H型试剂对于大直径泥水盾构泥水分离处理的影响与应用

张箭; 任国平; 尹义豪; 钟小春; 张春雷; 梁禹

doi:10.11779/CJGE20230312

H型试剂对于大直径泥水盾构泥水分离处理的影响与应用 English Version

张箭^1,,
任国平¹,
尹义豪²,
钟小春¹,
张春雷^3, ,,
梁禹⁴

1.
河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室, 江苏南京 210098
2.
中铁十四局集团大盾构工程有限公司, 江苏南京 211800
3.
河海大学环境学院, 江苏南京 210098
4.
中山大学土木工程学院, 广东珠海 519082

基金项目:

国家自然科学基金项目 52178386

中央高校基本科研业务费专项资金项目 B220202016

详细信息

作者简介:
张箭(1989—)，男，博士，副教授，主要从事岩土与隧道工程方面的研究工作。E-mail：zhangj0507@163.com

通讯作者:
张春雷, E-mail: 211304010042@hhu.edu.cn

中图分类号: TU43;U25
计量
- 文章访问数: 164
- HTML全文浏览量: 15
- PDF下载量: 31
出版历程
- 收稿日期: 2023-04-11
- 刊出日期: 2024-12-31

Influences and applications of H-type reagent on slurry separation treatment of large-diameter slurry shield

1.
Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China
2.
China Railway 14th Bureau Group Da Shield Engineering Company Limited, Nanjing 211800, China
3.
School of Environment, Hohai University, Nanjing 210098, China
4.
School of Civil Engineering, Sun Yat-sen University, Zhuhai 519082, China

摘要

摘要: 针对广东湛江湾海底隧道施工中出现的盾构废弃泥浆脱水速率慢、泥渣含水率高与废浆排放污染等问题，研发了一种新型H型脱水试剂。通过絮凝脱水试验、微观机理试验以及现场生产试验，揭示了泥浆泥水分离体积比/上清液浊度/粒径分布和Zeta电位等变化规律，综合评价H型试剂与3种聚丙烯酰胺（PAM）在泥浆脱水效果方面的差异。结果表明：H型试剂与泥浆作用的最优添加量为0.5%；与PAM相比，H型试剂前期沉降速度较慢，但脱水后的泥渣含水率降低了约18.1%，且上清液非常清澈，7.8的pH值符合直接外排条件；H型试剂兼具了较好的桥网作用与电中和作用，使粒径＜10 μm的细粒更容易聚集成50 μm以上的大颗粒，加快了泥浆的絮凝速度。H型试剂营造了渗水性更强的Ca排水通道，降低泥浆的黏滞性，提高泥浆压滤脱水的效率；与原脱水试剂相比，现场使用0.1%的H型试剂，可提高30.5%的脱水泥样含固率，降低20%的工程成本。
- 泥水盾构 /
- 泥水分离 /
- 絮凝脱水 /
- 机理研究 /
- 现场试验
Abstract: A new H-type dewatering reagent is developed to address the problems of slow dewatering rate of shield waste slurry, high water content of sludge and pollution of wastewater discharge in the construction of Zhanjiang Bay undersea tunnel in Guangdong. Through the flocculation and dewatering tests, micromechanical tests and field production tests, the variation rules of slurry separation volume ratio/supernatant turbidity/grain-size distribution and zeta potential are revealed, and the differences between the H-type reagent and three types of polyacrylamide (PAM) in slurry dewatering effects are comprehensively evaluated. The results show that the optimum addition amount of the H-type reagent is 0.5%. Compared with that of the PAM, the settling rate of the H-type reagent is slower in the early stage, but the water content of the dewatered sludge is reduced by about 18.1%, and the supernatant is very clear, and the pH value of 7.8 meets the condition of direct discharge. The H-type reagent has both better bridging net action and electro-neutralization action, which makes it easier for the fine particles with particle size < 10 μm to aggregate into large particles with particle size > 50 μm, accelerating the flocculation velocity of the slurry. The H-type reagent creates Ca drainage channels with stronger water permeability, reducing the viscosity of the slurry and improving the efficiency of slurry press filtration and dewatering. Compared with the original dewatering reagent, the use of the H-type reagent of 0.1% on site can increase the solid content of de-cemented samples by 30.5% and reduce the project cost by 20%.
- slurry shield /
- slurry separation /
- flocculation and dewatering /
- mechanistic study /
- field test

HTML全文

0. 引言

土工格室等三维材料由于具有较为优良的工程性质而被较广泛的应用于双向增强复合地基中,深入分析格室体的变形情况可以得知复合地基的工作状况,从而得出桩土应力比等重要参数。在实际工程中,土工格室不仅受到来自路堤的竖向压力、桩与土的支持力,其上下表面还会与垫层材料发生摩擦,因此分析起来较为复杂,而目前的分析方法仍存在相应的局限性,故有必要进行进一步的深入探讨（图1）。

图 1 路堤-土工格室加筋体-桩土加固区整体示意图

Figure 1. Overall diagram of embankment-geocell-reinforced body-pile-soil reinforcement area

下载: 全尺寸图片幻灯片

通过室内试验及数值试验研究土工格室加筋体性能是较为常见的方法：周亚梅等^[1]通过定速度压缩试验分析了不同格室形状及侧限形式对单个土工格室承载变形特性影响；郑超毅等^[2]通过多组模型试验证明了土工格室在提高地基承载力,减少地基沉降方面的作用；高昂等^[3]、邓鹏等^[4]孙州等^[5]分别通过循环加载、大比尺直剪试验及对比实验,研究了不同加筋形式、格室高度、埋深及焊距等参数在其提高地基承载性能方面的影响。侯娟等^[6]通过建立单个高强土工格室加筋和未加筋地基的有限元模型对比分析了土工格室对土体有格室侧壁的摩擦力及环箍约束作用；汪海年等^[7]利用离散连续耦合算法分析了格室体高度及焊炬对加筋效果的影响。

