A STUDY ON THE DISTRIBUTION PATTERN OF SUPRASALT FAULT BASED ON NUMERICAL SIMULATION
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摘要: 盐上断层的形态和分布模式主要由其下部盐体形态和盐拱起所产生的上拱力共同控制。对盐上断层形成机制和分布模式的定量研究在盐上断层解释与预测、盐体形态描述及油气运移和成藏等方面具有重要意义。在总结上拱力与其上断层形态定量关系的基础上，针对盐构造中三种典型的盐体形态类型，分别拟合上拱力分布模式，并数值模拟其所产生的盐上断层形态和分布模式。模拟结果表明：（1）在产生恒定上拱力的盐构造中，发育两组相对称、深度分布一致的断层，每组断层相平行；（2）在产生线性变化上拱力的盐构造中，发育主次两组倾向相反的断层，主断层分布较浅，次断层分布较深，多被主断层限制，每组断层内，断层分布随上拱力变小而线性变深，而其形态不发生变化；（3）在产生抛物线形上拱力的盐构造中，两组主断层倾向相反相互对称，每组断层内，从构造中心到边部，断层倾角变缓，分布变深，构造边部出现次级小断层多被主断层限制。模拟结果与自然界盐体形态和断层分布模式吻合性较好，证实了模拟基于的上拱力与断层形态定量关系理论和模拟结果的正确性。Abstract: The shape and distribution patterns of upsalt faults are mainly controlled by the shape of the lower part of the salt body and its corresponding upwelling force. The quantitative research on the formation mechanism and distribution pattern of upsalt faults plays an important role in the interpretation and prediction of upsalt faults, description of the shape of the salt body as well as the migration and accumulation of oil and gas. According to the quantitative relationship between the upwelling force and the shapes of the upsalt faults, three typical types of salt structures are identified in this paper.The distribution pattern of upwelling force is estimated and numerical modeling is conducted respectively for the three types of salt bodies, based on the quantitative relationship. Accordingly, the modeling results show that (1) In the salt structure with constant upwelling force, two symmetrical fault groups with consistent depth distribution are formed parallelly. (2) In the salt structure with linearly changing upwelling force, two fault groups with reversed directions are formed, in which, the distribution of the main faults is shallow and that of the secondary faults is deep and often limited by the former. Within each fault, the fault distribution linearly deepens as the upwelling force weakens, while