固化流態(tài)底泥填筑路堤內(nèi)土體抗剪強度空間變異特性及其影響

韓 超， 柏 彬， 張獻(xiàn)蒙， 蔣達(dá)飛， 孫 科， 劉寅瑩

(1. 國網(wǎng)江蘇省電力工程咨詢有限公司， 江蘇 南京 210036； 2. 華中科技大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院， 湖北 武漢 430074)

隨著我國經(jīng)濟建設(shè)的快速發(fā)展，國家對生態(tài)文明建設(shè)愈發(fā)重視，水域環(huán)境治理正在全國范圍內(nèi)如火如荼地開展，由此產(chǎn)生了大量的河湖疏浚底泥。據(jù)不完全統(tǒng)計，2016年我國年產(chǎn)疏浚底泥已達(dá)5億m3[1](水下方)，2020年已超10億m3。河湖底泥是水域中部分生物的主要居住環(huán)境，是污染物、垃圾沉淀堆積的重要場所，因此具有有機質(zhì)含量高[2,3]、重金屬含量高[4,5]、難以降解的顆粒雜質(zhì)多等特點。再加上實際工程中主要采用水力沖挖或絞吸疏浚，所以其中的含水率也較高(整體呈流態(tài)，沒有強度，下文將其稱為流態(tài)底泥)，疏浚后的方量也會較之前增大1～3倍，如此大體量的流態(tài)底泥其末端處置問題一直困擾著工程界。

針對流態(tài)底泥，常用的處理方式有：

(1)作為原料用于制作陶粒、磚、水泥等，但該方式處理能力有限、耗能過高且制成的產(chǎn)品應(yīng)用范圍有限(重金屬含量過高)。

(2)存放至疏浚堆場，干化后尋求資源化處理，但該方法占地面積大，干化速度慢，堆場整體周轉(zhuǎn)周期長，并且因為重金屬含量較高，會對周圍土壤、地下水造成二次污染。

(3)化學(xué)固化后作為填筑材料應(yīng)用于各類填方工程，該方法改善了流態(tài)底泥的工程特性[6]，對底泥中的有機質(zhì)以及重金屬進(jìn)行了有效的固化穩(wěn)定化[7,8]，降低了二次污染的風(fēng)險；另外，該方法能夠處理大體量的流態(tài)底泥，并使其資源化利用，緩解了當(dāng)前填筑土壤資源不足的困境。因其具有眾多優(yōu)勢，固化流態(tài)底泥填方工程技術(shù)在國內(nèi)外被廣泛應(yīng)用，應(yīng)用時常選用水泥作為固化劑，并實施現(xiàn)場固化(節(jié)約大體量底泥的運輸成本，降低運輸過程中的環(huán)境風(fēng)險[9])。典型案例有日本名古屋中部國際機場人工島填筑工程[10]、新加坡Tekong島圍海墾地工程[11]、江蘇省無錫市五里湖工程[12]。

目前，大量學(xué)者對固化流態(tài)底泥填方工程進(jìn)行了相關(guān)研究，但研究中仍存在以下問題：(1)現(xiàn)場澆填的固化流態(tài)底泥施工速度快，一次性處理的底泥量體積龐大，難以攪拌充分，從而導(dǎo)致固化劑實際摻量的空間變異性；(2)流態(tài)底泥本身性能(礦物成分、含水率、顆粒級配等)的不均勻性；(3)現(xiàn)場養(yǎng)護條件(養(yǎng)護溫度、養(yǎng)護壓力等)的不確定性。這三方面的因素會導(dǎo)致固化流態(tài)底泥力學(xué)指標(biāo)空間變異性往往比天然土體力學(xué)指標(biāo)空間的變異性更為顯著[13]，但目前文獻(xiàn)中關(guān)于現(xiàn)場澆填的固化流態(tài)底泥剪切強度分布的空間變異特性的研究非常少見。相應(yīng)地，關(guān)于現(xiàn)場固化流態(tài)底泥剪切強度的空間變異性對填筑體工程性能的影響程度和規(guī)律的研究還十分欠缺。

鑒于此，本文結(jié)合現(xiàn)場試驗，探究固化流態(tài)底泥填筑體內(nèi)剪切強度的空間變異特性，并結(jié)合理論分析方法，評價剪切強度空間變異性對固化流態(tài)底泥填筑路堤穩(wěn)定性的影響程度和規(guī)律。

1 固化流態(tài)底泥剪切強度空間變異性現(xiàn)場試驗研究

1.1 試驗材料及設(shè)備

試驗所用底泥為蘇州常熟市白鶴灘±800 kV換流站工程內(nèi)疏浚的荷塘底泥(以下簡稱為常熟底泥)，底泥的基本性質(zhì)，粒度組成和顆粒級配曲線分別見表1和圖1。根據(jù)GB/T 50145—2007《土的工程分類標(biāo)準(zhǔn)》，常熟底泥屬于低液限黏土CL，固化劑選用標(biāo)號為42.5的普通硅酸鹽水泥和S95級礦渣粉(GGBS)。試驗設(shè)備有HC-G-4.0型的混凝土/砂漿攪拌罐(罐體容量4.2 m3)、挖機等。

