無砂墊層真空預壓聯合水袋堆載法加固超軟地基應用研究

王海建，楊建貴，曹健勇，田艷梅，彭 劼

(1.中交上航局航道建設有限公司，浙江 寧波 315200；2.南京市水務工程建設管理中心，江蘇 南京 210017； 3.河海大學 土木與交通學院，江蘇 南京 210098)

0 引 言

自從1952年W.KJELLMAN[1]提出了真空預壓加固地基的施工工藝，其材料和設備都不斷地更新換代，使得這一工藝便得到了不斷地發展和完善，該工藝更是從單純的真空預壓法逐步發展為真空-聯合堆載預壓法，真空-聯合電滲預壓法等。2006年以來，逐漸推廣使用了一種新的真空預壓法——無砂墊層真空預壓法，張文彬等[2]，唐蔚東等[3]對無砂墊層真空預壓法工程進行了加固效果分析，結果表明該方法在加固軟土方面具有很好的加固效果。也有學者認為無砂墊層真空預壓法對淺層土體的加固效果很好，而對深層土體的加固效果并不理想[4]，排水預壓土體內任意點任意時刻的有效應力增量都等于超靜孔隙水應力的消散量[5]。但整體上土體的工程性質得到了很大的改善。

真空聯合堆載預壓法已經被廣泛應用于加固軟土，且已經成為一種成熟的施工工藝。有學者[6-8]對真空聯合堆載預壓法進行了研究，認為該法能夠縮短預壓時間，有助于提高地基的承載能力，減少工后沉降。結合廣珠東線高速公路深厚軟基堆載預壓、真空聯合堆載預壓兩現場試驗段[9]，和杭州灣跨海大橋南岸接線高速公路試驗段工程[10]，現場測試表明地基處理時必須控制工后沉降真空堆載聯合預壓技術處理深厚軟土地基是成功的。婁炎[11]根據室內試驗和現場實測沉降曲線，推證預壓加固中軟土的固結系數逐漸減小。吳躍東等[12]，駱行文等[13]結合現場試驗結果，認為真空聯合堆載預壓法不僅能夠提高地基的整體承載能力，而且能夠有效增大加固深度，縮短施工工期，減小工后沉降。劉寒鵬等[14]、馮仁祥等[15]對膜面覆水聯合真空預壓法進行了研究，認為該方法能夠提高土體強度。姜彥彬等[16]認為膜上覆水可以減緩密封膜的老化和真空度的損失。無砂墊層真空膜面覆水預壓法看似結合了真空預壓法與堆載預壓法的優點，且能夠就近利用水源，做到了資源的合理利用。然而，施工過程中密封膜一旦出現破洞，則容易產生“循環水”[17]，使得覆水不能再起到堆載的作用。因此筆者提出無砂墊層真空聯合水袋預壓法。

1 無砂墊層真空聯合水袋預壓法及現 場概況

無砂墊層真空聯合水袋堆載預壓法是在無砂墊層真空預壓[4]的基礎上，聯合水袋作為堆載荷載。其工藝是在無砂墊層真空預壓工藝完成、開始抽真空之后，將水袋放置于加固場區內，然后充水，從而起到真空-堆載聯合預壓的作用。

筆者結合浙江溫州圍海吹填場區加固工程，對比研究了該方法的加固效果。工程位于浙江省蒼南縣龍港鎮規劃的江南涂區域內，在整個加固區域內劃分為2個獨立的加固區，如圖1，C3區為常規無砂墊層真空預壓法施工區，面積為13 056 m2。C7區為無砂墊層真空預壓聯合水袋預壓區，面積為16 200 m2。

兩個試驗區的地質條件相同，包括4 m厚的吹填淤泥質黏土，其下為原場地土層，包括2.2 m厚度的黏土層，3.5 m厚度的含細砂淤泥土層和6 m厚度的淤泥土層。主要對4 m厚的吹填淤泥質黏土層進行加固。吹填淤泥質黏土的物理力學指標如表1。

表1 吹填淤泥質黏土的物理力學指標

排水板的插板深度都是4.0 m。無砂墊層真空預壓聯合水袋預壓區的水袋規格為長10 m×寬20 m×高2 m，根據加固面積采用多個水袋，使其能覆蓋整個加固場地。水袋布置示意見圖2。

無砂墊層真空聯合水袋預壓的工藝包括：①在加固場地內鋪設編織布和土工布各一層，用以提供一定的承載力便于施工；②人工插設塑料排水板；③布設水平排水軟管；④再鋪設一層土工布保護密封膜；⑤鋪設密封膜；⑥布置抽真空系統并開始抽真空；⑦布置水袋并注水預壓；⑧達到設計要求后卸載。

