軟土地基預壓加固處理后抗剪強度指標分析

黃 朝 煊

(浙江省水利水電勘測設計院，浙江 杭州 310002)

0 引 言

浙江沿海灘涂區分布有深厚海相淤泥，淤泥具有孔隙率大、壓縮模量大、抗剪強度低以及承載力低等特點，在淤泥灘涂上修建堤防建筑物，需對淤泥地基進行排水固結加固處理，以提高其地基承載力，保證海堤等建筑物穩定安全。

軟土地基加固法一般常用有堆載預壓和真空預壓加固兩種方式，真空預壓加固軟土地基法由瑞典巖土專家W.Kjellman[1]于20世紀50年代首先提出，并在小范圍內進行現場試驗驗證，其加固效果較好；國內最先于1957年由哈爾濱軍事工程學院進行真空預壓加固地基試驗性研究，岑仰潤[2]對真空預壓進行了深入的試驗和理論總結。由于軟土地基排水固結后，土體顆粒發生錯位重新排列，從而使得土體顆粒之間更加密實，其土體抗剪強度指標均有較大改善。

林孔錙[3]對海堤淤泥地基土排水固結后抗剪強度增長進行了計算分析，并應用于海堤整體滑動穩定計算中；楊嶸昌[4]、汪洪星等[5]對飽和軟黏土固結后抗剪強度指標進行了探討分析，認為軟土固結后抗剪強度指標的內摩擦角隨固結度的增加而增加；齊永正等[6]、徐宏等[7]分別基于有效應力理論對真空預壓加固軟土地基后抗剪強度增加進行了驗證分析；閆澍旺等[8]對淤泥軟土排水固結后地基承載力增長進行了分析驗證。

根據實際工程設計經驗，浙江省灘涂淤泥土地基排水固結后，地基土抗剪強度指標(凝聚力和內摩擦角)一般均有較大提高，與楊嶸昌[4]、汪洪星等[5]中正常固結下飽和黏性土的研究結論之間存在一定差異，作者認為這與浙江省沿海灘涂地區淤泥土的前期固結歷史有一定關系，因此，本文基于土力學理論，對超固結淤泥質地基土固結后抗剪強度指標影響變化關系進行了探討分析，并通過某工程地基加固處理現場試驗進行對比驗證分析，為相關地基處理提供技術參考。

1 軟土地基排水固結處理案例

1.1 項目概況

某工程防洪標準為50 a一遇，近期防潮標準為10 a一遇，工程等別為Ⅲ等，主要建筑物西河堤及排澇閘均為3級建筑物，水閘圍堰設計擋潮標準為非汛期5 a一遇；其中軟基水閘閘外海側50 a一遇設計高潮位5.23 m，內河側常水位2.50 m，閘室孔口凈寬42 m(7孔×6 m)，設計排澇流量498 m3/s，閘底坎高程為-2.0 m，水閘包括閘室箱涵、閘室兩側空箱、交通橋空箱、上下游空箱式翼墻結構以及上下游消能結構，其中除上下游消能結構外，其余結構基礎均采用C30混凝土鉆孔灌注樁處理。

水閘地基土層主要為Ⅲ0層淤泥、Ⅲ1層淤泥夾砂、Ⅲsis層細砂、Ⅲ2層淤泥質黏土、Ⅳ1層淤泥質黏土粉土、Ⅳsis層粉砂和Ⅴ層黏土組成。閘基土層Ⅲ0層淤泥、Ⅲ1層淤泥夾砂、Ⅲ2層淤泥質黏土、Ⅳ1層淤泥質黏土夾粉土均為高含水量、高壓縮性、高靈敏度、低強度的軟土，工程地質條件差。具體土層物理力學參數見表1。

