超軟土的工程性質分析

葉國良，郭述軍，朱耀庭

（中交天津港灣工程研究院有限公司，港口巖土工程技術交通行業重點實驗室，天津市港口巖土工程重點實驗室，天津 300222）

0 引言

隨著沿海港口和工業建筑等工程建設的快速發展，用地需求急劇增加，需求與土地不足的矛盾日漸突出，為解決矛盾，涌現了大量的圍海造陸工程。以天津地區為例，近期規劃的由南到北圍海造陸工程為南港工業區162 km2、臨港產業區120 km2、臨港工業區80 km2、東疆港區30 km2、海濱休閑旅游區75 km2、中心漁港10 km2。圍海造陸吹填土取自海底淤泥質土。一次性吹填區域較大，出水口離吹填管口較遠，吹填過程中顆粒較小的黏粒隨水飄流富集在出水口附近，形成含水率大、壓縮性高、抗剪強度低和滲透性差的淤泥、流泥等超軟土[1-8]。

除天津地區外，以濱海相沉積為主的軟土層分布在湛江、廈門、溫州灣、舟山、寧波、連云港、大連灣等地區，瀉湖相沉積的軟土分布在溫州、寧波等地區；溺谷相軟土分布在福州、泉州一帶；三角洲相軟土分布長江下游的上海地區、珠江下游的廣州地區。這些地區圍海造陸工程中也有類似的超軟土區域[9-16]。

工程建設工期短，吹填后的超軟土來不及晾曬就要采用真空預壓法等進行加固。近幾年發現，采用真空預壓法加固新吹填的淤泥和流泥等超軟土，經過3～5個月的預壓加固，地基沉降量非常顯著，加固后的強度增幅較大，但絕對值較小，難以滿足堆場地基使用要求，需要進行二次處理。如黃驊港某加固區[2]，加固前的含水率為120%左右，十字板抗剪強度為0～5 kPa，排水板間距為0.7 m，真空預壓5個月后，地基總沉降量達到2.3 m，加固后的含水率為55%～80%，十字板抗剪強度為5～15 kPa。

為了能有效地對超軟土進行加固，本文在較廣泛收集沿海地區超軟土加固前后的物理力學指標的基礎上，結合多項室內試驗結果，對超軟土的工程特性進行了較為系統的分析研究。此外，還分析了超軟土的固化試驗、真空聯合電滲試驗等結果。結果表明加固后的超軟土地基承載力可以達到堆場使用要求。

1 超軟土定義

文獻[17]規定：淤泥性土應為在靜水或緩慢的流水環境中沉積、天然含水率大于液限、天然孔隙比大于1.0的黏性土，根據含水率和孔隙比按表1進一步分為淤泥質土、淤泥和流泥。港口工程中遇到的軟土，主要是指淤泥和淤泥質黏土，但也包括工程性質很差的其他黏性土，如泥炭土、混有大顆粒的淤泥土等。現階段國內對超軟土和軟土的劃分還沒有形成統一的意見，也沒有明確的超軟土定義。

超軟土的成因主要有兩種，一是第四紀全新世（Q4）文化期以來新近沉積的濱海相和沼澤相欠固結的淤泥性土；二是疏浚吹填造陸過程中，由于一次性吹填區域較大，顆粒很細的黏粒富集在吹填出水口區域，形成超軟土。本文在分析沿海地區軟土和超軟土物理力學指標統計結果的基礎上，參考日本軟基與超軟基的劃分，提出中國軟土和超軟土的定義區分見表2，供工程技術人員參考。

表1 淤泥性土的分類

表2 中國軟基與超軟基定義

2 各地區超軟土物理力學指標

將收集到的國內沿海各地區超軟土物理力學指標列于表3～16。

表3 天津地區軟土土性指標（1）[1-8]

表4 天津地區軟土土性指標（2）[1-8]

表5 大連港大窯灣港區三期工程Ⅳ號塘流泥物理指標統計[9]

表6 黃驊發電廠二期吹填土加固前物理力學指標[10]

表7 青島海西灣造修船基地西圍堰吹填土加固前物理力學指標[11]

