灘涂地區軟土就地固化技術

沈 政， 陳 龍*， 陳永輝， 曾昭宇， 劉 斌

(1.河海大學， 巖石力學與堤壩工程教育部重點實驗室， 南京 210098； 2.廣東省交通規劃設計研究院， 廣州 510507； 3.深圳市市政工程總公司， 深圳 518000)

隨著沿海地區經濟的發展，道路工程中遇到的灘涂軟土路基越來越多。灘涂區軟土天然含水率高于液限，孔隙比大，壓縮性高，強度極低且常處于流動狀態，導致該種類型路基無法形成穩定的施工平臺，后續工程的推進極其困難。如何有效改善軟土的力學性質，保證其承載力是軟土路基處理的關鍵。目前灘涂地區軟土比較常見的處理方式為排水預壓以及換填。但排水預壓法的處理時間長且處理后承載力不高，難以滿足緊張工期工程的需求。換填法會產生大量廢土，對土壤資源的浪費嚴重，甚至對環境產生破壞，常會選擇使用固化劑等對土體進行固化處理使其能夠達到使用的目的。

目前中國針對軟土的固化技術已經有了一定的研究。謝珂等[1]開展了疏浚淤泥的脫水固化試驗，分別對固化土的含水量、無側限抗壓強度等展開研究，結果表明固化齡期越長、水泥含量越高，固化土的含水率就越低；程福周等[2]研究了水泥、生石灰以及粉煤灰作為固化材料時固化土的無側限抗壓強度以及含水率，發現固化土強度隨齡期的增加而增加，并且給出了相同固化材料下固化淤泥的最佳配比組合；程倫旭等[3]通過響應面實驗給出了灘涂軟土固化早期強度的最優方案，同時建立了模型對此最優配方下的淤泥固化早期強度進行預測；Kolias等[4]用水泥和粉煤灰作為固化劑加固土壤時，認為固化土的強度隨固化劑摻量的增加而增加；賈守福等[5]研究了灘涂軟基原位固化技術的工藝流程；劉佳鈺等[6]對原位固化技術處理的深厚淤泥軟基的沉降變形以及下臥承載力展開分析，通過理論計算以及數值模擬驗證了原位就地固化技術的可行性。以上研究多集中于固化軟土的理論研究，缺乏相關的現場試驗驗證，且研究結果少有涉及固化軟土的承載計算。

為此，提出一種能夠在原位土體上快速形成硬殼層的就地固化技術，并依托廣東牛田洋快速道工程，研究了實際工程中固化軟土含水率、強度及承載力的變化規律，以期為灘涂地區軟土的就地固化技術提供理論依據。

1 工程概況

1.1 工程地質情況

試驗依托廣東牛田洋快速道工程，工程沿線軟土分布廣，主要為淤泥、淤泥質粉質黏土、淤泥質砂層，各土層的物理力學性質指標如表1所示。道路建設范圍內存在大量的魚塘、荷花塘等灘涂路段，給施工造成了較大的困難。

表1 地基土物理力學性質指標

1.2 現場配合比設計

經綜合比較，對于排水板預壓、攪拌樁復合地基路段，就地固化深度取1 m；對于錘擊法施工的管樁復合地基路段，就地固化深度取1.5 m；對于靜壓法施工的管樁復合地基路段，就地固化深度取3 m；對于橋下施工便道采用就地固化的情況，考慮運輸混凝土的罐車重量較重，固化深度采用3 m。固化混合料配比(均為質量比)暫按水泥摻量5%，粉煤灰2%。設計要求28 d靜力觸探錐尖阻力試驗值不小于1 MPa，28 d載荷板承載力130 kPa。通過試驗段明確該配比符合設計要求后，即按照該配合比指導大規模施工。

工程區域范圍內存在含水率不一致的3個試驗段，如表2所示，A段的平均含水率為89.01%，B段的含水率為116.98%，C段的含水率為139.42%，含水率逐漸增加。在試驗中針對該3個試驗段分別采用3%水泥+2%粉煤灰、4%水泥+2%粉煤灰、5%水泥+2%粉煤灰的配比進行現場試驗。每個試驗段中分別選擇1、1.5、3 m的固化深度。將3個試驗段的土體參照表2的配比方案進行室內配比試驗，并測得不同固化土的黏聚力c、內摩擦角φ和重度γ，如表3所示。

