方面，沿海高速交通基礎設施建設規(guī)模日益宏大，理想填土資源(砂石材料)日益短缺。面臨這種資源矛盾，一種環(huán)境友好且可持續(xù)發(fā)展的解決思路便是利用水泥固化疏浚淤泥(Cement Stabilized Mud，CSM)來作為交通基礎設施路基填料。CSM技術既能解決疏浚淤泥棄置所帶來的環(huán)境問題，又能緩解沿海地區(qū)砂石料資源短缺的問題，已經在日本、新加坡、韓國等地的交通設施建設中廣泛應用[4～7]。

在CSM交通設施建設工程中，CSM的澆筑高度往往較大，甚至高達近30 m[4～6]，因此在上覆CSM自重作用下，下部CSM必將受到較大的有效養(yǎng)護壓力。在此條件下，隨著時間推移CSM不僅會發(fā)生水泥-水-黏土顆?；瘜W反應引起強度增長，在養(yǎng)護的同時(尤其是養(yǎng)護前期)還必然會發(fā)生一定的固結效應(CSM含水量很高，孔隙比往往高達3.5～4.5，所以滲透系數并不會非常低)，導致含水量和孔隙率降低。眾所周知，飽和軟黏土的不排水抗剪強度與剪切前的固結應力密切相關，一般隨著含水量的減小及豎向固結應力的增加而增大[8～12]，可以通過Mesri法、Ladd法或有效固結應力法等來估算。但是Mesri法、Ladd法或有效固結應力法等未必適用于CSM，畢竟CSM在本質上還是與普通飽和軟黏土存在差異。當存在養(yǎng)護壓力時，CSM強度增長是固結效應這一物理過程與水泥-水-黏土顆?；瘜W反應耦合的結果，而飽和軟黏土的強度增長卻只與固結效應有關。這點區(qū)別意味著養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響與固結壓力對普通飽和軟黏土強度的影響可能不盡相同。然而，縱觀既有文獻，致力于研究養(yǎng)護壓力對水泥固化淤泥強度影響的成果甚少，僅Jongpradist等[13,14]簡單報道了不同養(yǎng)護壓力下制備的水泥固化海泥試樣的一維壓縮屈服強度試驗數據，但并未結合試驗數據深入分析養(yǎng)護壓力的影響機理，只是定性認為養(yǎng)護壓力對水泥固化海泥強度的影響與固結壓力對普通飽和軟黏土強度的影響類似(即孔隙水排出，孔隙比降低，強度升高)。正如前文所述，這種定性的認識未必準確。

通常，CSM交通設施建設工程的填筑體積異常龐大，每單位體積的材料浪費最終都會給整個工程帶來巨大的經濟損失，這就意味著CSM配合比的確定必須盡可能準確。因此有必要進一步開展有針對性的研究工作，明確養(yǎng)護壓力對CSM強度增長的影響規(guī)律。鑒于此，本文將基于室內單軸壓縮試驗(Uniaxialan Compressive Test，UCT)，測試不同養(yǎng)護壓力條件下CSM的單軸抗壓強度指標，分析養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響規(guī)律，探討采用養(yǎng)護后孔隙比eot和有效孔隙比est作為基本指標來描述養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的適用性，并嘗試分析養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的內在機理。

1 海泥性質及試驗方法

本文所涉及的試驗包括CSM試樣的UCT試驗及基本土性指標(包括養(yǎng)護后試樣含水率wt、養(yǎng)護后試樣容重γt、養(yǎng)護后試樣比重Gst等)的測定試驗。

試驗所用海泥的基本物理性質詳見表1。水泥采用高爐礦渣硅酸鹽水泥(Portland Blast-furnace Cement，PBFC)，礦渣含量為65%。試驗用水為海水，含鹽量約為3%。