理论研究方面,弹性地基梁板理论是分析土工格室变形的常用方法,其中传统地基梁理论较为简便,但其忽略格室体水平摩阻效应会夸大竖向变形,因而部分学者在其基础上进行了一定的改进。张福海等^[8]、张玲等^[9]在分析格室变形时分别利用修正的双参数地基模型与假定的摩阻力分布模式来考虑摩阻力的影响,但由于其只计算摩阻力对剪力的影响而忽略了对弯矩的影响,使得计算结果与传统方法十分接近,陈仁朋等^[10]通过进一步研究分析,得出了桩土应力比、沉降受筋材抗拉模量变化的影响不大,这是由于格室体自身具有较大的刚度,在路堤荷载下只发生有限的挠曲变形,其拉应变对竖向附加应力的贡献不大。于是,为弥补上述不足,张玲等^[11-13]、赵明华等^[14-16]、马缤辉等^[17]在地基梁界面设置了水平弹簧,进一步优化了变形计算结果,其中张玲等^[13]注意到桩与土在变形刚度方面具有较大差异,采用具有不同刚度的弹簧体系表征桩与土的这种明显区别,为得到格室体变形曲线,假定桩土交界处土工格室变形协调,在二维情况下实现了桩土应力比的解析解答。然而一般情况下,当采用地基梁方法计算此类问题时,由于难以考虑桩土刚度差异,也通常忽略土拱效应影响,会出现计算结果较为保守的情况。

于是,又有部分学者采用薄板理论来计算格室体的变形,从而避免上述地基梁方法存在的不足。饶为国等^[18-20]、谭慧明等^[21]及张军等^[22]、郑俊杰等^[23]分别基于矩形薄板理论分析了土工格室的变形情况,其中郑俊杰等提出了薄板复合弹性模量的概念,但鉴于此方法对于布桩方式的适用性存在一定局限,因而不能用来分析梅花形布桩方式时的情况。赵明华等^[24]基于对上述学者的研究成果,采用小挠度弹性圆薄板模型模拟土工格室加筋体,本文在此基础上引入土拱效应的影响并构造非线性代数方程组,建立了“路堤–格室垫层–桩土加固区”共同作用模型,通过迭代求解方法得到土工格室变形情况并进一步得出计算桩土应力比、沉降及桩土差异沉降的新方法,通过实例验证和参数分析与前人方法进行了结果对比,证明了本文方法的合理性。

1. 土拱模型建立

1.1 内外土柱界面摩阻力分布

图2为路堤“土柱模型”,参考文献[25],假定其侧摩阻力发挥系数在等沉面与路堤底部之间由0变化到1,因此,土柱界面摩阻力分布为

图 2 路堤土拱分析模型

Figure 2. Analysis model for soil arch

下载: 全尺寸图片幻灯片

$τ_{e} (z) = \frac{δ}{Δ s} τ_{eu} (z)$ 。

(1)

式中 τ_e为z截面处内外土柱交界处的摩阻力；δ为z截面处内、外土柱的相对位移；Δs为路堤底部桩土差异沉降；τ_eu为z截面处内、外土柱之间的极限摩阻力。

$τ_{eu} (z) = f K_{e} (z) p_{es} = f K_{e} (z) (γ_{e} z - σ_{es})$ ,

(2)

式中,f为内外土柱之间的摩擦系数,f=tanϕ_e,K_e为z截面处内、外土柱之间土压力系数,γ_e为填土体重度,p_es为外土柱截面总应力,σ_es为z截面处因荷载转移外土柱所减少的应力,自重应力扣除σ_es即为外土柱实际应力。

在z= $H - H_{e}$ 处,K_e=K₀,而在z=H处,K_e=K_p,将土柱间相对位移δ与桩土差异沉降Δs的关系表示为

$K_{e} (z) = (K_{p} - K_{0}) \frac{δ (z)}{Δ s} + K_{0}$ ,

(3)

由土力学相关知识可知K_p=tan²(45+φ_e/2),K₀=1-sinφ_e,ϕ_e为路堤土内摩擦角。

联立上述3式,有

$τ_{e} (z) = \frac{δ (z)}{Δ s} f [(K_{p} - K_{0}) \frac{δ (z)}{Δ s} + K_{0}] (γ_{e} z - σ_{es} (z))$ ,

(4)

式中,f为内外土柱之间的摩擦系数,f=tanϕ_e。

1.2 受力机制分析

如图3所示,分析dz厚度的内土柱在z方向受力,有

$σ_{ep} A_{p} + γ_{e} z + γ_{e} d z + τ_{e} U_{p} d z = (σ_{ep} + d σ_{ep}) A_{p} + γ_{e} (z + d z),$

(5)

图 3 格室体界面位移与摩阻力的关系

Figure 3. Relationship between displacement at interface of geocell and friction force

下载: 全尺寸图片幻灯片

式中 σ_ep为z截面处内土柱附加应力,即因荷载转移内土柱所增加的应力；A_p为桩身（桩帽）横截面面积,A_p=πd_p²/4,其中,d_p为桩体（桩帽）直径；U_p为横截面周长,U_p=πd_p。

