新近吹填淤泥地基新型大面积砂被工作垫层工艺技术研发

杨茯苓，董志良，鲍树峰，林军华，谢荣星

(1. 中交第四航务工程局有限公司，广东 广州 510290；2. 中交四航局第二工程有限公司，广东 广州 510230；3. 中交四航工程研究院有限公司，广东 广州 510230；4. 中交交通基础工程环保与安全重点实验室，广东 广州 510230)

0 引 言

近年来，随着沿海经济建设快速发展，用地需求猛增，涌现了大量的吹填造陆工程，如厦门海仓港、天津滨海新区、连云港码头、温州“瓯飞”工程、广州南沙港、深圳盐田港、珠海高栏港、惠州荃湾港区、港珠澳人工岛等。由于吹填造陆工程急剧增多、规模不断扩大，吹填造陆的材料日益匮乏，因此，港口航道的原位海积或湖积淤泥是目前主要来源。

新近吹填淤泥是指原位海积或湖积淤泥经水力重塑和颗粒重新分选后、土颗粒自重沉积尚未完成，颗粒结构极为松散，含水率极高(85%～150%、甚至大于150%)、处于悬浮或流动状态的吹填淤泥[1-2]。该类地基无承载力，施工设备无法直接开展地基处理等相关施工工序，常规做法是先晾晒2～3年，再采用传统真空预压技术进行深层处理。

近年来，中交四航工程研究院一直致力于该类地基处理的技术攻关研究，已成功研发出“二次处理”技术。即先采用浅表层快速加固技术对新近吹填淤泥地基的浅表层土体进行预处理(预处理时间为30 d)，同时水力吹填粉细砂垫层(厚度为1.0 m左右)，并用机械铺设中粗砂排水垫层(厚度为0.5 m左右)，待真空恒载满45 d后卸载，此时地基便能作为承载排水板施工设备的工作平台，然后采用传统真空预压技术对地基深层土体进行加固[1-8]。该技术极大地缩短了地基处理工期，有效缓解了建设用地急剧紧张的局面，在国内已得到了迅速推广。然而，浅表层快速加固技术工期虽短但施工成本较高，且真空预压加固后(时间为45 d)的浅层地基仅能形成厚度不超过0.4 m的硬壳层[1]。

笔者基于水工行业中广泛应用的传统大型砂被和砂肋软体排的优点，依托广州港南沙港区三期工程(疏浚吹填及软基处理Ⅱ区工程)，研发出一种适用于新近吹填淤泥地基的新型大面积砂被垫层。该大面积砂被垫层与浅表层快速加固技术相比，其施工时间短、施工成本低，且一次性排水固结处理前能顺利进行深层排水板施工。

1 新思路提出

水工行业中广泛应用的传统大型砂被具有厚度均匀、整体强度高(承载力高)、整体性强、保土性能好、能适应地基变形等特点，铺设在海底原位地基上能最大程度地避免下卧地基发生整体滑动破坏。目前，已成功应用于港口航道及滩涂地带用做护底围堤、围海造陆工程护底及软基处理工程中，如长江口深水航道治理工程、宁波大榭招商国际集装箱码头围堤造陆工程、宁波—舟山港金塘港区大浦口集装箱码头工程[9-11]。然而，这类工程位于砂被下方的地基土体均为受潮水冲刷且极易流动的粉细砂或淤泥与粉细砂混合物，相对于呈流动状或悬浮状新近吹填浮泥地基而言，仍具有较高的地基承载力，故传统大型砂被工艺无法在新近吹填淤泥地基表层形成可承载施工设备的工作垫层。

另外，水工行业中广泛应用的大型砂肋软体排同样具有整体性强、保土性能好、柔性好、能适应地基变形等特点，目前已成功应用于洋山深水港区AB标工程、南通洋口港区人工岛围堤工程中[12-14]。然而，这种柔性结构整体强度低(承载力低)，也无法直接作为新近吹填淤泥地基能承载施工设备的工作垫层。