the shape is not changed. (3) In the salt structure with parabola upwelling force, the two main fault groups are symmetrical with reverse directions. Within each fault, from the tectonic center to the edge, the inclination of the fault becomes less steeper while the distribution deeper, and there are emergence of the secondary faults mostly controlled by the main faults.The simulation results accord with the shape and the fault distribution pattern of the natural salt bodies, which confirms the theory of quantitative relation between upwelling force and shape of fault and the correctness of the simulation results.
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0. 引言
近年来，随着黄土地区高速铁路、高层与超高层建筑和城市轨道交通工程的兴建，对深层黄土和大厚度黄土湿陷变形特征的研究成为黄土力学与工程的研究热点[1~2]，其中采用原位试坑浸水试验的方法来评价黄土湿陷变形的特征及其时空分布的规律，受到学术界和工程界的重视与广泛应用，取得了大量的成果[3~4]，新的模拟评价方法如离心模型试验[5]、综合物理特征量[6]、试验观测技术与方法如TDR水分计[7]、现场砂井浸水试验[8]、以及新的加固技术如DDC法[9]等，为更加深入地阐释黄土湿陷性的机理与研发大厚度湿陷性黄土地基处理方法提供了新的思路和数据支持。
黄土湿陷变形是地基工程的关键问题[10]，在黄土地区城市轨道交通建设过程当中，如何评价湿陷性黄土场地的湿陷特性及其长期水稳定性，并采取合理的结构设计与地基处理措施，对于保证轨道交通运营与周边建筑安全具有重要现实意义。除了进行深入的工程地质勘察与试验测试外，在拟建场地进行现场浸水试验是较室内试验更为可靠和可行的方法之一，如西安地铁四号线南段塬区[11]和五号线荣家寨车站附近场地进行的现场浸水试验[12]等，这些试验场地黄土均处于天然未扰动状态。
在城市拆迁场地进行工程建设时，由于受长期地表排水、降水、前期施工与拆迁等加卸载作用及车辆交通荷载的扰动影响，其下伏土体多处于不同于原始地形地貌和土层分布情况。兰州地区及周边近些年进行了大量的原状黄土的试坑浸水试验[2, 9]，而对这类“扰动”场地黄土进行浸水试验的研究尚不多见。兰州地铁1号线车辆段位于兰州市东岗镇原兰州钢厂主厂区范围内。在1974年和1976年，该场地曾先后两次进行过大量的现场浸水试验，包括7个自重湿陷性黄土试坑浸水试验、3个荷载浸水试验[13]和3种不同类型桩基(钢筋混凝土打入桩、灌注桩和爆扩桩)负摩阻力的现场浸水试验等[14]，同时进行了系统的室内土工试验，获得了该场地黄土湿陷变形及其地基、桩基承载性状的翔实数据和认识。时隔40多年，在原厂地进行轨道交通基础设施建设之前，对场地遇水湿陷变形特征进行测试与评估，对于相应的地基处理措施的选择和保障运营安全具有重要的意义。
1. 试验场地工程地质概况
该试验场地位于兰州市东岗镇原兰州钢厂主厂区范围，属于黄河南岸Ⅱ级阶地，地面高程约1513.15~1518.98 m。根据钻孔和探井揭露，在勘探深度60.0 m范围内的地层自上而下分别为：第四系全新统人工填土(Q4ml)、冲积(Q4al)黄土状土、卵石及新近系(E1-2)砂岩。其中：杂填土厚度约0.5~6 m，稍湿、稍密。主要成分以建筑垃圾为主，含较多砖屑、混凝土块等，岩性不均、结构杂乱。局部含生活垃圾或房屋基础。其中，黄土状亚黏土大致分两层，上层约6 m厚部分为黄褐色，坚硬—可塑。土质较均匀，孔隙发育，含铁锰质斑纹、较多云母碎片、零星钙质结核，粉粒含量高，结构较疏松，含水率和饱和度较低。下层约4 m厚部分为红褐色黏土，可塑—软塑状态。土质较均匀，孔隙发育，稍有韧性，含铁锰质斑纹、较多云母碎片、零星钙质结核，地下水位位于该层底部，天然含水率和饱和度较高，处于很湿—饱和状态。卵石层较密实，母岩成分以灰岩、花岗岩为主，磨圆度较差，呈次圆状—次棱角状，分选性一般，粒径2~20 mm约占15%，20~40 mm约占30%，40~60 mm约占35%，＞60 mm约占10%，最大粒径250 mm，充填物以砂砾石为主，钻进困难。勘探孔及深标点钻孔等均到黄土层底面为止。
