软土地基预压加固处理后抗剪强度指标分析

黄 朝 煊

(浙江省水利水电勘测设计院，浙江 杭州 310002)

0 引 言

浙江沿海滩涂区分布有深厚海相淤泥，淤泥具有孔隙率大、压缩模量大、抗剪强度低以及承载力低等特点，在淤泥滩涂上修建堤防建筑物，需对淤泥地基进行排水固结加固处理，以提高其地基承载力，保证海堤等建筑物稳定安全。

软土地基加固法一般常用有堆载预压和真空预压加固两种方式，真空预压加固软土地基法由瑞典岩土专家W.Kjellman[1]于20世纪50年代首先提出，并在小范围内进行现场试验验证，其加固效果较好；国内最先于1957年由哈尔滨军事工程学院进行真空预压加固地基试验性研究，岑仰润[2]对真空预压进行了深入的试验和理论总结。由于软土地基排水固结后，土体颗粒发生错位重新排列，从而使得土体颗粒之间更加密实，其土体抗剪强度指标均有较大改善。

林孔锱[3]对海堤淤泥地基土排水固结后抗剪强度增长进行了计算分析，并应用于海堤整体滑动稳定计算中；杨嵘昌[4]、汪洪星等[5]对饱和软黏土固结后抗剪强度指标进行了探讨分析，认为软土固结后抗剪强度指标的内摩擦角随固结度的增加而增加；齐永正等[6]、徐宏等[7]分别基于有效应力理论对真空预压加固软土地基后抗剪强度增加进行了验证分析；闫澍旺等[8]对淤泥软土排水固结后地基承载力增长进行了分析验证。

根据实际工程设计经验，浙江省滩涂淤泥土地基排水固结后，地基土抗剪强度指标(凝聚力和内摩擦角)一般均有较大提高，与杨嵘昌[4]、汪洪星等[5]中正常固结下饱和黏性土的研究结论之间存在一定差异，作者认为这与浙江省沿海滩涂地区淤泥土的前期固结历史有一定关系，因此，本文基于土力学理论，对超固结淤泥质地基土固结后抗剪强度指标影响变化关系进行了探讨分析，并通过某工程地基加固处理现场试验进行对比验证分析，为相关地基处理提供技术参考。

1 软土地基排水固结处理案例

1.1 项目概况

某工程防洪标准为50 a一遇，近期防潮标准为10 a一遇，工程等别为Ⅲ等，主要建筑物西河堤及排涝闸均为3级建筑物，水闸围堰设计挡潮标准为非汛期5 a一遇；其中软基水闸闸外海侧50 a一遇设计高潮位5.23 m，内河侧常水位2.50 m，闸室孔口净宽42 m(7孔×6 m)，设计排涝流量498 m3/s，闸底坎高程为-2.0 m，水闸包括闸室箱涵、闸室两侧空箱、交通桥空箱、上下游空箱式翼墙结构以及上下游消能结构，其中除上下游消能结构外，其余结构基础均采用C30混凝土钻孔灌注桩处理。

水闸地基土层主要为Ⅲ0层淤泥、Ⅲ1层淤泥夹砂、Ⅲsis层细砂、Ⅲ2层淤泥质黏土、Ⅳ1层淤泥质黏土粉土、Ⅳsis层粉砂和Ⅴ层黏土组成。闸基土层Ⅲ0层淤泥、Ⅲ1层淤泥夹砂、Ⅲ2层淤泥质黏土、Ⅳ1层淤泥质黏土夹粉土均为高含水量、高压缩性、高灵敏度、低强度的软土，工程地质条件差。具体土层物理力学参数见表1。