综合分析上述传统大型砂被和砂肋软体排优点，同时结合普通砂井具有排固结作用特点，将3种工艺进行集成创新，可形成一种能适用于新近吹填淤泥地基的施工设备工作垫层—新型大面积砂被垫层，其结构示意如图1。

图1 新型大面积砂被垫层三维示意Fig. 1 3D schematic diagram of new type of large area sand-quit-cushion

图1中，砂被工作垫层形成后，再在其上面机械铺设一定厚度的回填料(砂料、粉土、素填土等)或水力吹填一定厚度的中细砂、粉细砂或中粗砂，即可形成能顺利实施新近吹填淤泥地基真空预压处理前的插板施工工序的工作垫层。

2 新型大面积砂被垫层地基承载机制定性分析

新型大面积砂被垫层属于人造硬壳层的一种，但又不同于传统的人造(天然)硬壳层[15-19]，主要有3方面区别：① 该结构下卧土体为含水量极高、呈流动状态或悬浮状态的新近吹填淤泥，而传统人造(天然)硬壳层下卧土体一般为含水率小于85%的淤泥；② 该结构是一种大型空间立体式结构，包括整体性较强的扁平结构体(砂被)、能限制土体往周边流走的侧向复合式柔性结构体、加固区域内部按一定间距设置的重型砂肋及两侧与之连接在一起的布体复合体、能促进下卧土体排水固结的柱状结构体(短型普通砂井)等，而传统人造(天然)硬壳层仅为一种覆盖范围大的扁平结构体。③ 由于构成该空间立体结构的主材均为透水性材料(高强度、透水性良好的土工布以及具有一定透水性的充填砂料)，故该结构为透水性结构，而传统人造(天然)硬壳层大部分不透水。

该大型空间立体式结构与下卧浮(流)泥地基构成一个整体承力体系，具有较高的承载力。其工作机理主要体现在3大方面。

2.1 似壳体效应

砂被主要组成材料为较密实的充填砂，受土工织物袋体包围式约束和加筋双重作用，使得该砂被结构具有较强的整体性，从而具有类似于柔性壳体的作用。砂被结构整体性越强、弹性模量越高，这种似壳体效应就越强。

该似壳体效应具体体现为：① 应力扩散效应。荷载面积下的砂被使上覆荷载在传递过程中被扩散到较大的软土面积上。② 表层封闭效应。当上覆荷载作用于砂被表面时，砂被发生下沉变形，而其下卧流塑状土体则向周围发生挤出变形，同时向上发生隆起变形。由于砂被表面约束作用，使得下卧土体体积只能受到压缩，从而限制了下卧土体发生较大挤出及隆起变形。此时，下卧土体具有双重身分，既表现为体积相对可压缩变形体，又表现为体积相对不可压缩液体，从而改变了下卧土体中的应力分布，在一定范围内产生较大的水平压力及竖向压力，使下卧土体需较大荷载才能发生滑动破坏(剪切破坏)。简而言之，荷载面积以外的砂被起到了表层封闭作用。

2.2 侧向封闭效应(侧限作用)

加固区域内部按一定间距设置的重型砂肋及两侧与之连接在一起的布体构成侧向复合式柔性结构体，具有侧限作用。当上覆荷载作用于砂肋上方附近区域时，加固区域内的土体将迅速向外侧挤出流动，而这种侧向复合式柔性结构体则限制了加固区域内的土体发生过大侧向位移，从而避免加固区域内土体发生整体滑动破坏(整体剪切破坏)。这种侧向复合式柔性结构体刚度越大、弹性模量越高，侧向封闭作用就越强。

2.3 排水固结作用和竖向加筋作用

新近吹填淤泥地基在该大型空间立体式结构约束作用下，将产生较大的超孔压作用。如前所述，由于该结构的透水性，其地基土体中的超孔压将通过普通砂井逐渐消散，水分也随之排出，地基土体因此发生一定程度固结。地基土体中的超孔压得到及时消散后，能较好削弱后续插板施工过程中的“冒泥浆”现象。