表1 試驗用底泥基本物理性質(zhì)指標(biāo)

圖1 試驗底泥的粒徑分布

1.2 現(xiàn)場試驗方法

基于室內(nèi)試驗的研究結(jié)果，確定了最優(yōu)的固化劑添加量，同時，為便于開展現(xiàn)場試驗及添加相應(yīng)材料用量，經(jīng)過單位換算后，現(xiàn)場固化方案采用每m3流態(tài)底泥(含水率大致為170%～190%)添加水泥和GGBS各80 kg，分兩層澆筑。

(1)使用挖機挖取一個倒梯形的試驗槽(底部為2 m×2 m，垂直高度為2 m，坡率為1∶1.5)，成型后對底面進(jìn)行人工平整(鏟平表面并清除大塊的泥樣、雜質(zhì))，見圖2a。

(2)使用挖機在HC-G-4.0型的混凝土/砂漿攪拌罐中添加流態(tài)底泥和固化劑，單次攪拌量為流態(tài)底泥3 m3(挖斗單勺容量約為1 m3，取3斗)，固化劑為水泥和GGBS各240 kg(用挖斗分別添加)，攪拌速率為10 r/min，攪拌時間為20 min。

(3)將攪拌完成的固化流態(tài)底泥從攪拌罐下部的出料口排出，并由挖斗將其緩慢、均勻地倒入試驗槽中。本次現(xiàn)場試驗分兩層澆筑，以探究各層固化流態(tài)底泥剪切強度的空間變異性。澆筑完畢狀態(tài)見圖2b。

(4)在現(xiàn)場條件下養(yǎng)護至設(shè)定齡期后采用自行訂制的無側(cè)限抗壓強度取樣器進(jìn)行分區(qū)塊隨機取樣，并開展無側(cè)限抗壓強度試驗。詳見圖3。

1.3 試驗結(jié)果分析及討論

養(yǎng)護一定齡期后對試驗槽內(nèi)固化流態(tài)底泥進(jìn)行大規(guī)模取樣和數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析，結(jié)果見圖 4，其中，層數(shù)的命名按澆筑的先后順序進(jìn)行；N為樣本個數(shù)，μ為樣本均值，σ為標(biāo)準(zhǔn)差，COV為變異系數(shù)。

從圖4中無側(cè)限抗壓強度qu的統(tǒng)計結(jié)果來看，qu基本服從對數(shù)正態(tài)分布。對比圖4中的樣本均值μ可以發(fā)現(xiàn)，隨著養(yǎng)護齡期的發(fā)展，兩層固化流態(tài)底泥的qu均隨之增大，且前期增長較快，后期增速有所減緩；在相同養(yǎng)護齡期下，第一層固化流態(tài)底泥的qu普遍高于第二層的qu，增幅為7%～12%不等，主要原因為養(yǎng)護壓力的影響，第一層固化流態(tài)底泥在上覆層(第二層固化流態(tài)底泥)自重壓力的作用下，土體孔隙中的自由水因擠壓作用而逐漸排出，土顆粒與固化劑顆粒間的距離也隨之拉近，水泥水化反應(yīng)和火山灰反應(yīng)生成的膠結(jié)產(chǎn)物[14,15]發(fā)揮的功效將更為顯著。

圖2 現(xiàn)場試驗流程

圖3 現(xiàn)場取樣及室內(nèi)試驗

圖4 無側(cè)限抗壓強度qu的相對頻率統(tǒng)計及分布規(guī)律

由數(shù)據(jù)統(tǒng)計結(jié)果可以看出，第一層固化流態(tài)底泥的COV介于0.31～0.32，第二層的COV介于0.29～0.33，基本包含在Kasama等[16]總結(jié)的日本水泥土強度qu變異系數(shù)變化范圍(0.30～0.99)內(nèi)，可見水泥土的強度空間變異性較大。因此，當(dāng)采用固化流態(tài)底泥用于填筑路堤等工程時，其強度空間變異性對路堤穩(wěn)定性的影響值得關(guān)注。

