吹填淤泥真空预压固结机理与排水体防淤堵处理技术

蔡袁强

doi:10.11779/CJGE202102001

吹填淤泥真空预压固结机理与排水体防淤堵处理技术 English Version

蔡袁强

浙江工业大学土木工程学院,浙江　杭州　310014

详细信息

作者简介:
蔡袁强(1965— )，男，博士，教授，主要从事地基处理、基础工程学、土动力学等方面的教学和科研工作。E-mail：caiyq@zju.edu.cn

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2020-12-24
- 网络出版日期: 2022-12-04
- 刊出日期: 2021-01-31

Consolidation mechanism of vacuum preloading for dredged slurry and anti-clogging method for drains

CAI Yuan-qiang

College of Civil Engineering, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China

摘要

摘要: 针对吹填淤泥真空预压地基处理效果差的关键问题,全面总结了笔者及其课题组多年来的研究成果,主要包括4个方面：①采用超低压固结-渗透仪进行了大量的吹填淤泥固结、渗透试验,发现了初始含水率和液限对压缩-渗透性状的影响规律,建立了压缩过程中渗透系数的定量演化规律。②吹填淤泥真空预压过程中的位移、应变发展规律和土柱形成机理。基于粒子图像测速（PIV）技术和粒子追踪测速（PTV）技术,获得了吹填淤泥真空预压固结过程中的土体位移、应变发展规律,揭示了吹填淤泥真空预压固结机理,获得了真空预压作用下不同初始含水率和不同级配吹填淤泥的土柱形成过程。③吹填淤泥真空预压固结计算方法。基于不均匀应变假定提出了土柱区内、外固结计算公式,获得了不同边界真空度时空变化下的固结规律。以土柱形成过程为基础,建立了考虑土柱影响的吹填淤泥真空预压固结计算方法。④通过室内和现场试验,从增强真空渗流场、延缓土柱形成和改良土性等方面,优化排水板滤膜孔径,提出了分级、增压式、絮凝-真空预压等多项防淤堵处理技术,缓解排水体淤堵,提高固结速率,加速吹填淤泥处理,增强加固效果。研究成果对吹填淤泥场地开发利用,缓解城市土地资源紧张,促进城市可持续发展具有重要意义。
- 吹填淤泥 /
- 真空预压 /
- 固结 /
- 土柱 /
- 增压 /
- 絮凝
Abstract: Considering the key problem that the vacuum preloading method cannot efficiently improve dredged slurry, the research findings over the years obtained by the author’s research team are comprehensively summarized, including the following four aspects: (1) A large number of consolidation-hydraulic conductivity tests are performed using the modified consolidation apparatus under low initial stress. Based on the test results, the influences of the initial water content and the liquid limit on the compression-permeability properties are discussed. The evolution laws of the permeability coefficient during the compression are obtained quantitatively. (2) The development laws of displacement and strain of soils and the formation mechanism of soil column during the vacuum preloading consolidation of the dredged slurry are illustrated. By utilizing the particle image velocimetry (PIV) and the particle tracking velocimetry (PTV) techniques, the development laws of the displacement and strain of soils during the vacuum preloading consolidation process are obtained. Furthermore, the consolidation process of the dredged slurry is revealed. Besides, the formation process of the soil columns under different initial water contents and particle-size distributions is obtained. (3) The analytical and numerical methods are proposed to calculate the consolidation of dredged slurries improved by vacuum preloading. Based on the uneven strain assumption, the consolidation solutions are derived for the clogging zone and the intact zone, respectively. Subsequently, the consolidation behaviors are studied under various distributions and development laws of vacuum preloading at the permeable boundaries. Besides, the consolidation model considering the formation of the soil columns is also established to investigate the relevant influences. (4) Based on the laboratory and field tests, several methods are proposed by enhancing the vacuum seepage fields, slowing the formation of soil columns, and improving the soil properties, to increase the consolidation efficiency. These methods include applying staged vacuum preloading, booster PVDs, multi-flocculant treatment, and appropriate pore size of PVD filters. Using these methods, the clogging of the dredged slurry during the treatment process can be reduced, and then the consolidation speed and improvement quality can be increased. The research findings are of great significance to developing and utilizing dredging slurry sites, alleviating the shortage of urban land resources, and promoting the sustainable urban development.
- dredged slurry /
- vacuum preloading /
- consolidation /
- clogging /
- vacuum gradient /
- flocculation

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0. 引言

中国沿海地区进行了大规模的海涂围垦工程,缓解了中国沿海城市土地资源紧张的形势,拓展了生存及生产空间,为中国海洋战略和“一带一路”倡议提供可贵的土地资源保障,对国民经济发展起到了重要的作用。海涂围垦以吹填淤泥为基础物源,吹填淤泥含水率高,颗粒极细,基本不具备强度,工程中广泛采用真空预压技术进行处理。自Kjellman^[1]首次引入这项技术以来,随着土工膜和竖向排水板（PVDs）的应用,这项技术得到了迅速发展^[2-11]。PVDs的应用可以缩短排水路径和加速超孔隙水压力的消散,从而缩短固结时间。然而在采用真空预压进行吹填淤泥地基处理过程中存在如下问题：①吹填淤泥含水率高,颗粒极细,其压缩性、渗透性等基本性质尚不明确；②吹填淤泥真空预压过程中淤堵现象严重,其固结过程中的淤堵产生机理和位移、应变发展规律尚不明确；③现有固结计算方法用于吹填淤泥真空预压固结计算误差大,考虑淤堵影响的吹填淤泥固结计算方法仍空白；④缺少工程实用的有效防淤堵、促固结真空预压技术。这些问题严重阻碍了排水固结法在吹填淤泥地基处理中的应用^[12-13],造成处理效果无法满足后期工程建设对地基承载力及工后沉降的要求,导致工程事故频发。如浙江温州某围垦工程（7333.4 hm²）出现了施工机械无法进场、基坑坍塌、桩基倾斜、道路沉降过大以及管线断裂等系列事故,造成巨大的经济损失。

本文针对上述工程问题,系统地介绍了吹填淤泥的工程性质、吹填淤泥真空预压固结过程中的土体位移、应变发展规律、吹填淤泥真空预压固结计算方法和吹填淤泥真空预压防淤堵处理技术等。

1. 吹填淤泥基本性质

1.1 吹填淤泥压缩性

吹填淤泥具有高含水率、高压缩性、低强度等特点^[14-15]。为了研究不同初始状态下吹填淤泥的压缩与渗透特性,课题组采用超低压固结-渗透试验仪^[16-17],对温州、台州、杭州等不同地区的吹填淤泥在不同初始含水率下的压缩性,以及不同应力水平固结完成后的渗透性进行了试验研究。

试验初始荷载为1 kPa避免了吹填淤泥在试验过程中的挤出问题。通过一系列低起始应力的一维压缩试验,得到了初始含水率从50%液限到3倍液限的吹填淤泥压缩曲线。图1为不同初始含水率下温州吹填淤泥的e- $\lg {σ^{'}}_{v}$ 压缩曲线。试验结果表明,吹填淤泥在不同初始含水率情况下的压缩曲线存在差异,高含水率淤泥的压缩曲线位于低含水率淤泥压缩曲线的上方。除了含水率为3倍液限的吹填淤泥试样,其他试样都存在类似于原状土的屈服应力拐点,且屈服应力值随含水率的降低而增大。本文对不同种类淤泥在相近初始含水率下的压缩曲线进行比较,如图2所示。对比图2中曲线可以发现,即使初始含水率相近,不同液限淤泥的压缩曲线也存在差异。以上结果说明屈服应力的存在是导致不同初始状态淤泥压缩曲线差异的重要原因,而屈服应力取决于淤泥的液限以及初始含水率。本文通过对屈服应力与液限孔隙比和初始孔隙比的比值进行归一化分析,如图3所示,得到了一种预测屈服应力的方法：

图 1 不同初始含水率温州淤泥的e-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ 压缩曲线

Figure 1. e-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of Wenzhou sludge with different initial water contents

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图 2 不同淤泥在相近初始含水率下的e-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ 压缩曲线

Figure 2. e-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of different sludges with similar initial water content

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图 3 重塑屈服压力与不同淤泥

$e_{0} / e_{L}$ 归一化关系

Figure 3. Normalized relationship between yield stress and

$e_{0} / e_{L}$

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${σ^{'}}_{yr} = 6.4 \times {(e_{0} / e_{L})}^{- 2.1}$ ,

(1)

式中, ${σ^{'}}_{yr}$ 为屈服应力（kPa）,e₀,e_L分别为初始孔隙比和液限状态下的孔隙比。

1.2 吹填淤泥渗透性

通过变水头固结渗透试验对温州、台州和杭州的吹填淤泥进行了试验,探讨了竖向有效应力对土体渗透性状的影响。图4为3倍液限含水率的3种淤泥在不同应力水平下的渗透系数。土体渗透系数随竖向有效应力的上升而下降。以台州淤泥为例,当竖向有效应力为5 kPa时,吹填淤泥的渗透系数为1.17×10^-4 cm/s。而在固结试验结束时,即竖向有效应力为800 kPa时,土体渗透系数仅为7.76×10^-9 cm/s。不同应力水平下高含水率吹填淤泥的渗透系数差异极大。对比不同地区土样渗透曲线发现3种土样在低竖向应力状态下渗透系数差异较大。而随着竖向有效应力的增大,土体渗透系数的差异减小。

图 4 不同初始含水率吹填淤泥的k_v-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ 渗透曲线

Figure 4. k_v-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of sludge with different initial water contents

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1.3 吹填淤泥压缩-渗透性状内在联系

不同初始含水率淤泥在不同竖向压力固结下渗透系数随应力水平的变化如图5所示,可以发现渗透系数随应力水平的变化同样呈现与淤泥的初始含水率相关。Zeng等^[16]通过分析不同地区淤泥的试验结果发现,压缩过程中土体渗透系数与应力水平关系的控制因素为液限孔隙比和初始孔隙比,进而提出了淤泥压缩过程中渗透系数随应力水平变化的计算表达式：