其中工藝①～⑥不再贅述，可參考文獻[2- 4]。開始抽真空之后的工藝⑦則包括如下步驟：

a.水袋進場組裝。在抽真空一個月后，待真空度穩定在80 kPa以上的天數達到7～8 d，將水袋運至場區指定位置，并進行拼裝。所用水袋規格為10 m×10 m、10 m×20 m，充水后高度可達2 m，水袋上預留直徑15 cm的進水口。

b.充水預壓。拼裝完成后，就近選擇水源，采用抽水泵及10 cm直徑的軟管進行提水、輸水。充水高度以50 cm逐級增加，同時必須觀測沉降情況，若每天沉降大于15 mm，則停止加載，待沉降速率小于15 mm/d，可繼續加載，直至水袋充水高度達到2 m，此期間沉降監測頻率應在2 d/次以上，聯合預壓過程中可將頻率降至3～4 d/次。

c.卸載。在水袋高度達到2 m后，當聯合預壓法達到70～90 d，且土體的沉降、孔壓等各項指標亦達到卸荷標準，如：沉降速率連續10 d在3 mm/d以下時，則可以卸除水袋荷載和真空荷載。

為了研究加固效果，在抽真空過程中進行了沉降、孔壓等的監測，加固后進行了承載力等的測試。各儀器的布置及試驗點如圖1。

2 加固效果

2.1 加載情況及孔壓的變化規律

圖3為真空度加載曲線。從圖3可見，前45 d真空度緩慢增長，之后真空度穩定在80 kPa以上直至卸載。之前的大量實踐經驗表明，在超軟淤泥地基中采用真空預壓法，如果早期真空度施加過快過大，會導致淤泥顆粒迅速匯集到塑料排水板周圍而逐漸形成一個“土柱”，土柱形成后會進一步增加井阻，不利于真空作用向土柱外的淤泥擴散。因此近年來在工程中令加固初期的真空度緩慢增長，可以避免真空預壓工程中的“土柱”現象的產生。

圖3 真空度變化曲線Fig.3 Variation curve of vacuum degree

圖4為C3區和C7區的孔壓變化曲線，從圖4可見，在前45 d，埋深越淺孔壓變化值越大，C3區3條曲線開始階段變化較大，后期變化相對小得多，這主要是由于真空度在土中傳遞受到井阻和涂抹作用的影響，使得真空度沿深度的傳遞效果減弱。且從圖4可以看到，C7區在水袋荷載施加以后，孔壓有明顯的正增長，增長幅度為10～18 kPa，跟水袋荷載(20 kPa)吻合，充水結束后，孔壓又逐漸降低。

圖4 孔壓變化曲線Fig.4 Variation curve of pore pressure

2.2 表面沉降

表面沉降可用于推算工后沉降和固結度，能夠對本次的加固效果進行評價，本次通過在各區布設沉降板，對各區的表面沉降進行了監測，結果見圖5、圖6。

圖5 表層總沉降曲線Fig.5 Total surface subsidence curve

圖6 表層日均沉降曲線Fig.6 Surface daily settlement curve

從圖5、圖6可見，在進行真空預壓10 d內，各區的沉降速率很快，平均維持在5 cm/d左右，沉降與時間基本呈線性關系；在進行真空預壓10～50 d內，各區沉降速率均減小，有趨于穩定的跡象；在真空預壓進行至45 d時，C7區開始施加水袋荷載后，其沉降速率增大，為C3區沉降速率的2～3倍，二者總沉降差逐漸增大；在真空預壓進行至120 d后，兩區的沉降速率再次趨于穩定，總沉降量差值在20～30 cm之間，占無砂墊層真空預壓法試驗區總沉降量的25%～37%。

2.3 加固前后土體的物理力學性質

2.3.1 加固前后土體的孔隙比和含水率對比

圖7為加固前后含水率/孔隙比的對比。由圖7可見，2 m深度范圍內C3區含水率從加固前的97%～103%大幅下降至60%左右，變化幅度達40%，而C7區土體含水率的變化幅度則高達60%，2 m深度范圍內土體的孔隙比變化情況相似；而超過2 m之后，C3區和C7區含水率、孔隙比變化幅度相接近，均在40%左右。以上說明了2 m深度范圍內土體的作用效果良好，而超過2 m深度，其加固效果并不明顯。

圖7 加固前后含水率/孔隙比的對比Fig.7 Comparison of water content and void ratio before and after reinforcement

2.3.2 加固后壓縮試驗對比

圖8為壓縮試驗得到的e-p曲線。

圖8 加固后土樣的壓縮試驗曲線Fig.8 Compression test curve of soil sample after the consolidation

從圖8中可以看出，隨著取土深度的增加，初始孔隙比均減小，而隨著荷載的增加，C7-1和C7-2兩條曲線的變化相對較緩，而其余曲線的斜率變化較大，這就說明了C7區1和2 m深度土體較為密實，加固效果較好，而3 m深度以下土體的加固效果較差。

