陳 盼，李永和，王吉利，韋昌富，吳二林，顏榮濤

（1. 巖土力學與工程國家重點實驗室 中國科學院武漢巖土力學研究所，武漢 430071；2. 浙江省水利河口研究院，杭州 310020）

1 引 言

隨著社會經濟不斷發(fā)展，土地資源變得日益緊缺，已成為制約我國經濟可持續(xù)發(fā)展的重大瓶頸。目前開發(fā)和利用沿海地區(qū)灘涂資源，已成為解決土地資源緊缺問題和推動地區(qū)經濟發(fā)展的重要手段之一，我國沿海地區(qū)多分布有深厚的淤泥、淤泥質軟土層，需要經過處理才能被有效利用。然而，常用的換填挖除的處理方式不僅在施工過程中難以付諸實施，而且工程造價也很高。爆炸擠淤置換法由于其技術的成熟性及適用性已成為圍墾工程中廣泛采用的軟基處理技術[1]。近年來，沿海圍墾工程呈現(xiàn)出逐步向深水、低涂、超軟地基發(fā)展的特點[2]，即使采用爆炸擠淤置換法，由于深厚軟土層的工程特性、施工工藝的限制與節(jié)約成本的考慮，回填海堤的底部并未落在深部的、承載力較高的土層上，而是落在承載力并不很高的上伏深厚軟土層中，成為所謂的“懸浮式”結構，這種結構的設計及其穩(wěn)定性分析成為圍墾工程的關鍵問題之一。

海堤地基下的軟土具有高含水率、高壓縮性、低滲透性、低抗剪強度、顯著的結構性和流變性等特點，這些基本特性對工程會產生潛在的不利影響。從物理成因來看，在海相軟黏土沉積過程中物理化學作用使土體顆粒間接觸面產生膠結作用[3]。正是這種膠結作用使土體骨架具有一定的強度，能夠承受一定的壓力作用，一旦土體結構遭到破壞，這種聯(lián)結作用會失效，使得結構強度減弱甚至喪失。結構破壞后土體會在沒有任何征兆的情況下發(fā)生變形破壞，對實際工程產生較大的危害[4]，故在工程勘察與設計中需要特別重視軟土結構性的調查研究[5]。

在結構性軟土地區(qū)實施工程建設時，需要嚴格控制施工速率，過快的施工速率會使土體的結構性破壞而造成不可逆的變形，產生大的附加沉降[6]，而這種沉降采用常規(guī)的固結變形模型無法預測，使得工程的不穩(wěn)定性因素增大。與一般黏性土不同，具有結構性的原狀黏性土由于其結構強度的存在，壓縮曲線的拐點所對應的壓力大小并不能作為土體的先期固結壓力，而是土體的結構屈服應力[7]。不考慮軟黏土本身的結構性，而僅僅采用一般黏性土的描述方法對其進行研究是不合理的。結構性土本構模型的建立是研究結構性土工程特性的重要手段，通過數(shù)學描述預測結構性土的變形與強度變化[8－9]。然而，由于各地軟黏土的沉積環(huán)境與沉積過程差異甚大，現(xiàn)有的本構模型在描述軟土的結構性方面還存在一定的局限性，目前的結構性軟土本構模型仍需進一步的完善。

本研究所用土樣取自浙江臺州地區(qū)濱海，與杭州等地區(qū)的沉積環(huán)境差異較大，故其物理力學性質也有所不同，即使是毗連相接的溫州地區(qū)軟土的研究成果也較臺州地區(qū)豐富的多。爆炸及其上覆拋石荷載的作用對軟土地基產生附加應力，在附加應力作用下軟土將產生擠密、排水固結效應等。迄今為止，國內外巖土工程界針對這些效應對軟黏土變形、強度及其結構性的影響問題的研究仍顯不夠，而解決這些問題對圍墾筑堤的沉降、穩(wěn)定性評價是至關重要的。因此，有必要針對該地區(qū)的軟土進行相關研究。通過爆炸擠淤施工前后兩次原位取樣，進行室內軟黏土的一維壓縮與等壓固結試驗，并將試驗結果進行對比分析，以研究爆炸擠淤置換作用對該地區(qū)軟黏土壓縮變形特性的影響。