试坑内不同深度黄土物理力学参数统计平均值见表 1所示，其试样取自勘探孔、探井和深标点钻孔。其密度、含水率、孔隙比等参数较原厂地同等深度的数值有一定偏差，但与其较深处数值接近[13~14]，这可能与原场地建设时地表挖方与场地清除等有关。
表 1 试验场地黄土物理力学参数汇总表Table 1. The physical and mechanical parameters of loess in the test site深度/m 密度/(g/cm3) 含水率/% 液限/% 塑限/% 塑性指数 液性指数 颗粒比重 初始孔隙比 饱和度/% 粘聚力/kPa 内摩擦角/(°) 标贯击数 自重湿陷系数 2 1.65 7.6 28.1 18.6 8.5 0.8 2.70 0.76 26.9 61.86 30.25 26 0.025 3 1.65 8.4 30.3 19.9 10.4 -0.92 2.71 0.78 29.2 63.23 26.65 26 0.034 4 1.6 8.9 25.8 16.8 9.0 0.44 2.70 0.84 28.7 71.71 30.49 24 0.026 5 1.65 10.5 25.9 16.8 9.1 -0.28 2.70 0.81 35.1 95.29 31.6 23 0.030 6 1.7 12.2 25.7 16.8 9.0 0.42 2.70 0.78 42.0 76.42 32.22 27 0.027 7 1.7 13.1 25.5 16.7 8.8 -0.83 2.70 0.80 44.4 74.54 29.68 20 0.047 8 1.85 17.3 25.6 16.7 8.9 0.33 2.70 0.71 65.5 79.25 27.34 19 0.049 9 1.9 21.3 26.7 17.2 9.5 0.09 2.70 0.73 79.4 99.8 25.00 22 0.045 10 1.95 23.0 27.0 17.3 9.7 -0.04 2.70 0.71 88.2 92.46 36.61 19 0.037 11 1.9 21.9 26.8 17.2 9.6 0.2 2.70 0.73 80.5 74 27.03 17 0.025 12 1.92 22.3 26.6 17.1 9.4 -0.15 2.70 0.72 83.6 80.47 26.83 16 0.034 2. 试验方案
2.1 试坑选择与测点布置
根据勘查资料显示，浸水试坑2倍直径范围内没有地下管线通过，试坑距周边建筑物最近距离超过至少50 m以上，不足以对周边的建筑物安全构成影响。考虑现场实际条件，最后将浸水试坑开挖为椭圆形，其中长轴(AA方向)为15 m，短轴(BB方向)为13 m，沉降观测标点最深设至12 m。试坑浸水等效直径为14 m，大于黄土层厚度11 m，基本符合原位浸水试验要求[15]。但是，因该试验场地以前是经过一定地基处理且有过建筑物，表层有一定厚度的建筑杂填土需清除，故试坑实际开挖深度约为2.3 m，经开挖平整后，依据原位浸水试验的相关规范要求在坑底铺设一层厚度为5~10 cm的细砂。
试验共布设沉降观测标点23个，试坑内设19个，试坑外设4个，最远距试坑外8.1 m；其中：深标点11个，浅标点12个，坑外布置的全部为浅标点，深标点最深设至地表以下12 m，亦即自试坑表面最大深度10 m。各沉降观测标点在平面上的布置如图 1，其中：Q1—Q12为地面浅标点，Q1—Q8位于坑内，Q9—Q12位于试坑外(布置在探槽中自然黄土层表面，其高度比试坑平面高约0.8~1.0 m)。浅标点位于与椭圆轴线呈45°的射线上(CC方向、DD方向)，环向间距2 m。S1-S11为深标点，全部布置于试坑椭圆的轴线上。其中短轴方向间距1.5 m，长轴方向上间距2.5 m。位移观测点埋置深度及最终沉降变形等详见表 2。在探井中按每米1个的间距，布设20个水分传感器。其中：1—10位于T2探井内，1对应探井最深的位置，10位于地表最近位置；11—20位于T1探井，11对应探井最深的位置，20位于地表最近位置。