另外，普通砂井在具有一定强度地基中还能发挥竖向加筋作用，从而进一步提高地基承载力。对含水率为85%～150%的流泥地基而言[20-21]，尽管也承受着这种大型空间立体式结构的约束作用，但其土体具有一定强度，普通砂井施工难度大，故可考虑不设置普通砂井。

3 新型大面积砂被垫层工艺对比

广州港南沙港区三期工程(疏浚吹填及软基处理Ⅱ区工程)较大范围的陆域是在原有珠江口水域中淤积的滩涂地基上吹填淤泥形成。其上部为新近吹填淤泥，含水量为100%～150%；下部为深厚原状软土，主要为流泥、淤泥及淤泥质黏土等。

依托该工程设立了现场对比试验区，总面积约为2.75×104m2，其平面见后续各方案平面布置。

3.1 试验区新近吹填淤泥厚度检测

试验区内17个浅层静力触探测试孔(测试深度均为8 m左右)测试结果如图2(a)；13个浅层十字板测试孔(测试孔深度均为8 m左右)测试结果如图2(b)。

图2 试验区浅层测试结果Fig. 2 CPT&VST results

由图2可知：① 试验区范围内围堰边界附近新近吹填淤泥厚度较薄，小于3 m。如静力触探测试孔CPT-QC10#～CPT-QC12#、CPT-QC15#结果和十字板测试孔VST-QC2#、VST-QC4#、VST-QC5#；② 除围堰边界附近区域之外，整体呈东薄西厚的趋势(厚度范围为5～8 m)。

3.2 试验区新近吹填淤泥的强度特性

试验区内5组新近吹填淤泥土样的直剪快剪试验结果详见表1。

表1 新近吹填淤泥直剪快剪试验结果Table 1 Direct shear test results of newly hydraulic reclamation mud foundation

3.3 试验区不同砂被垫层试验方案设计

根据上述试验区新近吹填淤泥厚度分布情况和新近吹填淤泥地基承载力极低特点，为确保试验施工安全，从东往西拟开展不同砂被垫层方案对比试验，具体试验方案设计如表2、3。

表2 不同砂被垫层试验方案设计Table 2 Design of different sand-quilt-cushion test schemes

表3 施工方案5关键技术参数Table 3 Key technical parameters of scheme 5 m

3.4 试验区砂被垫层施工监测方案设计

不同砂被垫层试验方案施工期间监测方案设计如下：

1) 砂被充填厚度：采用带刻度的钢钎进行网格式测试，测点间距为5 m×5 m或10 m×10 m。

2) 砂被垫层及其上覆砂垫层施工期间地表沉降及周边泥面隆起变形：采用水准测量法进行测试。沉降观测点布设在区域内有代表性位置；隆起观测点布设在区域边界中线上，各测点与相应边界的距离分别为1、2、3、4、5、6、8、10、12、14 m。

3) 砂被垫层及其上覆砂垫层施工期间下卧淤泥中的超孔压：在区域内选取有代表性的位置在泥面以下5 m深度范围内不同深度(1、3、5 m)处布设1组孔压计。

4) 垫层地基承载变形特性试验：砂被上覆砂层施工完毕且沉降变形稳定后，采用载荷试验进行评估，测点布设在区域内有代表性位置。

3.5 试验区不同砂被垫层方案对比试验与分析

3.5.1 方案1

方案1的平面布置和施工三维示意如图3。

图3 方案1施工示意Fig. 3 Schematic diagram of scheme 1

方案1从试验区边界开始以东往西顺序进行施工。现场施工情况表明：

1) 当靠近试验区边界施工、新近吹填淤泥厚度小于3 m时，按上述施工顺序采用“吹砂船远距离直充”和“在吹砂船与吹填区域之间设置砂坑进行转充(简称‘设置砂坑转充’)”两种充填工艺均可顺利实施方案1。