表1 試驗用土樣物理性質指標

UCT試驗所設計的配合比及其養(yǎng)護壓力詳見表2。水泥摻量Aw(定義為水泥-水-海泥混合物中水泥與土顆粒(不包括水泥)的質量百分比)分別為8.5%，11.5%，養(yǎng)護時間T0為7 d。在養(yǎng)護壓力為0條件下，共考慮了5種不同的初始含水率W(定義為水泥-水-海泥混合物中孔隙水與土顆粒(不包括水泥)的質量百分比)，目的是為了揭示無養(yǎng)護壓力條件下CSM強度與養(yǎng)護后孔隙比eot之間的定量關系(基準曲線)。此外，對于幾種高含水率情況，施加的養(yǎng)護壓力pc分別為20，40，60，80 kPa，目的是為了辨別在有養(yǎng)護壓力條件下CSM強度與養(yǎng)護后孔隙比eot之間的關系是否還與基準曲線吻合，從而判斷養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響與固結壓力對普通飽和軟黏土強度的影響機理是否相同。

表2 UCT試驗工況

CSM試樣的準備流程和細節(jié)詳見文獻[15,16]。整個試驗過程簡述如下：(1)將制備的CSM試樣分層注入定制的固結管內(見圖1)，用敲擊法驅出內部氣泡，直至達到預設高度；(2)對已經成型的試樣在豎向施加預設荷載，加載方式如圖1所示；(3)在標準養(yǎng)護條件下(20±3℃，濕度>95%)養(yǎng)護7 d；(4)卸荷，輕輕頂出固結管內的CSM試樣，進行UCT試樣制備(包括兩端切平、稱重、測量直徑和高度等)，UCT試樣的標準尺寸是φ50 mm×100 mm；(5)進行UCT試驗，測得單軸抗壓強度；(6)從已經破壞的UCT試樣中取出部分測定養(yǎng)護后試樣含水率wt、養(yǎng)護后試樣比重Gst等。整個UCT試驗及養(yǎng)護后基本土性指標測定試驗都嚴格按照相關規(guī)程進行。

圖1 UCT試樣制備與養(yǎng)護裝置

特別需要說明的是，為確保UCT試樣實際所受的養(yǎng)護壓力與目標養(yǎng)護壓力相同，試驗中采取了特殊的措施來盡可能降低CSM與固結管之間的摩阻力。前期試驗證明，若僅在CSM與固結管之間涂抹一層潤滑劑，養(yǎng)護7 d后試樣脫模時仍需要施加一定的頂推力，表明CSM與固結管之間的摩阻力并不能忽略不計。因此，本次試驗中嘗試了在CSM與固結管之間鋪設一層塑料薄膜、且塑料薄膜內外均涂上潤滑劑的方式，如圖1所示。結果表明效果十分明顯，在養(yǎng)護結束后揭開密封蓋進行脫模時，CSM試樣均能夠自行滑出，CSM與固結管之間的摩阻力可忽略不計。

另外，為了減小和控制試驗操作誤差，對于表2所列出的每一種試驗工況，均制備三個重復試樣，并測得了三組試驗數據，本文所報道的試驗數據均為三個重復試樣試驗數據的平均值。

2 試驗結果分析

2.1 不同養(yǎng)護壓力下CSM無側限抗壓強度

圖2給出了不同含水率不同養(yǎng)護壓力條件下試樣無側限抗壓強度。由圖可知：當養(yǎng)護壓力為0時，CSM強度隨著初始含水率W增加呈指數函數形式降低，這種變化趨勢與文獻[17～19]中的試驗結果是一致的。究其原因，在本試驗所涵蓋的初始含水量變化范圍內，CSM在整個養(yǎng)護期間均處于飽和狀態(tài)，隨著初始含水率W增大，CSM中的孔隙比逐漸增大，CSM顆粒簇團之間的相互作用減弱，從而導致無側限抗壓強度降低。單從這一點上看，與含水量對重塑飽和軟黏土強度的影響規(guī)律十分相似。

圖2 不同工況下CSM試樣無側限抗壓強度

同時，圖2還表明：對于某一給定的初始含水率W而言，CSM無側限抗壓強度隨著養(yǎng)護壓力的增加明顯增大。以初始含水率W=180%的情況為例，當養(yǎng)護壓力從0增加到80 kPa后，CSM無側限抗壓強度從68 kPa增大至361 kPa，增大幅度超過430%。如此大的增大幅度固然與養(yǎng)護壓力作用下CSM試樣的排水固結效應(即孔隙比降低，相當于有效初始含水量降低)有關，但是否能夠完全歸結于排水固結效應仍然存疑。