2.3.3 加固后現場承載力試驗對比

處理前的吹填淤泥土含水量極高，呈浮泥～流泥狀，其抗剪強度可認為近乎于0。十字板剪切試驗結果如圖9，采用中國建筑科學研究院和華東電力設計院的經驗公式：fk=2cu+γh，算得C3區和C7區的0～1.5 m土體承載力均值分別為：53.0、73.65 kPa，增長率為39%，均滿足大于50 kPa的要求。

圖9 加固后土體的十字板剪切強度曲線Fig.9 Shear strength curve of cross plate of the soil after the consolidation

圖10為靜力觸探試驗結果，根據(TB 10041—2003)《鐵路工程地質原位測試》中的經驗公式，即：σ0=0.112Ps+5，可算得處理后C3區和C7區的0～1.5 m土體承載力均值分別為：51.73、70.7 kPa，增長了36.7%，均滿足大于50 kPa的要求。從圖9和圖10中可以看出，C7區土體在2 m深度范圍內的加固效果相對較好，2 m以下則無明顯變化。這就表明無砂墊層真空聯合水袋預壓法雖然能提高深層土體的加固效果，但超過一定深度后，其加固效果有限。

圖10 加固后土體靜力觸探試驗曲線Fig.10 Static cone penetration test curve of soil after the consolidation

通過在C3區和C7區進行淺層平板載荷試驗，測定加固后地基的承載力特征值。根據JGJ 79—2012《建筑地基處理技術規范》中對承載力特征值的確定方法，對加固后的軟基承載力進行了評估，得到C3區的承載力為50.5 kPa，C7區的承載力為62 kPa，相對提高了23%，均滿足大于50 kPa的要求。

表2為現場承載力試驗結果匯總，從表2中可以看出3組試驗測得的C7區承載力均較C3區有較大的提高，平均承載力增長率達到32.9%。

表2 現場承載力試驗結果

3 無砂墊層真空聯合水袋預壓法與膜 面覆水預壓法的對比

在無砂墊層真空預壓技術發展過程中，膜面覆水曾被認為具有很多優點[10]，如：①可將膜面覆水作為堆載荷載，即起到了聯合堆載的作用；②認為膜面覆水能夠起到密封的作用，能保持和提高膜下真空度；③主張膜面覆水能夠避免密封膜受到氣候條件的影響，延長其使用壽命。

然而實際情況卻并非如此。①采用膜面覆水預壓法需要在加固區周圍修筑圍堰，就需要延長施工工期；②當水下膜面有破損，會使得膜面水與膜下濾管相通，膜面水進入濾管，經濾管輸送至水箱，再排至膜面，形成 “循環水”，如圖11，過程中耗費了真空泵的做工，卻沒有起到加固的效果；③雖然密封膜較薄，但經過檢驗表明合格的密封膜壽命可達6個月以上，相對于4～5個月的施工工期而言已完全可以滿足使用要求。

圖11 膜面覆水預壓法水下破洞產生“循環水”Fig.11 “Cyclic water” produced by membrane surface water preloading method when broken under water

與膜面覆水預壓法不同的是，采用充水水袋作為載荷能夠克服膜面覆水方法帶來的弊端。①由于水袋的充水高度可以控制，且只要水袋的強度滿足要求，其充水高度可以達到更高；②施工前可在水袋底部預先布置兩層土工布，能夠有效地對密封膜起到保護作用，可以避免膜下破洞的產生；③采用水袋作為載體，充水前只需將水袋運至指定位置，現場進行充水即可，靈活性很高；④通過合理的劃分施工場地，各片區可進行協同作業，不會影響不同場區真空預壓工程的施工進度。

如上所述，在加固機理方面，二者都是采用水作為堆載體，假設二者堆載到相同的高度，如果密封膜并未產生破損，那么二者的作用效果是相同的。但是如果膜面覆水法密封膜有破損，形成“循環水”，那么加固區土體受力就發生了變化，具體變化如圖12。當膜面產生破洞，膜面水將進入土中，使得膜面上下通水，膜面覆水產生的壓力不再轉變為有效應力，即膜面覆水預壓法不能夠繼續加固土體；而水袋預壓法由于有水袋的束縛，即使在膜面存在破洞時，上部荷載也能夠繼續提供加固作用。

圖12 產生“循環水”時土中有效應力分布Fig.12 Effective stress distribution in soil when “cyclic water” was produced

4 結 論

筆者提出采用無砂墊層真空聯合水袋堆載預壓法進行軟基的加固，對其加固效果進行了分析和評價，主要結論如下：

1)在表面沉降穩定階段，與C3區相比，C7區總沉降量更大，相應地固結程度也更高。

2)室內試驗和現場試驗均表明：在2 m深度內C7區的加固效果要優于C3區，超過2 m，C7區加固效果沒有明顯提高。

3)分析了膜面覆水預壓法在實際應用中的缺陷，論證了無砂墊層真空聯合水袋預壓法的適用性。

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