陳科平，任新開，賀勇，吳丹偉

(1.中南大學有色金屬成礦預測與地質環(huán)境監(jiān)測教育部重點實驗室，湖南長沙，410083；2.廣西柳州鋼鐵集團有限公司，廣西柳州，545002)

自21世紀以來，沿海地區(qū)為解決用地緊缺問題，通常利用大型挖泥船在海域抽吸淤泥、砂土吹填到洼地，形成吹填陸域[1]。為提高吹填陸域的承載力，通常采用施工成本較低的真空預壓方式進行處理[2]。由于吹填現場施工的不確定性和土體成分不均勻性[3]，吹填土體經真空預壓后，地基各個區(qū)域固結沉降特性不同。為研究真空預壓處理后吹填陸域的固結沉降特性，研究者一般基于太沙基固結理論進行分析，發(fā)現其理論計算結果與工程監(jiān)測沉降結果相差較大。自Gibson 理論[4-5]提出以來，大變形固結問題得到了有效解決，克服了經典太沙基理論的缺點。近年來，不少研究者結合大變形、非線性等因素研究土體真空固結特性。INDRARATNA 等[6-10]采用大應變固結理論計算，發(fā)現土體固結沉降理論計算結果更加符合工程實際。閆澍旺等[11]利用變系數差分法分析吹填土固結特性，發(fā)現吹填土隨著固結時間增加，平均固結系數逐漸降低，固結速率逐漸變小。孫立強等[12]通過編制適合吹填土地基的有限元程序并進行分析，得到了吹填土地基沉降和孔隙水壓力變化的發(fā)展趨勢。上述研究者提出的固結理論基于一定的地層條件，難以適用于不均勻的吹填地層，為此，學者通過模型試驗探究吹填土體的固結沉降特性。在吹填土真空預壓模型試驗方面，DONG等[13-17]通過建立模型試驗，采用試驗監(jiān)測結果和數值分析研究了吹填土固結沉降特性。唐益群等[18]通過建造室內模型進行固結試驗，發(fā)現上海地區(qū)吹填土沉降量和固結有效應力成正比。邱長林等[19]通過自主設計的室內真空預壓實驗裝置研究吹填土的固結變形特性，發(fā)現體應變和軸向應變與真空壓力呈雙曲線關系，孔隙比和真空壓力的對數成線性關系。室內模型試驗只能局限于單一典型的土體開展，不具有整體代表性，為更加符合工程實際，需對吹填土進行離心試驗研究。在吹填土離心模型試驗方面，FENG 等[20-22]在離心機中模擬現場施工，通過離心模型試驗研究了施工對地表沉降的影響。LIU等[23]基于某真空預壓工程，開展離心模型試驗，獲得了土壓力變化曲線和工后2 a的最終沉降量。HU 等[24]建立了水下真空預壓模型，在不同加速度的離心機中進行試驗，發(fā)現膜下真空度損失會引起土體中孔隙水壓力增大。YOO 等[25]通過離心模型試驗分析了非均質黏土層的固結特性，揭示了固結沉降、超孔隙水壓力消散和孔隙率隨深度分布的規(guī)律。楊坪等[26]采用大變形理論計算和離心實驗的方法對上海地區(qū)吹填土進行固結沉降分析，發(fā)現吹填土采用大變形理論計算和離心模型試驗所得最終固結時間和固結沉降量基本保持一致。王存等[27]用大型離心機對近海工程軟土地基進行離心試驗，用等效圓截面排水體代替塑料排水板，試驗發(fā)現離心試驗和理論計算土體固結度基本一致，表明該塑料排水板模擬方法具有可行性。理論計算、模型試驗、離心試驗往往只考慮單一地層，而針對多層復雜地層吹填土地基固結沉降的研究并不多見。為研究吹填土地基多層地層的固結沉降特性，本文作者采用砂井等效替代方法，將塑料排水板轉化為等效砂井，在廣西鋼鐵集團鋼鐵基地吹填地基取樣，建立巖土物理模型，在土工離心機中開展試驗，并在吹填地基現場對地表沉降和孔隙水壓力進行監(jiān)測，將土工離心試驗結果與現場監(jiān)測結果進行對比，綜合分析吹填地基的固結沉降特性。