2.2 既有評價指標應用于描述pc影響適應性分析

為了解答上述疑問，還需要進一步探究CSM強度與物理指標(尤其是養(yǎng)護后物理指標)之間的內在關聯(lián)。文獻[17～19]提出了一系列養(yǎng)護前物理指標(諸如水泥摻量、初始含水率、水灰比、灰土比等)來描述水泥固化黏土的強度。很顯然，這些養(yǎng)護前指標不能計入養(yǎng)護壓力的排水固結效應(即孔隙水排出有效含水率降低)，因此不適用于描述養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響規(guī)律。除了養(yǎng)護前物理指標之外，Lorenzo等[20,21]還分別提出了養(yǎng)護后孔隙比eot和有效孔隙比est(養(yǎng)護后)的概念。直觀上講，養(yǎng)護后孔隙比eot和有效孔隙比est可以在一定程度上反映養(yǎng)護壓力的排水固結效應，因此或許可以用來描述養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響。下面結合本文和相關文獻中的試驗數據，分析采用養(yǎng)護后孔隙比eot和有效孔隙比est來描述養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的適應性。

2.2.1養(yǎng)護后孔隙比eot

依據Lorenzo等[20]的定義，eot的計算公式為：

(1)

式中：wt為養(yǎng)護后試樣含水率；Gst為養(yǎng)護后土顆粒比重；γt為養(yǎng)護后試樣容重；γw為水的容重。需要說明的是，由于CSM試樣含水量很高(高于液限)，并且整個養(yǎng)護過程都是在水下進行，養(yǎng)護前后CSM基本上都處于飽和狀態(tài)，因此eot與wt存在一一對應的關系，即指標eot的影響能夠直接反應指標wt的影響。Lorenzo提出CSM的強度qu與養(yǎng)護后孔隙比eot之間滿足下列關系式：

qu=ApaeB(eot/Aw)

(2)

式中：A，B為無量綱擬合常數；pa為標準大氣壓強。很顯然，式(2)表明CSM的無側限抗壓強度qu與eot/Aw應該存在一一對應的指數關系。但實際上，本文所得的試驗數據并不支撐這一論點。如圖3a所示，在某一給定的養(yǎng)護壓力條件下qu與eot/Aw確實存在一一對應的指數關系。但是對于不同的養(yǎng)護壓力，qu-eot/Aw關系曲線并不重合，養(yǎng)護壓力越高，qu-eot/Aw關系曲線的位置明顯越高。

圖3 不同養(yǎng)護壓力工況下強度指標與eot /Aw關系曲線

由此可見，即使對于某一給定的Aw，CSM的強度也不僅僅只是與養(yǎng)護后孔隙比eot有關，因此養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響不能僅僅通過單一參數——養(yǎng)護后孔隙比eot來進行表征。

2.2.2有效孔隙比est

Jongpradist等[21]綜合考慮了含水率和水泥劑量等對CSM強度特性的影響，認為初始含水率W對CSM強度的影響并不僅僅只是通過養(yǎng)護后孔隙比eot的大小來體現，還具有一定的附加效應，并提出了有效孔隙比的概念，其計算公式如下：

est=Wln(eot/Aw)

(3)

Jongpradist等[21]認為CSM強度只與有效孔隙比est有關，即：

q′=AeBest

(4)

下面進一步判斷采用有效孔隙比est來描述養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的適應性。將圖3中的試驗數據做進一步的處理，不難得出CSM強度指標與有效孔隙比est之間的關系曲線，如圖4所示。由圖可知，式(4)能夠很好擬合給定養(yǎng)護壓力條件下任一類CSM的強度，表3給出了各類試樣在不同養(yǎng)護壓力條件下的擬合常數A，B的值。顯然，對于不同的養(yǎng)護壓力，擬合常數A，B的取值相差非常明顯，即不同養(yǎng)護壓力工況下的q′-est曲線不能采用同一函數進行描述。由此可見，單一參數——有效孔隙比est也不能合理地表征養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響。