图 5 不同初始含水率温州淤泥的k_v-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ 曲线^[16]

Figure 5. k_v-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of Wenzhou sludge with different initial water contents^[16]

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$\lg k_{v} = C_{1} + C_{2} \lg {σ^{'}}_{v} + C_{3} {(\lg {σ^{'}}_{v})}^{2}$ 。

(2)

式中 ${σ^{'}}_{v}$ 为竖向固结应力（kPa）；k_v为竖向渗透系数（cm/s）,C₁,C₂,C₃为与吹填淤泥的初始孔隙比e₀和液限孔隙比e_L相关的计算参数, $C_{1} = - 7.1 +$ $6.47 \lg (1 + e_{0}) - 6.141 \lg (1 + e_{L}), C_{2} = - 0.23 - 2.361 \lg (1 +$ $e_{0}) + 2.72 \lg (1 + e_{L}), C_{3} = 0.1 + 2.91 \lg (1 + e_{0}) - 0.92 \lg (1 +$ $e_{L})$ 。

利用式（2）验证福州淤泥、连云港淤泥以及Speswhite fine China clay 和 Southern Panther Creek clay 的渗透系数随应力水平的变化的试验结果,如图6所示。

图 6 k_v-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ 曲线试验结果与计算结果的对比^[16]

Figure 6. Comparison between calculated and test results of k_v-

$\lg {σ^{'}}_{v}$ ^[16]

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图7为液限相近的淤泥的k_v-e关系,可以看到k_v与e呈唯一性关系。如图8所示,在双对数坐标下k_v-e呈线性关系,斜率相近,截距与液限孔隙比相关。鉴于课题组数据库,得到渗透系数与孔隙比的关系式：

图 7 相近液限淤泥的k_v-e曲线^[16]

Figure 7. k_v-e curves of sludge with similar liquid limit ^[16]

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图 8 不同液限淤泥的双对数坐标下的k_v-e关系^[16]

Figure 8. k_v- e relationship of sludge with different liquid limits under log-log coordinate^[16]

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$\lg k_{v} = - 7.4 + 8.4 \lg (1 + e) - 7.21 (1 + e_{L})$ ,

(3)

式中,k_v的单位为cm/s。式（3）说明,压缩过程中渗透系数随初始含水率的变化,可以归结于初始含水率对压缩过程e- $\lg {σ^{'}}_{v}$ 关系的影响。

2. 吹填淤泥真空预压固结规律和土柱形成机理

目前对于真空预压固结过程中土体沉降的研究已经有很多^[18],许多室内试验与现场测试结果表明,计算沉降与实测沉降存在较大差异^{[9, 14, 19-20]}。目前已有许多文献试图解释该现象,并进行了固结理论修正^[21-22]。现有研究表明,在真空预压过程中,土体在发生竖向沉降的同时也会产生水平方向变形,这种现象在真空预压作用下吹填淤泥固过程中尤其显著^[23]。但是,对于在吹填淤泥的真空预固结过程发生这种现象的机理和解释仍旧存在争议。

吹填淤泥在真空预压过程中会出现淤堵现象。具体表现为PVD周围形成致密的土柱,渗透性极低,影响固结效果^{[15, 24-25]}。现有对于土柱形成过程的研究均基于间接的试验结果,土柱的形成过程和机理仍未被直接观察到。

近年来,数字图像技术在岩土工程领域得到了充分发展。图像粒子测速（PIV）技术作为一种非侵入性流体测速方法,已被证明具有很高的准确性^[26-28]。2003年,White等^[29]首次将PIV技术引入岩土工程领域,并建立了数字图像表面位移测量方法。粒子追踪测速（PTV）技术作为另一种粒子图像测量技术,可以观测到不同粒径大小的颗粒位移运动情况。Hardy等^[30]观测了降雨时次毫米级土体颗粒在土体表面的运动情况。Cheng等^[31]利用X射线测量了三轴试验过程中砂土颗粒运动情况。课题组基于PIV和PTV技术进行真空预压模型试验,首次揭示了吹填淤泥在真空预压作用下的固结机理,观察到了土柱的形成过程。

2.1 真空预压过程中吹填淤泥的固结机理

在采用真空预压处理吹填淤泥时,现场监测的沉降值和固结度与预测值总是存在较大差异^{[9, 14, 19-20]}。Bergado等^[3]将这一现象归因于土体中细颗粒使PVD滤膜淤堵。Chai等^[23]认为,土体在真空荷载下发生了向内的水平位移,即在水平约束条件下不能保持一维压缩,因此竖向位移会小于理论计算值。李金峰等^[32]、Fang等^[33]认为,在高真空压力梯度下黏土颗粒使PVD周围淤堵是发生这一现象的主要原因。课题组针对吹填淤泥真空预压固结和土柱形成机理不明确的问题,研制了一种带有观察窗的模型箱（图9）。观察窗内土体的位移变化由CMOS相机拍摄记录,并采用PIV算法进行计算。试验选用直径为53 μm的黑色染色砂作为示踪粒子。

图 9 试验仪器的示意图

Figure 9. Schematic arrangement of test apparatus

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（1）真空预压过程中的位移场

图10为试验开始后第142小时的位移场矢量大小。传统的一维固结理论认为固结度是均匀分布的^[34],但本研究发现根据位移量的变化方向,可以将真空预压过程中的淤泥定性分为3个区域：Ⅰ区,位移矢量沿径向增加的区域；Ⅱ区,位移矢量沿径向增加且沿竖向减小的区域；Ⅲ区,位移矢量沿竖向减小的区域。如图10所示,Ⅰ区中的致密等值线意味着单元压缩剧烈,而Ⅱ区和Ⅲ区中单元的压缩较弱。

图 10 吹填淤泥位移场

Figure 10. Displacement fields of sludge

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（2）吹填淤泥单元的应变路径

图11给出了吹填淤泥单元的径向应变ε_r和竖向应变ε_v,以及最大主应变ε_max和最小主应变ε_min随距PVD距离r的变化情况。z为距PVD顶部距离。吹填淤泥单元沿径向表现出3种应变模式。在r<50 mm以内,单元主要在真空作用下发生径向压缩。在50 ≤ r ≤ 150 mm时,同时发生径向压缩和竖向压缩。在该范围内,由于土颗粒在单元中的不均匀位移,导致随着r增大,单元应变由径向压缩逐渐变为径向拉伸。在150<r<200 mm之内,单元竖向压缩。

图 11 第142小时的应变路径

Figure 11. Strain paths at 142nd h

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图12给出了吹填淤泥单元的应变随时间的变化规律。由图12可知,土单元的径向应变表现为先拉伸,再压缩。由于真空从排水板开始向远场传递,因此径向拉伸的持续时间随r的增加而增加。同时由于真空传递过程中的损失,拉应变值随着r的增大而减小。土单元的竖向压缩随时间增加,位于r=25.2,48.8 mm的单元在短时间内竖向压缩趋于稳定,位于r=99.7,149.2,200.8 mm的单元竖向压缩在142 h后仍在增长。

图 12 应变路径与时间的关系

Figure 12. Relationship between strain paths and time

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图13给出了在r = 10.1,25.5,35.0,48.8,62.5,99.7,149.2,200.9 mm处单元在球应变ε_p-偏应变ε_q坐标系下的应变路径,其中ε_p=ε_v+ε_r,ε_q=(ε_v-ε_r)/2。在图13中,ε_r=0线表示一维竖向固结；ε_v=0线表示一维径向固结；ε_r=ε_v线表示各向同性固结。从图13可以看出,淤泥单元的应变路径既不是传统认为的一维固结,也不是各向同性固结。此外,可以看出,在r=10.1,25.5,35.0,48.8,62.5 mm处的单元应变路径首先沿径向延伸,然后斜率发生突变,应变路径平行于ε_v= 0线,即单元的竖向应变梯度为0。

图 13 ε_p-ε_q坐标中的应变路径(其中ε_p=ε_v+ε_r; ε_q=(ε_v-ε_r)/2)

Figure 13. Strain paths in ε_p-ε_q coordinates (ε_p=ε_v+ε_r; ε_q=(ε_v-ε_r)/2)

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位于r = 10.1,25.5,35.0,48.8,62.5 mm的单元的应变路径在142 h时已稳定。值得注意的是,在 $ε_{p}$ - $ε_{q}$ 空间中距PVD不同距离处单元的最终应变状态点分布在一个非常狭窄的区域,该区域近似为一条直线：

$ε_{q} = - 1.7 ε_{p} + 48.8$ ,

(4)

该线表示淤泥单元的最终应变状态。从式（4）中可以看出,随着单元球应变减小,偏应变增大,反之亦然。如果单元仅发生一维固结,即 $ε_{p}$ =0,则偏应变为48.8%。如果单元仅发生各向同性固结,即 $ε_{q}$ =0,则球应变仅为28.7%。

为了考虑淤泥单元的径向应变和竖向应变间的关系,将式（4）转换为 $ε_{v}$ 和 $ε_{r}$ 的关系式：

$ε_{v} + 0.55 ε_{r} = 22.2$ 。

(5)

从式（5）可以看出,若淤泥单元仅受竖向压缩,即 $ε_{r}$ = 0,则其最终竖向压缩值仅为22.2%。若淤泥单元仅承受径向压缩,即 $ε_{v}$ = 0,则其最终径向压缩值为40.4%。式（4）,（5）表明,吹填淤泥的最终应变状态与固结过程无关,最终的竖向应变与径向应变呈特定比例。