2 強度空間變異性對固化流態(tài)底泥填筑路堤穩(wěn)定性的影響

2.1 基于隨機有限元理論的固化流態(tài)底泥填筑路堤穩(wěn)定性分析

2.1.1 問題描述

所選填筑路堤模型的坡度為i=1∶1.1，填筑高度為10 m，底部寬33 m，頂部寬11 m。模型分為填筑路堤與地基兩個部分，因本文只重點關(guān)注路堤堤身的穩(wěn)定性，不關(guān)注路堤和地基的整體穩(wěn)定性，因此將地基設(shè)為強地基，使破壞僅發(fā)生在路堤部分。采用Mohr-Coulomb模型，使用強度折減法進(jìn)行計算，參考Lee等[17,18]的試驗結(jié)果，取水泥土模量E與無側(cè)限抗壓強度qu的比值E/qu=135；黏聚力cu近似取為qu的1/2(不排水條件)。圖1為該模型的斷面圖。

圖5 模型斷面/m

依據(jù)JTG D30—2004《公路路基設(shè)計規(guī)范》[19]，路堤穩(wěn)定性計算分析得到的路堤堤身穩(wěn)定安全系數(shù)不得小于1.35，本文通過經(jīng)驗估計與反復(fù)試算，最終確定了堤身穩(wěn)定性安全系數(shù)為1.35時的模型各項參數(shù)。具體參數(shù)設(shè)置見表2。

表2 模型參數(shù)

2.1.2 不確定性分析

本文重點關(guān)注水泥土剪切強度(黏聚力部分)的空間變異性對填筑路堤堤身穩(wěn)定性的影響，因此不考慮水泥土摩擦角和重度的變異性[20]，并將其他土性參數(shù)一同視為定值。無側(cè)限抗壓強度qu服從對數(shù)正態(tài)分布，均值取為40 kPa，其變異系數(shù)COV(qu)取為0.25，035，045，包含了前文0.29～0.33的統(tǒng)計范圍?；贙-L(Karhunen-Loeve)分解法[21]對黏聚力隨機場進(jìn)行表征，采用蒙特卡羅法進(jìn)行不確定性分析，每組工況實現(xiàn)次數(shù)為500次。隨機場變量qu的分布規(guī)律為對數(shù)正態(tài)分布[22]，自相關(guān)函數(shù)為二次指數(shù)函數(shù)，相關(guān)距離取為1 m。所得堤身穩(wěn)定性安全系數(shù)直方圖與對數(shù)正態(tài)分布擬合結(jié)果如圖6所示。

依據(jù)GT/B 50283—1999《公路工程結(jié)構(gòu)可靠度設(shè)計統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)》[23]相關(guān)規(guī)定，高速公路、一級公路和二級公路路堤穩(wěn)定目標(biāo)可靠度指標(biāo)應(yīng)控制在2.2～3.0之間。本文選擇可靠度指標(biāo)β=2.5進(jìn)行分析，對應(yīng)失效概率為0.621%。對各變異系數(shù)工況下所得的安全系數(shù)統(tǒng)計柱狀圖進(jìn)行對數(shù)正態(tài)分布擬合，可得擬合曲線的均值、不同COV(qu)工況下所得安全系數(shù)的變異系數(shù)COV(k)和0.621%分位值(表3)。圖7 為安全系數(shù)隨變異系數(shù)變化曲線。

圖6 不同變異系數(shù)工況下的穩(wěn)定性安全系數(shù)統(tǒng)計結(jié)果

結(jié)合表3和圖7可知，隨著水泥土剪切強度變異系數(shù)COV(qu)的增大，安全系數(shù)的均值不斷減小，不確定性分析的均值與確定性分析結(jié)果差值也越來越大。這意味著基于不確定分析結(jié)果的設(shè)計值與傳統(tǒng)設(shè)計方法所得設(shè)計值的差距越來越大。從分布趨勢和可靠度分析結(jié)果來看，COV(qu)越大，剪切強度變異性越強，安全系數(shù)計算結(jié)果的變異系數(shù)COV(k)越大，計算結(jié)果分散性越強，最高值與最低值差值越大。當(dāng)變異系數(shù)COV(qu)=0.25時，可靠度指標(biāo)β=2.5對應(yīng)的k的0.621%分位值為1.157，當(dāng)變異系數(shù)增大至0.45時，k的0.621%分位值僅有1.036，這意味著路堤已處于失穩(wěn)邊緣，必須在原有設(shè)計基礎(chǔ)上進(jìn)行加固。

表3 不同變異系數(shù)工況下計算結(jié)果

圖7 安全系數(shù)隨變異系數(shù)變化曲線

與確定性分析結(jié)果相比，不確定性分析所得結(jié)果并不滿足規(guī)范中安全系數(shù)大于1.35的要求。這也意味著，水泥土剪切強度空間變異性的存在會使確定性分析高估水泥土填筑路堤堤身的穩(wěn)定性。同時，從圖6中可以明顯看出，安全系數(shù)0.621%分位值隨著變異系數(shù)的增大近似線性減小，這也表明傳統(tǒng)設(shè)計方法會高估路堤堤身的穩(wěn)定性，水泥土強度的變異性對路堤堤身穩(wěn)定性安全系數(shù)的影響較為明顯，在設(shè)計時應(yīng)予以考慮。