1 材料和方法

1.1 試驗材料

為確保試驗的準確性，在鋼鐵基地真空預壓區(qū)域鉆孔取樣，從上至下依次為黏性素填土、吹填淤泥、粉細砂；取樣后對影響土體固結的關鍵地層-淤泥層進行礦物分析和電鏡掃描，并對各地層土樣進行土工常規(guī)試驗。

采用X線衍射(XRD)對吹填淤泥進行分析，發(fā)現吹填淤泥主要礦物為石英、云母、長石、高嶺石、黃鐵礦，如圖1所示。礦物成分中以原生礦物為主，石英含量最高，其次是次生礦物，以黏土礦物高嶺石為主，表明該區(qū)域吹填土含砂量大，且具有可塑性。

圖1 吹填淤泥礦物成分衍射圖Fig.1 Diffraction pattern of mineral composition of dredged silt

采用掃描電子顯微鏡(SEM)觀察吹填淤泥中土粒表面顆粒和孔隙排列結構[28]，將其放大20 000倍，如圖2所示。從圖2可見：土粒之間孔隙較大，以絮凝狀結構為主，結構較松散。

土樣的基本工程性質如表1所示，其中黏性素填土呈硬塑狀態(tài)，吹填淤泥呈流塑狀態(tài)且含水率高。

1.2 試驗儀器

試驗所需儀器可分為試驗平臺、測量裝置和輔助裝置。

圖2 吹填淤泥掃描電鏡(SEM)圖Fig.2 Scanning electron microscopy(SEM)image of dredged silt

試驗在同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室TLJ-150離心機上進行；該離心機的最大容量為150 g·t，最大加速度為200g(1g=9.8 m/s2)，有效旋轉半徑為3.0 m。模型設計加速度為40g，模型箱長×寬×高為500 mm×500 mm×800 mm。

土體固結沉降試驗主要采集地表沉降和孔隙水壓力。土體沉降采用線性位移傳感器(LVDT)測量，量程為100 mm；孔隙水壓力采用孔隙水壓力計測量，量程為0.5 MPa。本文主要選取相鄰砂井連線中心和對角砂井連線中心這2 個位置進行觀測，其中，相鄰砂井連線中心指距離最近的2根砂井的連線中心，對角砂井連線中心指4根相鄰砂井連線形成的正方形的中心。

輔助裝置有定位板、薄壁套管、長臂筒、夾持器。定位板用來確定砂井打設的位置和孔隙水壓力計埋設的位置；薄壁套管和長臂筒用來埋設砂井和孔隙水壓力計，最大限度地降低對土體的擾動；夾持器用于固定位移傳感器。

1.3 試驗方法

1.3.1 砂井制作

吹填地基通過打設塑料排水板進行排水預壓，由于塑料排水板的長×寬為100 mm×4 mm，難以在模型中實現，為解決排水板厚度尺寸效應問題，利用砂井等效替代法將塑料排水板換算為等效砂井，換算公式如下：

表1 吹填土樣的基本工程性質Table 1 Basic engineering properties of dredger soil

式中：Dp為等效原型直徑；b為塑料排水板寬度，b=100 mm；δ為排水板厚度；α為換算系數，α=0.96。

由上述公式得出等效原型直徑Dp=66 mm，原型間距sp=900 mm。

根據文獻[29]，將原型地基塑料排水板間距轉化為試驗模型砂井間距，轉換公式如下：

式中：sm為模型砂井間距；Dm為模型砂井直徑。模型箱的長×寬×高為500 mm×500 mm×800 mm，根據模型箱尺寸取sm=135 mm，則模型砂井直徑Dm=10 mm，因此，可以在模型箱中打設16 根砂井，砂井布置如圖3所示。