2.2 土柱形成机理

在真空预压过程中,PVD周围会形成渗透性极低的致密区域,也被称作“土柱”。已有很多学者对于土柱的形成原因进行了研究。唐彤芝等^[24]将此现象归因于在较大的真空压力梯度下黏土组分的迁移；鲍树峰等^[14]则把这一现象归因于真空加载速度过快；邓永锋等^[25]观察到固结过程产生的尾水中胶体颗粒的平均直径随着施加真空的持续时间而减小,将土柱淤堵现象归因于孔隙水中胶体颗粒填充土柱空隙。但受限于试验条件,上述结论都是通过间接观察获得。为了揭示土柱的形成机理及其对固结过程的影响,课题组采用PIV和PTV技术^[35]对土柱形成机理进行了研究。如图14所示,采用观察窗1（OW1）拍摄的图像进行PIV分析,观察窗2（OW2）和观察窗3（OW3）拍摄的图像进行PTV分析。

图 14 观察窗位置分布

Figure 14. Configuration of observation windows

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（1）土柱形成过程

图15分别显示了在最初的0～1 h,1～2 h和2～3 h内,PVD周围吹填淤泥的最终位移。

图 15 0~3 h内的位移场变化云图

Figure 15. Contours of displacement field within 0~3 h

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如图15（a）,（c）,（e）所示,短时间内PVD附近已经形成了明显的不再发生径向位移的土柱区域。在土柱区域右侧,土体在真空作用下产生径向位移。而远离PVD的区域真空未传递到,没有发生径向位移。

在0～1 h的试验中竖向位移从排水板开始,向外发展。到3 h时,r = 35 mm以内的土体竖向位移不再增大,随着r增大竖向位移逐渐增大并在r = 45 mm处达到最大值,随后逐渐减小。

图16（a）显示了3～27 h内吹填淤泥的水平位移云图。0≤r<35 mm范围内,单元不再发生径向和竖向位移,是土柱的内部。35 ≤ r≤50 mm范围内等值线密集,单元径向位移有突变,发生了剧烈的压缩,是土柱的边缘。27～142 h单元径向和竖向位移增长速率减小,土柱增长缓慢。

图 16 3~142 h内的位移场变化云图

Figure 16. Contours of displacement field within 3~142 h

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为了降低不同数据处理方法造成的影响,本文采用两种方法计算土柱边界：①每个单元水平位移与其左侧单元水平位移差值为0的等值线；②单元径向压缩为0的等值线。图17给出了使用了两种方法定义的土柱的边界随时间增长曲线。

图 17 土柱半径随时间变化曲线

Figure 17. Variation of radius of soil columns with time

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$R_{m1} / r_{w} = 3.64 \times (1 - e^{4.99 t / t_{\max}})$ ,

(6)

$R_{m2} / r_{w} = 3.66 \times (1 - e^{4.42 t / t_{\max}})$ ,

(7)

式中 $R_{m1}$ , $R_{m2}$ 分别是方法①、②得到的土柱厚度随时间的变化曲线； $r_{w}$ 为排水板的等效半径,t_max为观测的最大时间,两条曲线彼此接近。该公式可以为考虑土柱影响的固结计算方法提供依据^[36-37]。

（2）土柱形成微观机理

图18显示了采用PTV技术计算的0～3 h和24～27 h内的无量纲颗粒轨迹。角坐标表示颗粒位移与水平线之间的夹角,半径坐标表示颗粒的无量纲位移值,其定义为颗粒的位移除以颗粒的直径。图中分别计算了粒径大于85 μm和小于50 μm土颗粒的位移。图中的每个点代表一个颗粒在所有帧图像中移动。

图 18 颗粒的无量纲位移

Figure 18. Dimensionless displacements of particles

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从图18可以看出,真空预压初期,靠近PVD处大、小颗粒的无量纲位移相似,且位移方向与水平方向夹角较小。远离PVD的土颗粒位移方向与水平方向夹角较大,且无量纲位移值较小。真空预压中期,PVD附近土柱中的大颗粒已基本不发生位移,而细颗粒仍有明显位移,继续填充土柱中的孔隙。而远离PVD的大、小颗粒无量纲径向位移值相似。

图19给出了在OW2和OW3中0～3 h和24～27 h内大于85 μm和小于50 μm的两种类型的颗粒的无量纲径向位移曲线。真空预压初期,远离PVD土颗粒无量纲位移更为集中,PVD附近大、小土颗粒无量纲位移差异较大,且大颗粒在3 h时无量纲水平位移值趋于稳定。土柱形成后,PVD附近小颗粒仍继续运动,且没有趋于稳定。

图 19 颗粒的无量纲径向位移

Figure 19. Dimensionless radial displacements of particles

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（3）含水率对土柱厚度的影响

沈杰^[38]在真空预压室内试验中发现,土体初始含水率越高,真空预压效果越差。娄晨晖^[39]通过室内模型试验发现高含水率淤泥造成的PVD淤堵更严重,整体的加固效果更差。本文进一步探讨了初始含水率对土柱形成的影响。试验分3组,控制试验土体的初始含水率,试验组如表1所示。

表 1 淤泥的初始含水率

Table 1. Initial water contents of sludges

试验编号	$w_{0}$ /%	$w_{L}$ /%	$w_{0}$ / $w_{L}$
1	106	53	2.0
2	133	53	2.5
3	159	53	3.0

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如图20所示,初始含水率为106%,133%和159%的淤泥在140 h形成的土柱厚度分别为117,99,86 mm,土柱的最终厚度随初始含水率的升高而降低。试验初期,土柱形成速率接近,而中后期,土柱厚度增长速率随含水率的增加而降低。

图 20 土柱半径随时间变化

Figure 20. Variation of radius of soil columns with time

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图21给出了不同径向距离处不同初始含水率土体的孔隙水压力消散情况。r = 25 mm处,3组试验结果接近。而随着r的增大,孔压消散速率随初始含水率的增加而降低。结合图20,21可知真空预压过程中含水率高的淤泥形成的土柱虽然厚度较小,但其对孔压消散的影响更大。说明含水率高,小颗粒的移动显著,形成的土柱更为密实。

图 21 孔隙水压力消散曲线

Figure 21. Curves of pore water pressure dissipation

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（4）吹填淤泥种类对土柱厚度的影响

为了探究吹填淤泥种类对土柱厚度的影响,分别对取自浙江省温州市、浙江省台州市和广东省广州市的吹填淤泥进行了试验。3种类型的土的颗分曲线如图22所示。从图中可以看出,台州土的细粒含量最多,占68%,温州土和广州土细粒含量分别占57%和22%。试验过程中控制初始含水率为土体的2倍液限,试验参数如表2所示。

图 22 不同种类淤泥的粒径分布

Figure 22. Particle-size distributions of different sludges

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表 2 淤泥的初始含水率

Table 2. Initial water contents of sludges

试验土样	$w_{0}$ /%	$w_{L}$ /%	$w_{0}$ / $w_{L}$
温州土	106	53	2
台州土	80	40	2
广州土	54	27	2

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图23给出了3种土的土柱厚度随时间的变化曲线。第77小时温州土、台州土、广州土形成的土柱厚度分别为86,79,120 mm。粗颗粒含量较高的淤泥土柱生成速度在初期远大于其他两种土。

图 23 不同种类淤泥的土柱半径随时间变化

Figure 23. Variation of radius of soil columns of different sludges with time

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图24给出了不同径向距离处不同类型土体的孔隙水压力消散情况。r = 25 mm处,广州土孔压消散最快,且很快趋于稳定,而温州土与台州土在该处孔压消散情况相似。r = 50 mm处,广州土孔压至-30 kPa,而温州土与台州土仅消散至-20 kPa,且两种土孔压消散曲线大致相同。r = 100 mm处,广州土、温州土和台州土分别消散至-13,-8,-5 kPa。结合图22,23可以发现,细颗粒含量多的淤泥土柱增长速率较低,但孔压消散更慢,这是由于细颗粒迁移大大降低土柱区域的孔隙率。

图 24 不同种类土体的孔隙水压力消散曲线

Figure 24. Curves of pore water pressure dissipation of different sludges

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2.3 排水板间吹填淤泥的位移场

实际工程中PVD的插板按三角形或矩形布置^[40]。程建远等^[41]发现梅花型布置方式加固效果明显优于正方形布置方式。《真空预压加固软土地基技术规程：JTS147》建议排水板的间距取0.7～1.3 m。本文为了探究两个PVD间土体的位移规律,开展了双PVD的真空预压模型试验。在模型箱内装有土体,土体内插设2个PVD,间距为0.75 m。

（1）吹填淤泥表面水平位移

图25为每24 h土体的位移变化。与单排水板相比,其水平位移值的分布规律相似,但是r> 200 mm的土体,其水平位移值逐渐降低。这是由于来自另一侧PVD的真空降低了真空对该范围内土体的影响,使水平位移值减小。

图 25 土体在每一个24 h内的位移变化云图

Figure 25. Displacement patterns of sludge in each 24 h

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（2）竖向位移

从整个试验过程来看,土体的竖向位移值随着距PVD的距离的增大而增大,与单排水板的发展情况类似。但是值得注意的是,PVD远端的竖向位移值要远大于单排水板情况下土体的竖向位移值。这是由于两排水板中间位置土体的竖向位移在两排水板作用下发生叠加。

3. 吹填淤泥真空预压固结计算方法

竖井固结理论常用于真空预压地基处理设计及预测固结过程。该理论以任一排水板及其有效作用范围内的土体作为研究对象,建立以排水板为中心的轴对称固结模型^[42],根据平衡方程、渗流定律、连续性方程等构造相应的控制方程和边界条件,依据问题复杂程度使用解析法^[43]或数值法^[44]进行求解。按是否考虑土体固结过程中的几何方程非线性可分为小应变固结计算^[45]和大应变固结计算^[46]；按是否考虑真空度传递损失和井阻可分为理想井固结计算和非理想井固结计算；按是否考虑同一水平面不同位置的应变差异分为等应变固结计算^[43]和自由应变固结计算^[47]。