圖4 不同養(yǎng)護壓力條件下下強度指標與est關系曲線

表3 各組試驗數據對應的擬合常數A和B的取值

綜上所述，不同養(yǎng)護壓力條件下CSM強度與eot或est的關系均無法用同一函數曲線來進行描述，即僅僅采用單一參數eot或est無法合理地表征養(yǎng)護壓力對CSM強度的綜合影響。

3 pc對CSM強度影響機理初探

前面的試驗數據已經充分表明，對于同樣配合比條件下的CSM試樣，養(yǎng)護壓力pc升高，養(yǎng)護后孔隙比eot或有效孔隙比est減小，同時CSM強度明顯增大。但更重要的是，對于不同的養(yǎng)護壓力pc，q′-eot/Aw或q′-est關系曲線并不重合，養(yǎng)護壓力pc越高，q′-eot/Aw或q′-est關系曲線的位置明顯越高。這就意味著隨著養(yǎng)護壓力pc升高，CSM強度增長的相對速率明顯高于養(yǎng)護后孔隙比eot或有效孔隙比est減小的相對速率。因此可以證實養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響規(guī)律的確與固結壓力對普通飽和軟黏土強度的影響規(guī)律不同?；谂潘探Y條件下飽和軟黏土強度理論，并結合CSM中水泥-水-黏土顆?；瘜W反應機理，可推測養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的內在機理主要包括以下兩個方面：

(1)擠壓排水作用。對于高含水率CSM而言，孔隙比較大，滲透系數并非很小。試樣固結過程中存在的養(yǎng)護壓力將逐漸擠壓黏土顆粒簇團骨架結構，使孔隙水逐漸排出，并促使試樣的孔隙比減小。這相當于降低了試樣的有效初始含水率，從而使CSM的強度增加。該作用機理與固結壓力對普通飽和軟黏土強度的影響機理是基本相同的。

(2)“自鎖”效應。黏土顆粒粒徑較小，粒間吸引力使得顆粒相互聚集，膠結形成具有一定結構性的黏土顆粒簇團骨架，如圖5a所示。試樣養(yǎng)護過程中存在的養(yǎng)護壓力，使得黏土顆粒簇團骨架被擠壓，顆粒間的孔隙減小，此時水泥-水-黏土顆粒間的化學反應尚未結束，如圖5b所示。隨著試樣水泥-水-黏土顆粒間的化學反應的進行，反應產物——膠結性物質逐漸向黏土顆粒簇團之間的孔隙聚集，并在顆粒簇團間形成有一定強度的“鏈接”，如圖5c所示。而到養(yǎng)護完成后，養(yǎng)護壓力撤銷，顆粒簇團間的作用力使化學反應產物——膠結“鏈條”拉伸，產生拉應力，以保持顆粒簇團的平衡(如圖5d所示)。本文將這種拉應力定義為“自應力”(ΔP)，將這種效應定義為“自鎖”效應。顯然，在進行UCT試驗或一維壓縮試驗過程中，所施加的試驗荷載必須首先克服“自應力”，然后才能進一步發(fā)揮材料強度。因此，“自鎖”效應的存在可以明顯提高CSM的抗壓強度。而這種“自鎖”效應是不能通過養(yǎng)護后孔隙比eot或有效孔隙比est來體現的，這也是eot和est均無法定量描述養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的原因。

圖5 CSM中“自鎖”效應

4 不同養(yǎng)護壓力下CSM的強度模型

實驗數據已經充分證明有效孔隙比est也不能合理地描述養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響，因此，建立CSM在不同養(yǎng)護壓力下的強度經驗模型時需要引入變量pc。