2 試驗內容與試驗方法

2.1 工程背景

浙江省玉環(huán)縣漩門三期圍墾工程是至今該省最大的圍墾工程，總圍墾面積為45.3 km2。漩門三期圍墾實體工程位于玉環(huán)縣楚門半島與玉環(huán)島之間的漩門港灣，東瀕東海，南接珠港坎門，背靠蘆浦、干江兩鎮(zhèn)。海堤總長5314 m，分為坎門、珠港、干江海堤3段。由于地基下存在深厚淤泥質軟土層及當?shù)厥蟽Υ尕S富，海堤地基采用了爆炸擠淤置換法處理。海堤設計置換深度為 27 m，基礎底寬28 m。本次試驗重點研究最長的中段珠港海堤范圍內的深厚淤泥質軟土的工程特性，堤地基土層主要由Ⅰ層淤泥夾粉土、II層淤泥、III層淤泥質粉質黏土、Ⅳ層黏土夾粉細砂等組成。

2.2 原位取樣

本次分別對爆炸施工前后海堤地基范圍內的軟土進行了鉆探取樣。取樣孔平面布置圖如圖1所示，其中編號為BZK位置為進行爆炸施工前的取樣孔，由于取樣前海堤已經開始施工建造，該孔選擇在離海堤中軸線一定距離的位置，是為了獲得未受爆炸施工影響的原狀土樣進行室內試驗。采用控制加載爆炸擠淤置換法對珠港海堤海相軟土地基進行了處理，爆炸擠淤置換法施工斷面設計藥包埋深為泥面下7～9 m，藥包16個，藥包間距為3 m，單藥包重量為 50 kg，其堤頭爆炸設計的參數(shù)見文獻[10]。海堤爆炸施工完成后，在堤上進行了鉆孔取樣，取樣位置為 AZK1及 AZK2二個鉆孔和CZK位置處一個鉆孔，這些位置的地基土層均受到不同程度爆炸施工的擾動。海堤施工位置進行二次3個鉆孔的取樣，主要是為了獲得足夠數(shù)量的土樣以滿足試驗設計要求。鉆探機具為DPP100型鉆機，鉆孔直徑φ150 mm，取樣器采用φ75 mm、長50 cm的薄壁取土器，在軟土層中靜壓連續(xù)取樣。土樣取出后，對土樣進行現(xiàn)場土性鑒別與描述，并及時用蠟密封好，放到室內潮濕處，對土樣進行編號（BZK孔土樣按順序編為BZK-1、BZK-2???，AZK孔土樣按順序編為 AZK1-1、AZK1-2???，AZK2-1、AZK2-2???，CZK 孔土樣按順序編為 CZK-1、CZK-2???）。待試樣取完后，小心裝箱并采取防震措施運回室內，以最大限度地降低對試樣的擾動。兩次4個鉆孔的取樣深度及相應的土樣數(shù)量見圖2，最大深度為59.8 m。由于爆炸擠淤置換施工后，地基上部軟土層被擠開由碎石填充，爆炸施工后的鉆孔只能取到部分Ⅱ、Ⅲ層的土樣。

圖1 取樣孔位置平面示意圖(單位:m)Fig.1 Sketch of sample positions(unit:m)

圖2 各鉆孔取樣深度與取樣編號圖Fig.2 The depth and numbers chart of soil samples from different boreholes

2.3 試驗方法

根據(jù)研究內容，設計相關的室內試驗方案，進行基本物理性質試驗研究，包括比重、重度、含水率、液塑限、顆粒分析、滲透性等試驗項目，同時還開展了一維壓縮與各向等壓固結試驗。一維壓縮試驗采用了加載、卸載再加載的加荷路徑，加荷系列設計為24級，穩(wěn)定時間為24 h。等壓固結試驗加卸載再加載荷載級數(shù)設計為 22級，采用高度為8.0 cm、直徑為3.91 cm的三軸試樣。為了縮短等壓固結試驗的時間，對應變控制式三軸試驗儀進行了一定的改進，采用雙面排水雙體變管量測土樣體變的方法，待體變管讀數(shù)穩(wěn)定后施加下一級壓力進行固結。以上操作與實施均按照《土工試驗規(guī)程》[11]嚴格進行。

3 試驗結果及成果分析

3.1 基本物性統(tǒng)計分析

對爆炸前后所取土樣進行了室內基本物性試驗，為便于對試驗參數(shù)進行統(tǒng)計分析，通過現(xiàn)場初步判斷，結合室內基本物性試驗對土樣進行定名，結果見表1。表2、3為對各個土樣物性試驗進行歸納統(tǒng)計的結果。

表1 土樣分層及土性定名Table1 The layers and designation of soil samples

表2 爆破前(BZK孔)軟土的基本物性參數(shù)Table2 Basic physical parameters of soft soil before blasting

表3 爆破后(AZK1、AZK2孔)軟土的基本物性參數(shù)Table3 Basic physical parameters of soft soil after blasting