表2 試驗段土樣的原狀含水率

表3 固化土物理力學性質指標

1.3 灘涂地區軟土就地固化技術

依托工程途經多處灘涂，通道內軟土分布范圍廣泛，此類軟土路基表面幾乎沒有持力層，施工機械難以進入場地，借助就地固化技術可以快速在路基表面形成硬殼層，為施工機械的通行及后續的工程施工提供穩定的平臺。

就地固化技術是一種使用石灰、水泥、工業廢料以及其他添加劑等固化材料對地基土進行原位改良處理，使其一定深度范圍內的軟土固化形成較高強度的土體，以滿足使用要求的方法[7]。如圖1所示，常規就地固化設備主要包括強力攪拌頭、自動定量供料系統、壓力給料機和挖機組成。在依托工程路段，普通挖機很難行走，極容易陷入泥塘之中，因此該工程中采用浮箱挖機來進行移動和強力攪拌頭動力的輸出，如圖2所示。固化施工時，固化劑為漿劑，水灰比為1∶1，通過強力攪拌頭的噴頭噴射出與土體混合。

圖1 ALLU強力攪拌設備Fig.1 ALLU strong stirring device

圖2 灘涂地區就地固化處理Fig.2 In-situ solidification in tidal flat area

灘涂地區的就地固化包含步驟有：①場地前準備：主要包括路基表面的排水以及表層石塊等雜物的清理；②組裝設備進場：將供料系統及發電設備進行組裝；③原位土就地處理：用石灰粉對固化區域按5 m×6 m的區塊進行劃分，之后通過浮箱挖機驅動強力攪拌頭將固化劑與原位土攪拌混合，同時利用自動定量供料系統控制處理過程中的固化劑用量，最后用攪拌頭再次對整個固化區域松翻的土體表面攪拌；④預壓：攪拌完成后，對表面進行整平，在鋪一層塑料布，用50 cm高的棄土在壓實區域進行預壓，預壓時間為3 d。

2 固化土體含水率變化規律研究

2.1 試驗方法

試驗采用烘干法測量各土樣的含水率。由于試樣均為淤泥土，有機質含量大于5%，為防止有機質分解產生額外的水，對實驗結果造成影響，烘干時溫度設定為70 ℃，烘干時間13 h。取土時間均為午后3～4 h，試驗時取各區域土樣的平均含水率作為該區域含水率的值。

2.2 試驗結果分析

2.2.1 不同深度固化土含水率變化情況

在試驗A段取土進行含水率試驗，用洛陽鏟在選定位置取地下20、50、80 cm深度處土樣，分別測其平均含水率。固化施工3 d、7 d后，在原取土位置半徑0.5 m范圍內重復上述取土過程，進行測含水率試驗，其試驗結果如圖3所示。由圖3可知，固化3 d后土樣含水率顯著降低，20 cm深度處的含水率由80.98%降低至56.85%，50 cm深度處含水率由52.16%降低至33.93%，80 cm深度處含水率由56.11%降低至43.72%。其后隨著固化時間的增加，含水率降低較少，與3 d時間含水率變化量相比，20 cm 深度處3～7 d的含水率變化量由24.13%降低至1.92%，50 cm深度處含水率變化量由18.23%降低至2.41%，80 cm深度處含水率變化量由12.39%降低至2.26%。結果表明，土體固化過程中前3 d的含水率降低最明顯，但隨著時間的延長其降低幅度逐漸變小。