为了改善软土地基承载力，优化桩基布置，并减小水闸打桩后与两侧海堤之间差异沉降，对闸室范围及前后左右结构基础进行真空联合堆载预压处理，其中真空预压断面见图1所示。

表1 真空预压现场实验区地质参数统计表

图1 真空联合堆载预压布置简图

1.2 预压加载方案

施工顺序：地基处理前地基土钻孔取样分析检测→ 分区地基处理→地基处理后钻孔取样分析检测。真空预压时间4个月，真空预压1个月后左右岸开始联合堆载预压，第一层堆载控制为0.5 m，采用黏土或细粒土人工摊铺，第二、三层堆载控制为1.5 m，采用抛石或山皮土，第一、二层堆荷加载间歇时间为0.5个月，第二、三层堆荷加载间歇时间为1个月。当真空预压恒载满足下列标准后可停泵卸载： ①连续10天观测的沉降速率小于1 mm/d； ②固结度大于80%。

1.3 孔隙水压力

随着膜下真空压力的上升，孔隙水压力均有一定程度的消散，当膜下真空压力下降时，孔隙水压力出现反弹现象，土层孔隙水压力的消散程度与膜下真空度保持了较好的相关性；土层孔隙水压力消散主要集中-15 m高程以上，最大累计消散值在40.2～57.8 kPa之间，且沿深度方向呈现明显递减趋势。处理区孔隙水压力消散过程线分别见图2。

1.4 地表沉降

抽真空初期，由于膜下真空压力较低，地基沉降发展缓慢；密封沟处理后随着膜下真空压力的上升，沉降速率也随之增大，最大沉降速率达15 mm/d；之后受停泵密封墙施工影响，膜下真空压力迅速下降，地表沉降出现反弹现象；随着密封墙施工完成，膜下真空压力增加，沉降速率随之增大。处理区沉降速率在2.5～4.5 mm/d之间，累计沉降479 mm，处理区地表沉降过程线见图3。

图3 处理区地表沉降变化过程线

1.5 地基土处理前后物理力学检测对比

在地基处理前后，分别钻孔取芯、静力触探、十字板等检测地基土物理力学指标，土样进行常规土工试验及三轴试验，对比土体力学指标的变化情况。预压前后土体物理力学指标前后变化情况见表2。

表2 真空预压前后物理力学指标对比表

通过表2可知，淤泥质软土经过真空联合堆载预压，地基土的含水率、孔隙比等指标均有所减小，淤泥质土颗粒之间更加密实，土体压缩模量得以提高，土体抗剪强度指标均有所增大，其中III1层淤泥土抗剪强度指标c、φ分别由固结前的c=2.0 kPa、φ=1.7°提高至固结后的c=10.0 kPa、φ=8.9°，提高了近4倍左右；Ⅲ2层淤泥质黏土抗剪强度指标c、φ分别由固结前的c=5.5 kPa、φ=4.7°提高至固结后的c=6.3 kPa、φ=6.6°，土体抗剪强度指标均有增长。

此外，通过浅层载荷板试验检测分析，地基承载力由处理区的23.3 kPa提高至处理后的76.7 kPa，地基承载力得到明显提高。

图4 固结前后现场十字板剪切试验结果

2 淤泥质土固结后抗剪强度指标分析

2.1 现有抗剪强度增长计算理论

文献[9]中对于饱和黏性土预压后抗剪强度建议计算式为：

τft=η(τf0+Δτfc)

(1)

式中：τf0为前级荷载下淤泥质地基土抗剪强度，kPa；Δτfc为本级荷载预压后淤泥质地基土抗剪强度增加值，kPa；η为淤泥质地基土抗剪强度折减系数，一般考虑到淤泥质土的灵敏性，即扰动后强度折减的影响，依据文献[9]可知η取值为0.7～1.0。

其中预压后地基土抗剪强度增量按以下公式计算：

正常固结土：

Δτfc=ΔσzUttanφcu

(2)

欠固结土：

Δτfc=(Δσz+u0)Uttanφcu

(3)

超固结土：

Δτfc=(Δσz-P0-σa)Uttanφcu

(4)

式中：Δσz为预压荷载引起的该点处的竖向附加应力，kPa；Ut为t时刻淤泥质土的固结度；φcu为三轴固结不排水试验推求的土体内摩擦角，(°)；u0为淤泥质土自重作用下计算点处的孔隙水压力，kPa；P0为超固结土前期固结压力，kpa；σa为超固结土现有自重应力，kPa。