表8 連云港廟嶺地區軟基加固前后土性指標[12]

表9 連云港海濱新城一期陸域形成圍埝軟基加固前土性指標[13]

表10 南沙某區陸域軟基加固前后土性指標（1）[14]

表11 南沙某區陸域軟基加固前后土性指標（2）[14]

表12 深圳大鏟灣港區一期試驗區軟基加固前土性指標[15]

表13 深圳某軟基加固前后土性指標[15]

表14 吹填超軟土土性指標[16]

表15 港珠澳大橋海中人工島東人工島軟土層主要物理性質指標統計表[18]

表16 廣西沿海軟土物理力學指標[19]

表層超軟土具有含水率很高、孔隙比大、液限和液性指數大、固結系數小等物理表征。如表4中南港工業區表層超軟土平均含水率97.7%、液性指數4.4、固結系數僅為1.7×10-4cm2/s；表5中的淺層超軟土，平均含水率高達118.5%、平均液限52.2%、平均塑限28.9%、平均液性指數3.86。

表層超軟土強度很低。表6中的流泥十字板剪切強度均值為3.1 kPa，含水率在60%～71.9%的淤泥十字板剪切強度值多數小于5.0 kPa。大窯灣港區三期工程流泥十字板剪切強度在2.5～4.7 kPa范圍，少數孔大于5.0 kPa。臨港工業區表層超軟土的十字板剪切強度一般也小于5.0 kPa。

表層超軟土固結快剪內摩擦角較小。表7中含水率在96.7%～109%的流泥直剪固快內摩擦角很小，φcu在3.0°左右；表12中含水率在88.9%～109%的流泥直剪固快內摩擦角φcu為14°～15.1°；表13中含水率119.9%的流泥直剪固快內摩擦角φcu為13.9°；表15中含水率為70.2%的淤泥三軸固快內摩擦角φcu為14.3°。

從表12和表13可知，深圳地區的超軟土的靈敏度范圍為2.4～3.9，均值為3.0，與軟土地基的靈敏度基本相同。根據文獻 [17]規定可知，超軟土為中靈敏性。

3 超軟土物理力學指標試驗結果及其分析

超軟土的含水率很大，強度很低，采用直剪、三軸和現場十字板剪切儀很難測得其強度指標，一些室內試驗[2]和工程[5，9，13]中的超軟土加固前沒有強度結果。為了掌握超軟土處理前的工程力學特性，文獻[6]選擇了天津港、黃驊港、連云港、寧波港和深圳港5個地區的代表性淤泥質土，摻加土樣表層含鹽水配置不同含水率的土樣，并用土壤攪拌機攪拌均勻，靜置一段時間后，測試土樣的含水率、重度和十字板剪切強度。十字板剪切強度試驗采用室內十字板淤泥剪切儀。土樣試驗結果見圖1和圖2。

圖1 含水率與十字板剪切強度關系曲線

圖2 含水率與重度關系曲線

文獻[17]第4.2.14條規定，飽和狀態的淤泥性土可根據天然含水率按式（1）確定其重度，也可根據飽和狀態淤泥性土的天然含水率按式（2）估算其重度。

式中：γ為土的重度，kN/m3；Gs為土粒的比重；ω為天然含水率，%；γω為水的重度，kN/m3。

從圖1中可以看出，5個地區超軟土的強度均小于2 kPa，并隨含水率增加而快速減小。當含水率大于150%時，十字板剪切強度均小于0.1 kPa，基本沒有強度。

從圖2中可以看出，超軟土的重度隨含水率增加而減小，含水率與重度基本呈半對數關系，與式（2）基本一致，但含水率大于70%時，圖1中的點均在規范公式曲線的上方，說明超軟土含水率較大時，實際重度稍大于規范公式計算的重度。

對于文獻[1]中的淺層吹填流泥和淤泥土，采用式（1）、（2）計算所得的重度分別為15.1 kN/m3，14.8 kN/m3，實測重度平均值為15.3 kN/m3，式（1）計算值與實測值接近；式（2）計算值比實測值小3.2%。實際工程得出的關系與上述室內試驗結果基本一致。