上式进一步化简为

$\frac{d σ_{ep}}{d z} = \frac{4}{d_{p}} τ_{e}$ 。

(6)

将式（4）代入式（6）,有

$\frac{d σ_{e}_{p}}{d z} = [\frac{4 f (K_{p} - K_{0})}{d_{p} Δ s^{2}} δ^{2} + \frac{4 f K_{0}}{d_{p} Δ s} δ] (γ_{e} z - σ_{e}_{s})$ 。

(7)

同时根据z截面处总附加应力为0,有

$(1 - m) σ_{es} - m σ_{ep} = 0$ ,

(8)

式中,m为置换率,m=A_p/A_e。

联立式（7）,（8）得

$\frac{d σ_{e}_{p}}{d z} = [\frac{4 f (K_{p} - K_{0})}{d_{p} Δ s^{2}} δ^{2} + \frac{4 f K_{0}}{d_{p} Δ s} δ] (γ_{e} z - \frac{m}{1 - m} σ_{e}_{p})$ 。

(9)

截面的差异压缩量δ：

$δ = \int_{0}^{z} \frac{σ_{ep}}{E_{e}} d z + \int_{0}^{z} \frac{σ_{es}}{E_{e}^{'}} d z$ ,

(10)

式中,Ε_e和Ε_e'分别为路堤填土的压缩模量与回弹模量,此处令二者相等来使计算更加简便。式中第一部分为内、外土柱横截面竖向应力增加产生压缩变形,式中第二部分为内、外土柱横截面竖向应力减小而产生的回弹变形。

对式（10）进一步微分,得

$\frac{d δ}{d z} = \frac{σ_{ep}}{E_{e}} + \frac{σ_{es}}{E_{e}}$ 。

(11)

与式（8）联立得

$\frac{d z}{d δ} = \frac{(1 - m) E_{e}}{σ_{ep}}$ 。

(12)

结合式（9）与式（12）并进行整理,而后采用分离变量法可最终得到

$\begin{array}{l} - \frac{{(1 - m)}^{2}}{m^{2}} γ_{e} z \ln (\frac{1 - m}{m} γ_{e} z - σ_{ep}) - \frac{1 - m}{m} σ_{ep} \\ = \frac{4 (1 - m) f (K_{p} - K_{0}) E_{e}}{3 d_{p} Δ s^{2}} δ^{3} + \frac{2 (1 - m) f K_{0} E_{e}}{d_{p} Δ s} δ^{2} + C_{e} (z), \end{array}$

(13)

式中,C_e(z)是关于z的待定函数。此式表示内土柱附加应力σ_ep与土柱截面差异压缩量δ之间的关系。

1.3 差异沉降与桩土应力比的关系

根据实际情况,当δ=0时

$σ_{ep} = 0, σ_{es} = 0$ 。

(14)

将这一条件代入式（13）中,可得

$C_{e} (z) = - \frac{{(1 - m)}^{2}}{m^{2}} γ_{e} z \ln (\frac{1 - m}{m} γ_{e} z)$ 。

(15)

将式（15）代入式（13）,并考虑路堤底面处,即z=H时,差异压缩量δ=Δs,又有

$p_{ep} = γ_{e} H + σ_{ep}$ ,

(16)

式中,p_ep是桩顶应力,H为路堤高度。

整理可得

$\begin{array}{l} Δ s = \frac{3 d_{p}}{4 f K_{p} E_{e} + 2 f K_{0} E_{e}} \cdot \\ [\frac{1 - m}{m^{2}} γ_{e} H \ln (\frac{(1 - m) γ_{e} H}{γ_{e} H - m p_{ep}}) - \frac{1}{m} (p_{ep} - γ_{e} H)] \end{array}$ 。

(17)

又因为路堤底面桩土应力比n_e与p_ep的关系为

$p_{ep} = \frac{n_{e} γ_{e} H}{n m - m + 1}$ 。

(18)

将式（18）代入式（17）,可得

$\begin{array}{l} Δ s = \frac{3 d_{p}}{4 f K_{p} E_{e} + 2 f K_{0} E_{e}} \cdot \\ [\frac{1 - m}{m^{2}} γ_{e} H \ln (n_{e} m - m + 1) - \frac{γ_{e} H}{m} (\frac{n_{e} - n_{e} m + m - 1}{n_{e} m - m + 1})], \end{array}$

(19)

由此表示出桩土应力比n_e与差异沉降Δs的关系。

2. 考虑土拱效应的土工格室加筋体变形分析

参考文献[24]已有研究,未考虑土拱效应时,桩顶及桩间土控制方程分别建立如下所示：

$D \nabla^{4} w_{p} - \frac{(k_{xp,u} + k_{xp,d}) h^{2}}{4} \nabla^{2} w_{p} + p_{ep} = q_{p}$ ,

(20)

$D \nabla^{4} w_{s} - \frac{(k_{xs,u} + k_{xs,d}) h^{2}}{4} \nabla^{2} w_{s} + p_{es} = q_{s}$ ,

(21)

式中,D为薄板的弯曲刚度

$D = \frac{E h^{3}}{12 (1 - ν^{2})}$ ,

(22)

式中,E为板的弹性模量, $ν$ 为板的泊松比, $\nabla^{2}$ 为拉普拉斯算子

$\nabla^{2} = \frac{d^{2}}{d ρ^{2}} + \frac{1}{ρ} \frac{d}{d ρ}$ ,

(23)

w_p和w_s分别表示格室体在桩顶和桩间土部分的挠曲函数,由Winkler假定,p_es=k_s w_s,k_s为桩间土基床系数。k_xp,u与k_xp,d分别为桩顶范围内格室体上、下界面水平摩阻系数,k_xs,u与k_xs,d分别为桩间土范围内格室体上、下界面水平摩阻系数,h为格室体厚度。q_p和q_s分别表示桩顶范围及桩间土范围内所受上部荷载。