由于吹填淤泥含水率高,真空预压固结过程中变形大^[48],以往固结计算中常用的小应变假定不再适用。同时,加固过程中排水板周围形成的致密土柱也会对固结过程造成影响,然而采用考虑涂抹效应的固结理论反映土柱的影响并不完善。

3.1 考虑径竖向边界真空压力产生和衰减的大应变固结计算

竖井地基固结计算常以Terzaghi^[49]和Barron^[42]固结理论为基础,假定土体变形相对计算深度较小,忽略土体自重,以简化计算过程。然而,由于含水率高,孔隙比大,压缩性强^[48],吹填淤泥固结过程中土体变形大,小应变假设会造成较大的计算误差。Gibson等^{[46, 50]}在考虑土体自重和固结变形的基础上,基于拉格朗日描述建立了一维大应变固结理论。近年来,以Gibson大应变固结理论为基础,江辉煌等^[51]和Geng等^[52]推导了竖井地基大应变固结理论,然而这些研究未能考虑吹填淤泥真空预压过程中排水板的真空度损失。课题组采用大应变固结模型对考虑径、竖向真空度产生和衰减的固结过程进行了分析。

（1）边界条件和计算假定

在吹填淤泥固结过程中,真空度除沿排水板竖向衰减外,从水平排水管路向膜下传递过程中也会损失^[53]。考虑水平方向真空度随时间指数增长,随与水平排水管路距离线性衰减的模式。土体上表面排水边界条件可表示为

$p |_{z = 0} = p_{0} (1 - (1 - k_{r1}) \frac{(r - r_{w})}{(r_{e} - r_{w})}) (1 - e^{- k_{r2} t})$ 。

(8)

式中 $p_{0}$ 为施加的目标真空度值；e为自然指数,t为固结时间；k_r1为真空度径向衰减系数；r为土体任一点到排水板的距离；r_w为排水板等效半径,r_e为排水板有效作用范围半径；k_r2为径向真空度时间增长因子。

（2）大应变固结计算模型

假定固结过程中土体仅发生竖向变形,竖向选用物质坐标z以考虑大应变,水平向仍为Euler描述,计算模型如图26所示。图26中k_z1,k_z2分别为竖向真空度衰减系数和时间增长因子。加固初期围绕排水板形成的土柱孔隙小,将其单独划分为初始渗透系数较小的区域。由考虑自重的平衡方程、考虑土骨架位移的孔隙水渗流连续性方程、达西定律及有效应力原理,可得以孔隙比e为变量的控制方程：

图 26 径向、竖向真空度时空变化的大应变固结计算简图

Figure 26. Analysis scheme of unit cell with vertical drains considering variation of vacuum pressure in radial and vertical directions

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$\begin{array}{l} \frac{1}{r} \frac{\partial}{\partial r} [r \frac{k_{c}}{γ_{w}} \frac{d σ^{'}}{d e} \frac{\partial e}{\partial r}] + \\ \frac{1}{(1 + e)} \frac{\partial}{\partial z} [\frac{k_{v}}{γ_{w}} \frac{d σ^{'}}{d e} \frac{\partial e}{\partial z} \frac{1}{1 + e} + \frac{k_{v} (G_{s} - 1)}{1+ e}] = - \frac{1}{1 + e} \frac{\partial e}{\partial t} (r \leq r_{c}), \\ \frac{1}{r} \frac{\partial}{\partial r} [r \frac{k_{r}}{γ_{w}} \frac{d σ^{'}}{d e} \frac{\partial e}{\partial r}] + \\ \frac{1}{(1 + e)} \frac{\partial}{\partial z} [\frac{k_{v}}{γ_{w}} \frac{d σ^{'}}{d e} \frac{\partial e}{\partial z} \frac{1}{1 + e} + \frac{k_{v} (G_{s} - 1)}{1+ e}] = - \frac{1}{1 + e} \frac{\partial e}{\partial t} (r > r_{c}) 。 \end{array}}$

(9)

式中 $σ^{'}$ 为有效应力；k_c为土柱区渗透系数；G_s为土颗粒相对质量密度。通过代入不同的压缩、渗透关系,上述控制方程可计算相应的大应变非线性固结问题。由于大应变固结方程具有高度非线性,采用有限元偏微分求解软件Flexpde对其进行求解。

（3）径向、竖向真空度时空变化的影响

计算采用线性e-lgk和e-lgp关系,假定上下边界均透水,内边界为真空度边界,外边界为不透水边界,初始堆载压力瞬时施加。

a）径向、竖向真空度形成时间影响

在该部分分析中,径向、竖向沿程损失均为0.5,两透水边界固结时间因子相同,依次取k_r2=k_z2=0.01,0.2,0.4,3000进行计算,其中k_r2=3000用来模拟不考虑真空度瞬时达到目标值的情况。图27为不同时间因子下的孔压固结曲线。与小应变相似,时间因子越大,固结速度越快。当时间因子大于0.2时,边界真空度形成时间对固结速度的影响可以忽略。

图 27 径竖向真空度时间因子对固结的影响

Figure 27. Consolidation of cases with various k_r2 and k_z2

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b）径向、竖向沿程损失的影响

图28（a）,（b）所示反映不同排水板插入深度时真空度衰减的影响,从中可看出,考虑两个方向均衰减时（k_r1 = k_z1 = 0.5）的固结度最小,仅考虑一个方向衰减时的固结度次之,两方向均不衰减时的固结度最大。同时,对比图28（a）,（b）可知,当加固深度较大时,竖向真空度衰减的影响明显大于水平方向衰减的影响,而当加固深度较小时,水平方向真空度衰减与竖向真空度衰减下的总固结度差别不大。

图 28 不同加固深度下径竖向真空度衰减的影响

Figure 28. Consolidation of cases with different soil thicknesses

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c）不同真空度径向衰减下土柱对土中孔压径向分布的影响

吹填淤泥真空预压过程中常发生距离排水板不同位置处加固效果不均匀的情况,靠近排水板区域加固效果明显优于远离排水板区域。为考察不同径向衰减下土柱对孔压径向分布的影响,对不同的径向衰减系数,取固结过程中同一时间距离地表1/4H深处孔压进行对比,结果如图29所示,图中t表示固结时间。从图29中可以看出,加固早期土柱区的超静孔压消散速度较外围快。这主要是由于土柱区内的渗透系数较小,真空压力需要一定时间才会对外围土造成影响,因此外围土的孔压消散较慢。不同径向衰减下土柱对孔压的径向分布影响主要体现在固结后期。真空度的径向衰减越大,土柱内的超静孔压减小也越明显,不均匀固结现象也越突出。

图 29 不同径向真空度衰减下超静孔压径向分布

Figure 29. Radial distribution of excess pore water pressure under different radial losses

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d）真空度竖向衰减对大小应变固结影响对比

忽略径向真空度沿程损失,不同真空度时间因子下考虑竖向真空度损失的大应变和小应变固结结果如图30所示。从图30中可以看出：不同时间因子下,大应变固结结果差异小于小应变固结；相同时间因子下,最初小应变固结的固结速度大于大应变固结,随后小于大应变固结,且真空度时间因子越小,二者的差异出现的越早。

图 30 不同时间因子对小应变固结与大应变固结的影响

Figure 30. Comparison between small and large strain solutions

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3.2 考虑土柱效应的吹填淤泥不均匀应变固结计算

吹填淤泥真空预压固结过程中形成的土柱是影响加固效果的主要因素。Bergado等^[3]在试验中观察到细颗粒穿过排水板滤膜及附着在排水板外侧形成泥皮会导致排水板滤膜渗透系数降低。唐彤芝等^[24]通过试验发现,由于滤芯和滤膜的堵塞,排水板通水能力降低。此外,Fang等^[33]对加固单元取样发现,排水板附近（即土柱区）具有小于外围土的渗透系数和压缩系数。与涂抹区不同的是,涂抹区的渗透系数往往是外围区域的1/3左右,而土柱区的渗透系数仅为外围区域的1/100。此外吹填淤泥固结过程出现的排水板堵塞弯折还会导致排水板的通水能力随固结时间降低,即井阻逐渐增大。这一因素进一步阻碍了固结排水进程,对最终土体固结效果产生很大影响。Deng等^[54]和Nguyen等^[22]分别求解了排水板排水能力随时间指数减小的固结解,但均建立在等应变假定基础上,不能考虑土柱对固结过程的影响。课题组在上述试验结果的基础上,建立了考虑吹填淤泥土柱的不均匀应变真空预压固结模型,并求解了土柱和外围的固结度表达式。

（1）对排水板淤堵的考虑

为考虑排水板通水能力变化,模型中使用Deng等^[54] 结合Chai等^{[23, 55]}试验结果提出的指数函数模型,排水板通水量的表达式如下：

$q_{w} = q_{w0} e^{- a_{w} t}$ ,

(10)

式中,q_w0和q_w分别为排水板的初始和任意时刻通水量,a_w为排水板井阻增大系数。此外,为考虑真空度在排水板中的竖向沿程损失,假定真空度沿排水板竖向线性减小（梯度为dp/dz）,并设置排水板底端处z方向孔压梯度与真空衰减梯度dp/dz一致。此外,为考虑真空度在排水板中的竖向沿程损失,计算中假定排水板底端处z方向的孔压梯度值与真空度沿排水板线性减小的梯度值相等。排水板与土体接触边界孔压相等,流入排水板水量等于流出排水板水量。

（2）基于不均匀应变假定的固结模型

现有的固结计算方法中,根据对同一水平面上各点沉降是否相等分为等应变固结和自由应变固结两种方法。等应变固结计算中假定同一水平面各点竖向变形相等,通过对径向求平均来求解复杂的固结问题,解的形式较为简便。自由应变固结计算中则假定同一水平面各点因固结速度差异发生不均匀沉降,计算中可准确求解径向各点固结情况,但解的形式较为复杂,求解困难。为研究土柱区域和外围区域压缩性和渗透性差异对固结过程的影响,课题组结合等应变法和自由应变法的优势提出了不均匀应变假定,分别在土柱和外围两块区域内做等应变假定,但两区域的应变不相等,由此建立真空预压分析模型（图31）。