為了改善軟土地基承載力，優化樁基布置，并減小水閘打樁后與兩側海堤之間差異沉降，對閘室范圍及前后左右結構基礎進行真空聯合堆載預壓處理，其中真空預壓斷面見圖1所示。

表1 真空預壓現場實驗區地質參數統計表

圖1 真空聯合堆載預壓布置簡圖

1.2 預壓加載方案

施工順序：地基處理前地基土鉆孔取樣分析檢測→ 分區地基處理→地基處理后鉆孔取樣分析檢測。真空預壓時間4個月，真空預壓1個月后左右岸開始聯合堆載預壓，第一層堆載控制為0.5 m，采用黏土或細粒土人工攤鋪，第二、三層堆載控制為1.5 m，采用拋石或山皮土，第一、二層堆荷加載間歇時間為0.5個月，第二、三層堆荷加載間歇時間為1個月。當真空預壓恒載滿足下列標準后可停泵卸載： ①連續10天觀測的沉降速率小于1 mm/d； ②固結度大于80%。

1.3 孔隙水壓力

隨著膜下真空壓力的上升，孔隙水壓力均有一定程度的消散，當膜下真空壓力下降時，孔隙水壓力出現反彈現象，土層孔隙水壓力的消散程度與膜下真空度保持了較好的相關性；土層孔隙水壓力消散主要集中-15 m高程以上，最大累計消散值在40.2～57.8 kPa之間，且沿深度方向呈現明顯遞減趨勢。處理區孔隙水壓力消散過程線分別見圖2。

1.4 地表沉降

抽真空初期，由于膜下真空壓力較低，地基沉降發展緩慢；密封溝處理后隨著膜下真空壓力的上升，沉降速率也隨之增大，最大沉降速率達15 mm/d；之后受停泵密封墻施工影響，膜下真空壓力迅速下降，地表沉降出現反彈現象；隨著密封墻施工完成，膜下真空壓力增加，沉降速率隨之增大。處理區沉降速率在2.5～4.5 mm/d之間，累計沉降479 mm，處理區地表沉降過程線見圖3。

圖3 處理區地表沉降變化過程線

1.5 地基土處理前后物理力學檢測對比

在地基處理前后，分別鉆孔取芯、靜力觸探、十字板等檢測地基土物理力學指標，土樣進行常規土工試驗及三軸試驗，對比土體力學指標的變化情況。預壓前后土體物理力學指標前后變化情況見表2。

表2 真空預壓前后物理力學指標對比表

通過表2可知，淤泥質軟土經過真空聯合堆載預壓，地基土的含水率、孔隙比等指標均有所減小，淤泥質土顆粒之間更加密實，土體壓縮模量得以提高，土體抗剪強度指標均有所增大，其中III1層淤泥土抗剪強度指標c、φ分別由固結前的c=2.0 kPa、φ=1.7°提高至固結后的c=10.0 kPa、φ=8.9°，提高了近4倍左右；Ⅲ2層淤泥質黏土抗剪強度指標c、φ分別由固結前的c=5.5 kPa、φ=4.7°提高至固結后的c=6.3 kPa、φ=6.6°，土體抗剪強度指標均有增長。

此外，通過淺層載荷板試驗檢測分析，地基承載力由處理區的23.3 kPa提高至處理后的76.7 kPa，地基承載力得到明顯提高。

圖4 固結前后現場十字板剪切試驗結果

2 淤泥質土固結后抗剪強度指標分析

2.1 現有抗剪強度增長計算理論

文獻[9]中對于飽和黏性土預壓后抗剪強度建議計算式為：

τft=η(τf0+Δτfc)

(1)

式中：τf0為前級荷載下淤泥質地基土抗剪強度，kPa；Δτfc為本級荷載預壓后淤泥質地基土抗剪強度增加值，kPa；η為淤泥質地基土抗剪強度折減系數，一般考慮到淤泥質土的靈敏性，即擾動后強度折減的影響，依據文獻[9]可知η取值為0.7～1.0。

其中預壓后地基土抗剪強度增量按以下公式計算：

正常固結土：

Δτfc=ΔσzUttanφcu

(2)

欠固結土：

Δτfc=(Δσz+u0)Uttanφcu

(3)

超固結土：

Δτfc=(Δσz-P0-σa)Uttanφcu

(4)

式中：Δσz為預壓荷載引起的該點處的豎向附加應力，kPa；Ut為t時刻淤泥質土的固結度；φcu為三軸固結不排水試驗推求的土體內摩擦角，(°)；u0為淤泥質土自重作用下計算點處的孔隙水壓力，kPa；P0為超固結土前期固結壓力，kpa；σa為超固結土現有自重應力，kPa。