由于爆炸擠淤后Ⅰ層土已被完全擠開，在爆炸后未能取到第一層土進行相關的試驗，試驗表格中只給出了爆炸后Ⅱ、Ⅲ層的基本物性試驗結果。從表2、3的對比可以看出，爆炸前后物性指標基本都發(fā)生了一定的變化。爆炸后含水率、孔隙比降低明顯，證實爆炸與碎石堆載對土體有一定的壓實作用。液限、塑性及塑性指數(shù)在爆破后有所升高，可能是爆炸后碎石置換的擠壓作用對土體顆粒產生了一定的破壞效應所致。爆炸后土體的飽和滲透系數(shù)增大，表明土體的結構有一定的變化。從表4可以看出，爆炸前后顆粒粒徑的分布變化并不明顯，Ⅱ層的細粒含量有所降低，而Ⅲ層的細粒含量增加。

表4 爆破前后軟土的顆粒分析結果Table4 Particle analysis results of soft soil

3.2 一維壓縮試驗結果及分析

對一維壓縮試驗結果進行整理，獲得了相應的固結變形曲線，為便于對比分析，將爆炸前后Ⅱ層土樣（BZK-5，AZK2-1）、Ⅲ層土樣（BZK-19，AZK1-10）的固結變形曲線繪于一張圖中，各層土樣的固結壓力σv與孔隙比變化Δe曲線如圖3所示。從圖中BZK和AZK孔Ⅱ、Ⅲ層土的壓縮曲線可以看出，浙江玉環(huán)地區(qū)的天然黏土的壓縮曲線也存在明顯的3個階段[12]：第一個階段為彈性變形階段，此時土體的結構性還未發(fā)生破壞；當土體的上覆壓力超過土體的結構強度時，進入第二階段，土體結構逐漸破壞，由于顆粒間的滑移與結構的塌陷，土體的變形急劇增大；第三階段，結構完全破壞，顆粒間的滑移是土體變形的主要原因。Vasseur等[13]采用微觀觀測與測試技術，對固結狀態(tài)下的黏土進行的試驗研究，證實了在壓縮條件下土體顆粒的旋轉與重排現(xiàn)象。從圖中可以看出，原狀土體的性質與爆炸后取樣的土體性質接近。基于這樣的試驗現(xiàn)象，已有研究者提出將結構性黏土抽象為由結構體和結構面組成的復合材料來建立結構性黏土的本構模型。Ⅱ層天然黏性土隨荷載的增加，后期的壓縮量變化率降低，出現(xiàn)壓縮系數(shù)的“倒大”現(xiàn)象。從圖3中還可以看出，爆炸后所取的土樣與完全重塑土樣的固結性質也不同，仍具有一定的結構強度，屬擾動土。

圖3 一維固結壓縮曲線Fig.3 The one-dimensional consolidation compression curves

對重塑黏性土進行歸一化研究，有利于對黏性土的工程特性進行歸納統(tǒng)計。Burland[14]提出了固有壓縮曲線（ICL）與沉積壓縮曲線（SCL）的概念，能很好地表達較大液限范圍內黏性土的壓縮特性[15]。定義孔隙指數(shù)為

式中：eL=wLGs為液限含水率狀態(tài)wL時的孔隙比。固有壓縮曲線方程為

以上經驗公式的適用范圍是液限與塑性指數(shù)落在塑性圖中A線以上的區(qū)域。通過檢驗本試驗所取的土樣的液限與塑性指數(shù)都在A線以上。將本次爆炸前后土樣的固結試驗數(shù)據(jù)轉換為孔隙指數(shù)與固結壓力的關系繪在圖4的半對數(shù)坐標中，并通過回歸分析得到沉積壓縮曲線，同時圖中給出了ICL。

圖4 沉積壓縮曲線Fig.4 Curves of the sediment compression

從圖4可以看出，幾乎全部土樣的壓縮數(shù)據(jù)均位于ICL上方，即在相同的孔隙指數(shù)條件下，不論是原狀土還是擾動土，其強度都比重塑土的強度高。究其原因，在于重塑成樣過程中土體的原有結構性已被破壞。在低壓力范圍內，ICL與SCL基本平行，而隨著壓力的增加，兩條曲線趨于重合，試驗結果與已有文獻中的結論相同[14]，同時證明了試驗的可靠性。從圖中還可以看出，BZK-1、BZK-5初始位于壓縮曲線上方，試樣表現(xiàn)較高的擬前期固結壓力，之后隨著荷載的增加，壓縮曲線驟降越過SCL逐漸靠近 ICL。BZK-12、BZK-19土樣接近SCL，表明結構強度稍低。而擾動樣 AZK2-1、AZK1-10、CZK-2、CZK-13基本落在兩特征線之間，表明受爆炸擠淤置換作用的影響，結構強度有所降低。盡管原狀樣與爆炸影響的土樣存在結構強度的差異，但在高壓力條件下，隨著軟土結構性的破壞，所有壓縮曲線最終趨近于ICL。

