大连临空产业园淤泥固化现场试验段研究

时间：2024-07-28

王浩, 赵杰, 王桂萱, 陈雪峰, 闫瑾

(大连大学建筑工程学院, 辽宁大连 116622)

0 引言

随着中国填海造陆的发展和港口航道治理的现实需求,淤泥的资源化利用研究越来越被学者所重视[1]。国内外学者对淤泥固化土力学特性进行了大量的研究,Broms等[2]研究了水泥掺量与水泥固化土的强度的关系。黄英豪等[3]借助于常规力学试验,通过与重塑土作比较,探讨了在不同水泥掺量下,固化土的应力-应变关系、抗剪强度参数的变化情况。程福周等[4]借助于正交试验,对不同的固化剂及外加剂进行双掺或多掺试验,研究了不同的掺料和龄期对固化土的强度的影响。何毅等[5]提出了疏浚泥半固化处理方法,并通过击实试验和UCS试验研究了不同水泥掺量、养护龄期与击实强度、无侧限抗压强度的关系。杨小玲等[6]以水泥作为主固化剂,通过添加粉煤灰、减水剂,以及铝酸钙和钙基膨润土等外掺剂固化淤泥质土。无侧限抗压强度试验表明复合固化剂的掺入有利于强度提高。陈剑平等[7]研究了大连湾地区吹填淤泥土的应力-应变关系,并指出试样的应力-应变曲线为双曲线关系。同时将主应力差的渐进值去归一化试样的应力-应变曲线,由此建立大窑湾淤泥的应力-应变归一化方程。上述试验多在室内实验室内进行,对淤泥固化土的工程适用性能评价有一定的局限性。国内目前已有淤泥固化实际案例中试研究,黄朝煊[8]通过设置不同的固化剂配合比和不同现场淤泥堤基础处理方式,研究淤泥固化土的无侧限抗压强度的变化规律及对机理进行了解释。路洋等[9]结合室内试验和现场试验,通过选用不同的固化材料和控制掺入比,对现场填筑地基的承载力与室内试验的相关指标进行了对比分析。

国外现阶段已有较多的实际工程应用案例。例如日本将水泥固化土用在名古屋中部国际机场造岛工程中[10],新加坡在德光岛填海造地工程中使用了水泥固化淤泥土作为筑岛材料[11],日本在名古屋港第3PI填筑工程使用水泥固化土作为护岸、筑堤材料[12]。

本文依托大连临空产业园项目,该工程填海造地21 km2,建设过程中产生了大量的淤泥无处安放,同时填海需要大量的山皮土,周围已无可开挖的山体。如何把淤泥转化为可使用的回填土成为了解决这一矛盾的主要问题。基于这一现实需求,本文开展了大连临空产业园填海造地淤泥固化的现场试验段研究。通过自主研发的淤泥固化设备,在现场场地对淤泥进行固化,通过工程钻探取得试验样品进行三轴压缩试验和UCS试验等一系列试验,综合评价淤泥固化土的工程适用性能。并对大连临空产业园填海造陆工程内建设的淤泥地基进行数值模拟分析,验证淤泥固化土处理护岸地基的可行性。

1 现场试验段

1.1 试验材料

本次试验用淤泥取自大连临空产业园填海造陆纳泥区,测定了试验淤泥用土的常规物理指标见表1。

表1 金州湾淤泥物理性质指标

实验所用固化剂由水泥熟料、高炉矿渣粉、石膏粉按照一定的比例的质量比组成,淤泥固化剂配合比如图1所示,固化剂的密度为1 680 kg/m3。

图1 淤泥固化剂配合比

在项目现场试验采用3个复合固化剂掺和比例,分别为10%、13%、16%。3种比例均为固化剂干质量与现场淤泥置换之后的干质量之比,试验用水选用大连湾海水。

1.2 试验段场地

现场试验场地选在大连海上临空产业园填海造陆工程纳泥区地基处理试验区,在试验区挖底宽尺寸长×宽为18.0 m×31.3 m，上口尺寸长×宽为26.0 m×39.3 m，边坡坡度1∶1.5,深度为3.2 m的试验槽,可容纳淤泥固化土为2 500 m3,铺设土工膜做防渗处理,注入混合比淤泥固化材料,中间使用钢管及木挡板做格挡,现场试验分为3个试验区,每个试验区分3份,试验槽示意图如图2所示。