在離心模型試驗中，砂井的制作是關鍵。采用濾紙制作的砂井袋代替塑料排水板濾膜，塑料排水板濾膜等效孔徑不大于75 μm，選擇孔徑為30～50 μm 的中速定量濾紙，既能確保砂井袋滲透系數不影響土體排水，又能確保土粒不堵塞濾紙。砂土采用粒徑不大于2 mm 的砂粒并填入砂井袋，使砂井充盈系數(即每根砂井灌砂量與按砂井直徑計算的理論砂量之比)達1.05～1.10。

1.3.2 離心固結

離心固結時中，在施加荷載之前先對土樣進行超飽和處理[30]、分層預固結[31]，使初始應力達到平衡狀態(tài)。預固結結束后打設砂井，埋設孔隙水壓力計，施加地層頂部荷載，安裝位移計，開始固結，具體操作如下。

1)首先進行土樣超飽和。將地基的3層土樣分別進行晾曬、過篩、浸水飽和處理。為保證試驗飽和度達到100%，浸泡2 周，并每晚用攪拌機進行充分攪拌。

2)預固結。待3層土樣飽和完畢后，將土樣上部的清夜用針管抽干，然后充分攪拌。測定3種土樣含水率，得到超飽和土樣含水率。由于土樣固結前后的密度相同，固結前后含水率已知，故可以根據土樣的模型高度利用如下公式計算模型箱中土樣初始高度：

圖3 模型箱布置圖Fig.3 Layout of model box

式中：h1為土樣初始高度；h2為土樣模型高度；w1為土樣初始含水率；w2為土樣模型含水率；Gs為土樣密度。土樣的各種參數見表2。

先填入底層粉細砂至初始高度，啟動離心機固結到模型高度。固結完畢后，填入吹填淤泥至初始高度，啟動離心機進行預固結，并通過攝像機時刻觀察淤泥層頂部的下降深度，當頂部下降到模型高度時，立即使離心機停止工作；填入上部黏性素填土至初始高度，離心固結到模型高度再次使離心機停止工作；此時，3層土樣已經處于現場土層的物理狀態(tài)[32]。利用已有輔助裝置打設砂井和埋設孔隙水壓力計，砂井和孔壓計位置如圖3所示，孔壓計設置在相鄰砂井連線中心，深度分別為模型箱深度(105 mm)和(210 mm)，對應原型地基深度為4.2 m和8.4 m。

表2 吹填土樣固結離心模型試驗參數Table 2 Centrifuge model test parameters

真空預壓施工時抽真空設備對現場地基提供負壓[33]，在試驗中通常以正壓代替負壓來滿足載荷要求，因此，在模型箱地基頂部覆蓋砂土提供正向均布荷載。一般情況，真空預壓最大負向固結壓力為80～90 kPa[34]，故在地基土層上部提供85 kPa的正向均布荷載。

砂井和孔隙水壓力計打設完畢后，在模型上部覆蓋砂土，提供正向均布荷載。砂土覆蓋前埋設沉降標，砂土覆蓋后安裝位移計，位移計位置如圖3所示，設置在相鄰砂井連線中心和對角砂井連線中心。所有調試工作完成后，開啟離心機，在5 min 內加載到40g，運行1.125 h，相當于75 d真空預壓現場施工。達到設計運行時間后，減小加速度直至停止。

1.3.3 數據處理

固結完畢后，整理分析數據。由于土工離心機利用自身提供的加速度為原型加速度的N倍，故離心試驗將原型尺寸縮小為1/N，將固結時間縮短為1/N2，但孔隙水壓力無放大縮小效應。本試驗提供加速度為40g，所以模型長度為原型長度的1/40，模型時間為原型時間的1/1 600，模型孔隙水壓力與原型孔隙水壓力相同。

