滩涂地区软土就地固化技术

沈 政， 陈 龙*， 陈永辉， 曾昭宇， 刘 斌

(1.河海大学， 岩石力学与堤坝工程教育部重点实验室， 南京 210098； 2.广东省交通规划设计研究院， 广州 510507； 3.深圳市市政工程总公司， 深圳 518000)

随着沿海地区经济的发展，道路工程中遇到的滩涂软土路基越来越多。滩涂区软土天然含水率高于液限，孔隙比大，压缩性高，强度极低且常处于流动状态，导致该种类型路基无法形成稳定的施工平台，后续工程的推进极其困难。如何有效改善软土的力学性质，保证其承载力是软土路基处理的关键。目前滩涂地区软土比较常见的处理方式为排水预压以及换填。但排水预压法的处理时间长且处理后承载力不高，难以满足紧张工期工程的需求。换填法会产生大量废土，对土壤资源的浪费严重，甚至对环境产生破坏，常会选择使用固化剂等对土体进行固化处理使其能够达到使用的目的。

目前中国针对软土的固化技术已经有了一定的研究。谢珂等[1]开展了疏浚淤泥的脱水固化试验，分别对固化土的含水量、无侧限抗压强度等展开研究，结果表明固化龄期越长、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为固化材料时固化土的无侧限抗压强度以及含水率，发现固化土强度随龄期的增加而增加，并且给出了相同固化材料下固化淤泥的最佳配比组合；程伦旭等[3]通过响应面实验给出了滩涂软土固化早期强度的最优方案，同时建立了模型对此最优配方下的淤泥固化早期强度进行预测；Kolias等[4]用水泥和粉煤灰作为固化剂加固土壤时，认为固化土的强度随固化剂掺量的增加而增加；贾守福等[5]研究了滩涂软基原位固化技术的工艺流程；刘佳钰等[6]对原位固化技术处理的深厚淤泥软基的沉降变形以及下卧承载力展开分析，通过理论计算以及数值模拟验证了原位就地固化技术的可行性。以上研究多集中于固化软土的理论研究，缺乏相关的现场试验验证，且研究结果少有涉及固化软土的承载计算。

为此，提出一种能够在原位土体上快速形成硬壳层的就地固化技术，并依托广东牛田洋快速道工程，研究了实际工程中固化软土含水率、强度及承载力的变化规律，以期为滩涂地区软土的就地固化技术提供理论依据。

1 工程概况

1.1 工程地质情况

试验依托广东牛田洋快速道工程，工程沿线软土分布广，主要为淤泥、淤泥质粉质黏土、淤泥质砂层，各土层的物理力学性质指标如表1所示。道路建设范围内存在大量的鱼塘、荷花塘等滩涂路段，给施工造成了较大的困难。

表1 地基土物理力学性质指标

1.2 现场配合比设计

经综合比较，对于排水板预压、搅拌桩复合地基路段，就地固化深度取1 m；对于锤击法施工的管桩复合地基路段，就地固化深度取1.5 m；对于静压法施工的管桩复合地基路段，就地固化深度取3 m；对于桥下施工便道采用就地固化的情况，考虑运输混凝土的罐车重量较重，固化深度采用3 m。固化混合料配比(均为质量比)暂按水泥掺量5%，粉煤灰2%。设计要求28 d静力触探锥尖阻力试验值不小于1 MPa，28 d载荷板承载力130 kPa。通过试验段明确该配比符合设计要求后，即按照该配合比指导大规模施工。

工程区域范围内存在含水率不一致的3个试验段，如表2所示，A段的平均含水率为89.01%，B段的含水率为116.98%，C段的含水率为139.42%，含水率逐渐增加。在试验中针对该3个试验段分别采用3%水泥+2%粉煤灰、4%水泥+2%粉煤灰、5%水泥+2%粉煤灰的配比进行现场试验。每个试验段中分别选择1、1.5、3 m的固化深度。将3个试验段的土体参照表2的配比方案进行室内配比试验，并测得不同固化土的黏聚力c、内摩擦角φ和重度γ，如表3所示。

表2 试验段土样的原状含水率

表3 固化土物理力学性质指标

1.3 滩涂地区软土就地固化技术

依托工程途经多处滩涂，通道内软土分布范围广泛，此类软土路基表面几乎没有持力层，施工机械难以进入场地，借助就地固化技术可以快速在路基表面形成硬壳层，为施工机械的通行及后续的工程施工提供稳定的平台。