圖3 不同深度處土壤含水率變化Fig.3 Changes of soil water content at different depths

2.2.2 不同時間固化土含水率變化情況

在不同固化齡期的試驗B段20 cm深度處取土進行含水率試驗，固化后3、7、10、14、20、28 d的固化土含水率變化規律如圖4所示。從圖4可以看出，固化3 d后的土體含水率由115.14%降低至61.67%，固化土的含水量變化量3 d時為53.47%，7 d時為3.43%，10 d時為-0.31%，14 d時為1.22%，20 d時為5.52%，28 d時為0.49%。隨著時間的延長，水泥的水化速度逐漸變慢，水化反應消耗的水也逐漸減少，固化土的含水率變化量逐漸減小。固化3 d后地基土的含水率顯著降低，這是由于水泥的水化反應消耗了土壤中大量的水分。固化20 d后，水泥的水化反應基本結束，固化土含水率基本不變。

圖4 不同齡期固化土含水率隨時間變化規律Fig.4 Regulation of moisture content of solidified soil at different ages changing with time

2.2.3 固化劑配比對固化土含水率的影響

在試驗段A(3%水泥+2%粉煤灰)、B(4%水泥+2%粉煤灰)、C(5%水泥+2%粉煤灰)3區域分別取土，控制固化時間為14 d，取土深度為20 cm，每個區域取土3組，測其平均含水率。土壤固化14 d后不同固化劑配比下的土壤含水率如圖5所示，固化劑中水泥含量越高，固化后土壤的含水率越低。原因在于固化土中水泥含量越多，水化反應越充分，水化反應消耗的水就更多。

圖5 固化14 d不同配比固化劑對土壤含水率的影響Fig.5 Effect of curing agent with different ratio on soil moisture content after 14 days of curing

3 靜力觸探試驗

工程采用履帶式靜力觸探車進行靜力觸探試驗。由于靜力觸探試驗的貫入速率較快，因此可以作為測量地基土不排水抗剪強度的一種方法。經過大量試驗和研究，探頭錐尖阻力與土壤的不排水抗剪強度呈現確定的函數關系，因而可以用靜力觸探試驗的錐尖阻力來表征地基土不排水抗剪強度。分別對A(3%水泥+2%粉煤灰)、B(4%水泥+2%粉煤灰)、C(5%水泥+2%粉煤灰)3個試驗段的固化土進行靜力觸探試驗。根據設計要求，當14 d靜力觸探錐尖阻力試驗值不小于0.8 MPa或28 d錐尖阻力試驗值不小于1 MPa時認為地基土的強度符合要求。取固化28 d靜力觸探錐尖阻力試驗值不小于1 MPa作為強度指標，其試驗結果如圖6所示，固化劑配比為3%水泥+2%粉煤灰(試驗A段)且固化深度為1 m時土樣的強度不符合要求，其他配比的固化土基本都能滿足要求，因而在適當的配合比以及處理深度下，就地固化技術處理的灘涂軟土符合強度要求。此外，地下3 m的土層的密實度大于其上土層的密實度，其測出的強度普遍更大。當固化劑配比為5%水泥+2%粉煤灰(試驗C段)時，強度突變嚴重，部分點位上部土層強度遠大于下部土層強度，主要原因是固化時攪拌不均勻，導致上部土層固化漿劑含量更高，從而測出的強度更大。

圖6 28 d各試驗段靜力觸探結果Fig.6 Static contact result of each test section of 28 days

為了比較相同固化深度，相同固化時間，不同配合比條件下固化土強度的差異，在A、B、C試驗段固化時間為28 d時開展試驗，繪制不同配合比條件下的錐尖阻力圖如圖7所示，在固化深度，固化時間相同的條件下，固化土中水泥含量越高，固化土的強度越大，這與Kolias等[4]用水泥和粉煤灰作為固化劑加固土壤時得出的結論一致。其次，固化漿劑拌和的均勻程度對固化土強度影響明顯，當固化深度為1 m時，隨著固化劑中水泥摻量的增加，固化土的強度增加顯著，當固化深度為1.5 m及3 m時，固化土強度增長隨水泥摻量增加變化不大。這是因為固化深度較淺時，施工拌和比較容易，漿劑與土壤的拌和均勻度高，強度增長就顯著，固化深度高時，難以充分拌和，均勻度不高，強度增長不明顯。