為與現場監(jiān)測結果進行對比，需要對離心固結后的結果進行處理，主要是將土體在40g加速度下的沉降轉化為土體在1g加速度下的沉降。原型孔隙水壓力和模型孔隙水壓力相同，無需轉化。在離心機(0～40g)加速過程中，土體會發(fā)生一定沉降；因此，土體在加速度40g下的沉降應減去預固結過程中土體發(fā)生的沉降，即減去離心機恰巧達到40g時位移傳感器采集的沉降，計算所得的沉降即為試驗固結沉降，將其擴大40 倍，則轉化為土體在1g加速度下的沉降。同理，從離心機達到40g加速度時開始作為土體固結起始時間，并將試驗時間擴大1 600倍即可得到土體在1g加速度下的固結時間。

2 試驗結果與分析

模型地基經離心機固結1.125 h 后，地基的3層土樣狀態(tài)達到現場固結狀態(tài)。通過地基表面設置的位移傳感器測得地層表面各點固結沉降與試驗時間的關系如圖4所示。

從圖4可見：模型中各位置的沉降量隨時間變化的關系曲線基本相似；前期固結0～5 min為離心機加速過程，此過程地應力急劇增加；后期固結5～102 min 為維持原型應力狀態(tài)的真空預壓固結過程；離心機從0加載到40g的過程中，土層的沉降先急劇增加，隨后變緩，由此可知在離心機加載過程中，不可避免地發(fā)生土體固結沉降，且LVDT3 處的沉降明顯比其他3 個位置的沉降大；在5～102 min，LVDT1 沉降從44.782 mm 開始到52.055 mm結束，對應地基原型沉降為290.92 mm；LVDT2 沉降從44.496 mm 開始到51.594 mm 結束，對應地基原型沉降為283.92 mm；LVDT3 沉降從47.928 mm 開始到56.340 mm 結束，對應地基原型沉降為336.48 mm；LVDT4的沉降從46.568 mm開始到54.153 mm 結束，對應地基原型沉降為303.40 mm。可知離心機在維持40g運行狀態(tài)時，LVDT1，LVDT2 和LVDT4 的沉降較接近，而LVDT3的沉降比LVDT1，LVDT2和LVDT4的沉降大(LVDT1，LVDT2 和LVDT4 的平均沉降為LVDT3沉降的87%)。這是因為LVDT3位置受附近4 個砂井的影響，而其他位置主要受附近2 個砂井的影響。

圖4 沉降隨時間變化關系曲線Fig.4 Relationship between settlement and time

孔隙水壓力隨時間變化如圖5所示。由圖5可知：在0 到40g加載過程中，孔隙水壓力急劇增加；在加速度為40g的運行過程中，孔隙水壓力緩慢下降；前期離心機加速度不斷增大，導致孔隙水壓力急劇增加，后期離心機維持40g時的運行速度，孔隙水壓力緩慢下降，且孔隙水壓力降低較?。豢紫端畨毫档洼^小，是由于在土體固結過程中，土體中的孔隙水排到土層頂部，未排出箱外，故土體中水位基本保持不變，孔壓計測量得到的總孔隙水壓力降低較小。根據圖4和圖5可得上述地基沉降主要是土骨架壓縮并伴隨孔隙水壓力下降所致。

圖5 孔隙水壓力隨時間變化關系曲線Fig.5 Relationship between pore water pressure and time

3 現場監(jiān)測結果與模型試驗結果對比

廣西鋼鐵集團有限公司在防城港港口區(qū)新建鋼鐵基地，該基地所處區(qū)域為10年前吹填形成的陸域，施工單位采用真空預壓進行地基處理。為保證模型試驗結果的準確性，在取樣點對真空壓力、孔隙水壓力和地表沉降進行觀測，取樣點地層相關參數如表3所示。在取樣點布置1個孔隙水壓力監(jiān)測點、2個沉降監(jiān)測點(監(jiān)測點A和監(jiān)測點B)和3個真空壓力觀測點(觀測點1，觀測點2和觀測點3)，監(jiān)測所得結果如圖6～8所示。