值得说明的是，文献[9]虽然给出了正常固结土、欠固结土以及超固结土预压后的抗剪强度增加计算式，但未给出预压后土体相应的抗剪强度指标c、φ的计算式。

基于此，文献[4] 杨嵘昌[4]基于应力路径法，推求出了正常固结黏土在任意固结度下黏性土抗剪强度指标随固结度之间关系式：

(5)

(6)

式中：σc为黏性土自然状态固结时的围压；Ui为固结度，固结度可根据本文计算理论给出；ci、φi为相应于固结度Ui时刻的黏性土不排水抗剪强度总应力指标黏聚力和内摩擦角；φcu为黏性土固结不排水剪有效内摩擦角；ccu为黏性土固结不排水剪有效黏聚力。

同样，值得说明的是：文献[4]中推导仅适用于正常固结下黏性土，而工程实际中，不同区域内地质条件、固结历史等均十分复杂，一般土为非正常固结土，因此文献[4]中相应计算式适用条件具有很大的局限性。

2.2 新推求的超固结淤泥质土抗剪强度指标计算式

基于以上现有理论的不足，本文将参考文献[10],对超固结淤泥质土预压后抗剪强度指标变化进行深入研究。

一般正常固结土和超固结土的抗剪强度特性不一样，对于正常固结土，剪切破坏时孔隙水压力u为正值，其抗剪强度包络线总经过原点[10]。对超固结土，当试验固结压力为零时，土样的抗剪强度并不等于零，其总应力和有效应力抗剪强度摩尔包络线在纵坐标上的截距分别为ccu和c′，强度包络线交于水平轴负轴(见图5)。

图5 黏土固结不排水剪切试验(CIU试验)

根据摩尔应力圆几何关系可知，见图6所示，当超固结土固结度为Ui时，根据孔隙水压消散关系有以下关系式：

(7)

(8)

式中：τ0为摩尔应力圆半径；其余参数同上文。

根据方程(7)、(8)，消去参数τ0，联立求解方程可知，固结度为Ui时的总应力指标内摩擦角为：

(9)

图6 黏土固结度为Ui时抗剪指标分析简图

同理，可给出固结度为Ui时的总应力指标黏聚力：

(10)

其中任意时刻固结度Ui根据后文相关计算理论给出。

为了对比分析本文新推求计算式(9)、(10)与杨嵘昌[4]中计算法的差异，以浙江省典型淤泥土为例：c1=5.0 kPa、φ1=4.5°，ccu=10 kPa、φcu=9.5°，σc=50 kPa，分别依据杨嵘昌[4]的计算式(5)、(6)以及本文新推荐计算式(9)、(10)计算抗剪强度指标随固结度变化关系曲线，见图7；可知，对于内摩擦角，杨嵘昌[4]与本文新计算式(9)在固结度较大时变化趋势基本一致，但在固结度较小时差异加大；对于凝聚力，杨嵘昌[4]计算值则随固结度的增加反而减小，与实际工程经验不符，其原因主要为文献[4]中推导仅适用于正常固结下黏性土，而对于工程实际中的一般土为非正常固结土，则文献[4]中相应计算式适用条件具有很大的局限性。而本文新推求凝聚力计算式(10)计算值则随固结度的增加而增加，更符合工程实际经验。

图7 新推荐抗剪强度指标计算式与文献[4]对比分析

图8表示了工程实际应用中几种不同工况下的地基土抗剪强度计算形式，其中图8(a)表示在软土地基未进行排水板加固处理情况下，直接堆载时的整体滑动稳定计算中地基土抗剪强度计算，此时工程实际中地基土抗剪强度也可采用现场十字板剪切强度。

图8(b)表示在软土地基进行排水板处理后，堆载时的整体滑动稳定计算中地基土抗剪强度计算，此时工程实际中地基土抗剪强度一般采用总应力法计算，即需要考虑地基土排水固结后的强度增长，其中η可取1.0。

