下貫能耗監測分析用于揭示水下DCM 施工中土層變化的方法研究及驗證

滕超，何麗平

（1.中交四航工程研究院有限公司，廣東 廣州 510230；2.中交交通基礎工程環保與安全重點實驗室，廣東 廣州 510230；3.南方海洋科學與工程廣東省實驗室（珠海），廣東 珠海 519082）

0 引言

1987 年，在天津港東突堤南側碼頭工程[1]，國內首次利用DCM 法加固水下軟基，租用日本船舶施工，在后續20 余年間國內鮮有應用。2016年，在香港機場第三跑道項目[2]，國內首次使用自主研發的國產施工船舶，大規模應用DCM 法加固水下軟基。2018 年，在深中通道項目[3]，使用自主研發的國產水下DCM 施工船舶加固沉管地基，均取得了良好的加固效果。

鄒春曉等[4]指出，隨著海上工程對環保、防滲、工后沉降的要求不斷提高，以及國內重大工程項目的成功應用，DCM 法加固水下軟基具有非常光明的前景。張連昊等[5]提出DCM 船施工質量實時自動檢測系統，對整個施工階段進行實時自動檢測，可以有效防止操作人員錄入錯誤施工數據，還可以在施工結束后對記錄的數據進行全面分析校對，確保施工質量。萬瑜等[6]提出了使用水泥攪拌樁下貫過程中的電流值對土層進行劃分，再調整施工工藝參數，可有效保證成樁質量，并節約水泥用量。滕超等[7]提出使用實際記錄的水下DCM 施工數據，結合檢測結果和勘察資料，可以建立勘察—施工—檢測的關聯數據，通過相關性分析，可找到影響不同深度和不同土層類型成樁質量的主要施工工藝參數及其控制范圍。

由于我國大規模水下DCM 工程項目應用時間較短，項目少，相關研究較少。水下軟土地層分布復雜，地層變化較大，但工程勘察孔數量有限，必然存在一定量的施工樁與勘察孔地層分布不一致的情況。而水下DCM 施工工藝參數的選擇跟土層類型密切相關，當實際施工樁的土層分布與勘察孔土層分布不一致時，就會導致工藝參數與土層性質不匹配，出現工藝參數設置保守造成材料浪費，或工藝參數設置不足，導致成樁質量有一定風險。萬瑜等[6]提出使用下貫過程中的電流值對土層進行劃分，并根據實際的劃分情況調整參數，可以有效避免工藝參數與土層類型不匹配的情況，進而節省水泥用量。但是，電流值不僅與土層性質有關，還與下貫速度密切相關。本文結合香港三跑機場水下DCM 勘察孔及臨近勘察孔的施工樁原始施工數據，利用單位進尺的能耗作為土層識別指導，能有效提高土層劃分的準確性。

1 工程概況

香港三跑是在現有機場以北填海約650 hm2，采用深層水泥攪拌法等原位加固措施加固大約300 hm2的海床。水下DCM 處理包括C4 區及C1、C2、C5 護岸區等造陸海域，見圖1。深層水泥攪拌樁（DCM）總加固量約200 萬m3，樁長在5.0～29.0 m，截面為4 軸梅花形，面積4.63 m2。

圖1 香港三跑施工平面布置圖Fig.1 Layout plan of construction site for Hongkong International Airport third runway project

香港三跑水下DCM 加固區域主要包括污染淤泥土、海相淤泥和沖積土，見圖2。

污染淤泥土：是從1992 年底被作為香港疏浚填土工程中產生的大量污染淤泥的卸置場地。污染土淤泥的厚度在海床面以下10～30 m，天然含水率40%～60%，接近其液限；塑限20%～40%，塑性指數14～30；細粒含量高達80%～90%，其余為粉細砂、砂礫等，有機質含量小于3%。

海相淤泥：海相淤泥為自然形成的原狀海洋沉積物，主要由粉質黏土構成，含有少量細沙及貝殼類物質，厚度約10～35 m。其天然含水率在40%～60%；塑限20%～40%，塑性指數15～30。海相淤泥土細粒含量高達80%～95%，其余為粉質黏土、砂礫等，土體的有機質含量小于3%。

沖積土層：位于海相淤泥土層下部，土層材料包括砂、礫石、黏土，主要為硬塑黏土、壓縮性較小。

本文所分析的原始施工數據來自“四航固基”號專業施工船，見圖3。該船長72.75 m，寬30 m，樁架高55 m，吃水2.9 m，儲備最大處理深度約為甲板以下44.3 m，具備3 個處理機，單個處理機處理面積4.63 m2，在風力≤6 級，水流速度≤2 m/s，波浪≤1.0 m 時能安全作業。

該船舶每套DCM 系統配置一套施工管理系統，見圖4，對起重絞車、DCM 處理機、輸漿泵等作業設備由施工管理系統集中控制，每5 s 記錄1 次原始數據，數據包括攪拌頭高程、處理機電流、下貫速度、鉆速、噴水流量等。