桩顶范围内格室体挠度求解为

$w_{p} (ρ) = C_{1} I_{0} (\sqrt{λ_{1}} ρ) + C_{2} - \frac{(q_{p} - p_{p}) ρ^{2}}{(k_{xp,u} + k_{xp,d}) h^{2}}$ ,

(24)

$λ_{1} = \frac{(k_{xp,u} + k_{xp,d}) h^{2}}{4 D}$ ,

(25)

式中,I_N为第一类N阶虚变量Bessel函数,在此解中N=0；C₁,C₂为待定系数,ρ表示距离圆板中心的水平距离。

$Δ = \frac{{(k_{xs,u} + k_{xs,d})}^{2} h^{4}}{16 D^{2}} - \frac{4 k_{s}}{D}$ 。

(26)

当Δ<0时,桩间土范围内的格室体的挠度求解为

$w_{s} (ρ) = C_{3} α_{0} (ρ) + C_{4} β_{0} (ρ) + C_{5} χ_{0} (ρ) + C_{6} κ_{0} (ρ) + \frac{q_{s}}{k_{s}}$ ,

(27)

式中,α₀,β₀,χ₀,κ₀为线性独立函数,C₃,C₄,C₅,C₆为待定系数。

当Δ>0时,桩间土范围内的格室体的挠度求解为

$\begin{array}{l} w_{s} (ρ) = C_{3} I_{0} (\sqrt{- λ_{21}} ρ) + C_{4} K_{0} (\sqrt{- λ_{21}} ρ) + \\ C_{5} I_{0} (\sqrt{- λ_{22}} ρ) + C_{6} K_{0} (\sqrt{- λ_{22}} ρ) + \frac{q_{s}}{k_{s}} \end{array}$ ,

(28)

${\begin{cases} λ_{21} \\ λ_{22} \end{cases} = - \frac{1}{2} [\frac{(k_{xs,u} + k_{xs,d}) h^{2}}{4 D} \pm \sqrt{Δ}]$ ,

(29)

式中,K_N为第二类N阶虚变量Bessel函数,在此解中N=0。

由上述各式可进一步得出桩顶及桩间土范围内格室体的转角、弯矩及剪力的表达式。

薄板在ρ=d_p/2处的连续条件为

${\begin{cases} {w_{p} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}} = {w_{s} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}}, \\ {θ_{ρ,p} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}} = {θ_{ρ,s} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}}, \\ {M_{ρ,p} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}} = {M_{ρ,s} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}}, \\ {F_{Sρ,p} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}} {- F_{Sf,p} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}} = {F_{Sρ,s} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}} {- F_{Sf,s} |}_{ρ = \frac{d_{p}}{2}} 。 \end{cases}$

(30)

桩顶范围内,θ_ρ,p,M_ρ,p及F_Sρ,p分别表示土工格室的径向转角、径向弯矩及径向剪力；桩间土范围内则用θ_ρ,s,M_ρ,s及F_Sρ,s分别表示。F_Sf,s为桩间土范围内界面摩阻引起的格室体径向截面剪力。

在ρ=d_e/2处有边界条件：

${\begin{cases} {θ_{ρ,s} |}_{ρ = \frac{d_{e}}{2}} = 0, \\ {F_{Sρ,s} |}_{ρ = \frac{d_{e}}{2}} = 0 。 \end{cases}$

(31)

假设q_p已知,还有

${w_{p} |}_{ρ = 0} = \frac{p_{ep}}{k_{p}}$ ,

(32)

式中,k_p为桩体变形刚度系数。

联立式（30）～（32）,即可求出参数C₁～C₆及p_ep。实际上,桩土刚度差异将导致在路堤荷载作用下桩土上部的路堤土发生差异沉降,因而产生土拱效应,土拱效应会进一步改变桩与桩间土上的荷载,桩顶会形成应力集中,即p_ep>p_es,前文所导得的土拱效应公式（17）可表示p_ep与Δs的关系。

文献[26]指出,格室体界面与填料之间的摩阻与剪切位移会在受到上部力的作用时显示为近似双曲线关系,通常将其简化为理想弹塑性模型,据此文献[27]选用如图3所示进行描述。

${\begin{cases} τ = \frac{σ_{n} \tan φ_{g}}{u_{u}} u (u < u_{u}), \\ τ = τ_{\max} = σ_{n} \tan φ_{g} (u \geq u_{u}) 。 \end{cases}$

(33)

式中 τ为摩阻力； $σ_{n}$ 摩擦面正应力；ϕ_g界面摩擦角；u_u为极限相对位移；τ_max为界面极限摩阻力。

又有摩阻力与位移间的近似线性关系,得到

${\begin{cases} k_{xp,u} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} q_{p}, k_{xp,d} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} p_{ep}, \\ k_{xs,u} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} q_{s}, k_{xs,d} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} p_{es} 。 \end{cases}$

(34)

根据上述分析,将式（30）～（33）,（35）联立,从而构成非线性代数方程组,用来分析土拱效应影响下,土工格室加筋垫层挠曲变形情况。由于直接求解较为困难,为简化求解过程,本文采用迭代求解方法,步骤如下：