值得說明的是，文獻[9]雖然給出了正常固結土、欠固結土以及超固結土預壓后的抗剪強度增加計算式，但未給出預壓后土體相應的抗剪強度指標c、φ的計算式。

基于此，文獻[4] 楊嶸昌[4]基于應力路徑法，推求出了正常固結黏土在任意固結度下黏性土抗剪強度指標隨固結度之間關系式：

(5)

(6)

式中：σc為黏性土自然狀態固結時的圍壓；Ui為固結度，固結度可根據本文計算理論給出；ci、φi為相應于固結度Ui時刻的黏性土不排水抗剪強度總應力指標黏聚力和內摩擦角；φcu為黏性土固結不排水剪有效內摩擦角；ccu為黏性土固結不排水剪有效黏聚力。

同樣，值得說明的是：文獻[4]中推導僅適用于正常固結下黏性土，而工程實際中，不同區域內地質條件、固結歷史等均十分復雜，一般土為非正常固結土，因此文獻[4]中相應計算式適用條件具有很大的局限性。

2.2 新推求的超固結淤泥質土抗剪強度指標計算式

基于以上現有理論的不足，本文將參考文獻[10],對超固結淤泥質土預壓后抗剪強度指標變化進行深入研究。

一般正常固結土和超固結土的抗剪強度特性不一樣，對于正常固結土，剪切破壞時孔隙水壓力u為正值，其抗剪強度包絡線總經過原點[10]。對超固結土，當試驗固結壓力為零時，土樣的抗剪強度并不等于零，其總應力和有效應力抗剪強度摩爾包絡線在縱坐標上的截距分別為ccu和c′，強度包絡線交于水平軸負軸(見圖5)。

圖5 黏土固結不排水剪切試驗(CIU試驗)

根據摩爾應力圓幾何關系可知，見圖6所示，當超固結土固結度為Ui時，根據孔隙水壓消散關系有以下關系式：

(7)

(8)

式中：τ0為摩爾應力圓半徑；其余參數同上文。

根據方程(7)、(8)，消去參數τ0，聯立求解方程可知，固結度為Ui時的總應力指標內摩擦角為：

(9)

圖6 黏土固結度為Ui時抗剪指標分析簡圖

同理，可給出固結度為Ui時的總應力指標黏聚力：

(10)

其中任意時刻固結度Ui根據后文相關計算理論給出。

為了對比分析本文新推求計算式(9)、(10)與楊嶸昌[4]中計算法的差異，以浙江省典型淤泥土為例：c1=5.0 kPa、φ1=4.5°，ccu=10 kPa、φcu=9.5°，σc=50 kPa，分別依據楊嶸昌[4]的計算式(5)、(6)以及本文新推薦計算式(9)、(10)計算抗剪強度指標隨固結度變化關系曲線，見圖7；可知，對于內摩擦角，楊嶸昌[4]與本文新計算式(9)在固結度較大時變化趨勢基本一致，但在固結度較小時差異加大；對于凝聚力，楊嶸昌[4]計算值則隨固結度的增加反而減小，與實際工程經驗不符，其原因主要為文獻[4]中推導僅適用于正常固結下黏性土，而對于工程實際中的一般土為非正常固結土，則文獻[4]中相應計算式適用條件具有很大的局限性。而本文新推求凝聚力計算式(10)計算值則隨固結度的增加而增加，更符合工程實際經驗。

圖7 新推薦抗剪強度指標計算式與文獻[4]對比分析

圖8表示了工程實際應用中幾種不同工況下的地基土抗剪強度計算形式，其中圖8(a)表示在軟土地基未進行排水板加固處理情況下，直接堆載時的整體滑動穩定計算中地基土抗剪強度計算，此時工程實際中地基土抗剪強度也可采用現場十字板剪切強度。

圖8(b)表示在軟土地基進行排水板處理后，堆載時的整體滑動穩定計算中地基土抗剪強度計算，此時工程實際中地基土抗剪強度一般采用總應力法計算，即需要考慮地基土排水固結后的強度增長，其中η可取1.0。