表3 取樣點土層厚度Table 3 Soil layer thickness at sampling point m

從圖6可見：現場測得的真空壓力變化趨勢為先上升后下降，最后上升維持在85 kPa 左右；中間真空壓力下降，可能是由于現場密封效果欠佳導致漏氣；現場地基真空負壓穩(wěn)定后為85 kPa 左右，與離心試驗土層頂部均布荷載相同。

圖6 原型地基現場真空壓力隨時間變化關系曲線Fig.6 Vacuum pressure on site of prototype foundation with time

圖7 原型地基現場孔隙水壓力隨時間變化關系曲線Fig.7 Relationship between pore water pressure and time on site of prototype foundation

從圖7可見：原型地基中不同深度的孔隙水壓力變化規(guī)律不同；深度為3 m和6 m的孔隙水壓力在0～20 d內先減小后增大，20 d以后逐漸減小；深度為9 m 和12 m 的孔隙水壓力在0～20 d 內略微下降，變化幅度不大，20 d以后也逐漸減小，變化速率與深度3 m和6 m時的幾乎相同。土工離心模型試驗取得的孔隙水壓力與現場監(jiān)測結果不同，在土工離心模型箱中先是急劇上升后緩慢減小。這是因為現場為真空設備提供負壓，水從土體內排出導致原型地基水位不斷下降，而模型試驗為向上排水排入覆蓋砂土，導致模型地基水位先升高后減小。故兩者的孔隙水壓力無法進行對比分析。

由圖8可知：原型地基在真空預壓開始到第10 d地表沉降明顯，沉降速率較快，與現場孔隙水壓力急劇下降相對應；10～70 d 內沉降逐漸加大，沉降速率基本恒定；70 d后，沉降仍發(fā)生，但沉降速率穩(wěn)定且很小，沉降維持在300 mm左右；而模型地基沉降在固結到70 d 時也維持在300 mm 左右，沉降仍繼續(xù)，且沉降速率很小。對比現場監(jiān)測沉降結果與模型試驗沉降結果，兩者沉降速率明顯不同，0～10 d 時現場沉降速率較快，10～70 d時兩者沉降速率相近，但是兩者最終沉降幾乎一致。這兩者沉降速率不同，其原因是原型地基排水方式與模型試驗地基排水方式不同。原型地基孔隙水壓力先下降后上升再下降，而模型試驗中孔隙水壓力在40g固結過程中低速下降，表明現場真空負壓對孔隙水壓力的影響較大，能使孔隙水壓力快速降低，原型地基中水快速排出，進而造成地表沉降速率較快。

圖8 原型地基現場沉降和模型沉降隨時間變化關系曲線Fig.8 Relationship between on-site settlements of prototype foundation and model settlement and time

4 結論

1)離心模型試驗沉降結果和現場監(jiān)測沉降結果均維持在300 mm附近，驗證了采用正向均布荷載替代真空負壓是合理可行的，同時表明模型地基和原型地基在經過75 d 加載后，仍會發(fā)生固結沉降，因此，在后續(xù)工程建設中，要特別重視工后固結沉降。

2)相鄰砂井連線中心的沉降為對角砂井連線中心沉降的87%，因此，需要注意場地不均勻沉降帶來的差異性。

3)原型地基前期地表沉降速率比模型地基地表沉降速率快，中期沉降速率相近，后期沉降均穩(wěn)定。

4)離心試驗中孔隙水壓力緩慢減小，而現場孔隙水壓力先下降后上升再緩慢下降，兩者出現差異的原因是離心模型試驗的排水方式和現場真空預壓排水方式不同，因此，模型試驗的孔隙水壓力表現規(guī)律與原型地基孔隙水壓力表現規(guī)律不完全等效。