图2 淤泥固化土试验槽示意图

1.3 自主研发设备

本次的现场淤泥固化采用自主设计的淤泥固化设备如图3所示。该设备具有淤泥自动振动过滤、自动搅拌、自动输送、流量计量,湿度监测、气控、固化剂储存器、固化剂自动上料、固化剂自动加料、固化剂喷射、淤泥被动、自动定量供水、电控等系统。通过PLC控制系统可以实现过滤掉淤泥中的杂质,储存淤泥固化剂,自动添加适量的固化剂、增加水量、搅拌。

图3 自主研发的淤泥固化设备

该设备运送到淤泥固化场地后即可开展作业,单台设备处理效率在大连海上机场试验段可达到60 m3/h,处理成本可控制在80元/m3以内。本次试验的固化剂采用水泥、高炉矿渣粉及激活剂等材料配置而成,固化剂添加量在75～95 kg/m3,平均添加量为80 kg/m3。

1.4 试验方案

试验流程图如图4所示。

图4 大连海上临空产业园淤泥固化中试施工流程图

1.4.1 现场浇筑淤泥固化土力学性能室内试验

淤泥固化土浇筑完成之后,养护至一定龄期,在淤泥固化土浇筑的第7、14、28、60、90、180、360 d时现场采用轻便型钻机获取完整性、均匀性较好的淤泥试样,在室内加工成标准试件,进行相应UCS试验和三轴试验。试验均按照《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)[13]进行。

1.4.2 淤泥固化土冻融循环试验

冻融循环试验试样取自现场养护28 d之后的淤泥固化土,放置在冻融循环箱内进行相关冻融循环试验。考虑到大连的气候为暖温带半湿润大陆性季风气候,所以本次试验使用一次气冻方法,在最低温度-5 ℃保持12 h,在15～20 ℃的水中融化12 h,24 h为一个冻融循环。

1.4.3 淤泥固化土原位平板载荷试验

在淤泥固化现场,自然养护至28 d时,分别对1#-③、2#-⑦、3#-⑤试验区进行进行原位平板载荷试验,试验按照《建筑地基基础设计规范》(GB 50007—2011)[14]进行,其中载荷板的面积使用0.5 m2的方形承压板。淤泥固化现场试验场布置及成型后的淤泥固化土如图5所示。

图5 大连临空产业园淤泥固化现场试验布置及成型后的淤泥固化土

2 试验结果分析

2.1 淤泥固化土无侧限抗压强度

2.1.1 固化剂掺入比对强度的影响

淤泥固化土的强度随着固化剂掺入比的增加呈现出增长趋势如图6所示。由图可见，淤泥固化土强度的增长趋势并不都是线性增长,在高龄期的时候,这种非线性更明显。随着龄期的延长,各个掺入比下土样的无侧限抗压强度差值也在逐渐增大。这是因为随着龄期的延长,淤泥和固化剂反应产生的产物在逐渐的增加,对淤泥的固化作用更明显。

图6 淤泥固化土的强度增长规律曲线

随着固化剂掺入比的增加,同一龄期的淤泥固化土的强度也不同,且在固化剂掺入比从10%提升到13%的强度增长速度明显低于固化剂掺入比从13%提升到16%的。在7 d的时候,固化剂掺入比从10%变化为13%时,其强度从0.106 0 MPa提高到0.134 6 MPa,提高了26.9%。固化剂掺入比从13%提高到16%时,无侧限抗压强度从0.134 6 MPa提高到0.219 4 MPa,提高了63%。到360 d的时候,不同固化剂掺入比下的强度分别提高了25%、47.5%。

2.1.2 龄期对淤泥固化土无侧限抗压强度的影响

如图7所示,在不同固化剂掺入比下,其强度增长曲线随着龄期的增长而呈现相似的对数函数类型。对淤泥固化土的长期强度增长规律进行拟合,拟合公式为

图7 淤泥固化土的无侧限抗压强度qu随着龄期的增长曲线

qD=kilnD+mi，

(1)

