新近吹填淤泥地基新型大面積砂被工作墊層工藝技術研發

楊茯苓，董志良，鮑樹峰，林軍華，謝榮星

(1. 中交第四航務工程局有限公司，廣東 廣州 510290；2. 中交四航局第二工程有限公司，廣東 廣州 510230；3. 中交四航工程研究院有限公司，廣東 廣州 510230；4. 中交交通基礎工程環保與安全重點實驗室，廣東 廣州 510230)

0 引 言

近年來，隨著沿海經濟建設快速發展，用地需求猛增，涌現了大量的吹填造陸工程，如廈門海倉港、天津濱海新區、連云港碼頭、溫州“甌飛”工程、廣州南沙港、深圳鹽田港、珠海高欄港、惠州荃灣港區、港珠澳人工島等。由于吹填造陸工程急劇增多、規模不斷擴大，吹填造陸的材料日益匱乏，因此，港口航道的原位海積或湖積淤泥是目前主要來源。

新近吹填淤泥是指原位海積或湖積淤泥經水力重塑和顆粒重新分選后、土顆粒自重沉積尚未完成，顆粒結構極為松散，含水率極高(85%～150%、甚至大于150%)、處于懸浮或流動狀態的吹填淤泥[1-2]。該類地基無承載力，施工設備無法直接開展地基處理等相關施工工序，常規做法是先晾曬2～3年，再采用傳統真空預壓技術進行深層處理。

近年來，中交四航工程研究院一直致力于該類地基處理的技術攻關研究，已成功研發出“二次處理”技術。即先采用淺表層快速加固技術對新近吹填淤泥地基的淺表層土體進行預處理(預處理時間為30 d)，同時水力吹填粉細砂墊層(厚度為1.0 m左右)，并用機械鋪設中粗砂排水墊層(厚度為0.5 m左右)，待真空恒載滿45 d后卸載，此時地基便能作為承載排水板施工設備的工作平臺，然后采用傳統真空預壓技術對地基深層土體進行加固[1-8]。該技術極大地縮短了地基處理工期，有效緩解了建設用地急劇緊張的局面，在國內已得到了迅速推廣。然而，淺表層快速加固技術工期雖短但施工成本較高，且真空預壓加固后(時間為45 d)的淺層地基僅能形成厚度不超過0.4 m的硬殼層[1]。

筆者基于水工行業中廣泛應用的傳統大型砂被和砂肋軟體排的優點，依托廣州港南沙港區三期工程(疏浚吹填及軟基處理Ⅱ區工程)，研發出一種適用于新近吹填淤泥地基的新型大面積砂被墊層。該大面積砂被墊層與淺表層快速加固技術相比，其施工時間短、施工成本低，且一次性排水固結處理前能順利進行深層排水板施工。

1 新思路提出

水工行業中廣泛應用的傳統大型砂被具有厚度均勻、整體強度高(承載力高)、整體性強、保土性能好、能適應地基變形等特點，鋪設在海底原位地基上能最大程度地避免下臥地基發生整體滑動破壞。目前，已成功應用于港口航道及灘涂地帶用做護底圍堤、圍海造陸工程護底及軟基處理工程中，如長江口深水航道治理工程、寧波大榭招商國際集裝箱碼頭圍堤造陸工程、寧波—舟山港金塘港區大浦口集裝箱碼頭工程[9-11]。然而，這類工程位于砂被下方的地基土體均為受潮水沖刷且極易流動的粉細砂或淤泥與粉細砂混合物，相對于呈流動狀或懸浮狀新近吹填浮泥地基而言，仍具有較高的地基承載力，故傳統大型砂被工藝無法在新近吹填淤泥地基表層形成可承載施工設備的工作墊層。

另外，水工行業中廣泛應用的大型砂肋軟體排同樣具有整體性強、保土性能好、柔性好、能適應地基變形等特點，目前已成功應用于洋山深水港區AB標工程、南通洋口港區人工島圍堤工程中[12-14]。然而，這種柔性結構整體強度低(承載力低)，也無法直接作為新近吹填淤泥地基能承載施工設備的工作墊層。

