基于电渗法的新近吹填土快速结壳试验

周亚东，张 超，李 琳，尚 伟

(1.天津城建大学天津市软土特性与工程环境重点实验室，天津 300384； 2.同济大学土木工程学院，上海 200092)

吹填造陆是解决沿海城市陆地资源紧缺的有效途径。新近吹填土在自然条件下通常需要经过2～3 a长时间晾晒，直到土体表面形成硬壳层，具有一定承载力才能进行砂垫层铺设、机械插板等一系列地基处理施工，严重影响工期。对此，闫澍旺等[1]提出在吹填土上吹填一层粉细砂形成硬壳层，以提高地基的承载能力。董志良等[2-4]对真空预压法进行改进并用于超软吹填土浅层加固，实现了表层结壳的目的。

电渗法在处理高含水率、低渗透性软黏土地基时，具有处理速度快、扰动小等特点，近年来受到国内外学者的广泛关注。李瑛等[5-6]在自制的电渗固结装置上,开展二维轴对称软黏土电渗固结试验，结果表明土体含水率降低和抗剪强度提高都较为明显。Wan等[7]提出电极转换以提高电渗效率和改善处理效果。陈卓等[8]发现电极转换虽有利于土体固结变形均匀，但平均抗剪强度较常规电渗差。冯清鹏等[9]研究了在电极区域添加化学试剂对高岭土电渗试验的影响，发现添加化学试剂可以有效降低界面电阻，增大排水量。王柳江等[10-13]对真空预压-电渗联合加固软黏土机理开展了研究，结果表明两者联合比单一法加固效果更好，土体固结更均匀。卜凡波等[14-16]通过现场试验开展了真空预压-电渗不同联合方式处理淤泥及吹填土的试验研究，获得了理想的处理效果。

目前国内外针对电渗法的研究通常以施加水平电场为主，研究表明，电渗固结过程中阳极附近土体固结速度快、抗剪强度高，而阴极区域土体固结效果较差[5-6]。鉴于此，本文将传统水平电场转为垂直电场，充分利用阳极区域土体固结特性，使新近吹填土快速结壳。基于此，笔者设计了一种新近吹填土快速结壳电渗电极，将电渗与真空预压相结合开展吹填土浅层加固试验研究,对比分析了不同组合方式下排水量、能耗、抗剪强度、承载力等指标的变化规律，以期实现超软吹填土表层快速结壳，满足插板机等机械作业的要求。

1 试验设计

1.1 电渗电极

为充分利用电渗固结过程中阳极区域土体固结快、强度高的特点，使吹填土表层快速形成具有一定厚度的硬壳层，本文设计的电渗电极为一种立体式垂直电极，阳极和阴极呈上下排布。该电极由薄壁不锈钢管和PVC管加工而成，如图1所示。其中，电渗阴极和阳极由不锈钢管焊接而成，PVC管为竖向排水管。阳极细管和阴极细管呈十字交叉形分别焊接在距阴、阳极主管底部25 mm位置处，其中阴极细管与主管呈85°夹角，以便于使水流入主管。将焊接好的阴极和阳极用PVC管连接，起到绝缘作用。

图1 电极实物照片

根据试验需求，可选择阴极单侧排水，即只在阴极细管上打孔或开槽，试验过程中水分只从阴极流入，实现单侧排水；也可选择阴极、阳极双侧排水，即在阴、阳极细管上同时打孔或开槽，试验过程中水分可以通过阴、阳极流入，实现双侧排水。表1给出了电极材料参数。

表1 电极材料参数

1.2 试验装置

试验装置主要由模型桶、汽水分离器、真空泵及直流电源组成。其中，模型桶为有机玻璃材料，内径190 mm、壁厚10 mm、高度500 mm。试验所用真空泵为XD-020型旋片式真空泵，抽气速率为20 m3/h，功率为900 W，极限真空度为0.1 MPa。直流电源为兆信KXN-645D直流稳压电源，最大输出电压为60 V，最大输出电流为5 A。

试验时在开槽电极细管上包裹一层土工布，起到反滤作用。为防止电极在超软土体中下沉或倾斜，在距阳极上方30 mm处设置厚度15 mm的圆形泡沫浮板并固定，然后将电极保持垂直沉入土样中心位置至浮板贴近土样表面。试验装置剖面图如图2所示。

图2 试验装置剖面示意图(单位：mm)