表 2 深标点和浅标点位置最终沉降量汇总表Table 2. The summary of the monitoring points and the related total settlements序号 浅标点编号 灌水结束沉降量/mm 观测结束沉降量/mm 灌水结束沉降量占总沉降比值/% 深标点编号 埋设深度/m 灌水结束沉降量/mm 观测结束沉降量/mm 灌水结束沉降量占总沉降比值/% 1 Q1 96 105 91.4 S1 6 73 72 101.4 2 Q2 207 215 96.3 S2 7 70 77 90.9 3 Q3 226 236 95.8 S3 8 84 84 100.0 4 Q4 261 268 97.4 S4 9 76 75 101.3 5 Q5 260 268 97.0 S5 5 86 84 102.4 6 Q6 280 288 97.2 S6 4 97 100 97.0 7 Q7 370 381 97.1 S7 12 86 81 106.2 8 Q8 66 70 94.3 S8 11 78 82 95.1 9 Q9 51 61 83.6 S9 10 98 85 115.3 10 Q10 47 58 81.0 S10 3 80 83 96.4 11 Q11 79 92 85.9 S11 2 92 88 104.5 12 Q12 55 69 79.7 注：浅标点埋设深度统一为自然地面以下2.6 m，试坑表面以下0.3 m。 2.2 浸水过程及灌水量估算
试验场地离公路较近，受现场条件限制，试验用水取自就近的地铁区间隧道施工降水，于2015年12月18日开始注水，2016年1月24日停水，历时36天，总注水量为1462 m3，供水方式属于间歇浸水[8, 16]。灌水量随时间变化曲线如图 2所示。在试坑边设置标尺，用来记录试坑内水头，浸水过程中始终保持水头在30~40 cm及以上。考虑到试坑周边地形空旷，灌水期昼夜温差大且时有刮风，故于2016年1月10日至2016年1月26日期间对水分蒸发情况进行了现场简单实测标定：在试坑边缘，初始时小盆内装水560 ml，经16天后盆内剩余水为200 ml，据此可近似估算日均蒸发损失率为：(560-200)÷560÷16＝4%，则估算的实际下渗水量约1450×(1-4%)=1392 m3。
试坑浸水试验时，水在土中沿40°~45°夹角向外向下渗流，其影响范围大致为湿陷性土层厚度的1.2~2.0倍[17]。参考图 3所示的理论渗水扩散范围计算方法[13]，试验试坑等效半径为7 m，湿陷性黄土层厚度为10 m，故其地表影响范围X为20.5 m，湿陷性土层底部为40.5 m，其中虚线范围内为土层达到饱和状态的范围，之外则是土层含水率有所增加的影响范围，因此，以虚线影响范围内各层土天然含水率为基础，计算其计算饱和度为100%时的含水率，就可求出需要增加的浸水量。圆台上下半径分别为7.25 m和17.2 5 m，高度10 m，体积4976.2 m3，根据表 1中各层土的天然含水率，可求得理论灌水量为639.5 m3(见图 4)，实际灌水量为1392 m3。完全满足饱和条件。从图 2可知，大约第18天时，实际灌水量达656.4 m3，已达到理论饱和条件。水分传感器因精度及埋设方法等原因，其数据虽然较为离散，其结果不够准确，但是却能近似反映出在20天左右及以后部分埋深处的含水率发生突变且快速增大至100%的现象(见图 5)，与下文图 6中沉降变形突增式的特点近似一致。
图 4 单层灌水体积和累计灌水体积计算值随深度变化Figure 4. The irrigation amount in each single layer and the total amount vs.time3. 沉降观测结果与分析
3.1 沉降变形时间规律
典型深标点和浅标点的累积沉降变形曲线见图 6a和图 6b所示，对于深标点，大致分两种类型，一类是从一开始就近似线性增长，在20天左右沉降迅速发展至稳定值附近，如S1点和S11点；另一类则是初期缓慢增长(前6天)，然后从第7天开始快速增长且近似为线性发展，到第19天时达到最终沉降的约95.2%，如S3点，其中S2—S5、S7—S9都是类似的发展趋势(见图 6c)。而对于浅标点，也大致可分为两类，一类是两台阶式的增长，如图 6b中的Q10和图 6d中Q1、Q8、Q9、Q11、Q12等，大多在第25天左右有个突增；另一类是三台阶式的增长，如6b中的Q5和图 6 d中的Q2—Q7等，分别在第16天和第23天有两次突增，之前发展相对较慢。从归一化位移(以最终位移为分母)沉降时间曲线也可看出类似趋势(见图 6e、6f)，总体而言，深标点和浅标点的发展历程各有不同，深标点为近似线性增长至26天左右基本达到最终沉降，而浅标点前20余天增长缓慢，但在26天左右时突然剧增至最终沉降，这与图 6h、6g中沉降速率变化基本吻合。浅标点普遍突增式的沉降显示该场地的浸水沉降位移曲线具有“缓慢增长—陡增—趋于稳定”的特点。