就地固化技术是一种使用石灰、水泥、工业废料以及其他添加剂等固化材料对地基土进行原位改良处理，使其一定深度范围内的软土固化形成较高强度的土体，以满足使用要求的方法[7]。如图1所示，常规就地固化设备主要包括强力搅拌头、自动定量供料系统、压力给料机和挖机组成。在依托工程路段，普通挖机很难行走，极容易陷入泥塘之中，因此该工程中采用浮箱挖机来进行移动和强力搅拌头动力的输出，如图2所示。固化施工时，固化剂为浆剂，水灰比为1∶1，通过强力搅拌头的喷头喷射出与土体混合。

图1 ALLU强力搅拌设备Fig.1 ALLU strong stirring device

图2 滩涂地区就地固化处理Fig.2 In-situ solidification in tidal flat area

滩涂地区的就地固化包含步骤有：①场地前准备：主要包括路基表面的排水以及表层石块等杂物的清理；②组装设备进场：将供料系统及发电设备进行组装；③原位土就地处理：用石灰粉对固化区域按5 m×6 m的区块进行划分，之后通过浮箱挖机驱动强力搅拌头将固化剂与原位土搅拌混合，同时利用自动定量供料系统控制处理过程中的固化剂用量，最后用搅拌头再次对整个固化区域松翻的土体表面搅拌；④预压：搅拌完成后，对表面进行整平，在铺一层塑料布，用50 cm高的弃土在压实区域进行预压，预压时间为3 d。

2 固化土体含水率变化规律研究

2.1 试验方法

试验采用烘干法测量各土样的含水率。由于试样均为淤泥土，有机质含量大于5%，为防止有机质分解产生额外的水，对实验结果造成影响，烘干时温度设定为70 ℃，烘干时间13 h。取土时间均为午后3～4 h，试验时取各区域土样的平均含水率作为该区域含水率的值。

2.2 试验结果分析

2.2.1 不同深度固化土含水率变化情况

在试验A段取土进行含水率试验，用洛阳铲在选定位置取地下20、50、80 cm深度处土样，分别测其平均含水率。固化施工3 d、7 d后，在原取土位置半径0.5 m范围内重复上述取土过程，进行测含水率试验，其试验结果如图3所示。由图3可知，固化3 d后土样含水率显著降低，20 cm深度处的含水率由80.98%降低至56.85%，50 cm深度处含水率由52.16%降低至33.93%，80 cm深度处含水率由56.11%降低至43.72%。其后随着固化时间的增加，含水率降低较少，与3 d时间含水率变化量相比，20 cm 深度处3～7 d的含水率变化量由24.13%降低至1.92%，50 cm深度处含水率变化量由18.23%降低至2.41%，80 cm深度处含水率变化量由12.39%降低至2.26%。结果表明，土体固化过程中前3 d的含水率降低最明显，但随着时间的延长其降低幅度逐渐变小。

图3 不同深度处土壤含水率变化Fig.3 Changes of soil water content at different depths

2.2.2 不同时间固化土含水率变化情况

在不同固化龄期的试验B段20 cm深度处取土进行含水率试验，固化后3、7、10、14、20、28 d的固化土含水率变化规律如图4所示。从图4可以看出，固化3 d后的土体含水率由115.14%降低至61.67%，固化土的含水量变化量3 d时为53.47%，7 d时为3.43%，10 d时为-0.31%，14 d时为1.22%，20 d时为5.52%，28 d时为0.49%。随着时间的延长，水泥的水化速度逐渐变慢，水化反应消耗的水也逐渐减少，固化土的含水率变化量逐渐减小。固化3 d后地基土的含水率显著降低，这是由于水泥的水化反应消耗了土壤中大量的水分。固化20 d后，水泥的水化反应基本结束，固化土含水率基本不变。

图4 不同龄期固化土含水率随时间变化规律Fig.4 Regulation of moisture content of solidified soil at different ages changing with time

2.2.3 固化剂配比对固化土含水率的影响

在试验段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区域分别取土，控制固化时间为14 d，取土深度为20 cm，每个区域取土3组，测其平均含水率。土壤固化14 d后不同固化剂配比下的土壤含水率如图5所示，固化剂中水泥含量越高，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，水化反应越充分，水化反应消耗的水就更多。

图5 固化14 d不同配比固化剂对土壤含水率的影响Fig.5 Effect of curing agent with different ratio on soil moisture content after 14 days of curing