式中：ki和mi都是与本文固化剂掺入比相关的系数；D为龄期d,qD为龄期为D的淤泥固化土的无侧限抗压强度。淤泥固化土长期强度拟合系数见表2。

表2 淤泥固化土长期强度拟合系数

对比分析3种固化剂掺入比下固化土强度增长曲线发现:在90 d之前,无侧限抗压强度呈现出线性特征,90 d之后,其增长速率下降,但仍能增长一定的强度。

固化剂掺入比在16%时,其qD的增长规律和固化剂掺入比在10%和13%时有较大的差距,对比图6,可以看出在龄期为28 d淤泥固化土的无侧限抗压强度比同龄期的掺入比为10%、13%，分别高出73.58%、40.45%,在 360 d的龄期时分别高出84.42%、47.50%,随着龄期的增长,不同的固化剂掺量下的qu的差距仍在扩大。ki随着固化剂掺入比的增加在逐渐增大,但增长速度在固化剂掺入比从13%提高到16%明显大于从10%到13%的。

为了能预测淤泥固土的长期强度,对本次试验的淤泥固化土的无侧限抗压强度使用28 d的强度作归一化处理,并对处理结果进行数据拟合如图8所示,相关公式为

图8 淤泥固化土的qD/q28与龄期的关系

(2)

2.2 淤泥固化土的应力应变规律

取28 d龄期的淤泥固化土进行三轴压缩试验,固化剂掺入比W1、W2、W3分别为10%、13%、16%，其应力-应变规律如图9所示。

(a)W1=10%

从图9可以看出,随着固化剂的掺量的增加,淤泥固化土的应力应变曲线先是呈现出应力应变硬化现象如图9(a)所示,而后又表现出应力应变软化现象如图9(b)、9(c)所示。

图9(a)所示的淤泥固化掺量在10%,该曲线可分为2个阶段:第1个阶段从起始点到到达峰值,随着应变的增大,主应力差(σ1-σ3)也在增大,第2个阶段主应力差并没有随着淤泥固化土应变增大而增大,而是保持基本不变的状态,展示出淤泥固化土的塑性流动性质。

图9(b)、9(c)曲线可分为3个阶段:第1个阶段为起始点到达峰值点,主应力差随着应变的增大而出现快速上升趋势,其中在围压较高时主应力差初始阶段增幅较缓,随后增幅较陡,峰值点(σ1-σ3)f随着围压的增大而增大。如图9(b)所示在σ3=300 kPa比σ3=200 kPa和σ3=100 kPa分别高出16%和33%,且随着围压的逐步增大,其峰值处的应变也在增大。第2个阶段为主应力差到达峰值点之后,曲线缓慢下降到残余强度点阶段。该阶段明显的特征是应变在增加,但主应力差在减小。第3个阶段为残余强度变形阶段,在该阶段主应力差随着应变有小幅度的减小,但总体上保持平稳。在该阶段可以看出在较高的围压下淤泥固化土有较高的残余变形强度。与淤泥固化剂掺入比在13%相比,淤泥固化土在固化剂掺入比为10%的时候,主应力差值整体较低,这是因为固化剂中水泥掺入量过少,固化剂掺入量在淤泥固化土强度增长的阈值附近,即仍然处于水泥固化土强度增长的非活性区,在淤泥中生成的胶结物并不能把淤泥中的土颗粒有效的连接在一起,但少量的颗粒会被连接在一起,表现出一定的强度[15]。

随着固化剂掺入比从10%到13%的提高,相同围压下淤泥固化土的主应力差峰值差值((σ1-σ2)f)d分别提升了174%、188%、202%。与固化剂掺量在13%相比,固化剂掺量在16%时,同一围压下淤泥固化土的((σ1-σ3)f)d分别提升了45%、38%、23%,这与固化剂掺量从10%提高到13%时相比,((σ1-σ3)f)d增幅降缓。这与固化剂掺量有关,在固化剂掺量进入活性范围内,土颗粒与固化剂反应充分进行,胶结物质增多,在一定的围压作用下,虽然土颗粒之间的孔隙被挤压,部分土颗粒重新排列；但由于淤泥固化土颗粒抱团存在,胶结物质结构改变困难,因此淤泥固化土的((σ1-σ3)f)d有所提高。