（1）首先初始计算时暂且忽略土拱效应影响,认为q_p,1与q_s,1相等并均等于q,根据式（34）进行计算,获得k_xp,d,k_xp,u,k_xs,u,k_xs,d的具体结果,同时由于p_ep与p_es未知,故也近似为q进行计算并代入式（34）计算出k_xp,d与k_xs,d的值,联立方程组（30）～（32）得Δs₁,p_p,1,p_s,1等参数。

（2）将步骤（1）中求得的Δs₁代入式（17）中进行计算,反算出q_p,2和q_s,2,再利用步骤（1）中的方式将这两个值代入（34）并联立（30）～（32）求得各个参数。

（3）当到达某次运算如第j次运算时,类似步骤（1）、（2）的方式,q_p,j与q_s,j利用Δs_j-1得到,此时式（34）具体表现为式（35）,以此计算界面摩阻系数,然后联立方程组（30）～（32）得到格室体挠度曲线及Δs_j等相关参数。

${\begin{cases} k_{xp,u} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} q_{p, j}, k_{xp,d} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} p_{ep, j - 1}, \\ k_{xs,u} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} q_{s, j}, k_{xs,d} = \frac{\tan φ_{g}}{u_{u}} p_{es, j - 1} 。 \end{cases}$

(35)

（4）按照步骤（1）,（2）,（3）的方式对每次数据进行反复迭代计算,直到Δs_j与Δs_j-1差值满足初始设置的误差要求时结束运算,输出所需结果。

3. 算例验证

本文选取京珠高速公路临长段k111+620～750段中k111+720中心格室体进行变形计算,此段公路为填方区,且下卧较深厚软土层。为处理大面积软土区域,使其承载性能达到预期效果,对软土深厚>5 m的部分路段,采用“沉管碎石桩+土工格室”双向增强复合地基进行处治。本算例选取路段采用梅花形布桩方式,碎石采用未风化干净砾石,砾石粒径20～40 mm,含泥量<5%,自然级配。图4为路基典型设计断面,表1为软基主要物理力学指标,表2为其他路段相关数据。

图 4 路基典型横断面设计图

Figure 4. Typical cross-sectional design of roadbed

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 软土主要物理力学性质指标

Table 1. Main physical and mechanical properties of soft soil

含水率/%	孔隙比e	液限/%	塑性指数I_P	黏聚力c/kPa	内摩擦角φ/(°)	压缩系数/MPa^-1	密度/(g·cm^-3)
33~50	0.8~1.2	40~45	10~25	3~25	10~28	0.3~1.0	1.7~2.0

下载: 导出CSV

| 显示表格

表 2 路段相关数据

Table 2. Relevant statistics of road

天然地基承载力/kPa	碎石桩设计直径d_p/cm	桩间距s_a/m	桩长L_p/m	格栅屈服强度σ/MPa	格栅厚度h_g/cm	垫层厚度h/cm	路堤土填土重度γ/(kN·m^-3)	内摩擦角/(°)	路堤高度H/m	总沉降S/cm	桩土应力比n
55	38.5	1.5	10	22.5	10	50	20	30	6	32.5	4~6

下载: 导出CSV

| 显示表格

结合现有研究,桩体变形刚度和基床系数通常由静载荷试验、理论计算或参考规范获取,而界面摩阻系数、格室垫层变形刚度及弹性模量等可参考前人研究^[27-28]得出,如表3所示。

表 3 相关计算参数取值

Table 3. Values of relevant parameters

格室厚度h/m	格室复合弹性模量E/MPa	格室复合泊松比ν	界面摩擦角ϕ_g	界面屈服位移u_u/mm	桩土变形刚度k_p/(kN·m^-1)	基床系数k_s/(kPa·m^-1)
0.1	55	0.35	40°	2	200	300

下载: 导出CSV

| 显示表格

根据上述参数,采用本文方法,计算所选取路段下格室体变形,进一步得到了沉降与桩土应力比,如表4所示。由表可知,格室上下界面摩阻力及土拱效应可明显增大桩土应力比,而采用本文方法所得的沉降计算值与实测值均较为接近,证明本文方法具有合理性。通过对比表中网上、网下桩土应力比的计算结果可知土工格室加筋体可明显起到调节荷载分配的积极作用。

表 4 计算结果与实测结果对比

Table 4. Comparison between calculated and measured results

	方法对比	网上桩土应力比n_e	网下桩土应力比n	沉降S/cm
	现场实测	—	4~6	32.50
	忽略k_x与土拱	—	5.00	33.51
本文方法	考虑k_x忽略土拱	—	5.49	31.99
	考虑k_x与土拱	4.71	5.81	31.20

下载: 导出CSV

| 显示表格

4. 桩土刚度比k_p/k_s、路堤填土压缩模量E_e及路堤填土内摩擦角ϕ_e对桩土应力比n_e与n的影响

限于文章篇幅,本文将桩体刚度系数K_p取为固定值500 kN/m,通过分析部分重要计算参数对网上网下桩土应力比n_e与n和对格室体变形的影响情况进而得出土拱、垫层等对路堤荷载在桩与土部分的分配情况的影响。

由图5可知,k_p/k_s的值在很大程度上决定n_e与n的计算结果,格室垫层对荷载的调节作用在桩土刚度比较小时不明显,而随着k_p/k_s的值的增大几乎呈线性增加,且这个作用效果与垫层模量正相关；图6表示E_e影响荷载分配的情况,n_e与n随着E_e的增加呈现近似的非线性增加,且速率变缓,此外,格室垫层模量E对n与n_e的影响分别在E_e较小与较大时表现明显；图7描述的是ϕ_e影响n_e与n的情况,其中,n_e随着ϕ_e的增大而增长且趋势基本不变,n随着ϕ_e的增大而增长且趋势渐缓,此外,在ϕ_e较小时,格室垫层模量对n的影响较大。