對文獻[1]中的淺層吹填土的含水率與孔隙比進行了統計分析，得出圖3所示的線性關系曲線，從圖中可知超軟土的孔隙比也是隨著含水率的增加而成比例增加的。

圖3 孔隙比隨含水率的變化

4 超軟土強度增長分析

文獻[17]中規定，對于正常壓密的黏性土，加荷過程中強度增量的標準值可按式（3）計算。

式中：ΔCuk為強度增量的標準值，kPa；Uσ為應力固結度，%；σzk為地基垂直附加應力標準值，kPa；φcq為固結快剪內摩擦角標準值，（°），可取均值。

由于超軟土加固前的含水率很大，固結快剪時，荷載施加很慢，試驗時間很長，一般不做固結快剪試驗，因此加固前的固結快剪內摩擦角數據較少。

對于含水率很高、孔隙比很大、壓縮性很高的流泥，經過真空預壓加固后，強度難以滿足80 kPa堆場地基承載力的要求。為此文獻[2]選取大連港大窯灣港區二期續建工程流泥進行室內加載試驗。流泥含水率140%～160%，黏粒含量42%～49%，塑性指數31%～36%，試驗用土極軟，無法做力學指標試驗，強度幾乎為零。試驗采用內徑96 cm、高120 cm的試驗筒，筒內裝流泥90 cm，筒中間插入1根塑料排水板。采用加載預壓法進行加固，荷載值為80 kPa，分3級施加，分別為16.1 kPa、25.6 kPa和38.3 kPa。第二級荷載97 d后施加，第三級荷載238 d后施加，691 d后完全卸載并進行效果檢驗。加固后土體物理力學試驗結果見表17。

表17 加固后各指標均值

從表17可知，加固后的固結不排水剪內摩擦角平均值為12.0°。超軟土在室內采用理想的堆載預壓，加固時間長達近2 a，其強度值也僅有13.1 kPa。

根據沉降實測值計算得到的固結度為91%，根據式（3）和表17中的固結不排水剪內摩擦角計算所得的強度增長值為15.5 kPa。十字板剪切強度實測值比計算值小15.5%。

文獻[6]采用黃驊電廠試驗區流泥進行室內真空預壓試驗，試驗模型槽為4.0 m×1.5 m×2.0 m，試驗土體高度1.4 m，加固前土體物理指標見表18。150 d膜下真空壓力保持80 kPa，根據沉降計算固結度為94%。加固前、后十字板強度均值分別為0.6 kPa和13.1 kPa。

表18 加固前各指標均值

根據表3可知天津市臨港產業區淺層試驗區真空預壓加固前后強度增長值為9.3 kPa。室內試驗得到的固結不排水剪內摩擦角為9.9°，現場實測固結度為80%，計算所得強度增長值為11.2 kPa。十字板剪切強度實測值比計算值小17.0%。

從上述三個試驗可知，強度增長值與式（3）計算值相比，偏小15.5%～17%，超軟土強度增長值采用一般軟土強度增長值計算公式需要進行折減。

室內長期理想堆載試驗、室內和現場真空預壓試驗加固后的超軟土十字板剪切強度值均很小，由此說明了并非現場真空預壓法加固這種土體不行，而是由于流泥這種超軟土土性決定的，土體的固結快剪內摩擦角較小，采用預壓固結強度增長值也只能達到如此程度。流泥這種超軟土雖然以前在工程中很少碰到，但在東突堤軟基加固處理時表層的十字板強度也不高[4]，也存在類似的問題，只是當時認識的局限和沒有引起大家的注意而已。工程中對超軟土處理后承載力如要求達到80 kPa以上，則需要采取聯合處理、二次處理或固化處理等措施。

5 超軟土的固結特性

文獻[20]選用的超軟土來自深圳某圍海造陸工程，該超軟土屬第四紀的海相沉積層，廣泛分布于深圳西部的沿海地區和伶仃洋東岸，厚度一般為3～10 m，呈流塑狀，黑灰色，有機質含量一般在5%～10%之間。試驗用超軟土的物理性質指標試驗結果見表14。