3.2 最终沉降分布
根据各测点沉降位移值和沉降速率随时间的变化关系可知(见表 2、图 6)，深标点的沉降小于浅标点的沉降。对于各深标点而言，总的沉降均比较接近，在70~102 mm之间，除S6点略大外，其余均较为接近，平均为83 mm。各浅标点沉降则相差较大，其中最大点为Q7点，为381 mm，其次为Q2—Q6各点，在215~288 mm之间，平均约255 mm，剩余的Q1、Q8—Q12沉降变形最小，在69~105 mm之间，平均76 mm。其中Q7点距离浸水管道口位置最近，受往复水流冲击，该处表层土体受扰动较大，且该点下方杂填土厚度较大，原状黄土厚度实际约6 m，其值偏大应与此有关；而Q2—Q6的沉降则与这些点下伏黄土层厚度有关，沿着DD方向，黄土层逐渐增厚至最大；而Q7点附近表层炉渣分布较厚，约5~6 m才可见原状黄土。浅标点Q9—Q12在试坑以外，约1倍半径范围，其沉降虽小，但说明浸水影响的深部范围基本符合图 3所示的情况。
从沉降位移的时间分布看，浅标点最大沉降速率或最大单日沉降发生的时间基本相当，大致在26天左右(见图 6b、6d、6h、表 3)，大部分测点在该时段沉降变形突增至最终值左右且渐趋稳定，其中Q7是特例。Q9—Q12在试坑以外，单日最大沉降发生时段的总沉降占最终沉降的比例相对较低，其余试坑内的浅标点沉降大多超过总沉降的80%以上。S4、S5、S6和S8等试坑中部黄土层较厚的部分基本接近最终沉降，说明变形已经稳定，而在第26天时，所对应的深标点基本全部达到了最终沉降值(见图 6c)。从表 3和图 6b、6h可知，在第26天左右深标点整体发生突增型沉降变形，且该时段所对应沉降占总沉降比例较高。考虑到第22天时实际灌水量已超过700 m3，且第22天时各深标点沉降变形占总变形的平均比例已高达92.5%，结合表 3中深标点单日最大沉降发生的时间，说明整个试坑浸水影响范围内黄土在18天左右时已经完全饱和。实际上，S7、S8和S9三点平面位置相邻，埋深也各相差1 m，均在黄土层下限附近，其饱和度较高而湿陷性较为微弱，单日最大沉降时段累积沉降占总沉降的比例也基本接近。
表 3 各测点最大沉降速率及其对应时间Table 3. The maximum settlement velocities and their corresponding time深标点编号 埋深/m 最大沉降速率/mm 最大沉降发生时间/d 占总沉降比值/% 浅标点编号 最大沉降速率/mm 最大沉降速率发生时间/d 占总沉降比值/% 湿陷变形占总变形比例/% S1 6 15 23 80.6 Q1 32 26 84.8 30.5 S2 7 13 11 74.0 Q2 65 26 80.5 30.2 S3 8 11 11 42.9 Q3 81 26 88.6 34.3 S4 9 12 12 48.0 Q4 87 26 96.3 32.5 S5 5 12 10 65.5 Q5 75 26 95.5 28.0 S6 4 10 15 78.0 Q6 110 26 94.4 38.2 S7 12 15 14 56.8 Q7 109 25 66.9 28.6 S8 11 14 13 56.1 Q8 17 27 100 24.3 S9 10 10 13 62.4 Q9 16 26 60.7 26.2 S10 3 12 6 44.6 Q10 16 26 72.4 27.6 S11 2 11 20 88.6 Q11 32 28 78.3 34.8 Q12 16 23 52.2 30.5 深标点发生单日沉降的速率相差较大，但除了S11、S6和S1等深标点之外，其余各点的最大沉降速率与其埋深近似呈线性关系且相关性较高，如图 7所示。如把最大单日沉降近似理解为浸水到此深度发生的“突然的”湿陷，则说明此线性对应时间为试坑浸水下渗到深标点所处深度的时间，其线性关系可用以估算黄土浸水试验时水的平均下渗速度(见图 7)，其值约为0.74 m/d(0.9×10-5 cm/s)，与黄土的渗透系数量级与分布范围基本相当[17]。同时也可理解为下渗水流到达所在深度时，因其黄土达到饱和条件，突然发生的自重湿陷，对应深度黄土的起始湿陷压力即为其上覆土体在饱和重度状态下的自重应力(应理解为总应力)。