3 静力触探试验

工程采用履带式静力触探车进行静力触探试验。由于静力触探试验的贯入速率较快，因此可以作为测量地基土不排水抗剪强度的一种方法。经过大量试验和研究，探头锥尖阻力与土壤的不排水抗剪强度呈现确定的函数关系，因而可以用静力触探试验的锥尖阻力来表征地基土不排水抗剪强度。分别对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个试验段的固化土进行静力触探试验。根据设计要求，当14 d静力触探锥尖阻力试验值不小于0.8 MPa或28 d锥尖阻力试验值不小于1 MPa时认为地基土的强度符合要求。取固化28 d静力触探锥尖阻力试验值不小于1 MPa作为强度指标，其试验结果如图6所示，固化剂配比为3%水泥+2%粉煤灰(试验A段)且固化深度为1 m时土样的强度不符合要求，其他配比的固化土基本都能满足要求，因而在适当的配合比以及处理深度下，就地固化技术处理的滩涂软土符合强度要求。此外，地下3 m的土层的密实度大于其上土层的密实度，其测出的强度普遍更大。当固化剂配比为5%水泥+2%粉煤灰(试验C段)时，强度突变严重，部分点位上部土层强度远大于下部土层强度，主要原因是固化时搅拌不均匀，导致上部土层固化浆剂含量更高，从而测出的强度更大。

图6 28 d各试验段静力触探结果Fig.6 Static contact result of each test section of 28 days

为了比较相同固化深度，相同固化时间，不同配合比条件下固化土强度的差异，在A、B、C试验段固化时间为28 d时开展试验，绘制不同配合比条件下的锥尖阻力图如图7所示，在固化深度，固化时间相同的条件下，固化土中水泥含量越高，固化土的强度越大，这与Kolias等[4]用水泥和粉煤灰作为固化剂加固土壤时得出的结论一致。其次，固化浆剂拌和的均匀程度对固化土强度影响明显，当固化深度为1 m时，随着固化剂中水泥掺量的增加，固化土的强度增加显著，当固化深度为1.5 m及3 m时，固化土强度增长随水泥掺量增加变化不大。这是因为固化深度较浅时，施工拌和比较容易，浆剂与土壤的拌和均匀度高，强度增长就显著，固化深度高时，难以充分拌和，均匀度不高，强度增长不明显。

图7 28 d相同试验深度下不同配合比固化土锥尖阻力Fig.7 Cone tip resistance of solidified soil with different mix ratios at the same test depth for 28 days

为了比较同种配合比，相同固化深度的情况下，固化土强度随时间的变化，在A、B、C试验段固化土各取一点，绘制锥尖阻力与固化时间的关系曲线(图8)。由图8可知，随着固化后时间的变长，固化土强度逐渐增加，但仍存在强度突变的情况，且部分点位强度达不到设计要求。主要原因在于取土位置的偏差，这也反映出同一深度处固化土强度差异明显，固化时固化浆剂的含量差异明显。试验中绝大多数点位强度都能达到要求，甚至强度偏高，这说明就地固化技术改良软土的效果显著，但受限于拌和均匀程度的影响，使得土体强度分布稍显复杂。

图8 不同试验段锥尖阻力随固化天数变化Fig.8 The variation of cone tip resistance in different test sections with curing days

4 固化土承载特性研究

4.1 静载荷试验结果分析

本工程采用静载荷试验法测量固化土的承载力。试验时采用面积为1 m2的方形钢板作为承压板，最大试验荷载(即压强)为260 kN(部分点位最大荷载为480 kN)，分8级加载，每150 min加一级，以确保荷载沉降的稳定。根据荷载(P)和相应的沉降(s)绘制修正的P-s曲线，在修正的P-s曲线上取s/b′=0.015(b′为承压板宽度，本次试验为1 m，即沉降量为15 mm对应的荷载)相对应的荷载作为地基土的承载力特征值，且其值不大于最大加载量的1/2。根据设计要求，28 d载荷板承载力特征值为130 kPa时符合要求，试验得到的各测点承载力特征值如表4所示，破坏点位的P-s曲线如图9所示。

图9 不同测点在A段固化1、1.5 m的P-s曲线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，试验A段，固化深度为1 m时，均不符合承载力要求，固化深处1.5 m处，一处点位不符合承载力要求，考虑施工、土层性质复杂等因素，认为试验A段固化1.5 m时承载力能够达到试验要求。其余试验段在不同固化深度下承载力均能满足要求，可见本工程采用固化剂配比：5%水泥+2%粉煤灰，足够满足地基承载力需求。

表4 载荷试验得出的各测点承载力特征值

4.2 固化土的极限承载力预测

由于静载荷试验中荷载未能做到极限值，为了更好了解固化土的承载能力，采用Origin软件的指数曲线模型[8]来预测固化土的极限承载力。拟合方程为

P=P0-ae-s/b

(1)

式(1)中：P0为固化土所能承受的最大荷载，kN；a、b为模型参数；P为荷载，kN。采用该模型对已有数据进行拟合，得出的相关系数的平方R2均能达到0.99，因而采用该模型拟合固化土的P-s曲线是合理的。

最大曲率点是指数函数上的特征点。赵春风等[9]用最大曲率点的坐标值来预估极限承载力，发现极限承载力的预测值与实测值的误差仅为2.9%，因而可以采用这一特征点来预估地基极限承载力。取拟合曲线上最大曲率点对应的函数值作为固化土的极限承载力。曲率公式为