綜合分析上述傳統大型砂被和砂肋軟體排優點，同時結合普通砂井具有排固結作用特點，將3種工藝進行集成創新，可形成一種能適用于新近吹填淤泥地基的施工設備工作墊層—新型大面積砂被墊層，其結構示意如圖1。

圖1 新型大面積砂被墊層三維示意Fig. 1 3D schematic diagram of new type of large area sand-quit-cushion

圖1中，砂被工作墊層形成后，再在其上面機械鋪設一定厚度的回填料(砂料、粉土、素填土等)或水力吹填一定厚度的中細砂、粉細砂或中粗砂，即可形成能順利實施新近吹填淤泥地基真空預壓處理前的插板施工工序的工作墊層。

2 新型大面積砂被墊層地基承載機制定性分析

新型大面積砂被墊層屬于人造硬殼層的一種，但又不同于傳統的人造(天然)硬殼層[15-19]，主要有3方面區別：① 該結構下臥土體為含水量極高、呈流動狀態或懸浮狀態的新近吹填淤泥，而傳統人造(天然)硬殼層下臥土體一般為含水率小于85%的淤泥；② 該結構是一種大型空間立體式結構，包括整體性較強的扁平結構體(砂被)、能限制土體往周邊流走的側向復合式柔性結構體、加固區域內部按一定間距設置的重型砂肋及兩側與之連接在一起的布體復合體、能促進下臥土體排水固結的柱狀結構體(短型普通砂井)等，而傳統人造(天然)硬殼層僅為一種覆蓋范圍大的扁平結構體。③ 由于構成該空間立體結構的主材均為透水性材料(高強度、透水性良好的土工布以及具有一定透水性的充填砂料)，故該結構為透水性結構，而傳統人造(天然)硬殼層大部分不透水。

該大型空間立體式結構與下臥浮(流)泥地基構成一個整體承力體系，具有較高的承載力。其工作機理主要體現在3大方面。

2.1 似殼體效應

砂被主要組成材料為較密實的充填砂，受土工織物袋體包圍式約束和加筋雙重作用，使得該砂被結構具有較強的整體性，從而具有類似于柔性殼體的作用。砂被結構整體性越強、彈性模量越高，這種似殼體效應就越強。

該似殼體效應具體體現為：① 應力擴散效應。荷載面積下的砂被使上覆荷載在傳遞過程中被擴散到較大的軟土面積上。② 表層封閉效應。當上覆荷載作用于砂被表面時，砂被發生下沉變形，而其下臥流塑狀土體則向周圍發生擠出變形，同時向上發生隆起變形。由于砂被表面約束作用，使得下臥土體體積只能受到壓縮，從而限制了下臥土體發生較大擠出及隆起變形。此時，下臥土體具有雙重身分，既表現為體積相對可壓縮變形體，又表現為體積相對不可壓縮液體，從而改變了下臥土體中的應力分布，在一定范圍內產生較大的水平壓力及豎向壓力，使下臥土體需較大荷載才能發生滑動破壞(剪切破壞)。簡而言之，荷載面積以外的砂被起到了表層封閉作用。

2.2 側向封閉效應(側限作用)

加固區域內部按一定間距設置的重型砂肋及兩側與之連接在一起的布體構成側向復合式柔性結構體，具有側限作用。當上覆荷載作用于砂肋上方附近區域時，加固區域內的土體將迅速向外側擠出流動，而這種側向復合式柔性結構體則限制了加固區域內的土體發生過大側向位移，從而避免加固區域內土體發生整體滑動破壞(整體剪切破壞)。這種側向復合式柔性結構體剛度越大、彈性模量越高，側向封閉作用就越強。

2.3 排水固結作用和豎向加筋作用

新近吹填淤泥地基在該大型空間立體式結構約束作用下，將產生較大的超孔壓作用。如前所述，由于該結構的透水性，其地基土體中的超孔壓將通過普通砂井逐漸消散，水分也隨之排出，地基土體因此發生一定程度固結。地基土體中的超孔壓得到及時消散后，能較好削弱后續插板施工過程中的“冒泥漿”現象。