采用Casagrande方法確定了爆炸擠淤前所取黏性土樣的先期固結壓力，獲得Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ層土超固結比（OCR）分別為1.21、1.15、1.13，均屬于弱超固結土。鑒于采用常規(guī)Casagrande方法確定黏性土先期固結壓力存在一些問題，Butterfield[16]提出了雙對數(shù)坐標的改進方法來確定黏性土結構屈服應力。該方法簡便易行，可減小確定最大曲率點產生的人為誤差的影響。將固結壓縮試驗曲線重新繪于雙對數(shù)坐標圖中，見圖 5，并求得相應土樣的固結屈服應力。從表1中可以看出，同是劃分為Ⅱ層的BZK-5與AZK2-1，結構屈服應力降低56 kPa；而Ⅲ層的 BZK-19與爆炸后該層的土樣 AZK1-10，CZK-2的結構屈服應力降低130 kPa之多表明爆破擠淤作用對土體結構性產生的破壞效應十分明顯，在工程設計與評估中須引起重視。

圖5 不同土層土樣的結構屈服應力Fig.5 Structural yield stresses of different samples from different layers

這里定義一個新的變量結構破壞應力比rSF：

3.3 等壓固結試驗結果及分析

為研究三向應力狀態(tài)下土體的壓縮特性，進一步探討爆炸效應對所取軟土的結構強度及壓縮特性的影響，對爆炸擠淤施工前后第Ⅲ層土的 BZK-20與CZK-4土樣分別進行了各向等壓固結試驗，其取樣深度見圖2，其初始孔隙比分別為1.23、1.16。試驗結果如圖6所示。從圖中的對比可以看出，爆炸擠淤作用后，Ⅲ層軟土的結構強度減弱，在各向等壓條件下初始的變形趨勢與爆炸前同層土體的變化相似；隨著等壓荷載的增大，壓力超過約 100 kPa后，爆炸擠淤后影響的土樣的固結變形加大，隨著結構的進一步破壞，結構強度逐漸消失，出現(xiàn)變形加速的趨勢，而BZK-20土樣的變形仍較為平緩，表明爆炸擠淤后軟土的結構性遭到一定程度的破壞，屈服應力降低，一旦荷載超過屈服應力，土體結構遭到破壞，將出現(xiàn)變形的急劇增加，對地基造成不利影響。因此，在海堤地基的設計中需要充分考慮爆炸作用對軟土結構及強度的不利影響。表 5中給出了由試驗獲得的土體的變形參數(shù)，表中λ為等壓狀態(tài)下土體的壓縮系數(shù)；κ為等壓狀態(tài)下的回彈系數(shù)，這些參數(shù)的獲得可為以后本構關系的建立提供模型參數(shù)。

圖6 第Ⅲ層土樣等壓固結曲線Fig.6 The equipressure consolidation curves of different samples from the layer Ⅲ

表5 等壓固結試驗結果統(tǒng)計表Table5 Statistics table of equipressure consolidation test results

4 結 論

（1）爆炸施工前后海相軟土的基本物性指標都發(fā)生了一定的變化。爆炸產生的固結作用使含水率、孔隙比降低明顯。在固有壓縮曲線參考體系下的研究表明軟黏土的結構性對其壓縮特性產生了明顯的影響。在高壓力條件下土體結構完全破壞，結構強度消失，所有壓縮曲線將最終趨近于ICL。

（2）通過對爆炸擠淤前后海相軟黏土的一維固結試驗結果的分析表明；受爆炸擠淤作用的影響，海相軟黏土的結構屈服應力明顯降低，可以采用新定義的結構破壞比來定量評估爆炸擠淤作用對海相軟黏土的破壞程度，便于在爆炸擠淤處理海堤地基設計及工后沉降的評估過程中提供量化參考。

（3）三向應力狀態(tài)條件下等壓固結試驗結果的初步分析表明，爆炸擠淤作用后軟黏土的屈服應力明顯降低，上覆荷載一旦超過土體的屈服應力，軟黏土的變形將急劇增大，海堤沉降隨之增加。

此次試驗獲得的土性參數(shù)將為結構性軟黏土本構關系的建立提供有效的數(shù)據(jù)，而該地區(qū)結構性土本構關系的研究是下一步急需解決的問題。

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