2.2 固化流態(tài)底泥填筑路堤內(nèi)土體抗剪強度設(shè)計值選取建議

目前在水泥土相關(guān)工程中，常假定水泥土的無側(cè)限抗壓強度qu服從正態(tài)分布，并選取25%分位值作為強度設(shè)計值qud。然而，由前文試驗結(jié)果可知，對數(shù)正態(tài)分布對固化流態(tài)底泥無側(cè)限抗壓強度的擬合效果更優(yōu)，因此常規(guī)水泥土設(shè)計方法中基于正態(tài)分布所提出的25%分位值未必能夠有效地表征固化流態(tài)底泥剪切強度空間變異性對路堤堤身穩(wěn)定性的影響。

選擇可靠度指標(biāo)β=2.5，通過2.1節(jié)不確定分析結(jié)果可知：無側(cè)限抗壓強度均值μ(qu)=40 kPa，COV(qu) =0.25，0.35，0.45工況下的路堤堤身穩(wěn)定性安全系數(shù)的0.621%分位值分別為1.157，1.089，1.036。若通過確定性計算模型進(jìn)行反分析，安全系數(shù)k為1.157，1.089，1.036對應(yīng)的無側(cè)限抗壓強度分別為37.32，26.60，23.92 kPa。該強度可視為“與可靠度設(shè)計方法等效的確定性設(shè)計方法”的無側(cè)限抗壓強度設(shè)計值。因此，根據(jù)該強度設(shè)計值與無側(cè)限抗壓強度qu的對數(shù)正態(tài)分布曲線之間的對應(yīng)關(guān)系，可確定出不同COV(qu)條件下固化流態(tài)底泥填筑路堤內(nèi)土體抗剪強度設(shè)計值對應(yīng)分位數(shù)的大小，見表4。

表4 不同COV(qu)條件下確定抗剪強度設(shè)計值的分位數(shù)建議值

由表4可知，在可靠度指標(biāo)β=2.5的條件下，不同COV(qu)工況下，等效的確定性設(shè)計方法確定抗剪強度設(shè)計值的分位數(shù)建議值均遠(yuǎn)低于25%，因此，傳統(tǒng)設(shè)計方法中，基于正態(tài)分布，按照經(jīng)驗所取的25%分位值并不適合對數(shù)正態(tài)分布的情況。除此之外，各工況下的各抗剪強度設(shè)計值分位數(shù)建議值隨著變異系數(shù)COV(qu)的增大而逐漸增大，其增加速率也呈上升趨勢，但整體增幅遠(yuǎn)低于與經(jīng)驗值的差距，變異系數(shù)COV(qu)對分位數(shù)建議值的影響是有限的,。

在變異系數(shù)COV(qu)=0.45的工況中，取變異系數(shù)COV(qu)=0.25時的分位值14.5% 對抗剪強度進(jìn)行求解，所得結(jié)果為23.16 kPa，相較于16.3%分位值處的抗剪強度僅減小了0.76 kPa，減幅為3.2%；而在變異系數(shù)COV(qu)=0.35的工況中，14.5%分位值處的抗剪強度為26.24 kPa，相較于26.60 kPa僅減小了0.26 kPa，減幅小于1%。因此可以認(rèn)為，在同一可靠度指標(biāo)下，變異系數(shù)COV(qu)的強弱對分位數(shù)建議值的影響十分有限，可按照COV(qu)較低的工況統(tǒng)一取值。在本文所分析的工況與模型中，相應(yīng)分位值可取為14.5%。

3 結(jié) 論

本文綜合現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬方法，探究了固化流態(tài)底泥填筑體內(nèi)剪切強度的空間變異特性及其對固化流態(tài)底泥填筑路堤穩(wěn)定性的影響規(guī)律。所得主要結(jié)論如下：

(1)現(xiàn)場澆填的固化流態(tài)底泥強度空間變異系數(shù)分布于0.29～0.33范圍內(nèi)；當(dāng)采用固化流態(tài)底泥填筑路堤等工程時，應(yīng)對其強度空間變異性進(jìn)行考慮。

(2)傳統(tǒng)的確定性設(shè)計方法會高估水泥土填筑路堤堤身的穩(wěn)定性，水泥土剪切強度的空間變異性在必要時應(yīng)予以考慮。

(3)傳統(tǒng)設(shè)計方法基于正態(tài)分布選取的25%分位值并不適用于對數(shù)正態(tài)分布的情況，且會高估路堤內(nèi)土體的抗剪強度，使得設(shè)計值選取偏大，從而降低路堤堤身穩(wěn)定性，低估路堤失穩(wěn)風(fēng)險。