不同固結壓力作用下試樣的變形量和孔隙比變化分別如圖4和圖5。

圖4 變形與固結壓力關系曲線

圖5 孔隙比與固結壓力關系曲線

固結壓力小于200 kPa時，變形量和孔隙比變化較大，固結速率較高，在200 kPa處出現明顯拐點，隨著固結壓力的增大，試樣的變形量及孔隙比變化趨于緩慢。試樣在5 kPa固結壓力作用下，固結變形量為試樣高度的15.6%，孔隙比降低了21.4%；在3 200 kPa固結壓力作用下，孔隙比降低了67.7%，其變形量達試樣高度的49.3%。文獻[2]中的室內長期加固試驗691 d后的土體沉降42.7 cm，為初始高度90 cm的47.7%，兩種試驗結果表明超軟土的沉降與土體高度比遠大于一般軟土。

不同固結壓力下固結完成后試樣的含水率、滲透系數分別如圖6和圖7。當固結壓力由5 kPa增加到80 kPa時，試樣含水率、滲透系數急劇減小。在80 kPa的固結壓力下，含水率由95.7%降至51.1%，降低幅度達46.6%，滲透系數僅為固結壓力為5 kPa試樣滲透系數的1/15，滲透系數變化明顯。固結壓力大于80 kPa后，滲透系數與固結壓力關系曲線基本呈一條水平直線，滲透系數變化較小。

圖6 含水率與固結壓力關系曲線

圖7 滲透系數與固結壓力關系曲線

不同固結壓力下試樣的固結系數變化如圖8。試驗結果表明，土樣固結系數隨固結壓力的增大總體趨勢是增大的。

文獻[21]統計了天津港東突堤吹填土層和淤泥質土層不同固結壓力下的固結系數，見圖9。結果表明，吹填土和表層淤泥固結系數隨固結壓力的增大而增大，與室內試驗結果比較吻合，但下部淤泥固結系數隨固結壓力的增大而減小。

圖8 固結系數與固結壓力關系曲線

圖9 固結系數與固結壓力統計關系曲線

6 超軟土固化等處理后的工程特性

6.1 超軟土拌和生石灰后的工程特性

文獻[2]利用生石灰吸水膨脹和與超軟土拌和后的物理化學反應，可提高超軟土工程力學特性。在青島海西灣造修船基地工程試驗區進行了流泥、淤泥拌和生石灰試驗。試驗區表層流泥淤泥厚3～5 m，流泥含水率為103%～126%，孔隙比為2.864～3.520，重度為13.8～14.5 kN/m3；淤泥含水率為64.8%～80.4%，孔隙比為1.790～2.195，重度為15.3～16.3 kN/m3。

生石灰：采用新近生產的，具體要求為：1）氧化鈣的含量不宜小于70%；2）含粉量不得大于10%；3）含水率不得大于5%。

石子：粒徑在20～80 mm之間，含泥量≤5%。

拌和方法：先用挖掘機在淤泥和流泥中滲入8%～10%的石灰進行初步拌和，2～3 d后再摻入20%～30%的石子充分拌和，將拌和后土料填到原位置，最后再碾壓整平。

拌和處理后的含水率為20%～30%，十字板剪切強度達到30～60 kPa，靜力觸探的比貫入阻力為0.74～1.36 MPa，經大型載荷板試驗檢驗地基承載力均大于120 kPa。

6.2 超軟土固化后的工程特性

為了就地取材，天津港北大防波堤西內堤（一期）工程采用淤泥固化后充填模袋作為堤芯結構[22]。固化后的淤泥強度較高，可為超軟土的處理提供一種解決方法。

6.2.1 室內拌和試驗

試驗用的土為現場淤泥和淤泥質黏土，主要物理力學性質指標見表19，固化劑選用P.O.32.5普通硅酸鹽水泥，試驗拌和水采用現場海水。不同水泥摻量下的淤泥固化后的無側限抗壓強度隨養護齡期的關系如圖10。從圖中可知，淤泥固化后的強度隨著水泥摻量的增加而增大，6%的水泥摻量7 d無側限抗壓強度可達0.2 MPa。