图 7 深标点埋深深度与最大沉降速率出现时间的相关关系Figure 7. The correlativity between the burial depth of the deep monitoring points and the occurrence time of the maximum settlements浅标点几乎在相同时段内产生单日最大沉降，且同步增长并接近最终的稳定沉降数值，说明该时段时全部土层范围的黄土已达到饱和，也同时达到起始湿陷压力而产生湿陷变形，因此，单日最大沉降可理解为黄土的湿陷变形，而之前发生的变形则可理解为黄土增湿软化产生的压缩变形(见表 3)。以此思路，按浅标点实测的沉降变形，可将其总变形分为增湿压缩变形和湿陷变形两部分，其中湿陷变形所占总变形比例如表 3所示，其平均值为30.6%，方差为4.1%，变异系数仅0.135，说明其整体离散性较小。尤其是在最大沉降发生的时间所占总变形比例较高的各测点，如Q1—Q6、Q11等，其湿陷变形占总变形比例较为接近(Q8可视为特例)，整体可以反映出湿陷变形的“突增型”特点。
3.3 沉降变形空间分布规律
不同剖面各标点实测沉降变形的时空分布曲线如图 8所示，AA和BB方向沉降在中间过程的发展趋势有所差别，但最终沉降值较为接近，而CC和DD剖面则有较大差异，CC方向从Q12、Q11依次向Q8、Q4—Q6方向逐渐增大，DD方向从Q10、Q9相对较小，到中间Q3、Q2变大，再到Q1变小，最后至Q7处最大。这与试坑内土层原状黄土土层厚度的分布有关。Q7点附近表层杂填土层较厚，原状黄土层相对较薄，沿着CC和DD方向自左向右的黄土层厚度逐渐增大，Q6、S7、Q3等附近黄土层厚度最大，相应的Q2—Q6各点总沉降最大(见图 1a)，这与图 9所示的三维沉降分布是基本吻合的。
图 9 浅标点三维沉降分布图Figure 9. The three-dimensional settlement distribution of the surface monitoring points4. 讨论
4.1 实测沉降位移数值整体偏小的原因浅析
试坑所在场地原为兰州钢厂主厂区范围，后钢厂搬迁后原址有一段时间作为经商铺面(汽车4S店)，多年的建设、拆除和使用，使得该场地土层先后受多次的挖填、地表水入渗和车辆交通荷载作用的扰动。试坑表层有炉渣、场地硬化混凝土层及杂填土等，试坑平均开挖至2.3 m左右才可见纯净新鲜的原状黄土，局部甚至5~6 m才可见黄土(如浅标点Q7附近)。试坑开挖的杂填土(主要为杂填土，含少量水泥路面碎块、碎砖块)就地堆放在试坑周边，使其形成一个相对深度约2.5~3.5 m的盆地状试坑。因此，试坑黄土在浸水前处于一个超固结状态，卸荷深度平均约2.3 m，折算卸荷自重应力约40 kPa。因受现场天气、水源供应和安全管理方面的影响，浸水试验采用断续注水，所施加的水头最大约1.0 m，灌水引起的黄土自重应力增量按最大水头计算也仅为10 kPa左右，但水头因入渗速度较快而很快就会下降。表层灌水饱和部分的黄土自重增加，会对深部黄土施加均布荷载，使其下部黄土产生一定程度的压密作用，符合填方与挖方改变黄土湿陷性类型的一般性认识[17]。但是考虑到试坑等效半径约14 m，而黄土层最大厚度约11 m，如图 10所示(a0为附加应力系数)，若近似按圆形面积(半径取7 m)均布荷载下圆心下附加应力随深度衰减规律计算，上部非饱和土层部分浸水增加的应力增量仍小于试坑开挖卸荷减少的自重应力及其衰减。因此，试验实测的变形整体偏小，远小于相同场地早先浸水试验平均约867 mm的变形[13]。若以该场地原状黄土实测的867 mm[13]为基准，大部分测点变形不足9.6%，仅Q2—Q6平均为29.5%。其主要原因有两个，一是场地土层多年扰动导致其初始孔隙比较小(见表 1)。根据谢定义的观点[18~19]，黄土总湿陷量为定值，与浸水次数无关；无论增湿变形还是湿陷变形，总的变形量与起始含水率也无关，只是应力状态的单值函数；而起始含水率的不同只影响二者之间的分配比例，随着起始含水率的增大，压缩变形越来越大，湿陷变形越来越小。因此，试验中实测的沉降变形应理解为广义的浸水增湿湿陷[18~19]，包含压缩变形和湿陷变形两个部分，在相同条件下，对于一定性质的黄土，增湿减小了黄土的湿陷量却增大了压缩量，减湿减小了黄土的压缩量却增大了湿陷量[20]。二是在试坑开挖前，由于有路面层等表层处理和地基换填等措施，开挖过深，卸荷回弹变形较大。而随着浸水后试坑内黄土逐渐饱和，其增湿变形和下部土层达到起始湿陷压力后突发的湿陷变形，才是产生最终变形的两个组成部分，黄土湿陷变形的实质可理解为一定压缩应力条件下扰动灵敏度和浸水灵敏度的结构演变反应[6]，就试验的结果来看，二者所占比例近似为70%和30%。因此，试坑内浸水产生的变形应主要来源于上部非饱和黄土的增湿压缩变形。