图 31 考虑土柱的不均匀应变固结计算简图

Figure 31. Analysis scheme of unit cell with vertical drains considering soil columns

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两区域内控制方程如下：

$\begin{array}{l} - \frac{k_{c}}{γ_{w}} \frac{1}{r} \frac{\partial}{\partial r} (r \frac{\partial u_{c}}{\partial r}) = \frac{\partial ε_{v c}}{\partial t} (r_{w} \leq r \leq r_{c}), \\ - \frac{k_{h}}{γ_{w}} \frac{1}{r} \frac{\partial}{\partial r} (r \frac{\partial u_{n}}{\partial r}) = \frac{\partial ε_{vn}}{\partial t} (r_{c} \leq r \leq r_{e}) 。 \end{array}}$

(11)

边界条件为

$\begin{array}{l} (a) r = r_{e} : \frac{\partial u_{n}}{\partial r} = 0, \\ (b) r = r_{c} : k_{c} \frac{\partial u_{c}}{\partial r} = k_{h} \frac{\partial u_{n}}{\partial r}, u_{c} = u_{n}, \\ (c) r = r_{w} : u_{w} = u_{c} 。 \end{array}}$

(12)

式中,u_c和u_n分别为土柱和土柱外围超静孔压,ε_c和ε_n分别为土柱和外围的应变,u_w为排水板中的超静孔压。对两方向进行积分后,解出两区域平均超静孔压分别为

$\begin{array}{l} {\bar{u}}_{c} = (q - \frac{1}{2} p (1 + k_{1})) [(\frac{P_{1} e^{J_{1}} - P_{2} e^{J_{2}}}{P_{1} - P_{2}}) - (\frac{P_{1} P_{2} (e^{J_{1}} - e^{J_{2}})}{P_{1} - P_{2}})] + \\ \frac{1}{2} p (1 + k_{1}), \\ {\bar{u}}_{n} = (q - \frac{1}{2} p (1 + k_{1})) [(\frac{P_{1} e^{J_{2}} - P_{2} e^{J_{1}}}{P_{1} - P_{2}}) + (\frac{e^{J_{1}} - e^{J_{2}}}{P_{1} - P_{2}})] + \\ \frac{1}{2} p (1 + k_{1}) 。 \end{array}}$

(13)

式中,P₁,P₂,J₁,J₂可由土单元参数和土性参数求得,具体表达式见参考文献[36]。其中,土柱厚度可根据2.2节中试验结果确定。

（3）计算结果分析

采用上述解,可以对土柱和外围的固结分别求解,便于对吹填淤泥的不均匀固结现象进行分析。

a）不同排水量衰减系数的影响

图32给出了为不同排水量衰减系数下两区域各自的固结度,其中,U_c为土柱区孔压固结度,U_n为外围孔压固结度。从图32中可以看出,排水板通水能力衰减越快,最终固结度越小。初期土柱内固结迅速发展,而后趋于平缓；土柱区外固结发展平稳。当排水板通水能力几乎不变时,两区域的固结度可以在较短的时间内达到相同水平,而通水能力随时间指数迅速减小时,二者则需要更长的时间达到相同的固结水平,即土柱会造成不同区域固结不均匀。

图 32 排水板通水量衰减速度对两区域固结的影响

Figure 32. Effects of decay speed of discharge capacity on consolidation degree for soil columns and normal zone

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b）土柱渗透系数的影响

图33所示为土柱与外围渗透系数比值对两区域的固结度影响。由于土柱的渗透系数越小,真空在土中传递越慢,远离排水板区域的固结速度就越小。其中,k_c/k_h=1/5为考虑涂抹效应中涂抹区和未扰动区的渗透系数比,能够反映涂抹效应对固结影响,k_c/k_h= 1/50和k_c/k_h=1/100反映土柱对固结的影响。从图中可以看出在排水板通水能力衰减系数相同的情况下,考虑涂抹效应影响时两区域最终固结度一致,采用土柱的影响时两区域的固结度差别显著,且土柱内、外的渗透系数差别越大,不均匀固结越显著。

图 33 土柱区与外围渗透系数比对两区域固结的影响

Figure 33. Effects of permeability ratio on consolidation degree for soil columns and normal zone

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c）土柱压缩系数的影响

图34给出了土柱压缩系数与外围压缩系数的比值为1/1,1/2,1/10,1/20时的沉降。从图中可以看出,当土柱与土柱外围压缩系数相等时,由于土柱固结度比外围大,因此土柱沉降大于外围沉降。当土柱压缩系数小于外围时,初期由于土柱固结度远大于外围,其沉降也大于外围。后期虽然土柱区固结更快,但该区域沉降量小于外围,这与现场测试结果一致。

图 34 土柱区与外围压缩系数比对两区域沉降的影响

Figure 34. Effects of compressibility ratio on settlements for soil columns and normal zone

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d）土柱厚度的影响

2.2节的试验结果表明,不同吹填淤泥在真空预压过程中形成的土柱尺寸差异较大。因此,假定土柱厚度分别为2.5倍、5.0倍、7.5倍排水板半径,研究其对固结过程的影响。图35所示为不同土柱厚度下的两区域固结曲线。从图中可以看出,土柱厚度越大,土体固结越慢,但两区域固结度差距对土柱厚度的变化并不敏感。

图 35 土柱半径对两区域固结的影响

Figure 35. Effects of radius of soil columns on consolidation degree for soil columns and normal zone

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4. 吹填淤泥真空预压防淤堵处理技术

针对传统真空预压法处理吹填淤泥效果差的问题,国内外学者对该技术进行了大量的改进。沈洪忠^[56]采用低位真空预压法,提高了真空压力传递效率,加速排水固结。李丽慧^[57]采用立体式真空预压法,通过铺设多层排水管,减少了真空传递损失。韦剑锋^[58]通过将排水板水平辐射布置,形成立体真空传递网,增强了真空渗流场,促进土体固结。刘松玉等^[59]通过增加气压劈裂系统,在土中形成裂隙,增加深层软土的渗透性,提高深层软土中的真空传递效率。苑晓青等^[60-61]、Lei等^[62]和Liu等^[63]通过分级加载的方式,提高了真空加固效果。孙立强等^[64]和Wang等^[65]分别通过两阶段抽真空和二次插板的方式,使土体结构稳定,缓解因土颗粒移动造成的淤堵效应。还有众多学者通过添加铝盐、褐煤、聚丙烯酰胺（PAM）、石灰等絮凝剂对土体进行改性,促使土颗粒絮凝成团,提高土体渗透系数^[66-70],但上述措施未结合真空预压。武亚军等^[71-72]和Lei等^[73]虽然结合了真空预压,但未涉及到复合絮凝剂。本课题组围绕真空预压土柱形成机理和排水板淤堵效应,从增强真空渗流场,延缓土柱形成和改良土性等方面研发了系列防淤堵技术,包括排水板优化选型、分级真空预压技术、增压式真空预压技术和絮凝真空预压等技术,为大面积吹填淤泥处理工程提供指导。图36为技术路线图。

图 36 技术路线图

Figure 36. Technological roadmap

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4.1 排水板优选

排水板由芯板和滤膜组成。对于含水率较高的吹填淤泥,真空预压加固效果不佳的原因：①芯板抗弯折性能差,真空预压中会发生大幅度变形,影响真空压力的传递效率^[74]；②排水板滤膜发生淤堵,导致排水通道失效^[75-76]。由于排水板通水、抗弯折性能、滤膜孔径等指标对排水固结影响较大,课题组开展排水板选型和滤膜孔径试验,提出孔径优选标准。

（1）板型优选

目前,常用的排水板有传统分离式和整体式两种类型。传统排水板（图37（a））滤膜表面具有单面排水的凹凸结构,芯板和滤膜分离。而新型整体式排水板（图37（b））的滤膜与板芯是热熔融合成一体的,滤膜渗透系数提高60%,排水板通水能力提高2倍,抗弯折性能提高20%。采用上述两种板型开展真空预压固结试验,试验装置主要由模型桶和真空预压系统组成,见图38。模型桶为透明的有机玻璃圆桶,其内径为500 mm,深度为955 mm。

图 37 排水板

Figure 37. PVD

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图 38 试验装置图

Figure 38. Diagram of test apparatus

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a）真空度和排水量变化分析

图39为板中和土中真空度随时间的变化曲线图。试验结束后整体式排水板真空度达到84 kPa,而分离式排水板中仅为76 kPa。表明在吹填淤泥中整体式排水板的真空度传递效果好于分离式排水板。此外,采用整体式排水板和分离式排水板时土中真空度分别出现在120,145 h,说明整体式排水板缓解了淤堵,并提高了真空度传递效率。

图 39 真空度随时间变化曲线

Figure 39. Variation of vacuum pressure

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b）含水率和十字板剪切强度分布规律

图40给出了含水率和十字板剪切强度沿深度的分布规律。从图中看出,含水率沿深度变化的总体趋势相似,表层土体含水率最低,沿深度逐渐增加。整体式排水板处理后的土体含水率更低。如图41所示,试验后的排水板显示土体固结后,整体式排水板呈S形弯曲,分离式排水板则发生明显的扭结与折叠。