如图9(b)、9(c)所示,淤泥固化土的主应力差峰值跟围压是正相关。为了考察不同围压下主应力差值的变化情况,将9(b)中围压为100、200、300 kPa下的主应力差值峰值通过线性拟合在一起,拟合曲线如下图10所示,其中R2=0.995 3,即淤泥固化土的主应力差峰值是呈线性增长的。

图10 主应力差峰值随淤泥固化土围压变化

如图9(b)所示,在围压逐渐增大的过程中,淤泥固化土的主应力差值也在逐渐增大,这是因为在一定的围压下,淤泥固化土的空隙被压缩的同时,土颗粒原有的连接结构和由固化剂掺入生成的胶结结构都受到破坏,即淤泥固化土的结构得到重塑,使得淤泥固化土颗粒排列更为紧密,淤泥固化土结构更为密实,相应的强度得到提高,在高围压下这一过程更为显著。

对比图9(a)、图9(b)、图9(c),在固化剂掺量在10%到16%的范围内,淤泥固化土的应力-应变曲线先是呈现出应变硬化,然后发展成为了应变软化,这与文献[16]采用镁质水泥外加一些水玻璃、熟料、硅灰外加剂组成的固化剂固化淤泥的应力-应变规律是一致的。

2.3 淤泥固化土黏聚力和内摩擦角

淤泥固化土的黏聚力(c)和内摩擦角(φ)主要受固化剂掺入比的影响。28 d龄期的固化土的试验结果如图11所示。

图11 固化剂掺入比对黏聚力和内摩擦角的影响

由图11可知,随着固化剂掺入比的增加,c呈现线性增长,对c随着固化剂掺入比增加的变化曲线进行了简单分析,其拟合公式为

c=7.1Wi-31.76,

(3)

式中：c为黏聚力；Wi为固化剂掺入比。

黏聚力在淤泥固化土中的增长曲线主要受到水泥的水化产物的影响,随着淤泥固化剂的掺入量的增多,水泥熟料、高炉矿渣粉、石膏粉和淤泥的相互作用越明显,产生的水化产物越多,土体的整体性越强,反映到抗剪强度参数上就是固化土的黏聚力越大。

与c所不同是φ随固化剂掺入比的变化却呈现出非线性的增长。由图11可以看出φ的增速随着固化剂掺入比的提高在降低,其中固化剂从10%提升到13%的φ提高了2.13倍,但是从固化剂掺入比13%提升到16%,φ提高了23%,增速降低了89.2%。φ在淤泥固化土中主要来源于固化土颗粒的咬合作用,在淤泥固化土的强度增长阈值附近,淤泥固化土颗粒并没有聚拢在一起,土颗粒本身没有形成较高的强度。随着固化剂掺入比的增加,相关产物增多,淤泥原土颗粒被聚拢在一起,形成固化的小颗粒团体,且小颗粒本身的强度也随着龄期增长也得到增强,固化土颗粒间的咬合作用得到明显增强。从固化剂掺入比13%提高到16%时,水化产物进一步增多,水化产物吸引周围土颗粒的半径进一步增大,颗粒自身的强度也在提高,但增长幅度有所下降,所以固化土的黏聚力虽有所增长但增长速度明显的变慢。

2.4 淤泥固化土的质量损失率

为了进一步研究淤泥固化土的冻融稳定性,本文取28 d龄期的淤泥固化土,研究在冻融循环箱内冷冻循环200次之后淤泥固化土的质量损失率,试验结果如图12所示。

图12 质量损失率和固化剂掺入比关系曲线

由图12可知,淤泥固化土的质量损失率随着固化剂掺入比的增加而降低。在固化剂掺入比在13%时,固化土的质量损失率随着取土深度的增加而降低,当固化剂掺入比达到16%时,淤泥固化土深度对其质量损失率的影响较小。同时,从图中可以看出在取土深度在0.5～0.7 m的淤泥固化土的质量损失率和掺入比接近线性关系,但是在取土深度在1.0～1.2、1.2～1.4 m中却呈现出了非线性关系。