另外，普通砂井在具有一定強度地基中還能發揮豎向加筋作用，從而進一步提高地基承載力。對含水率為85%～150%的流泥地基而言[20-21]，盡管也承受著這種大型空間立體式結構的約束作用，但其土體具有一定強度，普通砂井施工難度大，故可考慮不設置普通砂井。

3 新型大面積砂被墊層工藝對比

廣州港南沙港區三期工程(疏浚吹填及軟基處理Ⅱ區工程)較大范圍的陸域是在原有珠江口水域中淤積的灘涂地基上吹填淤泥形成。其上部為新近吹填淤泥，含水量為100%～150%；下部為深厚原狀軟土，主要為流泥、淤泥及淤泥質黏土等。

依托該工程設立了現場對比試驗區，總面積約為2.75×104m2，其平面見后續各方案平面布置。

3.1 試驗區新近吹填淤泥厚度檢測

試驗區內17個淺層靜力觸探測試孔(測試深度均為8 m左右)測試結果如圖2(a)；13個淺層十字板測試孔(測試孔深度均為8 m左右)測試結果如圖2(b)。

圖2 試驗區淺層測試結果Fig. 2 CPT&VST results

由圖2可知：① 試驗區范圍內圍堰邊界附近新近吹填淤泥厚度較薄，小于3 m。如靜力觸探測試孔CPT-QC10#～CPT-QC12#、CPT-QC15#結果和十字板測試孔VST-QC2#、VST-QC4#、VST-QC5#；② 除圍堰邊界附近區域之外，整體呈東薄西厚的趨勢(厚度范圍為5～8 m)。

3.2 試驗區新近吹填淤泥的強度特性

試驗區內5組新近吹填淤泥土樣的直剪快剪試驗結果詳見表1。

表1 新近吹填淤泥直剪快剪試驗結果Table 1 Direct shear test results of newly hydraulic reclamation mud foundation

3.3 試驗區不同砂被墊層試驗方案設計

根據上述試驗區新近吹填淤泥厚度分布情況和新近吹填淤泥地基承載力極低特點，為確保試驗施工安全，從東往西擬開展不同砂被墊層方案對比試驗，具體試驗方案設計如表2、3。

表2 不同砂被墊層試驗方案設計Table 2 Design of different sand-quilt-cushion test schemes

表3 施工方案5關鍵技術參數Table 3 Key technical parameters of scheme 5 m

3.4 試驗區砂被墊層施工監測方案設計

不同砂被墊層試驗方案施工期間監測方案設計如下：

1) 砂被充填厚度：采用帶刻度的鋼釬進行網格式測試，測點間距為5 m×5 m或10 m×10 m。

2) 砂被墊層及其上覆砂墊層施工期間地表沉降及周邊泥面隆起變形：采用水準測量法進行測試。沉降觀測點布設在區域內有代表性位置；隆起觀測點布設在區域邊界中線上，各測點與相應邊界的距離分別為1、2、3、4、5、6、8、10、12、14 m。

3) 砂被墊層及其上覆砂墊層施工期間下臥淤泥中的超孔壓：在區域內選取有代表性的位置在泥面以下5 m深度范圍內不同深度(1、3、5 m)處布設1組孔壓計。

4) 墊層地基承載變形特性試驗：砂被上覆砂層施工完畢且沉降變形穩定后，采用載荷試驗進行評估，測點布設在區域內有代表性位置。

3.5 試驗區不同砂被墊層方案對比試驗與分析

3.5.1 方案1

方案1的平面布置和施工三維示意如圖3。

圖3 方案1施工示意Fig. 3 Schematic diagram of scheme 1

方案1從試驗區邊界開始以東往西順序進行施工。現場施工情況表明：

1) 當靠近試驗區邊界施工、新近吹填淤泥厚度小于3 m時，按上述施工順序采用“吹砂船遠距離直充”和“在吹砂船與吹填區域之間設置砂坑進行轉充(簡稱‘設置砂坑轉充’)”兩種充填工藝均可順利實施方案1。

