電滲法加固粉土的可行性研究

0 引言

電滲法是一種高效的軟土排水固結方法，通過將電極插入土體中，與直流電源連接，在直流電場的作用下使孔隙水從陽極定向流向陰極并排出土體[]。電滲法在加固過程中，土體的總應力保持不變，利用負超靜孔壓增加土體的有效應力，從而增強軟土地基的承載力。相對傳統的排水固結手段，電滲法具有操作簡單、排水速率快的特點，對細顆粒、低滲透性的軟黏土等具有顯著的優勢。但是電滲法也存在后期效率低、陽極腐蝕嚴重、能耗高[2-3]、加固效果不均勻[4]等不足。

針對電滲法的技術缺陷，近年來諸多學者采用電滲聯合化學灌槳方法，即化學電滲對軟土進行加固。化學電滲法是在電滲過程中，向土體中注人化學溶液，以加速電滲速率，協調土體加固均勻性等[5]。Esrig[6]最早于1968年提出相關的電滲排水固結理論。Burnotte 等在陽極注入化學溶液，降低了土－電極接觸面的電勢損失。 Δ_0u 等[8]研究發現，化學溶液的注人能顯著提升電滲后土體的抗剪強度，縮短電滲處理時間。李瑛等[9]研究含鹽量對軟黏土電滲的影響，發現含鹽量對軟黏土電滲性狀影響顯著，且存在最佳含鹽量。張雷等[10]通過進行不同濃度的 CaCl₂ 溶液化學電滲加固試驗，發現濃度為 26% 時，土體的加固效果最好。

以上學者在化學溶液種類及含量等方面驗證了化學電滲加固軟黏土的有效性。

粉土的滲透系數約為 6.0×10^-5～6.0×10^-4cm/s 一般介于砂土和黏土之間，具有塑性低、強度小、易在振動荷載下發生液化等特點[]，在工程上表現出不易壓實、失穩等問題。目前，對含易液化粉土夾層地基的加固方法主要是以水泥粉煤灰碎石樁法（CFG樁）[12]、旋噴攪拌樁法[13]為代表的樁基礎加固方法，但是會出現施工時成樁困難，加固后承載力不足等問題，同時會消耗大量的人力、時間以及土地資源。因此，發展粉土加固技術，不僅可以實現粉土資源的高效利用，還有利于巖土工程的綠色發展。電滲法加固低滲透性軟黏土的有效性已被諸多學者證實[14-15]，但能耗高、加固不均勻[1等問題限制了電滲法的推廣應用。而在電滲過程中，向土體中注入化學槳液，能夠顯著增加土體的加固效果。Zhang等[17通過3組化學注漿試驗發現，化學漿液濃度為 26% 時對土體的加固效果最好。

此外，在土體性質變化過程中，孔隙的變化較為顯著[18]，提取土體的微觀孔隙信息并加以分析，使其與宏觀指標結合，能夠在一定程度上實現微觀服務于宏觀，已發展為目前研究的熱點之一。王東偉等[19]研發了定量分析砂土微觀孔隙的SMAS系統，并提出了一種新型的砂土土樣制備技術。陳泰徐等[20]提出了基于IPP軟件的土體三維孔隙率計算方法，明確了加固后土體抗剪強度與顆粒分形維數的關系。劉飛禹等[21]使用PCAS對分級真空預壓聯合間歇電滲作用下固結土體的微觀圖像進行處理，定量得出真空預壓與電滲法聯合處理過程前后微觀孔隙變化結果。黃春霞等[22]利用掃描電鏡獲取多種不同黏粒含量粉土的微觀結構圖像，運用圖像處理軟件Image-ProPlus（IPP）對粉土微觀參數進行量化，從定量的角度深入探討了黏粒含量對粉土微觀構造的作用機理，及其對粉土抵抗液化宏觀行為的內在影響，從而闡明了粉土抗液化特性的微觀基礎。

