電滲-真空預壓復合法處理吹填淤泥試驗研究

朱棟梁，林融冰，柏 巍,，周衛文，楊愛武，劉永紅

(1. 湖北水總水利水電建設股份有限公司，武漢 430000；2. 中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，武漢 430071； 3.天津市軟土特性與工程環境重點實驗室，天津 300381；4.中國葛洲壩集團基礎工程有限公司，湖北 宜昌443002)

0 引 言

近年來，一方面國內各大江、河、湖泊淤積嚴重，急需清淤，另一方面由吹填的超軟淤泥土形成的土地迫切地需要加以開發利用，以緩解土地供應或交通壓力日益增長的矛盾。疏浚的湖相吹填土具有高含水率、高孔隙比、低滲透性、高黏粒含量、高壓縮性和超低強度及承載力的特征等特點[1,2]，且在自重下固結需很長時間，此類超軟弱地基的處理已經成為工程建設中重要的一環，其核心技術難題是如何快速、高效、經濟地進行處理加固。

對于此類吹填淤泥場地地基，由于工程條件，砂源等因素的限制，制約了傳統真空預壓法的應用，取而代之的是無砂墊層的真空預壓處理方法[3-8]。該法取消了常規真空預壓法中的水平排水砂墊層，將軟基中的垂直塑料排水板與真空抽氣管直接連接，起到節省砂料、降低費用、縮短加固工期的作用。但此技術處理的土體強度增長有限，地基有效加固深度小，地基承載力仍然較低，其主要原因包括黏粒含量過高導致豎向排水板嚴重淤堵、排水系統內真空度局部損失大、豎向排水體彎曲程度大等。上述原因均降低了排水系統的排水效率，導致無砂墊層真空預壓法加固軟土地基呈現出前期效果明顯、后期疲軟的現象，因此仍需提高改進。

20世紀30年代Casagrande將電滲技術應用于軟土加固中，用以提高土體的抗剪強度與穩定性[1]。主要是利用電滲對于對細顆粒含量大、低水力滲透系數的軟黏土，只需較小的電勢梯度就能產生相對較大的孔隙水滲流的特點。將電滲技術引入到軟土的快速排水固結成為可行的思路。目前，國內外學者為將電滲技術引入到土體加固中進行了廣泛研究，如室內電滲試驗[9-13]、現場電滲試驗[14-17]、數值方法與理論研究[18-26]等，研究內容也包括了極性轉換技術[27,28]、電滲對土體元素及礦物成分的影響[29]、含鹽量對電滲的影響[30]、電動土工合成材料[31-33]，研究對象包括吹填土、污染土[34,35]、堿渣土[36]等。但是，在單純電滲作用下，陽極附近會因為含水率降低土體收縮產生諸多微裂縫，導致界面電阻急劇變大，電能消耗嚴重。一般認為真空預壓-電滲聯合作用下，真空荷載對土體的作用力近似為球應力，對土體向中間擠壓，因此有利于減少微裂縫。電滲-真空預壓復合法在處理軟土地基時有著明顯的優勢，也引起了越來越多研究者的關注，并取得了重要的進展。如沈揚等[14]結合溫州某吹填土地基處理工程，對電滲復合真空覆水預壓技術進行了現場試驗研究，發現電滲復合真空覆水預壓法加固效果好于真空覆水預壓法；吳輝等[22]通過對真空預壓-電滲固結問題的軸對稱概化模型的研究發現真空預壓-電滲聯合作用時地基中將形成更大的負超靜孔壓，達到更好的預壓效果，同時有效地減小地表的差異沉降；高志義等[37]通過真空預壓和真空聯合電滲加固法的室內模型，發現真空聯合電滲加固使土體強度提高2～5倍。