圖7 28 d相同試驗深度下不同配合比固化土錐尖阻力Fig.7 Cone tip resistance of solidified soil with different mix ratios at the same test depth for 28 days

為了比較同種配合比，相同固化深度的情況下，固化土強度隨時間的變化，在A、B、C試驗段固化土各取一點，繪制錐尖阻力與固化時間的關系曲線(圖8)。由圖8可知，隨著固化后時間的變長，固化土強度逐漸增加，但仍存在強度突變的情況，且部分點位強度達不到設計要求。主要原因在于取土位置的偏差，這也反映出同一深度處固化土強度差異明顯，固化時固化漿劑的含量差異明顯。試驗中絕大多數點位強度都能達到要求，甚至強度偏高，這說明就地固化技術改良軟土的效果顯著，但受限于拌和均勻程度的影響，使得土體強度分布稍顯復雜。

圖8 不同試驗段錐尖阻力隨固化天數變化Fig.8 The variation of cone tip resistance in different test sections with curing days

4 固化土承載特性研究

4.1 靜載荷試驗結果分析

本工程采用靜載荷試驗法測量固化土的承載力。試驗時采用面積為1 m2的方形鋼板作為承壓板，最大試驗荷載(即壓強)為260 kN(部分點位最大荷載為480 kN)，分8級加載，每150 min加一級，以確保荷載沉降的穩定。根據荷載(P)和相應的沉降(s)繪制修正的P-s曲線，在修正的P-s曲線上取s/b′=0.015(b′為承壓板寬度，本次試驗為1 m，即沉降量為15 mm對應的荷載)相對應的荷載作為地基土的承載力特征值，且其值不大于最大加載量的1/2。根據設計要求，28 d載荷板承載力特征值為130 kPa時符合要求，試驗得到的各測點承載力特征值如表4所示，破壞點位的P-s曲線如圖9所示。

圖9 不同測點在A段固化1、1.5 m的P-s曲線Fig.9 The P-s curves of 1，1.5 m were solidified at different measuring points in section A

由表4可知，試驗A段，固化深度為1 m時，均不符合承載力要求，固化深處1.5 m處，一處點位不符合承載力要求，考慮施工、土層性質復雜等因素，認為試驗A段固化1.5 m時承載力能夠達到試驗要求。其余試驗段在不同固化深度下承載力均能滿足要求，可見本工程采用固化劑配比：5%水泥+2%粉煤灰，足夠滿足地基承載力需求。

表4 載荷試驗得出的各測點承載力特征值

4.2 固化土的極限承載力預測

由于靜載荷試驗中荷載未能做到極限值，為了更好了解固化土的承載能力，采用Origin軟件的指數曲線模型[8]來預測固化土的極限承載力。擬合方程為

P=P0-ae-s/b

(1)

式(1)中：P0為固化土所能承受的最大荷載，kN；a、b為模型參數；P為荷載，kN。采用該模型對已有數據進行擬合，得出的相關系數的平方R2均能達到0.99，因而采用該模型擬合固化土的P-s曲線是合理的。

最大曲率點是指數函數上的特征點。趙春風等[9]用最大曲率點的坐標值來預估極限承載力，發現極限承載力的預測值與實測值的誤差僅為2.9%，因而可以采用這一特征點來預估地基極限承載力。取擬合曲線上最大曲率點對應的函數值作為固化土的極限承載力。曲率公式為

(2)

對式(1)進行求導并代入式(2)可得

(3)

求曲率k的最大值，得到的最大曲率點的荷載為

(4)

繪制各試驗點極限承載力預測值如圖10所示。固化28 d后，試驗A段固化1 m處的5個試驗點及固化1.5 m處的一個試驗點極限承載力明顯低于其他試驗點，這與載荷試驗得到的結論相一致，即3%水泥+2%粉煤灰的配比下，固化深度為1 m時，無法滿足設計要求。其次，其余試驗點由于固化施工時固化漿劑拌和均勻程度的差異，相同試驗段相同固化深度下，預測的極限承載力相差較大，存在承載力突變的情況，但承載力仍然符合設計要求。考慮到這一情況，設計配合比時，應稍微提高固化劑中的水泥含量，避免因施工攪拌不足導致承載力不符合要求。將各試驗段不同固化深度的試驗點極限承載力取平均值，得到各試驗段不同固化深度下的極限承載力預測值(表5)。