图 5 不同E条件下k_p/k_s对n_e与n的影响

Figure 5. Effects of k_p/k_s on n_e and n under different values of E

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 不同E条件下E_e对n_e与n的影响

Figure 6. Effects of E_e on n_e and n under different values of E

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 不同E条件下φ_e对n_e与n的影响

Figure 7. Effects of φ_eon n_e and n under different values of E

下载: 全尺寸图片幻灯片

将上述分析结果与未考虑土工格室垫层作用时所计算的桩土应力比值（约为12左右）相比较,可以明显看出,土工格室垫层在降低土拱效应及调节荷载向桩顶集中方面有显著效果,且此效果随着填土性质的下降而愈发明显。

5. 结论

（1）本文在假定内、外土柱界面侧土压力系数与摩阻力发挥程度均与界面相对位移相关的基础上,对传统土柱模型进行了改进,得出本文土拱效应分析模型,进而运用数学方法建立路堤底部桩土应力比与桩土差异沉降的函数关系,这一改进土柱模型能够在土柱间摩阻力与差异变形之间建立联系,并能够得出相较其他方法而言更为简单清晰的s–n_e关系式。

（2）土工格室垫层在实际工程中为三维立体结构,会受到水平方向的界面摩阻力及竖直方向的路堤荷载与地基反力,本文基于此受力特点视格室垫层为薄板模型并建立挠曲控制方程获得挠曲函数,结合土拱效应的影响,建立了考虑变形协调的路堤–土工格室–桩土加固区共同作用模型,并给出了迭代求解步骤。

（3）由参数分析可知,格室垫层发挥作用会降低路堤土拱效应,并调节荷载向桩顶分配,这一效果随着土性质的变差而愈发显著。格室体上下界面的摩阻效应有利于降低其变形,具体而言,随着摩阻系数增大到一定值后,界面摩阻力会对结构产生附加的弯矩和剪力,这些作用将主导荷载重新分配。

（4）通常格室垫层上下表面与路堤填土的摩阻力存在差异,这将使格室体中面产生位移,为简化分析本文未考虑这一情况,也忽略了其由于挠曲所造成拉伸,这样的简化方法虽然不会明显影响最终桩土应力比及沉降的结果,但在加筋体内力分析,尤其是在求解最大拉应力时,难免产生一定误差,因此尚需深入研究寻求更为合理的方法。

图 1 湛江湾海底隧道平面示意图

Figure 1. Plan of Zhanjiang Bay undersea tunnel

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 废弃泥浆处理工艺流程图

Figure 2. Process flow for treatment of waste slurry

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 压滤脱水试验

Figure 3. Filter press dewatering tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 使用CPAM的泥浆絮凝剂结果

Figure 4. Slurry flocculant results using CPAM

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 使用APAM的泥浆絮凝剂结果

Figure 5. Slurry flocculant results using APAM

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 使用NPAM的泥浆絮凝剂结果

Figure 6. Slurry flocculant results using NPAM

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 使用H型试剂的泥浆絮凝剂结果

Figure 7. Slurry flocculant results using H-type reagent

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 不同絮凝剂使用效果

Figure 8. Application effect of different flocculant

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 絮凝剂种类筛选试验结果

Figure 9. Screening test results of flocculant type

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 压滤试验结果

Figure 10. Filter press test results

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 处理后的泥渣与SEM图像

Figure 12. Treated sludge and SEM images

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 EDS泥渣元素分布

Figure 11. Distribution of EDS sludge element

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 泥浆颗粒的粒径分布

Figure 13. Grain-size distribution of slurry particles

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 14 泥浆Zeta电位变化曲线

Figure 14. Curves of Zeta potential change of slurry

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 15 EDS能谱分析

Figure 15. Analysis of EDS

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 16 泥浆黏度变化曲线

Figure 16. Curves of slurry viscosity

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 17 压滤速率差异机理

Figure 17. Mechanism of differential pressure filtration rate

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 18 2 h后现场原试剂与H型试剂对比

Figure 18. On-site original reagent after 2h vs. H-type reagent

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 19 现场原试剂与H型试剂试验数据

Figure 19. Test data of on-site original reagent and H-reagent

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 20 现场生产工艺试验流程

Figure 20. Test flow of on-site production process

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 21 离心后的尾水对比

Figure 21. Comparison of wastewater after centrifugation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 22 放置2 min后的尾水对比

Figure 22. Comparison of wastewater after standstill of 2 min

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 23 离心后的泥渣对比

Figure 23. Comparison of centrifuged sludge adding two reagents

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 试剂信息

Table 1 Information of reagent

材料	原现场试剂	H型试剂
组成	一种离子型聚丙烯酰胺，化学式为(C3H5NO)n，分子量：1500万，产地：广州	由改性铝系高聚物，铁系高聚物以及有机高分子聚合物（分子量580万）3种试剂按照4∶8∶1的比例复配而成，需要现配现用
性质	无色无味，高黏性，呈水玻璃状，有少许气泡，遇光发生降解	呈淡黄色，无异味，偏碱性（ph8.1），低黏性（26 mPa.s），有红色絮状沉淀
成本	15000元/t	4200元/t
实图