充填厚度監測結果表明：① 對靠近試驗區邊界、新近吹填淤泥厚度小于3 m區域，砂被墊層的充填厚度范圍為0.33～0.98 m，平均厚度為0.63 m，厚度差高達0.65 m。②“吹砂船遠距離直充”的充填工藝由于無法合理控制吹填管內吹填料流速，很難控制砂被充填厚度均勻性。另外，考慮到試驗區離吹砂船不遠(不超過400 m)，故試驗區后續方案均采用“設置砂坑轉充”的充填工藝。

對疏浚吹填淤泥面積高達幾十萬m2的圍海造陸工程而言，為確保砂被的充填工效，通過吹砂船遠距離進行充填時，應采取“合理設計吹填管路系統(管材、管徑等)、適當布設分叉接頭和接力泵”等方法來取代“設置砂坑”方法。

2) 當新近吹填淤泥厚度大于3 m時，方案1無法順利實施。砂被充填過程中往往發生嚴重沉陷現象。方案1不適用于新近吹填淤泥厚度大于3 m的場地。其主要原因是：新近吹填淤泥厚度大、承載力極低，砂被周邊按常規的錨固方法(如竹竿式錨固法)失效，致使其周邊出現嚴重冒泥現象，進而與相鄰的砂被脫離，最終出現嚴重沉陷現象。

3.5.2 方案2、3

基于水工行業廣泛應用的大型砂肋軟體排優點，進行3個方面該進：① 砂肋橫斷面尺寸；② 砂肋布置形式；③ 砂肋之間間距。

方案2、3平面布置和施工三維示意如圖4。在方案1基礎上繼續以東往西順序進行施工。兩方案實施區域新近吹填淤泥厚度為3～5 m。

圖4中：方案2、3的砂被墊層施工前，先進行改進型大面積砂肋軟體排(也即前文所述的復合式柔性結構體)施工。

現場施工情況表明：

1) 周邊及中間的砂肋組合體施工完后，短時間內即可下沉穩定。其中，除北側砂肋組合體外，其它位置砂肋組合體由于所處位置新近吹填淤泥較厚(5～8 m)，實測平均下沉值為80 cm左右。

2) 當砂肋組合體下沉穩定后，與之連接的大面積編織布隨之被繃緊，從而充分發揮了這種復合式柔性結構體的封閉效應。這種封閉效應使下臥新近吹填淤泥最大程度地被包裹在指定區域內，從而明顯提高了地基承載力。

方案2、3在砂肋軟體排施工完后即可進行砂被墊層施工。而方案3則是直接吹填中細砂形成墊層。

充填厚度監測結果表明：① 方案2中，砂被墊層充填厚度范圍為0.54～0.77 m，平均厚度為0.67 m，厚度差為0.23 m，均勻性較好；② 方案3中，細砂墊層吹填厚度平均值為0.58 m，也較均勻。

圖4 方案2、3施工示意Fig. 4 Schematic diagram of scheme 2 and 3

方案2西側泥面隆起變形測試結果為：① 最大隆起量不超過25 cm；② 隆起范圍為20 m左右。具體如圖5。這間接表明了復合式柔性結構體封閉效應得到了較好的發揮，有效降低了墊層施工過程中周邊地基的隆起程度。

圖5 方案2西側泥面隆起測試結果Fig. 5 Uplifting test results of the west side of mud of scheme 2

方案2中，砂被墊層現場施工情況也表明：砂被墊層充填完成的短時間內會隨著砂肋軟體排及下臥新近吹填淤泥地基發生整體協調變形，這致使相鄰砂被間易發生脫離現象，且四周砂被往往發生側滑沉陷現象。方案2中的砂被相互脫離、側滑沉陷等現象會直接出現許多薄弱區域，從而致使整個砂被墊層地基承載力不高。對方案3而言，由于下臥淤泥地基幾乎無承載力，因此直接在編織布上吹填0.6 m 厚的中細砂后所形成的墊層地基承載力也不高。