真空預壓法及電滲法具有較強互補性，兩者結合可以達到提高土體處理效果、改善土體處理均勻性的目標。但這些研究并沒有考慮電滲-真空預壓復合時電滲最佳介入時間點問題，可以肯定的是，電滲并非越早介入越好，而過晚介入又達不到更高效排水固結的目的，因此本文在室內開展模擬試驗探究電滲-真空預壓復合作用下，獲得含水率、電流、排水量等參數的變化規律、以期發現電滲的最佳介入時間點，并對電滲-真空預壓復合法的效果進行分析。

1 試驗方法

1.1 試驗土樣

試驗土樣取自鄂州某吹填土場地，該場地采用絞吸式挖泥船進行多點多次吹填，吹填面積約200 萬m2，吹填淤泥土厚度約為3～6 m，如圖1所示，新近吹填河湖相淤泥具有含水率高，壓縮性大，透水性差，初始承載力極低的特點，且靜置數月后仍為流塑狀態。

圖1 鄂州吹填工程場地圖Fig.1 The hydraulic fill project located in Ezhou

該場地內所取的試驗土樣的含水率80%～160%，比重2.6～2.7 g/cm3，天然密度平均值為1.42 g/cm3，最小滲透系數為1.75×10-7cm/s。試驗時，將多處土樣混合并攪拌均勻，攪拌后土樣的顆粒組成為0.075～0.005 mm顆粒占比51.4%，粒徑小于0.005 mm的占46.5%，Al2O3/SiO2比值為0.31，液限69.0%，塑限38.5%，塑性指數30.5。

1.2 試驗裝置

試驗裝置主要為有機玻璃模型筒(高1.0 m，內部直徑0.5 m，厚 0.015 m)，如圖2(a)和圖2(c)所示。將上述土樣的初始含水率調制為160%后呈流塑狀態，初始泥面高度為0.9 m。整個裝置分為電滲系統、排水系統與監測系統。電滲系統由陰陽極(外徑2 cm，壁厚3 mm長度為50 cm的HRB235鋼管)、整流器、導線等組成，其中陰陽極采用梅花形電極布置形式，如圖2(b)所示，陽極位于有機玻璃模型筒中心，陰極緊貼導電塑料排水板布置于有機玻璃模型筒壁附近；排水系統由導電塑料排水板、射流真空泵和多條塑膠管等組成；此外，還設置溫濕度傳感器、孔隙水壓計、天平、電壓電流計等用于監測試驗過程中不同位置含水率、排水量、土體中電流、電壓的動態變化。

1-溫濕度傳感器；2-孔隙水壓力傳感器；3-電極陰極；4-電極陽極；5-塑料排水板。圖2 試驗裝置Fi.2 Test apparatus

1.3 試驗方案

為了比較電滲-真空預壓復合法與單純真空的加固效果及獲得電滲最佳介入時機，采用了3種試驗方案，如表1所示，其中方案A為單獨真空預壓處理，方案B和方案C分別為電滲-真空預壓復合法的持續通電模式和間歇通電模式。

表1 試驗方案表Tab.1

試驗過程中記錄排水量、陰陽極附近含水率、電流、孔隙水壓力等變化量，并在試驗結束后沿深度方向、半徑方向各取三個位置，共計9個位置進行取樣，對9組土樣依次進行微型十字板剪切試驗測試土體強度。

2 試驗結果與分析

2.1 電極與土體表觀變化

在電滲過程中，陽極發生如氧化反應和水解反應：

2H2O→4H++O2↑+4e-

F3-3e-→Fe3+

陰極發生水解反應：

2H2O+2e-→H2↑+2OH-

試驗過程中，真空預壓-電滲復合試驗過程中陽極存在一定腐蝕，試驗結束后對電極進行烘干稱重，陽極損失質量約占試驗前的10%，值得注意的是雖然陽極的損失量能夠反映電化學反應(即電滲法進行的程度)，但陽極損失量包含因為電化學腐蝕而剝落但并未參加反應的鋼塊，因此并不能以陽極損失量定量地推斷電化學反應進行的程度。電滲試驗前后的電極對比如圖3所示。

圖3 電滲前后電極對比Fig.3 Comparision of electrode between before and after electro-osmosis