图 10 圆心面积均布荷载作用下圆心下附加应力随深度衰减Figure 10. The additional stress under the center of a circular uniform load vs.depth4.2 扰动场地黄土湿陷性特征
根据上述的讨论，扰动场地的浸水变形，无论是增湿导致软化产生的变形还是达到起始湿陷压力产生的湿陷变形，都具有整体湿陷量偏小和变形发展过程为“缓慢增长—陡增—缓慢增长—稳定”的特征，这种沉降变形随时间的变化特点不同于既有大多数现场浸水试验中缓慢平稳型增长的情况[1~4, 11~14]。考虑到浸水使整个土层达到完全饱和湿陷变形产生的突增性特点，对于扰动场地的工程建筑，不仅需要考虑将来运营期间浸水产生沉降变形的总变形量，更要防止这种突增型湿陷变形的潜在风险。以该试验试坑按14 m直径为例，按照兰州年327 mm左右的降雨量，理论估算约12.7年即可达到640 m3的下渗水量，当然，考虑到降雨的时间分布不均与蒸发以及地表防排水等情况，实际达到该数值的时间会更长，但从长期降雨入渗和地表水下渗的可能性分析，即便是对扰动场地，也应充分考虑不同厚度黄土层浸水引起沉降位移的总量、差异沉降及突增型湿陷变形的影响。
此外，由于受现场场地条件限制，用于采取原状试样的探井也布置在试坑内，虽然对之进行了回填，但是回填密实度肯定不如原状土层的情况，因此，在浸水试验开始后，探井成为渗水通道，某种程度上可能会增大局部的下渗与水平渗透速度，但是从实测沉降变形的时间发展规律和最终稳定值看，这种影响似乎不是很明显。各测点的沉降变形表现出较为一致的发展趋势，探井的影响是较为微弱的。
5. 结论
通过在兰州东岗轨道交通车辆段建设场地进行浸水试验，分析扰动场地黄土沉降变形特征，得出如下结论：
(1) 扰动场地黄土经历填方、挖方、降水和排水入渗以及交通荷载的影响，其土体湿陷特性会发生变化，使其表层土体压密，湿陷性降低。因表层杂填土层较厚，试坑挖方较大，使黄土层处于卸荷状态，使其湿陷性降低，试验得出的浸水沉降变形总体偏小。
(2) 扰动场地黄土浸水沉降的时间发展特点为“缓慢增长—陡增—趋于稳定”，不同于既有大多数浸水试验中缓慢增长的特点。其中发生沉降速率最大的时间基本和黄土沉降突增的实践吻合，说明突增部分是黄土达到饱和后发生的湿陷变形，尤其是浅标点几乎同时发生沉降位移的突增，据此可估算试验中黄土浸水增湿的压缩变形和湿陷变形的比例大致为7:3。
(3) 扰动场地浸水时，受土层分布不均匀、试坑开挖深度和灌水方式等影响，其沉降位移的最终观测结果存在一定程度的不均匀性，但其整体性规律是较为一致的。湿陷性占总变形的比例虽然相对较小，但其突增型的特点及土层厚度不均引起的差异沉降变形却值得引起注意，在工程设计中应充分考虑在长期降雨和地表排水下渗情况下产生的总沉降、差异沉降及突增型的湿陷变形，做好消除黄土遇水饱和产生附加变形的相应措施。
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图 3 恒定上拱力背景下盐上断层分布模式
Figure 3. The distribution pattern of upsalt faults with constant upwelling force
图 4 线性上拱力背景下盐上断层分布模式
Figure 4. The distribution pattern of upsalt faults with linearly changing upwelling force
图 5 抛物线形上拱力背景下盐上断层分布模式
Figure 5. The distribution pattern of upsalt faults with parabolically changing upwelling force
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