圖8(c)表示在軟土地基進行排水板預加固處理情況后，再卸載，然后重新堆載修建新建筑物時的整體滑動穩定計算中地基土抗剪強度計算，地基土為超固結土，此時工程實際中地基土抗剪強度一般采用新的現場十字板剪切強度計算，若為作現場十字板剪切試驗，也可按考慮地基土強度增加后的新抗剪強度指標計算，即ci、φi采用本文公式(9)、(10)計算。

圖8 不同條件下地基土抗剪強度計算簡圖

2.3 任意時刻固結度Ui計算

黃朝煊等[11,12,13,14,15,16]對帶狀排水板處理地基進行了深入研究，其中[11,12]將帶狀塑料排水板等效為形狀接近的扁橢圓柱體，基于橢圓柱坐標系理論給出了帶狀排水板的固結新理論，便于工程應用。

在考慮帶狀排水板井阻(kw)、涂抹(ρs)影響下，可得帶狀塑料排水板處理地基總平均固結度計算式為：

(11)

其中參數：

(12)

(13)

式中：參數L為排水板計算長度；ρw為等效橢圓柱形排水體的徑長坐標；ρs為同焦橢圓柱涂抹區徑長坐標；ρe為排水板的同焦橢圓影響區徑長坐標；kw為排水板的豎向滲透系數；kh為軟土水平滲透系數；ks為軟土涂抹區的水平滲透系數；參數Fh為無量綱參數，Fh計算參考黃朝煊等[11,12,13]。無量綱參數Fh計可根據基本參數ρw、ρs、ρe、a、kh、ks求出。

對于經典砂地基固結計算理論，Fh計算公式為：

(14)

式中參數n=re/rw，s=rs/rw，為砂井地基圓柱坐標系參數。

3 淤泥質土固結后抗剪強度指標分析

依托于前文介紹的工程案例，根據實測孔隙水壓資料推求相應土層深度內的固結度為U=88%，再分別根據楊嶸昌[4]抗剪強度指標增加計算式(5)、(6)以及新推導的計算式(9)、(10)對比分析，見表3；其中實測加固前后地基土十字板剪強度見圖4所示。

通過以上對比驗證分析可知，主要固結壓縮軟土層為Ⅲ2層，采用楊嶸昌[4]抗剪強度指標計算式(5)、(6)推求出預壓處理后Ⅲ2層抗剪強度指標分別為ci=7.66 kPa、φi=6.16°，采用本文新計算式(9)、(10)推求出預壓處理后Ⅲ2層抗剪強度指標分別為ci=5.94 kPa、φi=6.53°，而預壓后實際試驗檢測值為ci=6.3 kPa、φi=6.6°，可見本文理論更接近于實測試驗值，認為本文新推導抗剪強度指標計算式更接近于工程實際，便于工程實際應用。

表3 真空預壓前后物理力學指標對比表

4 結論與建議

針對目前軟土地基排水固結后地基土抗剪強度指標變化復雜的問題，基于抗剪強度摩爾包絡線理論，對任意固結度下超固結淤泥質地基土抗剪強度指標進行了研究分析，主要結論如下：

(1) 依托于浙江沿海地區某淤泥質軟土地基排水固結預加固處理工程案例，通過對淤泥質土排水固結前、后物理力學指標對比分析，認為淤泥質土加固后十字板剪切強度、抗剪強度指標(快剪)等均有增長，地基承載力、地基土整體強度等均得以提高。

(2)根據依托工程相關檢測資料，對現 有飽和黏土地基固結后抗剪強度增長、抗剪強度指標增長等理論進行了總結分析，認為受不同區域中地質條件、固結歷史等均復雜因素影響，現有抗剪強度指標增長計算理論在工程實際應用中具有一定局限性。

(3) 基于抗剪強度摩爾包絡線理論，推求了任意固結度下超固結淤泥質地基土抗剪強度指標新的解析計算式，并通過依托工程試驗檢測資料對比驗證分析，認為本文新推求公式計算值更接近于工程實際，對工程實際應用具有一定參考意見。