2 理論分析

巖土工程勘察有多種土層識別的檢測手段，其中十字板剪切是應用較廣的一種現場檢測方法，測試飽和軟黏性土不排水抗剪強度和靈敏度，通過該參數的測試，可劃分軟黏性土的類別。水下DCM 加固地基加固的土層主要是飽和軟黏性土，攪拌葉片豎向投影后可簡化為十字板，攪拌過程與十字板剪切破壞土體的過程類似。

因此，在不考慮下貫時可以將水下DCM 下貫攪拌的過程簡化類比作十字板剪切試驗過程，見圖5，圖中D 為葉片旋轉的直徑，H 為葉片旋轉的豎向投影高度。

圖5 十字板剪切與水下DCM 攪拌對比示意圖Fig.5 Schematic comparison of crossboard shearing and underwater DCM mixing

攪拌頭不下貫與土體相互攪拌切割，其受力與十字板剪切試驗相似，計算不下貫時的扭矩，取單層攪拌葉片分析，見圖6。

圖6 攪拌頭葉片示意圖Fig.6 Illustration of mixer head blades

扭矩分為兩部分，葉片旋轉一周后，一部分用于克服側面形成圓柱面的土體抗剪強度M1，一部分用于克服頂面和底面形成環形的土體抗剪強度M2。

式中：M1為克服圓柱面土體抗剪強度所需力矩，N·m；cu為土體抗剪強度，kPa；d 為鉆桿直徑，m；l 為葉片長度，m；B 為葉片寬，m；θ 為葉片傾角，（°）；M2為克服頂面和底面土體抗剪強度所需力矩，N·m；M0為未下貫時克服土體抗剪強度的總力矩，N·m。

在考慮下貫時，攪拌頭螺旋下貫時葉片剪切的土體由環形柱體，變為螺旋形柱體。但其與土體相互作用的表面積（側面積以及上、下底面積）均未發生改變，見圖7，從剪切土層投影面積來看不會對剪切、破壞土體的扭矩產生影響。

圖7 未下貫和下貫時葉片掃掠結果對比圖Fig.7 Comparison diagram of blade sweeping results during downflow and non-downflow conditions

在未下貫時，以十字板剪切原理為基礎進行推導，其中底層葉片以原狀土的抗剪強度為計算指標，但僅限于旋轉第1 圈，實際上在攪拌樁旋轉第2 圈以后土樣均為擾動土樣，此時應考慮土體的靈敏度。當下貫時，底層葉片破壞的土體中，底部為原狀土，上部為擾動土，見圖8。

式中：h2為底層葉片攪拌原狀土厚度，m；n 為轉速，r/min；V 為下貫速度，m/min；h1為底層葉片攪拌擾動土厚度，m；M 為下貫時攪拌頭的扭矩，N·m；St為土體靈敏度。

由于本文研究分析的攪拌頭的結構形式是相同的，在不同土層中并未發生變化，因此攪拌頭扭矩與土體的抗剪強度成正比。由于水泥攪拌樁施工下貫過程中輸入功率可由電流值及電壓實時計算，輸出功率等于輸入功率，輸出功率主要用于電機發熱和對外做功，對外做功主要用于鉆桿轉動、克服摩擦以及切割、破壞土體。

式中：P 為功率；t 為時間；W1為處理機發熱能耗；W2為處理機對外做功；W3為鉆桿轉動所需動能部分的能耗；W4為鉆桿器摩擦部分的能耗；W5為攪拌頭對土做的功。

施工過程中電壓恒定，并實時記錄電流值，可通過施工過程中記錄的電流值求得輸入功Pt。下貫過程中轉速控制不變，鉆桿的摩擦力變化不大，處理機溫度變化不大，因此，單位時間內發熱、鉆桿動能、摩擦損耗可為常數處理，暫定為P1。取單位深度hλ的土體作為分析步長，在穿過該深度土體的過程中攪拌頭對土做功可以通過式（9）計算：

式中：It=h為在高程為h 時的電流值；It=h0為單位統計段起始時刻的電流值；It=h0+hλ為終止時刻的電流值；U 為電壓；tλ為施工原始記錄的時間間隔（本次使用的原始數據記錄時間間隔為5 s）；v 為下貫速度。

由于下貫過程中轉速恒定，電機輸出功耗與損耗功率和攪拌軸的扭矩密切相關，而損耗功率可簡化為定值。因此對于同一根樁，通過統計下貫不同單位深度土層的輸出功耗，直接反映了該段土層的抗剪強度，可作為劃分土層類別依據。

由于施工時必然已有勘察資料，項目范圍內土的種類是明確的，因此在進行土層劃分時，只需要明確土層在何處分層即可，無需確定土層的具體力學指標。

3 應用研究及驗證

攪拌頭的運動主要受處理機和起重絞車兩套獨立的動力系統控制，起重機主要控制攪拌頭升降，處理機主要控制攪拌頭旋轉，本文主要研究的是攪拌頭旋轉受土層阻力的影響，因此只考慮處理機電機的能耗。為驗證能耗和電流對土層劃分的有效性，結合現場實際施工情況，取離勘察孔位最近的DCM 施工樁下貫階段電流、噴水量與勘察孔土層劃分進行對比分析，施工樁與勘察孔坐標如表1 所示，施工樁L16-051 距離勘察孔P283-DH023 僅2.0 m，施工樁LB28-081 距離勘察孔P283-DH012 僅1.8 m，可認為該施工樁的土層分層與勘察孔的土層分布一致。