充填厚度监测结果表明：① 对靠近试验区边界、新近吹填淤泥厚度小于3 m区域，砂被垫层的充填厚度范围为0.33～0.98 m，平均厚度为0.63 m，厚度差高达0.65 m。②“吹砂船远距离直充”的充填工艺由于无法合理控制吹填管内吹填料流速，很难控制砂被充填厚度均匀性。另外，考虑到试验区离吹砂船不远(不超过400 m)，故试验区后续方案均采用“设置砂坑转充”的充填工艺。

对疏浚吹填淤泥面积高达几十万m2的围海造陆工程而言，为确保砂被的充填工效，通过吹砂船远距离进行充填时，应采取“合理设计吹填管路系统(管材、管径等)、适当布设分叉接头和接力泵”等方法来取代“设置砂坑”方法。

2) 当新近吹填淤泥厚度大于3 m时，方案1无法顺利实施。砂被充填过程中往往发生严重沉陷现象。方案1不适用于新近吹填淤泥厚度大于3 m的场地。其主要原因是：新近吹填淤泥厚度大、承载力极低，砂被周边按常规的锚固方法(如竹竿式锚固法)失效，致使其周边出现严重冒泥现象，进而与相邻的砂被脱离，最终出现严重沉陷现象。

3.5.2 方案2、3

基于水工行业广泛应用的大型砂肋软体排优点，进行3个方面该进：① 砂肋横断面尺寸；② 砂肋布置形式；③ 砂肋之间间距。

方案2、3平面布置和施工三维示意如图4。在方案1基础上继续以东往西顺序进行施工。两方案实施区域新近吹填淤泥厚度为3～5 m。

图4中：方案2、3的砂被垫层施工前，先进行改进型大面积砂肋软体排(也即前文所述的复合式柔性结构体)施工。

现场施工情况表明：

1) 周边及中间的砂肋组合体施工完后，短时间内即可下沉稳定。其中，除北侧砂肋组合体外，其它位置砂肋组合体由于所处位置新近吹填淤泥较厚(5～8 m)，实测平均下沉值为80 cm左右。

2) 当砂肋组合体下沉稳定后，与之连接的大面积编织布随之被绷紧，从而充分发挥了这种复合式柔性结构体的封闭效应。这种封闭效应使下卧新近吹填淤泥最大程度地被包裹在指定区域内，从而明显提高了地基承载力。

方案2、3在砂肋软体排施工完后即可进行砂被垫层施工。而方案3则是直接吹填中细砂形成垫层。

充填厚度监测结果表明：① 方案2中，砂被垫层充填厚度范围为0.54～0.77 m，平均厚度为0.67 m，厚度差为0.23 m，均匀性较好；② 方案3中，细砂垫层吹填厚度平均值为0.58 m，也较均匀。

图4 方案2、3施工示意Fig. 4 Schematic diagram of scheme 2 and 3

方案2西侧泥面隆起变形测试结果为：① 最大隆起量不超过25 cm；② 隆起范围为20 m左右。具体如图5。这间接表明了复合式柔性结构体封闭效应得到了较好的发挥，有效降低了垫层施工过程中周边地基的隆起程度。

图5 方案2西侧泥面隆起测试结果Fig. 5 Uplifting test results of the west side of mud of scheme 2

方案2中，砂被垫层现场施工情况也表明：砂被垫层充填完成的短时间内会随着砂肋软体排及下卧新近吹填淤泥地基发生整体协调变形，这致使相邻砂被间易发生脱离现象，且四周砂被往往发生侧滑沉陷现象。方案2中的砂被相互脱离、侧滑沉陷等现象会直接出现许多薄弱区域，从而致使整个砂被垫层地基承载力不高。对方案3而言，由于下卧淤泥地基几乎无承载力，因此直接在编织布上吹填0.6 m 厚的中细砂后所形成的垫层地基承载力也不高。