綜上，前人關于此類研究一般針對的是黏土和砂土，而粉土涉及較少。為此，本文擬開展室內試驗，對電流、排水量和含水率等宏觀指標，以及試驗前后土體的微觀孔隙特征進行分析，研究電滲法加固粉土的宏觀性質與微觀結構的變化規律，探討電滲法加固粉土的可行性。

試驗材料與試驗方法

1.1 試驗材料

試驗用土為粉土，取自省鹽城市某基坑。根據粒徑分析結果和級配曲線可知，試驗用土的粒徑分布主要集中在 30～70μm ，且粒徑小于 70μm 的土粒占比 95% 以上。通過室內土工試驗，得到原狀土的含水率 w=34.2% 、干密度 ρ=1.48g/cm³ 、液限 36.1% 、塑限 w_p=26.3% 、塑性指數 I_p=9.8 。根據GB 50007—2011《建筑地基基礎設計規范》，粉土為介于砂土與黏性土之間，塑性指數 I_p?10 且粒徑大于75μm 的顆粒含量不超過全重 50% 的土，因此，判定本文的試驗用土為粉土，級配曲線如圖1所示。

為減小誤差，本文采用重塑土，將土中的雜質去除，然后進行烘干、攪碎、過篩處理，配成含水率為60% 的重塑土，通過室內土工試驗測得其基本物理力學參數如表1所列。

室內試驗采用自制的一維電滲裝置，如圖2所示。其中模型箱為底面直徑 320mm 、高 320mm 的亞克力圓柱形模型箱；陽極由4根長 20cm 的銅絲和PVC注漿管組成；陰極由一根長 80cm 的銅絲纏繞在PVC排水管上構成。

PVC管長度均為 30cm ，管壁均勻打孔，并用土工布包裹，為防止化學漿液過快地向土體底部沉積，注漿管底部密封。陽極銅絲與注槳孔錯位布置，以減少漿液對銅絲的腐蝕。化學漿液由PVC管的上部開孔處灌人，試驗對注漿速率的要求不高，且注漿速率對試驗結果的影響不大，故而對注漿速率無特定要求。

1.2 試驗方案

本文設置兩組試驗，其中T1為常規電滲組，T2為化學注漿組，如表2所列。電勢梯度均為 1V/cm ，注入試劑體積為 80mL ，其中 CaCl₂ 溶液濃度為1mol/L^[8] 。本文僅從注漿總量對漿液進行控制，當肉眼觀測注漿管內無較多化學溶液殘留時，即停止注漿。

試驗開始后，對土體的電流、排水量和沉降等進行實時監測，待連續 3h 排水量不再增加后，關閉電源，按圖3所示測點位置，將土層按圖2所示分為表層、中層與底層，測量土體含水率。

2 宏觀試驗結果分析

2.1 電流

電流是電滲排水固結的主要驅動力，單位土體界面上電流的大小直接決定了電滲加固效果的好壞，電流隨時間變化曲線如圖4所示。由圖可知，兩組試驗的電流均呈現出先小幅度升高后逐漸降低的變化趨勢。前 ^10h ，兩組試驗電流的變化趨勢大致相同，但當T2注人化學漿液后（ ^10h） ，其電流明顯增大，由167mA迅速增長至 187mA ，最后達到 205mA ，增幅約22.75% ，T1的電流則持續衰減。因為土體注入 CaCl₂ 溶液后，提供了大量的自由移動離子，離子的移動速率增大，土體的導電性增強，進而使電流增長。電滲后期因孔隙水的不斷排出，土體含水量降低，加之土體中裂縫不斷發展，使其界面電阻不斷增大，導致其電流減小。但是，注人化學漿液后，T2的電滲時間較T1延長約 ^9h ，且T2后期的電流均高于T1，與其 10～20h 的電流強度相當。因此，注入化學漿液可以使電滲法的有效加固時間延長，理論上能夠提高電滲加固效率，但是T2的高電流持續時間以及電滲的延長時間較短，加固效果不大明顯。