表1 勘察孔與臨近DCM 施工樁位置對比表Table 1 Comparison table of survey hole locations and adjacent DCM construction piles

勘察孔P283-DH023 和P283-DH012 的各土層的描述及層頂標高，見表2。其中P283-DH023揭示的施工樁長范圍內主要有淤泥、淤泥質土和砂質粉土，P283-DH012 揭示的施工樁長范圍內主要有淤泥、淤泥質土和粉質黏土。

表2 勘察孔土層描述及層頂標高表Table 2 Table of soil layer description and top elevation of survey holes

根據施工樁L16-051 和LB28-081 的原始施工數據，統計每0.2 m 范圍內的平均電流和能耗，并與各自臨近勘察孔揭示的地層分布對比見圖9和圖10。

圖9 施工樁LB28-081 每0.2 m 能耗和電流與土層對比圖Fig.9 Comparison graph of energy consumption and current at every 0.2 m with soil layer of construction pile LB28-081

圖10 施工樁L16—051 每0.2 m 能耗和電流與土層對比圖Fig.10 Comparison graph of energy consumption and current at every 0.2 m with soil layer of construction pile L16-051

根據電流和能耗與實際勘察孔揭示的土層劃分對比可知：

1）無論是電流還是能耗，在不同土層的界面處都出現了明顯的波動；

2）在同一種土層中能耗比電流穩定，例如，施工樁LB28-081 的淤泥層中，在-7.5 m 處平均電流出現突變，從97～103 A 降到76～82 A，而能耗依然穩定在0.41～0.62 kW·h，因此采用能耗進行土層劃分相對于用電流更穩定、有效；

3）施工樁L16-051 在13.0 m 處電流明顯降低，同時能耗明顯增大，經對原始數據分析，主要原因是在該深度的下貫速度由1.0 m/min 下降到0.5 m/min，導致電流減小，同時下貫速度降低，通過同一深度范圍所需時間增大，導致能耗提升；

4）攪拌頭貫入新土層的過程是循序漸進的，但從對比數據圖可知，下貫階段的單位進尺能耗足以確定土層在何處分界，中間循序漸進的變化并不是確定分層界面所必須要解決的問題。

結合以上研究成果，利用單位進尺能耗，選取一個斷面對每根施工樁的地層進行重新劃分，在正常情況下，由于該區域僅1 個勘察孔，通常認為該斷面處的地層分布與之一致，見圖11。

圖11 根據勘察孔預測土層分布情況Fig.11 Prediction of soil layers distribution based on survey holes

但通過統計各樁原始數據對每根施工樁進行土層劃分后，其地層分布見圖12。

圖12 根據能耗識別土層分布情況Fig.12 Identification of soil layers distribution based on energy consumption

將圖11 與圖12 重疊后可發現，灰色區域為根據實際施工數據及能耗劃分土層與預估的土層分布不一致，見圖13。經統計，對于該斷面，識別土層與預測土層不一致的加固方量占總加固方量的15.8%。

圖13 識別土層與預測土層不一致的區域Fig.13 Inconsistent areas of identified soil layers and predicted soil layers

當實際土層與預測土層不一致時，通常意味著對于該部分土層施工參數冗余（導致浪費）或不足（成樁質量有風險）。對于該斷面，在底部加固范圍內識別土層與預測土層不一致的加固方量占54.2%。

4 結語

本文基于香港三跑臨近勘察孔的施工樁實際下貫參數，統計了單位進尺下在不同深度的能耗和電流，經對比得到主要結論如下：

1）水下DCM 施工下貫過程的原始數據統計單位進尺的能耗，可以作為土層識別的重要指標；

2）通過水下DCM 施工下貫的能耗劃分土層，其準確性相對于通過電流劃分土層更穩定、可靠；

3）對于該施工船舶處理香港機場的土層時，通過能耗對選取的分析斷面的施工樁進行土層劃分后，識別土層與預測土層不一致的加固方量占總加固方量的15.8%，識別土層與預測土層不一致的加固方量占底部加固方量的54.2%。

雖然本文研究提出的下貫能耗指標相對于傳統的電流指標更能穩定、可靠地指導識別土層類型，但仍需進一步深入研究及完善。這主要是因為水下DCM 施工下貫過程中，下貫深度較大時，為了防治土體壓入出漿口導致管道堵塞，通常需要噴水，在處理機電流較大時會加大噴水流量，而噴水會軟化土體，降低土層的抗剪強度，本文并未分析噴水量對土層識別的影響。后續將深入研究噴水量的影響，進一步提高土層識別的準確性和可靠性。