下载: 导出CSV

表 2 最优添加量筛选结果汇总

Table 2 Summary of optimal additive filtering results

种类	组号	添加量/%	体积比/%	浊度/NTU
阳离子型聚丙烯酰胺CPAM	1	0.05	21.67	489.6
	2	0.10	30.83	200.3
	3	0.25	31.50	189.7
	4	0.50	24.50	176.2
	5	1.00	23.33	253.8
阴离子型聚丙烯酰胺APAM	6	0.05	12.83	279.1
	7	0.10	23.33	187.2
	8	0.25	29.33	135.7
	9	0.50	35.50	299.3
	10	1.00	35.00	366.3
非离子型聚丙烯酰胺NPAM	11	0.05	2.17	—
	12	0.10	8.54	—
	13	0.25	20.50	293.6
	14	0.50	6.26	—
	15	1.00	2.22	—
H型试剂	16	0.05	12.58	26.2
	17	0.10	45.69	10.5
	18	0.25	51.67	8.6
	19	0.50	46.58	270.3
	20	1.00	47.16	560.3
注：无数据说明分离的上清液的体积过少，浊度仪无法测量

下载: 导出CSV

表 3 压滤泥渣含水率

Table 3 Water contents of filter press sludge

絮凝剂种类	APAM	CPAM	H型试剂
泥渣含水率/%	35.5	33.2	17.4

下载: 导出CSV

表 4 胶体中悬浮颗粒的稳定性与Zeta电位的关系

Table 4 Relationship between stability of suspended particles and Zeta electric potential

稳定性能	Zeta电位/mV
最高量聚集和沉淀	0~+3
强聚集和沉淀的范围	+5~-5
聚集开始	-5~-15
分散体的灵敏值	-16~-30
中等稳定性	-31~-40
相当好的稳定性	-41~-60
很好的稳定性	-61~-80

下载: 导出CSV

表 5 原现场脱水试剂生产试验时的泥浆指标

Table 5 Slurry indices during PAM agent production trials

泥浆指标	试验阶段				平均值
泥浆指标	进泥前期	试验过程中			平均值
密度/(g·cm^-3)	1.048	1.008	1.0076	1.02	1.02
含固率/%	7.36	1.28	1.21	3.15	3.25

下载: 导出CSV

表 6 H型试剂生产试验时的泥浆指标

Table 6 Slurry indices during production tests with H-agent

泥浆指标	试验阶段				平均值
泥浆指标	进泥前期	试验过程中			平均值
密度/(g·cm^-3)	1.0272	1.012	1.006	1.0048	1.01
含固率/%	4.25	1.9	0.96	0.77	1.97

下载: 导出CSV

表 7 加入两种试剂生产的脱水泥样含固率

Table 7 Solids content of de-cemented samples produced by

试剂名称	脱水泥样含固率/%
原现场脱水试剂	39.8
H型试剂	70.3

下载: 导出CSV

表 8 试剂用量和价格分析

Table 8 Analysis of dosage and prices of reagents

H型试剂		原现场脱水试剂
用量/ (kg·m^-³)	单价/ (元·m^-³)	用量/ (kg·m^-³)	单价/ (元·m^-³)
9.51	39.94	3.19	47.92
注：①H型试剂按照当前市场价4200元/t计算、原现场脱水试剂单价按照15000元/t计算；②成本已考虑由于现场设备等原因未溶解的试剂。

下载: 导出CSV

参考文献(22)