2.2 排水量與排水速率

排水量和排水速率是反映土體加固效果最直接的指標，其隨時間的變化曲線如圖5所示。與電流相對應，T1與T2的排水速率均呈現出先升高后降低的變化趨勢。前 ^{10h，T1，T2} 的排水速率均呈線性增長，且增長速率較快，排水量隨時間均勻增長且兩組試驗的排水量基本相等。當T2注入化學漿液后（ ^10h） ，其排水速率在 ^15h 時達到峰值，后逐漸下降。注入化學溶液后，排水速率 ¹h 內增幅約為 7.6% ，達到峰值時增幅約為 12.7% 。 ^10h 后，T2的排水量明顯高于T1，排水速率較T1下降的時間延后。T2的通電結束時間較T1延長 9h 。試驗結束時，T1、T2的排水量分別為^{1707，2563mL} 。T2的排水量較T1增高約 50.15% ，因為注人的化學溶液中存在大量的游離 Ca²⁺ ， Ca²⁺ 能夠替換雙電層中的低價陽離子，使土顆粒的雙電層變薄，其所吸附的結合水減少，自由水的數量增多。同時，陽離子數量增多，其在直流電的作用下向陰極的遷移速率增強，帶動的水分子數量增加，故而T2的排水量升高。此外，隨著電滲的進行，土體內不斷反應生成水化硅酸鈣（C-S-H），膠結黏土顆粒，填充部分土體孔隙，降低了土體滲透性，導致T2的排水速率逐漸降低。綜上，T2的排水量與排水速率明顯高于T1，說明注入化學漿液相對單純的電滲法，對粉土的加固起到一定的效果。

2.3 含水率

試驗結束后土體表層的含水率分布如圖6所示。T1與T2的含水率分布遵循從陽極到陰極逐漸升高的趨勢，因為在電場的作用下，水分子從陽極向陰極流動。T2的含水率分布相較T1有所降低，且不均勻，排水固結效果略好于T1。T1與T2土體的含水率分別為 28.56%～40.23% 和 23.25%～38.01% 。與初始含水率相比，T1與T2的平均含水率分別降低約25.61% 和29. 37% 。 T2 的排水量比T1增高約50.15% ，說明注入化學漿液相對單純的電滲法具有明顯的優越性。但T2的含水率分布范圍較大，加固效果相對T1更加不均勻，在水平方向上，陰極附近的含水率仍保持在較高水平，而在豎直方向上，雖然上層土體加固效果較好，含水率降幅較大，但中層與下層土體的含水率依然很高，加固效果較差，未能夠達到理想的加固效果，也證實了電滲法對粉土加固不可行。

3 微觀試驗結果與分析

試驗結束后，分別在土體表層陽極和陰極位置處，按照圖3所示對測點進行取樣，通過真空升華冷凍干燥處理后，利用EM-30臺式掃描電鏡對土體進行微觀觀測，得到相應的 SEM 微觀圖像，再通過Liu等[23]開發的PCAS獲得其微觀孔隙信息。

3.1 粉土微觀結構特征

重塑土的SEM微觀結構圖像如圖7所示，其放大倍數分別為500倍和1000倍。由圖可知，土體結構類型為松散的蜂窩狀結構，顆粒接觸方式以邊-邊和面-邊為主，且未處理粉土顆粒表面附著少許黏土礦物顆粒，黏土礦物顆粒具有吸附與置換作用，能夠吸附一定量的孔隙水，而粉土顆粒表面黏土礦物顆粒附著量較少，造成粉土顆粒吸附孔隙水的能力較低。

試驗結束后，分別在T1和T2的陰陽極位置取樣，得到加固后土體的微觀圖像如圖8所示。由圖8（a）與圖8（c）可知，兩組試驗的陽極附近，粉土顆粒在外加電場作用下，以片狀結構重新定向排列形成面－面接觸的片堆型凝聚結構，而且土體結構由蜂窩結構向骨架結構過渡，而化學漿液的注入使這一變化更加明顯。