根据分析可知：方案2、3中改进型的大面积砂肋软体排(也即复合式柔性结构体)能明显提高下卧新近吹填淤泥地基承载力，然而两种方案所述垫层地基均存在“承载力不足”的局限性，因此需要对垫层工艺进一步优化。

3.5.3 方案4、5

对方案2、3垫层工艺进行改进，具体方法为：① 在复合柔性结构体编织布表面先铺设一层竹栅，再上覆若干个小面积砂被，并搭接形铺设形成垫层，即方案4；② 集成改进型大面积砂肋软体排与水工行业上广泛应用的传统大型砂被特点，形成新型大面积砂被垫层，即方案5。

方案4、5平面布置和施工三维示意如图6。在方案2、3基础上继续以东往西顺序进行施工。两种方案实施区域新近吹填淤泥厚度为5～8 m。

1) 现场施工实景

两方案的砂被垫层现场均采用对称充填工艺进行施工。

2) 现场施工监测结果与分析

(1) 充填厚度监测结果与分析

充填厚度监测结果表明：① 方案4砂被垫层的充填厚度范围为0.72～1.23 m，平均厚度为1.02 m，厚度差为0.51 m；② 方案5砂被垫层充填厚度范围为0.98～1.26 m，平均厚度为1.09 m，厚度差为0.28 m。相对而言，方案5充填均匀性较好。

(2) 砂被垫层表面沉降监测结果与分析

上覆砂层(厚度为0.8 m)施工期间，两方案砂被垫层表面沉降监测结果如图7。

图6 方案4、5施工示意Fig. 6 Schematic diagram of scheme 4 and 5

图7 方案4、5砂被垫层表面沉降监测结果Fig. 7 Monitoring results of surface subsidence of sand-quilt-cushion of scheme 4 and 5

由图7可知：① 方案4表面总沉降范围为37～ 57 cm，平均值为46 cm，不均匀沉降最大值为20 cm。其中，2014年6月11日—2014年6月18日，出现了异常现象(沉降板CJ1、CJ2突然隆起后又迅速下沉、而沉降板CJ3则直接迅速下沉)，主要原因是：随着上覆砂层厚度增加，位于沉降板CJ3下方的单个砂被突然与分别位于沉降板CJ1、CJ2下方的单个砂被发生脱离现象，致使后者发生隆起现象，但在整体协调变形作用下又迅速下沉。② 方案5总沉降范围为28～38 cm，平均值为32 cm，不均匀沉降最大值为10 cm。上覆砂层施工过程中，3个沉降板均一起发生同步变形。因此，表面沉降监测结果也间接说明了方案5的砂被垫层充填较均匀、整体性好，主要原因是充分利用了传统大型砂被中“设置了隔仓加筋布进行限厚、且各砂被垫层单元通过各隔仓加筋布串联形成整体”的优点，从而使得该方案砂被垫层整体性好。

(3) 泥面隆起变形监测结果与分析

两方案西侧泥面隆起变形监测结果如图8。

图8 方案4、5西侧泥面隆起测试结果Fig. 8 Uplifting test results of the west side of mud of scheme 4 and scheme 5

由图8可知：① 砂被垫层施工期间(2014年7月5日前)，方案4最大隆起量不超过48 cm，方案5最大隆起量不超过65 cm，均出现在砂被垫层施工完一段时间(2014年5月24日)；即将上覆砂层施工前(2014年7月5日)，前者隆起量为39.0 cm，后者隆起量为55.1 cm；上覆砂层施工完后(2014年7月19日)，前者隆起量为82.1 cm，后者隆起量为71.1 cm。② 两方案隆起范围均大于16 m，为20 m左右。因此，隆起变形的监测结果表明：方案5封闭效应更优，有效降低了施工过程中周边淤泥地基的隆起程度。

(4) 下卧淤泥超孔压监测结果与分析

上覆砂层施工期间，有针对性地对方案5下卧淤泥中的超孔压进行了监测，结果如图9。

图9 方案5下卧淤泥中超孔压测试结果Fig. 9 Test results of hyper pore pressure of underlying silt for scheme 5