图 40 含水率和十字板剪切强度随深度变化曲线

Figure 40. Variation of water content and vane shear strength with depth

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图 41 试验完成后土中挖出的排水板实拍照片

Figure 41. PVDs after tests

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（2）滤膜孔径优化

滤膜孔径对吹填淤泥的排水固结有重要影响。滤膜的渗滤性需要满足两个方面的要求：①滤膜孔径必须足够小,以防止细土颗粒进入过滤和流失；②滤膜孔径不能过小,以保证滤膜有足够的渗透性^[77]。合理的滤膜孔径有利于在滤膜表面形成反滤层,缓解真空过程中的淤堵现象^[78]。Carroll^[79]提出了一个常用的滤膜孔径标准：O₉₅≤(2～3)D₈₅。式中,O₉₅为滤孔占95%的平均孔径,D₈₅为质量占比85%的土颗粒粒径。Chu等^[80]认为上述滤膜孔径要求对新加坡海相黏土过于保守,提出了更宽松的标准：O₉₅≤(4～7.5)D₈₅。课题组采用图42所示的梯度比试验装置,进行了4种滤膜孔径（80,120,160,320 μm）的梯度比试验,研究滤膜孔径对吹填淤泥的梯度比变化规律,进而通过真空试验装置（图38）,研究滤膜孔径对吹填淤泥固结效果的影响。

图 42 梯度比试验装置示意图

Figure 42. Schematic diagram of GR test apparatus

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a）梯度比G_R变化规律

水力梯度i=5,10的不同排水板滤膜G_R值随时间的变化如图43所示。i= 5时,在最终达到稳定状态之前,所有滤膜G_R值都随时间增加,并趋于稳定。这与乐超等^[78]的研究结果相同,表明滤膜存在淤堵现象,孔径越小,淤堵现象越明显。在288 h时,水力梯度i瞬时从5变为10。i =10时,在所有滤膜中可以观察到梯度比的瞬时增加。这表明在高水头下,土体颗粒以较快的速度移动并堆积在滤膜表面,从而导致较严重的滤膜淤堵。此外,随着时间的变化,4个滤膜的梯度比值先减小然后增大。根据美国陆军工程兵团^[81]提出的梯度比准则,在i=10时,孔径为320 μm的滤膜的梯度比小于3。说明该滤膜表面的淤堵较小,且淤堵程度先减小后增大。接下来通过不同孔径滤膜的真空预压试验作进一步研究。

图 43 不同水力梯度下G_R随时间的变化曲线

Figure 43. Curves of G_R with time at different hydraulic gradients

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b）排水量变化分析

图44显示不同滤膜孔径的排水量随时间的变化。可以看出48 h时的排水量达到了总排水量的60.9%。随着滤膜孔径的增加,早期排水量增加。中期孔径120 μm滤膜的排水量要高于孔径160,320 μm滤膜的排水量。最终孔径120 μm滤膜的排水量最高,比孔径80,160,320 μm滤膜的高16.3%,4.5%和9.4%。80 μm滤膜的最终排水量最低,原因是由于滤膜的孔径较小,使得大量的土体颗粒积聚在滤膜表面,造成淤堵。孔径160,320 μm滤膜的孔径较大,早期的滤膜淤堵很小,有利于排水,而后土体颗粒逐渐进入板内并淤堵排水通道,部分移入滤膜表面并淤堵滤孔。由于土体颗粒的严重流失,排水板周围的土体无法形成良好的反滤层,导致排水板产生淤堵,使得最终排水量相对较少。

图 44 不同孔径滤膜的排水量随时间变化

Figure 44. Variation of volume of drainage with time for different filters

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c）十字板剪切强度沿深度分布规律

图45为十字板剪切强度随深度和距排水板径向距离变化曲线。可见加固后的浅层十字板剪切强度接近,且随着土体深度的增大而降低,这是由于真空压力沿深度衰减的缘故^[82]。此外,孔径120 μm滤膜下十字板剪切强度最高。表明滤膜孔径120 μm的排水板具有最佳加固效果。结合土颗粒粒径大小,可得到用于吹填淤泥真空预压处理的最优滤膜孔径标准：O₉₅=5.2D₈₅。

图 45 十字板剪切强度随深度和距排水板径向距离变化曲线

Figure 45. Vane shear strengths at different depths and distances from PVD

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4.2 分级真空预压技术

针对吹填淤泥真空预压加固过程中排水板容易淤堵,固结速度减慢的问题,分级真空加载是一种缓解排水板淤堵的有效方式。Yuan等^[60]、Lei等^[62]、徐锴等^[83]和Liu等^[84]对分级真空预压技术进行了初步的研究。本课题组提出以真空梯度为基准的分级真空预压技术。

采用如图38所示的试验装置,模型桶内径为600 mm,高度为500 mm。开展不同真空梯度的分级真空预压对比试验,如表3所示。在上一级真空压力的作用下沉降和排水量（24 h的排水小于100 g）都趋于稳定时,开始施加下一级真空压力。

表 3 试验方案

Table 3. Test schemes

试验编号	加载方式	真空梯度/kPa	加载模式/kPa
1	一级	80	80
2	二级	60	20→80
3	三级	30	20→50→80
4	四级	20	20→40→60→80

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（1）沉降量变化分析

图46为土体表面沉降随时间的变化规律。真空预压开始后,沉降立即发生。其次,在732 h时,一级加载试验达到6.15 cm的沉降量,其沉降开始稳定,这表明该试验的排水板已出现严重淤堵。在252 h时,二级、三级和四级加载试验的沉降量差异不大,然而,在施加不同的真空梯度后,二级、三级和四级加载试验的最终沉降量分别比一级加载试验的提高了32%,43.9%和63.1%。

图 46 表面沉降随时间的变化

Figure 46. Variation of surface settlement with time

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（2）沉降差变化分析

图47为最大差异沉降差随时间的变化情况。可见一级加载试验的沉降差最大,在试验结束时达到2.55 cm。分级真空压力的作用下,三组试验的沉降差呈阶梯状发展,二级、三级和四级加载试验的最大沉降差比一级加载试验的降低了20.8%、39.6%和55.7%。表明分级真空加载方式能削弱土体的不均匀沉降,减少土颗粒径向移动,延缓淤堵形成。考虑到工程实践中三级、四级加载工期较长,且真空压力不易控制和施工难度较高,因此工程中可采用二级加载方式。

图 47 最大沉降差随时间的变化

Figure 47. Variation of maximum settlement difference with time

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4.3 增压式真空预压技术

常用的增压技术包括劈裂增压和均匀增压两种。由于吹填淤泥含水率高,更适合于均匀增压。金亚伟等^[85]采用增压管向土体注入气压,增强真空渗流场,迫使孔隙水排出,提高固结效果。朱平等^[86]提出了真空预压底部通入气流的加快排水方法,并对可控气流真空预压的工作原理进行了分析与研究。沈宇鹏等^[87-88]通过实际工程验证了增压式真空预压的适用性,评价了增压条件下的加固效果。传统增压技术采用增压管增压（图48（a）,贴近排水板打设,无法用于抽真空。课题组采用增压板取代增压管（图48（b））。增压板具有双重功能：①增压泵启动时提供压缩空气的入流通道；②真空泵启动时作为普通排水板,提供土中空气和水的排出通道。与增压管相比,增压板实现了一板两用,方便施工,节约造价。

图 48 增压管样式图

Figure 48. Illustration of booster pipeline

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（1）增压机理

图49显示了增压式真空预压过程中土单元的应力状态。初始时,土单元处于平衡状态,如图49（a）所示。通过施加真空压力,如图49（b）所示,土单元在附加的各向同性增量应力 $Δ σ_{vp}$ 作用下固结,并发生竖向沉降和向内侧向位移。接下来,启动增压系统施加增压压力,如图49（c）所示,土单元进一步受到压力增量 $Δ σ_{bp}$ 的作用发生固结。在增压过程中,增压气流可以增加排水板间的水力梯度,促进排水,还可以直接冲刷增压板的排水通道和滤膜表面上的细颗粒,有利于排水^[10]。

图 49 真空和增压压力作用下土单元的应力状态

Figure 49. Stress states of soil element subjected to vacuum pressure and booster pressure

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（2）增压时机影响

增压时机是影响增压式真空固结效果的关键因素之一。课题组以土体固结度为依据研究了增压时机对土体加固效果的影响。

a）孔隙水压力随时间消散规律

图50显示了土体50 cm深度处孔隙水压力随时间的变化趋势。总体来说,孔隙水压力随着时间在不断消散,并趋于稳定。在真空预压启动时开始增压对促进土体孔压消散效果不太明显。其主要原因是：试验前期土体呈流动状且强度很低,此时土体劈裂以剪切破坏为主,导致增压气体直接穿透土体,使增压板和排水板之间直接形成连通通道。而在固结度为80%时进行增压,土体的强度过高,此时增压气流无法有效地挤压土体产生压力差,增压效果同样不明显。在固结度为40%时进行增压,土体加固效果得到了一定程度的提升,但提升效果小于土体固结度为60%时开始增压的情况。

图 50 深度50 cm处孔隙水压力变化

Figure 50. Variation of pore water pressure at depth of 50 cm

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b）含水率和十字板剪切强度沿深度分布规律

图51显示含水率和十字板剪切强度随深度变化趋势。从图中可以看出,增压对土体的加固有促进作用,且对土体深部的加固促进作用要大于土体表层,使得土体加固处理得更均匀。还可以看出固结度为60%时开始增压,土体最终含水率最低,相对应的十字板剪切强度最高。因此,最佳增压时机是土体固结度达到60%时开始增压。

图 51 含水率和十字板剪切强度随深度的变化趋势

Figure 51. Variation of water content and vane shear strength with depth

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（3）增压式真空预压法工程实践

工程场地位于浙江温州洞头区状元南片垦区,该垦区东起花岗岛,北至状元岙岛的山体山脚,西至深门大桥,南至围填堤塘。涂面整理工程堤内围垦面积约337.9 ×10⁶ m²,吹填淤泥厚度4～5 m,初始含水率为115%。本项目进行增压式和传统真空预压对比试验,面积共900 m²。场地被划分为两个区域：A区采用传统真空预压法进行处理,即采用传统排水板,绑扎连接于水平透水滤管；B区采用增压式真空预压法（图52）进行处理,即采用滤膜孔径为120 μm整体式排水板,通过密闭接头连接于水平密闭管路。排水板间距为800 mm,按正三角形布置（图53）,插板深度5 m。将增压板插设在排水板围成的正六边形的中心,增压板上部的密封软管深度不小于1 m。增压压力为20 kPa,每天增压2 h,直到现场试验结束。试验过程中对孔隙水压力、沉降量进行监测,试验结束后对含水率和十字板剪切强度等指标进行检测。