以 T2為例，由圖 8（c）～（d） 可知，隨著與陽極距離的增加，土體的孔隙尺寸越來越大，土體框架逐漸松散。在陽極附近，土的骨架較為緊密，孔隙微小且均勻有序排列；陰極附近的土體，則呈蜂窩、空架狀，土顆粒大小不一且孔隙連通性較高，孔隙較大，土顆粒表現出更多的立體化特征。因化學槳液的注入，在加固過程中，土體內的自由水和部分弱結合水從陽極向陰極移動并排出，土顆粒間的孔隙逐漸變大。在圖8（c）～（d）中，均發現土顆粒間填充有不規則塊狀及斑點狀膠結物，且數量與分布隨著與陽極距離的減少而增加，土顆粒間膠結物質由起初的鑲嵌形態逐漸變為堆積形態。這些膠結物初步判定為在土體中加入 Ca²⁺ 后，經過離子交換與化學反應生成的C-S-H（白色球狀物或網狀團聚體）和鈣礬石（針狀產物），在一定程度上加強了土體密實度，使得土體的力學性質得到改善。

3.2 圖像分割處理及編輯

圖像二值化是提取土體微觀結構參數的基礎。二值化分割采用閾值分割法將灰度圖像轉換為黑白圖像，其中黑、白色分別代表粉土顆粒與孔隙。使用PCAS對圖片進行二值化處理，結果如圖9所示，其中（a）＼～（e）為二值化處理后的圖片，（f）＼～（j）為閾值分割后的圖像。

3.3 微觀結構定量化研究

試驗后土體在不同位置的微觀參數的計算結果如表3所列。孔隙率為通過分析表層土體SEM圖像計算得到的二維孔隙率，為孔隙的總面積與圖像總面積的比值。由表可知，加固后T1與T2的表觀孔隙率相對原狀土均有所降低，且表現出隨著與陽極距離的增加，表觀孔隙率逐漸增高。與重塑土相比，T1與T2的平均孔隙率分別降低約 8.92% 和 13.62% 。面積分布概率指數是指土體中大小孔隙所占的比例，面積分布概率指數越大，表明大孔隙所占比例減小，小孔隙所占比例升高。在電場作用下，陽極附近土體的孔隙不斷被遷移的王顆粒填充，大孔隙分裂成小孔隙，加固后的平均孔隙面積降低，面積分布概率指數增大，大孔隙數量減少，但總的孔隙數量增加。T1陰極相對初始土樣的面積分布概率指數增加，說明此處大孔隙所占比重增加，土體較為松散，易被壓縮，加固效果較差。T2陽極處的表觀孔隙率、孔隙數、平均孔隙面積均最小且大孔隙數量較少，說明注入化學漿液較常規電滲法對粉土的加固效果稍好。

孔隙平均形狀系數指孔隙的圓滑程度，其取值在（0，1]間，孔隙平均形狀系數越大，說明孔隙的形狀越圓滑，反之則越狹長。孔隙率分維數可直接反映孔隙的變化情況，孔隙率分維數越大，表明孔隙的均一化程度越差，孔隙間的尺寸相差越大。由表3可知，經過電滲法處理后，試驗土體的平均孔隙形狀系數降低，孔隙由圓滑狀向狹長狀發展，且T2陽極處的孔隙平均形狀系數降低得更為明顯。孔隙越狹長，排水效率越低，這與試驗后期排水速率降低相對應。經電滲法處理后，孔隙率分維數較初始土均有升高，且陰極處的升高幅度更大，說明電滲加固后，粉土孔隙尺寸的均一化程度降低，孔隙分布更加混亂。注人化學槳液后，隨著漿液的不均勻擴散與化學反應后生成的產物隨機附著在粉土顆粒的表面，孔隙尺寸間的差異越來越大，孔隙的均一化越來越低。概率熵 H_m 是反映土體微觀結構單元體有序性的定量參數，可用來描述土體中孔隙的整體排列情況，其取值范圍為 0～1，H_m 越小，說明孔隙排列越有序。由表3可知，T1的概率熵相對初始土均有所降低，說明孔隙向著分布更加均勻的方向發展，而T2的概率熵均大于0.98，相對初始土樣均有所升高，試樣內部孔隙分布趨于隨機，說明注入槳液會加劇孔隙分布不均勻的現象。