由图9可知：方案5下卧淤泥中不同深度的超孔压基本一致，在18.5～27.9 kPa范围内。因此，超孔压测试结果间接表明：后续插板施工过程中，下卧淤泥中超孔压在快速消散的同时，部分流泥将会涌出地表。鉴于此，需做好插板施工过程中的清泥和排水措施。

3.5.4 垫层地基承载变形特性试验与分析

有针对性地对下卧淤泥厚度较浅(小于3 m)的方案1和下卧淤泥厚度较大(接近8 m)的方案5进行了对比试验，具体试验细节如表4。

表4 垫层地基承载变形特性对比试验细节Table 4 Details of PLT

各方案每级荷载下对应的荷载-沉降(P-s)曲线如图10。

图10 方案1、5荷载-沉降曲线Fig. 10 P-s curves of scheme 1 and 5

根据图10可知：① 由于方案5下卧淤泥厚度较方案1的大，因此，同级荷载下垫层地基的累计沉降值明显较大，如荷载为90 kN时的累计沉降值分别为10.90、15.16 mm；②P-s曲线从一开始就呈现非线性变化，且随着荷载P的增加，垫层地基变形发展迅速，总变形量很大。

试验过程也进一步表明：随着堆料荷重增加，荷载板作用范围的垫层地基几乎呈垂直下切趋势，且两侧几乎不发生隆起现象，最终导致垫层地基沿荷载作用边界发生垂直的剪切破坏面。因此，该类垫层地基的破坏形式呈冲剪破坏特征。

5 结 论

基于水工行业广泛应用的传统大型砂被和砂肋软体排优点，现场研发出了一种适用于新近吹填淤泥地基的新型大面积砂被工作垫层。结论如下：

1) 新型大面积砂被工作垫层是一种大型的空间立体式结构，包括整体性较强的扁平结构体(砂被)、能限制土体往周边流走的侧向复合式柔性结构体(加固区域内按一定间距设置的重型砂肋及其两侧与之连接在一起布体构成的复合体)以及能促进下卧土体排水固结的柱状结构体(短型普通砂井)；且为透水性结构。对含水率为85%～150%的流泥地基而言，可考虑不设置柱状结构体(短型普通砂井)。

2) 新型大面积砂被工作垫层与下卧浮(流)泥地基构成一个整体承力体系，具有较高的承载力。其工作机理主要体现为：似壳体效应(包括应力扩散效应与表层封闭效应)、侧向封闭效应(即侧限作用)、排水固结作用和竖向加筋作用。

3) 依托广州港南沙港区三期工程疏浚吹填及软基处理Ⅱ区工程，开展了5种新型砂被垫层工艺现场对比试验研究，研究结果表明方案5最优。具体体现为：① 平均充填厚度为1.09 m，厚度差为0.28 m；② 地表总沉降平均值为32 cm，不均匀沉降最大值为10 cm；③砂被垫层施工期间，最大隆起量不超过65 cm；即将上覆砂层施工前，隆起量为55.1 cm；上覆砂层施工完后，隆起量为71.1 cm；隆起范围为20 m左右；④ 下卧淤泥中不同深度的超孔压基本一致，在18.5～27.9 kPa范围内；⑤ 承载变形特性试验证实了该类地基的扩散效应强，但受荷后变形量较大，呈冲剪破坏特征。因此，新型大面积砂被工作垫层(方案5)充填较均匀、整体性好，封闭效应更优，有效降低了施工过程中周边淤泥地基的隆起程度。

4) 新型大面积砂被工作垫层(方案5)可作为新近吹填淤泥地基一次性真空预压处理的工作平台。但由于下卧淤泥中超孔压较大，在后续插板施工过程中，下卧淤泥中超孔压在快速消散的同时，部分流泥将会涌出地表，因此需要做好插板施工过程中清泥和排水措施。另外，该类垫层地基进行一次性真空预压处理时，须采用直排式真空预压系统。

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