(2)

对式(1)进行求导并代入式(2)可得

(3)

求曲率k的最大值，得到的最大曲率点的荷载为

(4)

绘制各试验点极限承载力预测值如图10所示。固化28 d后，试验A段固化1 m处的5个试验点及固化1.5 m处的一个试验点极限承载力明显低于其他试验点，这与载荷试验得到的结论相一致，即3%水泥+2%粉煤灰的配比下，固化深度为1 m时，无法满足设计要求。其次，其余试验点由于固化施工时固化浆剂拌和均匀程度的差异，相同试验段相同固化深度下，预测的极限承载力相差较大，存在承载力突变的情况，但承载力仍然符合设计要求。考虑到这一情况，设计配合比时，应稍微提高固化剂中的水泥含量，避免因施工搅拌不足导致承载力不符合要求。将各试验段不同固化深度的试验点极限承载力取平均值，得到各试验段不同固化深度下的极限承载力预测值(表5)。

图10 各试验点极限承载力预测值Fig.10 The predicted ultimate bearing capacity of each test point

表5 各试验段不同固化深度极限承载力预测值

由表5可知，各试验段的极限承载力总体表现为固化深度越深，承载力越大。但部分数据并未呈现为水泥含量越高，承载力越大的规律，排除施工的因素，主要原因在于各试验段初始含水率的差异。本次试验中，试验C段初始含水率为139.42%，远高于试验B段的116.98%，因而试验C段即使固化剂中水泥含量更高，但相同固化深度下其承载力依然可能小于试验B段，这与文献[1]提出的固化淤泥的强度随初始含水率的增加呈乘幂形式降低相符合。

4.3 固化土承载力计算方法研究

采用规范方法对承载力进行计算校核，确定就地固化硬壳层表面承载力的计算是合理的。规范方法主要内容如下：根据《建筑地基基础设计规范》(GB 50007—2011)[10]，根据土的抗剪强度指标确定固化层表面承载力特征值，其表达式为

fsk=Mbγbw+Mdγmd+Mcck

(5)

式(5)中：Mb、Md、Mc为承载力系数，是φ的函数；γ为基础底面以下土的重度，kN/m3，地下水位以下取浮重度；γm为基础底面以上土的加权平均重度，kN/m3，地下水位以下取浮重度；bw为固化土层底面宽度，m。当bw<3 m时取bw=3 m计算，但当bw>6 m时只取bw=6 m计算；d为固化土层深度，m；ck、φk分别为基础下二倍固化深度范围内土壤黏聚力加权平均值及内摩擦角的加权平均值。

根据规范算得各试验段各点承载力如表6所示。取表5中拟合的极限承载力的1/2作为固化土承载力特征值，对比表6可知：当固化剂配比为3%水泥+2%粉煤灰时，通过规范计算的承载力大于拟合得出的承载力，误差分别为52.78%、26.11%及12.26%，但随着固化深度的增大，误差逐渐减小。当固化剂中水泥含量大于3%时，通过规范计算的承载力小于拟合得出的承载力，4%水泥+2%粉煤灰配比下的误差分别为18.32%、12.3%、21.75%；5%水泥+2%粉煤灰配比下的误差分别为21.8%、22.96%、5.36%。因而，当固化剂中水泥含量大于3%时，通过规范计算的固化地基承载力偏小，具有足够的安全储备[11-15]，且考虑到固化施工后土体的强度差异以及滩涂地区复杂的地质条件，采用规范法校核固化地基的承载力是合理的[16-18]。

表6 规范计算的试验段不同固化深度的地基承载力

5 结论

(1)针对工程中地基含水率高，承载力低，几乎没有持力层的情况，提出了采用浮式挖掘机进行滩涂地区固化的软土地基处理技术，形成了滩涂地区快速形成道路应用技术研究。

(2)固化土的含水率在3 d内显著降低，3 d后含水率变化幅度逐渐变小，20 d后固化土含水率基本不变，水泥水化反应基本结束，固化土土体强度趋于稳定。

(3)固化剂中水泥含量越高，固化土的含水率就越低，测出的锥尖阻力也更大。适当增加固化剂中的水泥含量能够有效降低土壤的含水率，提高土壤强度。

(4)采用指数曲线模型拟合了静载荷试验测试结果并将其与规范计算方法进行对比。当固化剂中水泥含量大于3%时，规范计算方法具有合理性。

(5)对于3%水泥+2%粉煤灰的配合比路段，固化深度为1 m时不能满足承载力要求。建议工程中采用5%水泥+2%粉煤灰的固化剂配合比方案进行土体固化。