表19 試驗用土主要物理力學性質指標

圖10 不同水泥摻量淤泥固化后的強度曲線

6.2.2 現場淤泥固化后的檢驗結果

現場采用的固化劑同樣為P.O.32.5普通硅酸鹽水泥。為了滿足淤泥固化后充灌模袋時的流動性需要，依托工程現場拌和時添加一定的海水，含水率達到80%以上。淤泥固化后的物理力學指標統計結果見表20（統計時忽略齡期等因素）。

從表20可以看出淤泥固化后具有含水率大、密度小、孔隙比大、強度較高等特點，直剪快剪內摩擦角為26.2°、黏聚力為32.0 kPa，采用傳統試驗方法得出的淤泥固化后的液限較原土增加許多。現場淤泥固化后的無側限抗壓強度值一般在0.05～0.35 MPa之間，總平均強度可達0.20 MPa，標貫擊數平均為6.1擊，貫入阻力為0.18 MPa。

表20 現場淤泥固化后的物理力學指標統計表

6.3 超軟土真空聯合電滲加固后的工程特性

文獻[23]開展了室內超軟土真空聯合電滲加固試驗。試驗土體為1.8 m×1.5 m×1.55 m。加固前表層流泥厚45 cm，含水率87%～105%，塑性指數26%；底層淤泥厚110 cm，含水率65%～70%，重度16.1 kN/m3，塑性指數為29%。

加固后土體物理指標和十字板剪切強度指標分別見表21。從表21可以看出，真空聯合電滲加固后的超軟土物理指標明顯改善。加固后的十字板剪切強度由加固前的7.1kPa提高到加固后的26.0 kPa，提高3.66倍，承載力基本可以達到堆場地基80 kPa的要求，加固效果十分顯著。

表21 加固后各指標均值

6.4 真空預壓后采用振沖+強夯處理[24]

大連港大窯灣港區二期續建工程17號、18號泊位后方場地由取自港池土吹填形成陸地，總面積約75萬m2，其中管尾區以流泥、淤泥等超軟土為主，面積約為28.9萬m2，采用真空聯合堆載預壓法進行處理。總預壓荷載為158 kPa，其中真空預壓荷載為80 kPa。塑料排水板采用B型，正方形布置，間距為0.8 m，打設深度為12～14 m。真空聯合堆載預壓加固后部分超軟土區域未達到設計要求，業主決定對該區域進行補強處理。補強區采用振沖+強夯法施工。

振沖樁施工參數：振沖器功率75 kW，造孔電流50～110 A，水壓0.4～0.6 MPa，留振時間10 s，回填料為開山碎石，單孔樁徑1.2 m。強夯施工參數：滿夯夯擊能1 500 kN·m，每點4擊。

補強施工結束后，由現場靜載荷試驗確定的地表復合地基承載力特征值均大于180 kPa，滿足設計要求。

7 結語

根據現場超軟土物理力學指標和室內試驗結果統計分析，結合超軟土固化等處理后的工程特性，可以得出如下幾點結論：

1）超軟土可定義為含水率大于70%、無側限抗壓強度小于5 kPa、重度小于16 kN/m3和液性指數大于1.4的淤泥或流泥。

2）超軟土固結系數隨固結壓力增大而減小，孔隙比隨含水率的增加而成比例增加。

3）真空預壓加固超軟土，強度增幅較大，但絕對值較低，難以滿足堆場地基承載力使用要求。其原因主要是超軟土的土性決定的，超軟土的固結內摩擦角較小，在80 kPa真空預壓荷載作用下的強度增長值較小。采用一般軟土強度增長值計算公式需要進行折減。

4）采用水泥等固化劑對超軟土進行固化后，其無側限抗壓強度較高，可以滿足堆場地基承載力為80 kPa的要求。

5）真空聯合電滲加固后的超軟土物理指標明顯改善，加固后的十字板剪切強度由加固前的7.1 kPa提高到26.0 kPa，承載力基本可以達到堆場地基80 kPa的要求。

6）采用真空預壓加固后，還可以通過振沖或強夯碎石樁復合地基進行二次處理達到較高的地基承載力要求。

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