根據分析可知：方案2、3中改進型的大面積砂肋軟體排(也即復合式柔性結構體)能明顯提高下臥新近吹填淤泥地基承載力，然而兩種方案所述墊層地基均存在“承載力不足”的局限性，因此需要對墊層工藝進一步優化。

3.5.3 方案4、5

對方案2、3墊層工藝進行改進，具體方法為：① 在復合柔性結構體編織布表面先鋪設一層竹柵，再上覆若干個小面積砂被，并搭接形鋪設形成墊層，即方案4；② 集成改進型大面積砂肋軟體排與水工行業上廣泛應用的傳統大型砂被特點，形成新型大面積砂被墊層，即方案5。

方案4、5平面布置和施工三維示意如圖6。在方案2、3基礎上繼續以東往西順序進行施工。兩種方案實施區域新近吹填淤泥厚度為5～8 m。

1) 現場施工實景

兩方案的砂被墊層現場均采用對稱充填工藝進行施工。

2) 現場施工監測結果與分析

(1) 充填厚度監測結果與分析

充填厚度監測結果表明：① 方案4砂被墊層的充填厚度范圍為0.72～1.23 m，平均厚度為1.02 m，厚度差為0.51 m；② 方案5砂被墊層充填厚度范圍為0.98～1.26 m，平均厚度為1.09 m，厚度差為0.28 m。相對而言，方案5充填均勻性較好。

(2) 砂被墊層表面沉降監測結果與分析

上覆砂層(厚度為0.8 m)施工期間，兩方案砂被墊層表面沉降監測結果如圖7。

圖6 方案4、5施工示意Fig. 6 Schematic diagram of scheme 4 and 5

圖7 方案4、5砂被墊層表面沉降監測結果Fig. 7 Monitoring results of surface subsidence of sand-quilt-cushion of scheme 4 and 5

由圖7可知：① 方案4表面總沉降范圍為37～ 57 cm，平均值為46 cm，不均勻沉降最大值為20 cm。其中，2014年6月11日—2014年6月18日，出現了異常現象(沉降板CJ1、CJ2突然隆起后又迅速下沉、而沉降板CJ3則直接迅速下沉)，主要原因是：隨著上覆砂層厚度增加，位于沉降板CJ3下方的單個砂被突然與分別位于沉降板CJ1、CJ2下方的單個砂被發生脫離現象，致使后者發生隆起現象，但在整體協調變形作用下又迅速下沉。② 方案5總沉降范圍為28～38 cm，平均值為32 cm，不均勻沉降最大值為10 cm。上覆砂層施工過程中，3個沉降板均一起發生同步變形。因此，表面沉降監測結果也間接說明了方案5的砂被墊層充填較均勻、整體性好，主要原因是充分利用了傳統大型砂被中“設置了隔倉加筋布進行限厚、且各砂被墊層單元通過各隔倉加筋布串聯形成整體”的優點，從而使得該方案砂被墊層整體性好。

(3) 泥面隆起變形監測結果與分析

兩方案西側泥面隆起變形監測結果如圖8。

圖8 方案4、5西側泥面隆起測試結果Fig. 8 Uplifting test results of the west side of mud of scheme 4 and scheme 5

由圖8可知：① 砂被墊層施工期間(2014年7月5日前)，方案4最大隆起量不超過48 cm，方案5最大隆起量不超過65 cm，均出現在砂被墊層施工完一段時間(2014年5月24日)；即將上覆砂層施工前(2014年7月5日)，前者隆起量為39.0 cm，后者隆起量為55.1 cm；上覆砂層施工完后(2014年7月19日)，前者隆起量為82.1 cm，后者隆起量為71.1 cm。② 兩方案隆起范圍均大于16 m，為20 m左右。因此，隆起變形的監測結果表明：方案5封閉效應更優，有效降低了施工過程中周邊淤泥地基的隆起程度。

(4) 下臥淤泥超孔壓監測結果與分析

上覆砂層施工期間，有針對性地對方案5下臥淤泥中的超孔壓進行了監測，結果如圖9。

圖9 方案5下臥淤泥中超孔壓測試結果Fig. 9 Test results of hyper pore pressure of underlying silt for scheme 5