1.3 试验土样

试验土样取自天津滨海新区临港新城吹填土场地，经室内试验测定，得到该原状土样初始含水率为68%，相对密度为2.72，塑限为23.2%，液限为41.3%，容重为16.2 kN/m3。

为模拟新近吹填土特性，将土样加水搅拌至100%目标含水率。试验前取适量土样倒入搅拌桶内，计算达到目标含水率所需水量并倒入搅拌桶，采用手握式小型搅拌机充分搅拌均匀，然后缓慢倒入试验模型桶。

1.4 试验方案

为研究电极在电渗、真空作用下对高含水率吹填土的加固效果，设计试验方案如表2所示。其中，试验T1～T3为单侧阴极排水，试验T4～T6采取阴、阳极双侧排水。真空-电渗试验采取同步加固的方式，通过一端与真空泵相连、一端伸入电极的导管抽真空，在真空负压和电渗的作用下，土体水分会通过伸入电极的导管进入汽水分离器，进而达到排水的目的；试验T6采取电极转换的方式，设定每隔12 h为1次电极转换周期。

表2 试验条件对照

试验过程中，每隔2 h记录1次排水量和电流读数。试验结束后，采用PS-VST-P型便携式十字板剪切仪测试土体抗剪强度。该仪器由弹簧扭力计、延长杆及不同尺寸的十字板头(本试验采用C、D两种板头)等组成，其最大测试深度3 m，最大测试量程0～260 kPa，测试精度优于10%。采用PS-MPT-A型微型贯入仪测定土体的液性指数并粗估土的承载力和压缩系数。微型贯入仪由3只不同力度的测力计和3只不同规格的测头组成，测量精度优于±5%，本文试验采用A测头对试验结束后表层土体进行测量。根据使用要求，正确读取测杆上滑标靠近0点一侧边界所示位置的读数即贯入阻力Pt值(单位：100 kPa)。每次贯入试验的平行试验不宜少于3次，将平行试验中偏差大的读数剔除，以其余读数平均值作为试验结果。根据最终测得的贯入阻力Pt值，分别查阅对照表，得到被测土的液性指数IL和允许承载力Rpt及压缩系数α1-2。同时测定土样表层以下0、10、20 cm处土体的含水率，同一平面内土样含水率及抗剪强度取样两个点并取其平均值。

2 试验结果与分析

2.1 排水量

图3为6组试验排水量随通电时间的变化曲线。从图3可以看出，相同时刻真空-电渗联合作用试验(T3、T4)的排水量大于单纯电渗试验(T1)和单纯真空预压试验(T2、T5)，且双侧排水效果优于单侧。其中，单纯电渗试验(T1)在80 h后排水量趋于稳定，最终排水量低于其他各组试验。试验T6在试验T4的基础上增加了电极反转，从图3可以看出，电极反转后其排水效果不理想，排水量小于常规真空-电渗联合试验T4。陈卓等[8]的单纯电渗试验在电极反转后也有类似现象，这是因为电极反转前阳极区域土体孔隙水排出快，形成高固结区，电极反转后电渗流逆向，水分需通过高固结区排出，排水困难，渗流量减小。

图3 排水量与时间关系曲线

值得注意的是，在比较试验T3与T4，T2与T5的排水量后发现，相同条件下双侧排水的效果较阴极单侧排水并没有显著提高。这是因为阴极排水体位于土体深部，其上下影响区域较大；而阳极排水体位于土体表层，影响区域小。因此，阴极排水体在吹填土浅层加固中起主导作用。

2.2 电流及能耗

图4为试验过程中电渗电流随时间的变化。从图4可以看出，初始时间段电流略有增大，随后迅速减小，这可能与电渗早期土体成分的非均质特性有关[11]。从电流开始减小至试验结束，电渗试验(T1)的电流总是大于真空预压-电渗试验(T3、T4、T6)，这是由于试验T3、T4、T6在真空和电渗的共同作用下孔隙水被快速排出，土体电阻率升高。试验T6电流随时间呈阶梯式变化，每次进行电极转换后，电流先升高随后又迅速下降至大于电极转换之前的电流，这与陈卓等[8]的试验结果相似。

图4 通电电流与通电时间的关系曲线

为了研究电渗的效率，引入能耗系数C，它表示在电渗每排出1 mL水所要消耗的电能，计算公式[5]为

(1)