試驗結束后，對比陰陽電極附近土樣的顏色發現陽極呈紅褐色，陰極呈灰色。這是因為陽極發生電化學反應，Fe3+滲入陽極土體呈現紅褐色[另外產生的Fe3+可以與OH-結合形成Fe(OH)3膠體，使土體變的密實。且Fe3+可以使土體顏色改變，陰陽兩極土體對比如圖4所示]，土體的顏色變化可以反映出電化學反應的離子量多少，從而能夠反映出電化學反應的程度及排水固結的程度。

圖4 陰陽電極土樣對比Fig.4 Comparision of soil at the anode and cathode

2.2 排水量變化特征

固結過程是土體中水分不斷排出的過程，不同的試驗中，排水量隨時間變化如圖5所示。

圖5 排水量時程曲線Fig.5 Time-history curve of drainage

由排水量時程曲線可知：在三組試驗中，固結試驗初始初期，各組排水速率基本相同，A方案的排水量時程曲線曲率較大，且A方案的排水速率下降速度大于連續通電與間歇通電作用下的真空預壓-電滲聯合試驗，最終電滲-真空預壓復合法試驗復合相比單獨真空預壓作用排水量提高了14%。圖5數據還表現為間歇通電模式(方案C)的排水效果要稍弱于連續通電模式(方案B)。但由于間歇通電模式利用的電能更少，因此，其節能效果要強于持續通電模式。排水固結前期主要是自由水的排除，土體的空隙率較大，滲透阻力很小，因此排水板數目與真空度是決定排水速率的主要因素。真空預壓作用一段時間后，排水板附近土體變得致密，真空預壓真空度傳遞受阻，同時，排水板也因土體細顆粒的吸附發生淤堵等問題，降低了真空預壓作用的效率。采用電滲-真空電滲聯合法，電滲作用會使水分由陽極區向陰極匯集，即電滲引起的孔隙水流動方向與真空作用下孔隙水流動方向一致，產生疊加效應，從而提高排水效率。

2.3 含水率變化特征

試驗過程中有機玻璃模型筒中心位置土體的含水率變化與有機玻璃模型筒壁周圍土體的含水率變化分別入圖6(a)和6(b)所示。

圖6 含水率變化曲線Fig.6 Changing curve of water content

從有機玻璃模型筒中心位置土體的含水率變化曲線中[圖6(a)]可以發現三種方案的試驗初期，含水率基本保持一致，而在41h左右時，A方案的含水率明顯高于B方案和C方案，其含水率下降速率也明顯低于B方案和C方案，表明電滲的效果在此開始體現；最終B方案和C方案相比A方案可以使含水率可以多降低15%左右。但有機玻璃模型筒壁周圍土體的含水率變化曲線[圖6(b)]中，雖然含水率依然是A方案最高，但差異遠沒有模型筒中心位置土體的明顯。這是由于陽極布置于中心位置，而陰極布置于模型筒壁，導致電滲作用下，陽極水向陰極補給的緣故。橫向對比圖6(a)和圖6(b)可知：連續通電作用下的真空預壓-電滲聯合試驗中，在41h后，陰陽兩極含水率差別逐漸變大，最終試驗結束時陰極含水率高于陽極含水率5.6%；在間歇通電作用下，真空預壓-電滲聯合試驗，最終陰極含水率高于陽極含水率5%。

2.4 排水速率變化

真空預壓與間歇通電下真空預壓-電滲聯合情況下排水速率如圖7所示。

圖7 排水速率曲線Fig.7 Time-history curve of drainge rate

在試驗41 h前，電滲與電滲-真空預壓復合法排水速率基本相等，說明在含水率較高的情況下，排水主要在真空預壓作用下完成，電滲并不能夠加快排水速率，這是因為在含水率較大的情況下，主要排出的是自由水，真空預壓在自由水較多的情況下排水速率較好，排水板排水速率由真空預壓真空度和排水板的數量決定。當含水率較小時，自由水含量減少，同時因為在真空預壓作用過程中，由于水力作用，排水板附近細小顆粒含量增加，滲透系數降低，單純的真空預壓法排水效率下降，此時介入電滲法能夠明顯提高排水速率。