由圖9可知：方案5下臥淤泥中不同深度的超孔壓基本一致，在18.5～27.9 kPa范圍內。因此，超孔壓測試結果間接表明：后續插板施工過程中，下臥淤泥中超孔壓在快速消散的同時，部分流泥將會涌出地表。鑒于此，需做好插板施工過程中的清泥和排水措施。

3.5.4 墊層地基承載變形特性試驗與分析

有針對性地對下臥淤泥厚度較淺(小于3 m)的方案1和下臥淤泥厚度較大(接近8 m)的方案5進行了對比試驗，具體試驗細節如表4。

表4 墊層地基承載變形特性對比試驗細節Table 4 Details of PLT

各方案每級荷載下對應的荷載-沉降(P-s)曲線如圖10。

圖10 方案1、5荷載-沉降曲線Fig. 10 P-s curves of scheme 1 and 5

根據圖10可知：① 由于方案5下臥淤泥厚度較方案1的大，因此，同級荷載下墊層地基的累計沉降值明顯較大，如荷載為90 kN時的累計沉降值分別為10.90、15.16 mm；②P-s曲線從一開始就呈現非線性變化，且隨著荷載P的增加，墊層地基變形發展迅速，總變形量很大。

試驗過程也進一步表明：隨著堆料荷重增加，荷載板作用范圍的墊層地基幾乎呈垂直下切趨勢，且兩側幾乎不發生隆起現象，最終導致墊層地基沿荷載作用邊界發生垂直的剪切破壞面。因此，該類墊層地基的破壞形式呈沖剪破壞特征。

5 結 論

基于水工行業廣泛應用的傳統大型砂被和砂肋軟體排優點，現場研發出了一種適用于新近吹填淤泥地基的新型大面積砂被工作墊層。結論如下：

1) 新型大面積砂被工作墊層是一種大型的空間立體式結構，包括整體性較強的扁平結構體(砂被)、能限制土體往周邊流走的側向復合式柔性結構體(加固區域內按一定間距設置的重型砂肋及其兩側與之連接在一起布體構成的復合體)以及能促進下臥土體排水固結的柱狀結構體(短型普通砂井)；且為透水性結構。對含水率為85%～150%的流泥地基而言，可考慮不設置柱狀結構體(短型普通砂井)。

2) 新型大面積砂被工作墊層與下臥浮(流)泥地基構成一個整體承力體系，具有較高的承載力。其工作機理主要體現為：似殼體效應(包括應力擴散效應與表層封閉效應)、側向封閉效應(即側限作用)、排水固結作用和豎向加筋作用。

3) 依托廣州港南沙港區三期工程疏浚吹填及軟基處理Ⅱ區工程，開展了5種新型砂被墊層工藝現場對比試驗研究，研究結果表明方案5最優。具體體現為：① 平均充填厚度為1.09 m，厚度差為0.28 m；② 地表總沉降平均值為32 cm，不均勻沉降最大值為10 cm；③砂被墊層施工期間，最大隆起量不超過65 cm；即將上覆砂層施工前，隆起量為55.1 cm；上覆砂層施工完后，隆起量為71.1 cm；隆起范圍為20 m左右；④ 下臥淤泥中不同深度的超孔壓基本一致，在18.5～27.9 kPa范圍內；⑤ 承載變形特性試驗證實了該類地基的擴散效應強，但受荷后變形量較大，呈沖剪破壞特征。因此，新型大面積砂被工作墊層(方案5)充填較均勻、整體性好，封閉效應更優，有效降低了施工過程中周邊淤泥地基的隆起程度。

4) 新型大面積砂被工作墊層(方案5)可作為新近吹填淤泥地基一次性真空預壓處理的工作平臺。但由于下臥淤泥中超孔壓較大，在后續插板施工過程中，下臥淤泥中超孔壓在快速消散的同時，部分流泥將會涌出地表，因此需要做好插板施工過程中清泥和排水措施。另外，該類墊層地基進行一次性真空預壓處理時，須采用直排式真空預壓系統。

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