[1]	张华. 大直径盾构泥水分离处理技术研究与应用[J]. 隧道建设(中英文), 2020, 40(增刊2): 264-270. ZHANG Hua. Research and application of slurry separation treatment technology for large diameter shield[J]. Tunnel Construction, 2020, 40(S2): 264-270. (in Chinese)
[2]	魏纲, 齐永洁, 吴华君, 等. 盾构下穿既有地铁隧道环向围压及受力变化[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2020, 51(12): 3515-3527. WEI Gang, QI Yongjie, WU Huajun, et al. Changes in circumferential pressure and stresses in existing tunnels caused by tunnel crossing[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2020, 51(12): 3515-3527. (in Chinese)
[3]	历朋林. 粉质黏土地层泥水盾构泥浆脱水处理技术研究[J]. 铁道建筑技术, 2020(11): 123-127. LI Penglin. Research on dewatering treatment technology of slurry shield in silty clay layer[J]. Railway Construction Technology, 2020(11): 123-127. (in Chinese)
[4]	周翠红, 杨长顺, 曾萌, 等. 碟式离心机应用于泥水分离的试验研究[J]. 现代隧道技术, 2017, 54(2): 170-176. ZHOU Cuihong, YANG Changshun, ZENG Meng, et al. Experimental study on slurry separation by disc centrifuge[J]. Modern Tunnelling Technology, 2017, 54(2): 170-176. (in Chinese)
[5]	朱伟, 闵凡路, 吕一彦, 等. "泥科学与应用技术" 的提出及研究进展[J]. 岩土力学, 2013, 34(11): 3041-3054. ZHU Wei, MIN Fanlu, LÜ Yiyan, et al. Subject of "mud science and application technology" and its research progress[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(11): 3041-3054. (in Chinese)
[6]	孙金鑫, 钟小春, 付伟, 等. 不同阳离子对泥水盾构泥浆稳定性影响试验研究[J]. 岩土工程学报, 2020, 42(8): 1525-1531. doi: 10.11779/CJGE202008018 SUN Jinxin, ZHONG Xiaochun, FU Wei, et al. Experimental study on effects of different cations on stability of slurry within slurry shield[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 42(8): 1525-1531. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202008018
[7]	BHATIA S K, MAURER B W, KHACHAN M M, et al. Performance indices for unidirectional flow conditions considering woven geotextiles and sediment slurries[C]//Sound Geotechnical Research to Practice. San Diego: American Society of Civil Engineers, 2013.
[8]	武亚军, 陆逸天, 牛坤, 等. 药剂真空预压法处理工程废浆试验[J]. 岩土工程学报, 2016, 38(8): 1365-1373. doi: 10.11779/CJGE201608002 WU Yajun, LU Yitian, NIU Kun, et al. Experimental study on solid-liquid separation of construction waste slurry by additive agent-combined vacuum preloading[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(8): 1365-1373. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE201608002
[9]	李春林, 吴言坤, 吕焕杰, 等. PAM类有机絮凝剂对高黏粒含量废弃泥浆脱水性能影响研究[J]. 隧道建设(中英文), 2022, 42(2): 260-267. LI Chunlin, WU Yankun, LYU Huanjie, et al. Influence of polyacrylamide organic flocculant on dewatering performance of waste slurry with a high content of clay particles[J]. Tunnel Construction, 2022, 42(2): 260-267. (in Chinese)
[10]	王东星, 唐弈锴, 伍林峰. 疏浚淤泥化学絮凝-真空预压深度脱水效果评价[J]. 岩土力学, 2020, 41(12): 3929-3938. WANG Dongxing, TANG Yikai, WU Linfeng. Evaluation on deep dewatering performance of dredged sludge treated by chemical flocculation-vacuum preloading[J]. Rock and Soil Mechanics, 2020, 41(12): 3929-3938. (in Chinese)
[11]	KHACHAN M M, BHATIA S K, BADER R A, et al. Cationic starch flocculants as an alternative to synthetic polymers in geotextile tube dewatering[J]. Geosynthetics International, 2014, 21(2): 119-136.
[12]	MAURER B W, GUSTAFSON A C, BHATIA S K, et al. Geotextile dewatering of flocculated, fiber reinforced fly-ash slurry[J]. Fuel, 2012, 97: 411-417.
[13]	郭利芳, 迟姚玲, 赵华章. 新型复合絮凝剂对疏浚底泥脱水和重金属固化的研究[J]. 北京大学学报(自然科学版), 2019, 55(2): 329-334. GUO Lifang, CHI Yaoling, ZHAO Huazhang. Study on new composite flocculants in dewantering of dredged sediments and solidification of heavy metals[J]. Acta Scientiarum Naturalium Universitatis Pekinensis, 2019, 55(2): 329-334. (in Chinese)
[14]	梁高杰, 陈文汨, 范尚. 赤泥沉降用新型氧肟酸絮凝剂的合成与应用[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2017, 48(2): 295-301. LIANG Gaojie, CHEN Wenmi, FAN Shang. Preparation of new hydroxamic acid flocculant and application for red mud settlement[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2017, 48(2): 295-301. (in Chinese)
[15]	周洋, 蒲诃夫, 李展毅, 等. 水平排水板–真空预压联合处理高含水率疏浚淤泥模型试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2019, 38(增刊1): 3246-3251. ZHOU Yang, PU Hefu, LI Zhanyi, et al. Experimental investigations on treatment of dredged slurry by vacuum-assisted prefabricated horizontal drains[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2019, 38(S1): 3246-3251. (in Chinese)
[16]	浩婷, 王曦, 周颜, 等. 真空负载方式对疏浚淤泥脱水过程中脱水规律的影响[J]. 岩土力学, 2015, 36(11): 3187-3192. HAO Ting, WANG Xi, ZHOU Yan, et al. Effect of vacuum loading method on dehydration of dredged sludge in its dewatering process[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(11): 3187-3192. (in Chinese)
[17]	鲍树峰, 董志良, 莫海鸿, 等. 高黏粒含量新吹填淤泥加固新技术室内研发[J]. 岩土力学, 2015, 36(1): 61-67. BAO Shufeng, DONG Zhiliang, MO Haihong, et al. Laboratory tests on new reinforcement technology of newly hydraulic reclamation mud with high clay content[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(1): 61-67. (in Chinese)
[18]	污水综合排放标准: GB 8978—1996[S]. 北京: 中国标准出版社, 1998. Integrated Wastewater Discharge Standard: GB 8978—1996[S]. Beijing: Standards Press of China, 1998. (in Chinese)
[19]	夏新星, 陈文峰, 王龙涛. 复合调理剂对废弃建筑泥浆脱水性能的影响[J]. 环境工程学报, 2022, 16(4): 1313-1322. XIA Xinxing, CHEN Wenfeng, WANG Longtao. Effect of composite conditioner on dewatering performance of high alkaline construction slurry[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2022, 16(4): 1313-1322. (in Chinese)
[20]	王东星, 伍林峰, 唐弈锴, 等. 建筑废弃泥浆泥水分离过程与效果评价[J]. 浙江大学学报(工学版), 2020, 54(6): 1049-1057. WANG Dongxing, WU Linfeng, TANG Yikai, et al. Mud-water separation process and performance evaluation of waste slurry from construction engineering[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2020, 54(6): 1049-1057. (in Chinese)
[21]	徐佩佩. 建筑泥浆高效综合脱水技术研究[D]. 南京: 东南大学, 2015. XU Peipei. Study on High Efficiency E and Comprehensive Dehydration Technique of Construction Mud[D]. Nanjing: Southeast University, 2015. (in Chinese)
[22]	LIU P F, WANG S Y, GE L, et al. Changes of Atterberg limits and electrochemical behaviors of clays with dispersants as conditioning agents for EPB shield tunnelling[J]. Tunnelling and Underground Space Technology Incorporating Trenchless Technology Research, 2018, 73: 244-251.