4結論

為驗證電滲法對粉土加固的可行性，本文進行常規電滲組和化學注漿組兩組實驗，通過對電流、排水量與排水速率、含水率等宏觀參數，以及試驗前后微觀孔隙結構的對比分析，得出以下結論：

（1）初始條件相同情況下，化學注漿組的電流強度、排水量、排水速率及土體含水量的降幅均優于常規電滲組，但經過處理后，陰極附近和土層中層和底層的強度依舊很低，且加固效果不均勻，未能達到理想的加固效果。

（2）經過電滲處理后，常規電滲組與化學注漿組的表觀孔隙率、平均孔隙面積和孔隙平均形狀系數均有所下降，孔隙由圓滑狀向狹長狀發展，孔隙的復雜程度低，孔隙分布不均情況加劇，粉土的加固效果不均勻。

（3）常規電滲組與化學注漿組雖然均能對粉土進行一定程度上的加固，但其加固效果較差，加固后土體的抗剪強度和承載力無明顯增長。從最終的加固效果來看，電滲法對粉土加固是不可行的，如若僅考慮縮短粉土的加固時間，可以考慮與真空預壓、堆載預壓等聯合使用。

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（編輯：郭甜甜）

Feasibility study on silt reinforcement by electro - osmosis consolidation

WANG Binghui ^1，2 ，LI Guihao’，ZHANG Lei12，LI Jingyang1，JIN Haihui1，WANG Liyan ^1，2 （1.ScholofCivilEngineringandArchitecture，Jiangsu UniversityofScienceandTechnology，Zhenjiang 21210，China；2. JiangsuProvinceEnginering Research CenterofGeoenvironmentalDisasterPreventionandRemediationZhenjiang212China）

Abstract： The permeability coefficient of silt ranges from 6.0×10^-5 to 6.0×10^-4cm/s ，which isbetween that of soft clay and sand.Electro-osmosisconsoldationhasagoodreinforcementefectonsoftclaywithsmallpermeabilitycoeficientandporeinforcement efectonsand，butthereisnoclearconclusionwhetheritisfectiveforsilt.Twoexperimentswereconductedusingelectro-osmosisconsolidation，andthecurrent，waterdischargeanddischargeratewatercontent wereanalyzed.SEMwasusedto obtaintheimageofmicrostructurechangeofthesilt，themicrostructureparametersoftheconsolidatedsiltwasmeasured by PCAS，and therelationship betweemicrostructureparametersandcorrspondingmacroscopic parameterswerequantitativelyanalyzedtoexplorethefeasibilityofelectro-osmosisconsolidationforsilt.Theresultsshowedthatwhentheconcentrationof1mol/L CaCl₂ wasinjectedfromtheanode，thewaterdischargeanddischargerateofthesoilwereefectivelyincreased，andtheeffective reinforcementtimeof electro-osmosiswasprolonged.However，thebearingcapacityand shearstrength inboth groups werenot significantlyicreased，andtheconsolidationuiforityaspor.erefore，lectroosmosisonsolidationassligtlyificientforthconsolidationofsilt.Ifteonlyobjectiveistoshortentesiltonsolidationtieitwasconsideredtouseelectroos mosis method in combination with vacuum preloading，surcharge preloading.

Key Words：electro-osmosis consolidation；microstructure；silt consolidation；chemical solution；feasibilitystudy