图8(c)表示在软土地基进行排水板预加固处理情况后，再卸载，然后重新堆载修建新建筑物时的整体滑动稳定计算中地基土抗剪强度计算，地基土为超固结土，此时工程实际中地基土抗剪强度一般采用新的现场十字板剪切强度计算，若为作现场十字板剪切试验，也可按考虑地基土强度增加后的新抗剪强度指标计算，即ci、φi采用本文公式(9)、(10)计算。

图8 不同条件下地基土抗剪强度计算简图

2.3 任意时刻固结度Ui计算

黄朝煊等[11,12,13,14,15,16]对带状排水板处理地基进行了深入研究，其中[11,12]将带状塑料排水板等效为形状接近的扁椭圆柱体，基于椭圆柱坐标系理论给出了带状排水板的固结新理论，便于工程应用。

在考虑带状排水板井阻(kw)、涂抹(ρs)影响下，可得带状塑料排水板处理地基总平均固结度计算式为：

(11)

其中参数：

(12)

(13)

式中：参数L为排水板计算长度；ρw为等效椭圆柱形排水体的径长坐标；ρs为同焦椭圆柱涂抹区径长坐标；ρe为排水板的同焦椭圆影响区径长坐标；kw为排水板的竖向渗透系数；kh为软土水平渗透系数；ks为软土涂抹区的水平渗透系数；参数Fh为无量纲参数，Fh计算参考黄朝煊等[11,12,13]。无量纲参数Fh计可根据基本参数ρw、ρs、ρe、a、kh、ks求出。

对于经典砂地基固结计算理论，Fh计算公式为：

(14)

式中参数n=re/rw，s=rs/rw，为砂井地基圆柱坐标系参数。

3 淤泥质土固结后抗剪强度指标分析

依托于前文介绍的工程案例，根据实测孔隙水压资料推求相应土层深度内的固结度为U=88%，再分别根据杨嵘昌[4]抗剪强度指标增加计算式(5)、(6)以及新推导的计算式(9)、(10)对比分析，见表3；其中实测加固前后地基土十字板剪强度见图4所示。

通过以上对比验证分析可知，主要固结压缩软土层为Ⅲ2层，采用杨嵘昌[4]抗剪强度指标计算式(5)、(6)推求出预压处理后Ⅲ2层抗剪强度指标分别为ci=7.66 kPa、φi=6.16°，采用本文新计算式(9)、(10)推求出预压处理后Ⅲ2层抗剪强度指标分别为ci=5.94 kPa、φi=6.53°，而预压后实际试验检测值为ci=6.3 kPa、φi=6.6°，可见本文理论更接近于实测试验值，认为本文新推导抗剪强度指标计算式更接近于工程实际，便于工程实际应用。

表3 真空预压前后物理力学指标对比表

4 结论与建议

针对目前软土地基排水固结后地基土抗剪强度指标变化复杂的问题，基于抗剪强度摩尔包络线理论，对任意固结度下超固结淤泥质地基土抗剪强度指标进行了研究分析，主要结论如下：

(1) 依托于浙江沿海地区某淤泥质软土地基排水固结预加固处理工程案例，通过对淤泥质土排水固结前、后物理力学指标对比分析，认为淤泥质土加固后十字板剪切强度、抗剪强度指标(快剪)等均有增长，地基承载力、地基土整体强度等均得以提高。

(2)根据依托工程相关检测资料，对现 有饱和黏土地基固结后抗剪强度增长、抗剪强度指标增长等理论进行了总结分析，认为受不同区域中地质条件、固结历史等均复杂因素影响，现有抗剪强度指标增长计算理论在工程实际应用中具有一定局限性。

(3) 基于抗剪强度摩尔包络线理论，推求了任意固结度下超固结淤泥质地基土抗剪强度指标新的解析计算式，并通过依托工程试验检测资料对比验证分析，认为本文新推求公式计算值更接近于工程实际，对工程实际应用具有一定参考意见。