圖10 各試驗點極限承載力預測值Fig.10 The predicted ultimate bearing capacity of each test point

表5 各試驗段不同固化深度極限承載力預測值

由表5可知，各試驗段的極限承載力總體表現為固化深度越深，承載力越大。但部分數據并未呈現為水泥含量越高，承載力越大的規律，排除施工的因素，主要原因在于各試驗段初始含水率的差異。本次試驗中，試驗C段初始含水率為139.42%，遠高于試驗B段的116.98%，因而試驗C段即使固化劑中水泥含量更高，但相同固化深度下其承載力依然可能小于試驗B段，這與文獻[1]提出的固化淤泥的強度隨初始含水率的增加呈乘冪形式降低相符合。

4.3 固化土承載力計算方法研究

采用規范方法對承載力進行計算校核，確定就地固化硬殼層表面承載力的計算是合理的。規范方法主要內容如下：根據《建筑地基基礎設計規范》(GB 50007—2011)[10]，根據土的抗剪強度指標確定固化層表面承載力特征值，其表達式為

fsk=Mbγbw+Mdγmd+Mcck

(5)

式(5)中：Mb、Md、Mc為承載力系數，是φ的函數；γ為基礎底面以下土的重度，kN/m3，地下水位以下取浮重度；γm為基礎底面以上土的加權平均重度，kN/m3，地下水位以下取浮重度；bw為固化土層底面寬度，m。當bw<3 m時取bw=3 m計算，但當bw>6 m時只取bw=6 m計算；d為固化土層深度，m；ck、φk分別為基礎下二倍固化深度范圍內土壤黏聚力加權平均值及內摩擦角的加權平均值。

根據規范算得各試驗段各點承載力如表6所示。取表5中擬合的極限承載力的1/2作為固化土承載力特征值，對比表6可知：當固化劑配比為3%水泥+2%粉煤灰時，通過規范計算的承載力大于擬合得出的承載力，誤差分別為52.78%、26.11%及12.26%，但隨著固化深度的增大，誤差逐漸減小。當固化劑中水泥含量大于3%時，通過規范計算的承載力小于擬合得出的承載力，4%水泥+2%粉煤灰配比下的誤差分別為18.32%、12.3%、21.75%；5%水泥+2%粉煤灰配比下的誤差分別為21.8%、22.96%、5.36%。因而，當固化劑中水泥含量大于3%時，通過規范計算的固化地基承載力偏小，具有足夠的安全儲備[11-15]，且考慮到固化施工后土體的強度差異以及灘涂地區復雜的地質條件，采用規范法校核固化地基的承載力是合理的[16-18]。

表6 規范計算的試驗段不同固化深度的地基承載力

5 結論

(1)針對工程中地基含水率高，承載力低，幾乎沒有持力層的情況，提出了采用浮式挖掘機進行灘涂地區固化的軟土地基處理技術，形成了灘涂地區快速形成道路應用技術研究。

(2)固化土的含水率在3 d內顯著降低，3 d后含水率變化幅度逐漸變小，20 d后固化土含水率基本不變，水泥水化反應基本結束，固化土土體強度趨于穩定。

(3)固化劑中水泥含量越高，固化土的含水率就越低，測出的錐尖阻力也更大。適當增加固化劑中的水泥含量能夠有效降低土壤的含水率，提高土壤強度。

(4)采用指數曲線模型擬合了靜載荷試驗測試結果并將其與規范計算方法進行對比。當固化劑中水泥含量大于3%時，規范計算方法具有合理性。

(5)對于3%水泥+2%粉煤灰的配合比路段，固化深度為1 m時不能滿足承載力要求。建議工程中采用5%水泥+2%粉煤灰的固化劑配合比方案進行土體固化。