图 52 增压式真空预压法示意图

Figure 52. Schematic layout of air booster vacuum preloading system

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图 53 现场试验布置图

Figure 53. Layout of in-situ test site

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a）孔隙水压力变化分析

图54显示两个区域的孔隙水压力随时间的变化趋势。增压系统启动前,B区深度1 m和3 m处的孔隙水压力消散量分别达到67.4,58.2 kPa,比A区的孔压消散量分别提高了53.3%和67%。增压系统启动后,B区孔隙水压力消散程度增加,表明增压系统能够促进孔隙水压力消散。

图 54 不同深度孔隙水压力的变化

Figure 54. Variationof pore water pressure at different depths

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b）沉降量变化分析

图55为两个区域地表沉降量的变化规律。可以看出,随着时间的增加,地表沉降增加。由于整体式排水板、密闭接头和密闭管路的影响,B区地表沉降要大于A区的情况。增压后,B区地表沉降量增加了78.7 mm,占总沉降量的6.24%。A区地表沉降量仅增加2.9 mm。B区这一时期累积的地表沉降量是A区的2.5倍。在深度2.5m处,B区土体沉降量是A区的3.5倍,表明增压式真空预压技术适合于深层土体的加固。

图 55 两个区域的地表沉降量随时间变化曲线

Figure 55. Variation of surface settlements in two zones

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c）含水率和十字板剪切强度沿深度变化分析

图56给出了加固后的含水率分布规律。可以看出,加固后两个区域的含水率有着大幅度降低,且B区平均最终含水率比A区的降低了约8.5%,同样,B区平均十字板剪切强度比A区的提高了约50%（图57）,表明增压式真空预压的加固效果十分显著。

图 56 A区和B区初始和加固后的土体含水率曲线

Figure 56. Initial and post-soil improvement water content profiles for Zone A and Zone B

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图 57 A区和B区初始和加固后的土体十字板剪切强度曲线

Figure 57. Initial and post-soil improvement vane shear strength profiles for Zone A and Zone B

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4.4 絮凝-真空预压技术

向吹填淤泥中掺入絮凝剂能增强其渗透性。Lin等^[89]通过掺入FeCl₃溶液对污泥进行絮凝处理,并联合真空预压法快速降低含水率,提高土体固结速率。武亚军等^[71]、Lei等^[73]、Liu等^[90]将PAM（聚丙烯酰胺）作为添加剂,结果表明PAM化学处理后缓解了排水板周围的淤堵程度,有助于孔隙水压力的消散,从而提高了固结效率。课题组研发了石灰-APAM复合絮凝剂,并通过现场试验进一步研究复合絮凝剂对真空固结效果的影响。

（1）单一絮凝剂掺入比优化试验分析

试验装置见图38,模型桶内径为300 mm,高度为400 mm。综合处理效果,絮凝剂材料用量、价格等因素考虑,本研究选用石灰作为絮凝剂,掺入比（占干重比）分别是0%,1%,1.5%,2%和2.5%。

a）排水量随时间变化规律

图58显示了排水量随时间的变化趋势。在试验初期,石灰处理过土样的排水速率较快,且在80 h内达到稳定值,明显快于未处理的淤泥土样,尤其是掺入比2%的淤泥,48 h内停止排水。此外,在石灰掺入比1%～2%范围内,排水量随着掺入比的增大而增大。这是由于石灰掺入后,土颗粒絮凝形成团粒结构,土体渗透性增大^[91-92]。然后随着掺入量的继续增加,土体渗透系数反而降低^[93-94],这是由于石灰与土体发生硬凝反应引起的：

$Ca {(OH)}_{2} {+SiO}_{2} \to {CaO-SiO}_{2} {-H}_{2} O$ ,

(14)

$Ca {(OH)}_{2} {+Al2O}_{3} \to {CaO-Al}_{2} O_{3} {-H}_{2} O$ 。

(15)

图 58 不同石灰掺量下排水量随时间变化曲线

Figure 58. Variation of discharged water with time under various lime contents

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由式（14）,（15）得知,反应生成水化硅酸钙（CSH）和水化铝酸钙（CAH）等胶结物,充填于团粒间的孔隙,堵塞排水孔道和减少水流,并将部分水锁在土体中^[95-97]。所以尽管排水速率增加,掺入比2.5%的土体排水量最小。

b）十字板剪切强度沿深度变化规律

图59显示不同掺入比下的十字板剪切强度沿深度变化曲线。在掺入比0～2%范围内,十字板剪切强度随掺入比增加而增大。掺入比1.5%的土体十字板剪切强度比掺入比2.0%的情况略微降低了7.7%。此后随着掺入比增加到2.5%,十字板剪切强度呈下降趋势。虽然掺入比2%的土体十字板强度最大,但是考虑尾水直接排放等因素,因此吹填淤泥的最优掺入比建议为1.5%。

图 59 不同石灰含量十字板强度随深度变化曲线

Figure 59. Variation of vane shear strength with depth under various lime contents

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（2）复合絮凝剂掺入比优化试验分析

在上述单一絮凝剂的基础上,提出了一种更为有效的絮凝剂：复合絮凝剂（石灰（Ca(OH)₂）和阴离子聚丙烯酰胺（APAM））,这种复合絮凝剂的工作机理是溶解在孔隙水的钙离子通过置换土颗粒表面的单价阳离子,使得土颗粒表面扩散层厚度变薄进而产生絮凝、凝聚而形成团粒^[91-93],并通过长分子链的APAM的官能团吸附土颗粒并架桥成较大的团粒,从而增加孔隙率和渗透性,提高真空固结效率^[71-73]。对照组采用掺入比1.5%的Ca(OH)₂处理。另外5组额外增加的APAM掺入比分别为0.025%,0.05%,0.075%,0.1%,0.125%,研究复合絮凝剂对排水板淤堵特性的影响。

图60显示十字板剪切强度沿深度变化规律。从图中看出,经复合絮凝剂预处理后,十字板剪切强度都得到了大幅度提高。当APAM掺入比为0.1%时,土体十字板剪切强度最大。当APAM含量超过0.1%时,由于电荷中和作用导致颗粒间排斥力增加,使得土体颗粒间黏结作用减弱,最终导致土样的十字板剪切强度下降。因此,认为APAM的最优掺入比为0.1%。

图 60 不同APAM掺量下十字板剪切强度

Figure 60. Vane shear strengths at different doses of APAM

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（3）絮凝-真空预压法工程实践

工程场地位于温州龙湾二期（瓯飞起步区）^#3围垦区。在吹填场地内开挖现场试验模型池,模型池平均深度4 m,60 m（长）×45 m（宽）。试验场地淤泥采用来自于附近海域的淤泥土,含水率为170%。

絮凝搅拌系统主要由淤泥泵、絮凝剂入料系统以及淤泥-絮凝剂搅拌系统组成,见图61。现场实施阶段通过淤泥进口和絮凝剂进口流量控制来实现絮凝剂的添加。絮凝浆液的水灰比1∶10,复合絮凝剂的掺入比为Ca(OH)₂1.5%+APAM 0.1%（与干土质量比）,通过管道输送到试验区域,接着开展真空预压处理。通过沉降量、十字板剪切强度、锥头阻力和平板载荷试验测试分析进一步验证絮凝-真空预压的加固效果。

图 61 絮凝搅拌装置

Figure 61. Device of flocculation and mixing

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a）沉降量变化分析

地表沉降量随时间变化曲线如图62所示,累计沉降为621 mm。真空预压初期,地表沉降速率较大,与时间几乎成线性关系,说明对吹填淤泥的处理效果明显。真空44 d后,沉降速率降低,并在60 d左右基本趋于稳定。而未对土体进行絮凝预处理的工程^[40],一般沉降量稳定时间接近90 d。因此,通过掺入复合絮凝剂对土体进行预处理,可以大幅缩短处理时间。

图 62 地表沉降量变化曲线

Figure 62. Variation of surface settlement

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b）十字板剪切强度沿深度分布规律

图63显示十字板剪切强度随深度变化曲线。可以看出,处理后距PVD径向距离0.05 m处的十字板剪切强度达到了14.8～24.6 kPa,说明土体絮凝后能较大程度地提高真空预压加固效果。

图 63 距PVD径向距离0.05 m处十字板强度随深度变化曲线

Figure 63. Variation of vane shear strength at radial distance of 0.05 m with depth

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c）锥头阻力沿深度分布规律

图64为加固后土体锥头阻力随深度变化曲线,在距PVD径向距离0.1,0.3 m处的平均锥头阻力分别为0.39,0.27 MPa。可见土体絮凝后进行真空预压,沿深度方向更加均匀。

图 64 锥头阻力剖面图

Figure 64. Cone resistance profiles

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5. 结语

本文针对中国围海造地工程建设中的吹填淤泥地基处理关键问题,发现了吹填淤泥初始含水率和液限对压缩-渗透性状的影响规律,建立了吹填淤泥压缩过程中渗透系数的定量演化规律。揭示了吹填淤泥真空预压固结过程中的位移、应变发展规律,提出了吹填淤泥真空预压固结机理,描述了真空预压过程中土柱产生、发展的过程。结合该过程,建立了吹填淤泥真空预压大应变固结计算模型并首次进行了求解,基于不均匀应变假定提出了土柱区和非土柱区固结计算公式,获得了不同边界真空度时空变化下的固结规律,建立了考虑土柱影响的吹填淤泥真空预压固结计算方法,为吹填淤泥真空预压地基处理设计、计算提供了依据和方法。研发了排水板优选、分级真空预压、增压真空预压和絮凝-真空预压等一系列防淤堵、促固结技术,应用于工程实践,取得了良好的社会、经济效益。