式中：It、Vt分别为t时刻土体中的电流和累积排出的水量;U为电源的输出电压；V总为排出的总水量。

图5为能耗系数随时间的变化关系曲线。从图5可以看出，在整个试验过程中，单纯电渗试验(T1)能耗系数较高，电渗后期能耗系数急剧增大，继续电渗将不经济。真空-电渗联合作用(T3、T4、T6)时能耗系数较低，且变化幅度较小，可见真空预压有利于降低电渗能耗。其中，基于电极反转的真空-电渗联合试验(T6)较试验T3、T4能耗表现更为优异。

图5 能耗系数与通电时间的关系

2.3 含水率

试验结束后沿土体深度方向进行含水率测试，试验结果如图6所示。从图6可以看出，6组试验结束后土体含水率较初始情况均有不同程度的下降，降低幅度为31.0%～61.4%。其中，单纯电渗试验(T1)土体含水率沿深度升高，阳极附近土体含水率降低至50.7%，表现出良好的表层结壳特性。真空-电渗联合试验(T3、T4)土体含水率降低幅度最大，且沿深度方向分布更均匀。而基于电极反转的真空-电渗联合作用试验(T6)，土层含水率差异最大，表现为土层中部含水率最高。试验开始12 h后，电极首次反转，水分由阴极低固结区流经阳极高固结区排出，导致排水速率减缓。待到下一次电极转换时，原阴极低固结区变为高固结区，使得水分积聚在土层中部。电极多次反转后阴阳极区域各形成不同程度的高固结区，导致土层中部孔隙水排出困难，进一步验证了前文根据排水量得出的结论。

图6 试验后土体含水率变化曲线

2.4 抗剪强度

采用PS-VST-P型便携式十字板剪切仪，对试验后土体抗剪强度进行测试。抗剪强度随深度的变化如图7所示。初始情况下土体含水率较高，抗剪强度几乎为零。试验结束后，各组试验土样抗剪强度均有不同程度提高。其中，单纯电渗试验(T1)表层土体抗剪强度达到24.5 kPa，明显高于底部土体的抗剪强度7.5 kPa。单纯真空试验(T2)土体抗剪强度沿深度变化规律与单纯电渗相反，底部土体抗剪强度最高，达到27 kPa。真空-电渗联合试验(T3)土体加固后的抗剪强度及均匀性都明显优于前两组，抗剪强度由表层31.3 kPa降低到底部24.8 kPa，加固效果较好。双侧排水条件下，表层土体抗剪强度均大于40 kPa。相同深度土体抗剪强度在真空-电渗联合作用时最高，表层土体抗剪强度最大达到43.3 kPa。电极反转存在时，试验T6土体抗剪强度沿深度差异较大，土体中部仅达到10 kPa。

图7 抗剪强度随深度变化

2.5 液性指数、承载力与压缩系数分布

采用PS-MPT-A型便携式微型贯入仪测定试验后土体的液性指数、承载力及压缩系数，结果如表3所示。

表3 试验后土体液性指数、承载力及压缩系数

从表3可以看出，试验T3表层土体的液性指数满足0.75

2.6 土体性状及电极腐蚀

试验结束后，观察土体表面及电极，发现试验T3结束后土体表层在阳极细管附近出现裂缝(图8(a))，增大了界面电阻。当阳极细管开孔且施加真空负压时，试验T4结束后土体表面平整，未出现明显裂缝(图8(b))，说明阳极区受到真空负压作用，可以有效避免阳极附近土体裂缝的产生。

图8 试验后土样表面裂缝

图9为试验后阳极腐蚀状况图，可见试验T1、T3、T4后阳极管上有不同程度的腐蚀。这3组试验腐蚀程度逐渐减小，并且阳极附近土样的颜色呈红褐色，这是因为阳极发生了氧化和水解反应，不锈钢电极产生的Fe3+渗入阳极附近的土体而呈现红褐色，产生的Fe3+可以与OH-结合形成Fe(OH)3胶体，使土体变得密实。

图9 试验后阳极腐蚀状况

3 结 论

a.设计的电渗电极可以达到高含水率吹填土快速结壳的目的。单纯电渗处理后土层抗剪强度沿深度衰减，电渗-真空联合作用下土层抗剪强度更高且分布均匀。

b.阴阳极双侧排水条件下，电渗-真空联合作用试验加固效果最好，但排水量及抗剪强度等参数指标较阴极单侧排水提高幅度不大。

c.电极反转有利于降低电渗能耗，但排水效果差，土体加固效果不如常规真空-电渗联合作用试验均匀。