2.5 電流變化

連續通電與間歇通電作用下的真空預壓-電滲聯合作用下，土體中電流變化如圖8所示。

圖8 電流變化曲線Fig 8 Time-history curve of current

從圖8中可以看出，在試驗開始的前41 h，間歇通電與連續通電電流大小基本相等，這是因為在41 h前排水速率主要由真空預壓決定，電滲法對固結排水作用不大，因此在41 h前，連續通電與間歇通電作用下的真空預壓-電滲聯合作用下土體含水率基本相等，土體電阻差別不大，因此間歇通電與連續通電的電流大小基本沒有差別；而在41 h以后，自由水含量降低，間歇通電的通電時間較短，排水速率略低于連續通電，因此在相同的時刻，間歇通電的含水率高于連續通電，間歇通電的電流強度高于連續通電，這與上文對比單純真空預壓與間歇通電排水速率的結論一致。

2.6 強度變化特征

試驗結束后，將每組試驗的陰極附近、中間位置、陽極附近三個位置沿深度方向分三組進行取樣，并依次進行便攜式十字板剪切試驗，試驗結果如表2所示。

表2 十字板剪切試驗結果Tab.2 Test results of Vane shear tests

對比便攜式十字板剪切試驗結果可知，在上中下三個位置抗剪強度相差不大。在真空預壓處理試驗中，排水板附近的固結效果最佳，十字板剪切試驗值比中心位置土體高20%；在連續通電的真空預壓-電滲聯合試驗中，陰陽兩極的抗剪強度差別較真空預壓較小，陽極抗剪強度高出陰極抗剪強度的15%；間歇通電的真空預壓-電滲聯合試驗過程中，不同位置的抗剪強度分布特性與連續通電的真空預壓-電滲聯合試驗中相似：陽極到陰極的十字板剪切試驗值逐漸減少。連續通電與間歇通電的真空預壓-電滲聯合試驗最終不同位置的抗剪強度值差別不大，平均值基本相等。電滲-真空預壓復合法相比單獨真空預壓法，陽極附近土體抗剪強度提高38%，中間位置土體的抗剪強度提高了13%，陰極附近土樣抗剪強度三組試驗差別不大。

整個試驗組與以往工程實踐數據規律不同，試驗組沿深度方向強度并沒有呈現明顯的差異，這是因為試驗模型較小，在1 m的范圍內真空度不會出現明顯衰減，由裝置底部的空隙水壓力計(維持在81 kPa左右)也可以得出相同結論，根據以往的真空預壓現場試驗真空度沿深度衰減規律來看，在2 m范圍內真空度并沒有明顯衰減，因此本模型試驗中沿深度方向強度變化不大。

3 結 語

通過本文的試驗與分析，可得出以下電滲-真空預壓復合法處理淤泥試驗研究的結論。

(1)電滲-真空預壓復合法試驗相比單獨真空預壓作用排水量提高了14%；含水率從70.1%降低至54.1%左右，但連續通電模式和間歇通電模式相比，排水量和含水率差異均相對較小，總體來看，間歇通電模式的處理效果要稍弱于連續通電模式，但間歇通電模式能耗占優。

(2)電滲-真空預壓復合法相比單獨真空預壓法，陽極附近土體抗剪強度提高38%，兩極中間位置土體的抗剪強度提高了13%，陰極附近土樣抗剪強度三組試驗差別不大。

(3)三種試驗方案的初期，排水量、含水率、排水速率均差別較小，但在試驗進行至41 h附近時，電滲-真空預壓復合法的優勢開始體現，表明電滲作用對于上述土體的最佳介入時間在真空預壓開始作用的41 h左右。

(4)通過上述試驗，建議工程實踐中采用電滲-真空預壓法時的電滲的最佳介入時間為真空預壓持續至41 h左右，并以電滲-真空預壓的間歇通電模式為優選方案。