淤泥固化土之所以会出现一定的质量损失率,是因为在冻融循环过程中,冻胀力对淤泥固化土的颗粒联结具有破坏作用。随着复合固化剂的增加,淤泥土中的颗粒联结就会越多,颗粒联结作用也会增强,冻胀力对颗粒联结的破坏作用得到削弱,淤泥固化土的冻融稳定性就越好,即质量损失率也越低。固化剂掺入比增加到16%时,淤泥固化土的颗粒胶结作用达到一定数量,试验槽中淤泥固化土不同取土深度下的质量损失率趋于一致。

2.5 淤泥固化土荷载与沉降

由如图13可知,在28 d龄期时,1#-③和2#-⑦填筑坑的平板载荷P-S曲线出现较为明显的折线段,而3#-⑤填筑坑的P-S曲线规律属于缓变型,P-S曲线有明显的转折点时所对应的荷载值为承载力特征值[14],可知fa,1#-③=220 kPa,fa,2#-⑦=250 kPa；3#-⑤填筑坑的P-S曲线上的无明显转折点,可参考相对沉降控制法,取s/b=0.01-0.015(s为沉降量,b为承压板的宽度)对应的载荷为该地基承载力特征值[14],即取沉降值在7 mm时的载荷值为承载力特征值,则fa,3#-⑤=290 kPa,且小于最大荷载量的1/2(600 kPa)。由图13和图14可知,随着固化剂掺量的增加,在相同载荷的作用下,各试验区的沉降值也在减小,但是能明显看出,固化剂掺量在16%时,沉降值最小,说明较高掺入比的复合固化剂能明显改善淤泥地基的承载力。固化剂掺量越多,淤泥固化土反应越充分,土颗粒联结也就越多,生成的土骨架也就越稳定,因此承载力特征值越高。目前国内对淤泥固化土的地基承载力预测公式的研究相对匮乏,这是因为目前淤泥固化土的固化剂材料不同,得出的经验公式也不尽相同[17-18]。为了方便应用于工程参考,这里使用线性关系拟合淤泥固化土的无侧限抗压强度与地基承载力特征值,可以得到fak=0.437 6quk+130.51(R2=0.985)。

图13 各填筑坑28 d的平板载荷试验P-S曲线

图14 各填筑坑28 d的平板载荷试验lg P-S曲线

3 具体工程应用分析

以大连临空产业园东护岸为背景,研究淤泥固化土在工程中的应用。该护岸截面如图15所示。固化土的材料参数取自本文试验中的淤泥固化土,其他材料的参数取自该项目岩土工程勘察报告。本次数值模拟对比分析了原淤泥地基、爆炸挤淤地基和固化剂回填地基的稳定性,其中固化剂地基使用掺入比为13%的淤泥固化土。边坡的安全性系数采用Bishop方法得出,其公式为

图15 东护岸的某截面

(4)

由于护岸结构为永久护岸,因此当地场址地震设防烈度为7度,地震加速度峰值选取0.15 g[19]。

具体的岩土力学参数见表3,参数来源于大连临空产业园填海造地工程地质勘察报告。

表3 岩土力学参数

3种不同地基处理方式下边坡滑弧位置如图16所示,边坡安全系数见表4。由图16可以看出,与未处理地基相比,经过爆炸挤淤和固化土处理之后的边坡滑弧的范围更小。同时在安全系数上,由表4可知经过淤泥固化土换填之后的地基上边坡的安全系数是介于未处理和爆炸挤淤中间,表明使用固化剂掺量为13%的淤泥固化土即可满足地基稳定性要求；但由于地基处理范围较小,因此建议实际工程中,在保证经济性的前提下可以适当的扩大地基处理范围。

(a)原淤泥地基

表4 不同处理方式下安全系数