由于不同養(yǎng)護壓力下的qu-est曲線互不相同且不受混合比例的影響，在經驗模型中引入變量pc對指出不同養(yǎng)護壓力下qu-est曲線的相互關系有著重要作用。為了更方便地找出不同養(yǎng)護壓力pc下qu-est曲線的相互關系，將不同水泥摻量條件下的實驗數據點繪至圖6a所示的ln(qu)-est坐標系中。曲線擬合結果表明，不同養(yǎng)護壓力下的ln(qu)-est曲線都符合以下線性函數：

ln(qu)=ln(A)+Best

(5)

由擬合結果可以看出不同養(yǎng)護壓力下的線性擬合線在ln(qu)軸上的截距(即ln(A)的值)幾乎完全相同。因此，在建立經驗模型時可以減少參數，擬合參數A在后續(xù)曲線擬合時可以設為一個常量。曲線擬合步驟如下：(1)給A設定一初始值(推薦設定A=minqu)；(2)利用式(5)和擬合參數A的賦值，用Microsoft Excel內置的求解器確定參數B在平方誤差和SSEt最小時的值；(3)計算不同養(yǎng)護壓力下所有qu的平方誤差和SSEt，注意B在不同養(yǎng)護壓力下的值不同；(4)將A的賦值等增量增長，重復步驟(2)和(3)；(5)將得到的SSEt和前步驟中的SSEt相比較；(6)若新求得SSEt減小，重復步驟(4)和 (5)；(7)選取使最小的參數A，B值作為理想的擬合常數。圖6a為遵循以上擬合方法所得擬合曲線和擬合參數。圖6b顯示了擬合參數B對養(yǎng)護壓力pc的依賴性。如前所述，擬合參數B幾乎是隨著養(yǎng)護壓力pc的增長呈線性增長，即擬合參數B可以表示為：

圖6 不同養(yǎng)護壓力下qu-est曲線的擬合結果

B=mpc+n

(6)

式中：m，n為擬合參數(本文中m= 3.03×10-3，n= -0.43)。式(5)可以改寫為：

qu=Aexp[(mpc+n)est]

(7)

式(7)為符合不同養(yǎng)護壓力下CSM強度特性的模型，包括3個擬合參數：A，m和n。注意式(7)僅適用于特定單位的擬合參數，即qu和pc的單位為kPa。

盡管實際工程中est很難事先確定，但式(7)所給出的經驗關系仍然具有重要的工程意義。如前所述，隨著養(yǎng)護壓力pc升高，CSM強度增長的相對速率遠遠高于養(yǎng)護后有效孔隙比est減小的相對速率，即“自鎖”效應對CSM強度的影響要比擠壓排水作用對CSM強度的影響顯著得多。這意味著在實際工程中，可以偏于安全地忽略擠壓排水作用的影響，將實驗室標準養(yǎng)護條件(pc=0)下具有相同配合比的CSM試樣的est代入式(7)，來估算實際養(yǎng)護條件(pc≠0)下CSM的強度，進而可以指導現場CSM配合比的優(yōu)化設計。

5 結 論

本文基于室內試驗，研究了養(yǎng)護壓力對CSM強度特性的影響規(guī)律，并初步探討了養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的內在機理，得到的主要結論如下：

(1)CSM強度隨養(yǎng)護壓力的增加而明顯增加，隨初始含水率W、養(yǎng)護后孔隙比eot或有效孔隙比est的增加而減小。

(2)在某一給定的養(yǎng)護壓力條件下CSM強度q′與eot/Aw或est確實存在一一對應的指數關系。但對于不同的養(yǎng)護壓力pc，q′-eot/Aw或q′-est關系曲線并不重合，養(yǎng)護壓力pc越高，q′-eot/Aw或q′-est關系曲線的位置明顯越高。

(3)養(yǎng)護壓力對CSM強度影響的內在機理主要包括顆粒的擠壓排水作用和顆粒簇間的“自鎖”效應。前者與固結壓力對普通飽和軟黏土強度的影響機理是基本相同的，而后者卻不能通過養(yǎng)護后孔隙比eot或有效孔隙比est來體現，因此不能采用eot和est來定量描述養(yǎng)護壓力對CSM強度的影響規(guī)律。