随着中国沿海地区城市化进程的推进和“一带一路”的建设,越来越多的围海造地工程需要进行地基处理。希望本文所取得的各项研究成果,能够为吹填淤泥地基处理研究、设计、施工提供科学依据和技术支持,为经济发展和社会进步做出贡献。本文不当之处望批评指正。

致谢: 感谢土力学和岩土工程界各位同行的信任,让我有幸成为今年黄文熙讲座的主讲人；本文研究和撰写过程中得到了浙江工业大学土木工程学院孙宏磊教授、曾玲玲教授、潘晓东副教授、史吏副教授、徐山琳博士后,温州大学建筑工程学院王军教授、王鹏教授、符洪涛副教授等的大力帮助,也部分反映了课题组的研究成果。笔者的相关研究生论文成果是本文的主要基础,这些研究生包括翁振奇、刘斯杰、何自立、陆靖凌、陆逸、张皓、朱彦臻。感谢国家自然科学基金委对笔者相关研究的持续支持。

图 1 不同初始含水率温州淤泥的e- $\lg {σ^{'}}_{v}$ 压缩曲线

Figure 1. e- $\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of Wenzhou sludge with different initial water contents

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图 2 不同淤泥在相近初始含水率下的e- $\lg {σ^{'}}_{v}$ 压缩曲线

Figure 2. e- $\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of different sludges with similar initial water content

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图 3 重塑屈服压力与不同淤泥 $e_{0} / e_{L}$ 归一化关系

Figure 3. Normalized relationship between yield stress and $e_{0} / e_{L}$

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图 4 不同初始含水率吹填淤泥的k_v- $\lg {σ^{'}}_{v}$ 渗透曲线

Figure 4. k_v- $\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of sludge with different initial water contents

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图 5 不同初始含水率温州淤泥的k_v- $\lg {σ^{'}}_{v}$ 曲线^[16]

Figure 5. k_v- $\lg {σ^{'}}_{v}$ curves of Wenzhou sludge with different initial water contents^[16]

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图 6 k_v- $\lg {σ^{'}}_{v}$ 曲线试验结果与计算结果的对比^[16]

Figure 6. Comparison between calculated and test results of k_v- $\lg {σ^{'}}_{v}$ ^[16]

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图 7 相近液限淤泥的k_v-e曲线^[16]

Figure 7. k_v-e curves of sludge with similar liquid limit ^[16]

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图 8 不同液限淤泥的双对数坐标下的k_v-e关系^[16]

Figure 8. k_v- e relationship of sludge with different liquid limits under log-log coordinate^[16]

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图 9 试验仪器的示意图

Figure 9. Schematic arrangement of test apparatus

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图 10 吹填淤泥位移场

Figure 10. Displacement fields of sludge

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图 11 第142小时的应变路径

Figure 11. Strain paths at 142nd h

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图 12 应变路径与时间的关系

Figure 12. Relationship between strain paths and time

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图 13 ε_p-ε_q坐标中的应变路径(其中ε_p=ε_v+ε_r; ε_q=(ε_v-ε_r)/2)

Figure 13. Strain paths in ε_p-ε_q coordinates (ε_p=ε_v+ε_r; ε_q=(ε_v-ε_r)/2)

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图 14 观察窗位置分布

Figure 14. Configuration of observation windows

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图 15 0~3 h内的位移场变化云图

Figure 15. Contours of displacement field within 0~3 h

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图 16 3~142 h内的位移场变化云图

Figure 16. Contours of displacement field within 3~142 h

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图 17 土柱半径随时间变化曲线

Figure 17. Variation of radius of soil columns with time

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图 18 颗粒的无量纲位移

Figure 18. Dimensionless displacements of particles

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图 19 颗粒的无量纲径向位移

Figure 19. Dimensionless radial displacements of particles

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图 20 土柱半径随时间变化

Figure 20. Variation of radius of soil columns with time

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图 21 孔隙水压力消散曲线

Figure 21. Curves of pore water pressure dissipation

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图 22 不同种类淤泥的粒径分布

Figure 22. Particle-size distributions of different sludges

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图 23 不同种类淤泥的土柱半径随时间变化

Figure 23. Variation of radius of soil columns of different sludges with time

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图 24 不同种类土体的孔隙水压力消散曲线

Figure 24. Curves of pore water pressure dissipation of different sludges

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图 25 土体在每一个24 h内的位移变化云图

Figure 25. Displacement patterns of sludge in each 24 h

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图 26 径向、竖向真空度时空变化的大应变固结计算简图

Figure 26. Analysis scheme of unit cell with vertical drains considering variation of vacuum pressure in radial and vertical directions

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图 27 径竖向真空度时间因子对固结的影响

Figure 27. Consolidation of cases with various k_r2 and k_z2

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图 28 不同加固深度下径竖向真空度衰减的影响

Figure 28. Consolidation of cases with different soil thicknesses

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图 29 不同径向真空度衰减下超静孔压径向分布

Figure 29. Radial distribution of excess pore water pressure under different radial losses

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图 30 不同时间因子对小应变固结与大应变固结的影响

Figure 30. Comparison between small and large strain solutions

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图 31 考虑土柱的不均匀应变固结计算简图

Figure 31. Analysis scheme of unit cell with vertical drains considering soil columns

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图 32 排水板通水量衰减速度对两区域固结的影响

Figure 32. Effects of decay speed of discharge capacity on consolidation degree for soil columns and normal zone

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图 33 土柱区与外围渗透系数比对两区域固结的影响

Figure 33. Effects of permeability ratio on consolidation degree for soil columns and normal zone

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图 34 土柱区与外围压缩系数比对两区域沉降的影响

Figure 34. Effects of compressibility ratio on settlements for soil columns and normal zone

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图 35 土柱半径对两区域固结的影响

Figure 35. Effects of radius of soil columns on consolidation degree for soil columns and normal zone

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图 36 技术路线图

Figure 36. Technological roadmap

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图 37 排水板

Figure 37. PVD

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图 38 试验装置图

Figure 38. Diagram of test apparatus

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图 39 真空度随时间变化曲线

Figure 39. Variation of vacuum pressure

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图 40 含水率和十字板剪切强度随深度变化曲线

Figure 40. Variation of water content and vane shear strength with depth

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图 41 试验完成后土中挖出的排水板实拍照片

Figure 41. PVDs after tests

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图 42 梯度比试验装置示意图

Figure 42. Schematic diagram of GR test apparatus

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图 43 不同水力梯度下G_R随时间的变化曲线

Figure 43. Curves of G_R with time at different hydraulic gradients

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图 44 不同孔径滤膜的排水量随时间变化

Figure 44. Variation of volume of drainage with time for different filters

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图 45 十字板剪切强度随深度和距排水板径向距离变化曲线

Figure 45. Vane shear strengths at different depths and distances from PVD

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图 46 表面沉降随时间的变化

Figure 46. Variation of surface settlement with time

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图 47 最大沉降差随时间的变化

Figure 47. Variation of maximum settlement difference with time

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图 48 增压管样式图

Figure 48. Illustration of booster pipeline

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图 49 真空和增压压力作用下土单元的应力状态

Figure 49. Stress states of soil element subjected to vacuum pressure and booster pressure

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图 50 深度50 cm处孔隙水压力变化

Figure 50. Variation of pore water pressure at depth of 50 cm

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图 51 含水率和十字板剪切强度随深度的变化趋势

Figure 51. Variation of water content and vane shear strength with depth

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图 52 增压式真空预压法示意图

Figure 52. Schematic layout of air booster vacuum preloading system

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图 53 现场试验布置图

Figure 53. Layout of in-situ test site

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图 54 不同深度孔隙水压力的变化

Figure 54. Variationof pore water pressure at different depths

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图 55 两个区域的地表沉降量随时间变化曲线

Figure 55. Variation of surface settlements in two zones

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图 56 A区和B区初始和加固后的土体含水率曲线

Figure 56. Initial and post-soil improvement water content profiles for Zone A and Zone B

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图 57 A区和B区初始和加固后的土体十字板剪切强度曲线

Figure 57. Initial and post-soil improvement vane shear strength profiles for Zone A and Zone B

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图 58 不同石灰掺量下排水量随时间变化曲线

Figure 58. Variation of discharged water with time under various lime contents

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图 59 不同石灰含量十字板强度随深度变化曲线

Figure 59. Variation of vane shear strength with depth under various lime contents

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图 60 不同APAM掺量下十字板剪切强度

Figure 60. Vane shear strengths at different doses of APAM

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图 61 絮凝搅拌装置

Figure 61. Device of flocculation and mixing

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图 62 地表沉降量变化曲线

Figure 62. Variation of surface settlement

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图 63 距PVD径向距离0.05 m处十字板强度随深度变化曲线

Figure 63. Variation of vane shear strength at radial distance of 0.05 m with depth

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图 64 锥头阻力剖面图

Figure 64. Cone resistance profiles

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表 1 淤泥的初始含水率

Table 1 Initial water contents of sludges

试验编号	$w_{0}$ /%	$w_{L}$ /%	$w_{0}$ / $w_{L}$
1	106	53	2.0
2	133	53	2.5
3	159	53	3.0

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表 2 淤泥的初始含水率

Table 2 Initial water contents of sludges

试验土样	$w_{0}$ /%	$w_{L}$ /%	$w_{0}$ / $w_{L}$
温州土	106	53	2
台州土	80	40	2
广州土	54	27	2

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表 3 试验方案

Table 3 Test schemes

试验编号	加载方式	真空梯度/kPa	加载模式/kPa
1	一级	80	80
2	二级	60	20→80
3	三级	30	20→50→80
4	四级	20	20→40→60→80

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