电渗-真空预压复合法处理吹填淤泥试验研究

2019-06-04朱栋梁林融冰周卫文杨爱武刘永红

中国农村水利水电 2019年5期

朱栋梁，林融冰，柏巍,，周卫文，杨爱武，刘永红

(1. 湖北水总水利水电建设股份有限公司，武汉 430000；2. 中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室，武汉 430071； 3.天津市软土特性与工程环境重点实验室，天津 300381；4.中国葛洲坝集团基础工程有限公司，湖北宜昌443002)

0 引言

近年来，一方面国内各大江、河、湖泊淤积严重，急需清淤，另一方面由吹填的超软淤泥土形成的土地迫切地需要加以开发利用，以缓解土地供应或交通压力日益增长的矛盾。疏浚的湖相吹填土具有高含水率、高孔隙比、低渗透性、高黏粒含量、高压缩性和超低强度及承载力的特征等特点[1,2]，且在自重下固结需很长时间，此类超软弱地基的处理已经成为工程建设中重要的一环，其核心技术难题是如何快速、高效、经济地进行处理加固。

对于此类吹填淤泥场地地基，由于工程条件，砂源等因素的限制，制约了传统真空预压法的应用，取而代之的是无砂垫层的真空预压处理方法[3-8]。该法取消了常规真空预压法中的水平排水砂垫层，将软基中的垂直塑料排水板与真空抽气管直接连接，起到节省砂料、降低费用、缩短加固工期的作用。但此技术处理的土体强度增长有限，地基有效加固深度小，地基承载力仍然较低，其主要原因包括黏粒含量过高导致竖向排水板严重淤堵、排水系统内真空度局部损失大、竖向排水体弯曲程度大等。上述原因均降低了排水系统的排水效率，导致无砂垫层真空预压法加固软土地基呈现出前期效果明显、后期疲软的现象，因此仍需提高改进。

20世纪30年代Casagrande将电渗技术应用于软土加固中，用以提高土体的抗剪强度与稳定性[1]。主要是利用电渗对于对细颗粒含量大、低水力渗透系数的软黏土，只需较小的电势梯度就能产生相对较大的孔隙水渗流的特点。将电渗技术引入到软土的快速排水固结成为可行的思路。目前，国内外学者为将电渗技术引入到土体加固中进行了广泛研究，如室内电渗试验[9-13]、现场电渗试验[14-17]、数值方法与理论研究[18-26]等，研究内容也包括了极性转换技术[27,28]、电渗对土体元素及矿物成分的影响[29]、含盐量对电渗的影响[30]、电动土工合成材料[31-33]，研究对象包括吹填土、污染土[34,35]、碱渣土[36]等。但是，在单纯电渗作用下，阳极附近会因为含水率降低土体收缩产生诸多微裂缝，导致界面电阻急剧变大，电能消耗严重。一般认为真空预压-电渗联合作用下，真空荷载对土体的作用力近似为球应力，对土体向中间挤压，因此有利于减少微裂缝。电渗-真空预压复合法在处理软土地基时有着明显的优势，也引起了越来越多研究者的关注，并取得了重要的进展。如沈扬等[14]结合温州某吹填土地基处理工程，对电渗复合真空覆水预压技术进行了现场试验研究，发现电渗复合真空覆水预压法加固效果好于真空覆水预压法；吴辉等[22]通过对真空预压-电渗固结问题的轴对称概化模型的研究发现真空预压-电渗联合作用时地基中将形成更大的负超静孔压，达到更好的预压效果，同时有效地减小地表的差异沉降；高志义等[37]通过真空预压和真空联合电渗加固法的室内模型，发现真空联合电渗加固使土体强度提高2～5倍。

真空预压法及电渗法具有较强互补性，两者结合可以达到提高土体处理效果、改善土体处理均匀性的目标。但这些研究并没有考虑电渗-真空预压复合时电渗最佳介入时间点问题，可以肯定的是，电渗并非越早介入越好，而过晚介入又达不到更高效排水固结的目的，因此本文在室内开展模拟试验探究电渗-真空预压复合作用下，获得含水率、电流、排水量等参数的变化规律、以期发现电渗的最佳介入时间点，并对电渗-真空预压复合法的效果进行分析。

1 试验方法

1.1 试验土样

试验土样取自鄂州某吹填土场地，该场地采用绞吸式挖泥船进行多点多次吹填，吹填面积约200 万m2，吹填淤泥土厚度约为3～6 m，如图1所示，新近吹填河湖相淤泥具有含水率高，压缩性大，透水性差，初始承载力极低的特点，且静置数月后仍为流塑状态。

图1 鄂州吹填工程场地图Fig.1 The hydraulic fill project located in Ezhou

该场地内所取的试验土样的含水率80%～160%，比重2.6～2.7 g/cm3，天然密度平均值为1.42 g/cm3，最小渗透系数为1.75×10-7cm/s。试验时，将多处土样混合并搅拌均匀，搅拌后土样的颗粒组成为0.075～0.005 mm颗粒占比51.4%，粒径小于0.005 mm的占46.5%，Al2O3/SiO2比值为0.31，液限69.0%，塑限38.5%，塑性指数30.5。

1.2 试验装置

试验装置主要为有机玻璃模型筒(高1.0 m，内部直径0.5 m，厚 0.015 m)，如图2(a)和图2(c)所示。将上述土样的初始含水率调制为160%后呈流塑状态，初始泥面高度为0.9 m。整个装置分为电渗系统、排水系统与监测系统。电渗系统由阴阳极(外径2 cm，壁厚3 mm长度为50 cm的HRB235钢管)、整流器、导线等组成，其中阴阳极采用梅花形电极布置形式，如图2(b)所示，阳极位于有机玻璃模型筒中心，阴极紧贴导电塑料排水板布置于有机玻璃模型筒壁附近；排水系统由导电塑料排水板、射流真空泵和多条塑胶管等组成；此外，还设置温湿度传感器、孔隙水压计、天平、电压电流计等用于监测试验过程中不同位置含水率、排水量、土体中电流、电压的动态变化。

1-温湿度传感器；2-孔隙水压力传感器；3-电极阴极；4-电极阳极；5-塑料排水板。图2 试验装置Fi.2 Test apparatus

1.3 试验方案

为了比较电渗-真空预压复合法与单纯真空的加固效果及获得电渗最佳介入时机，采用了3种试验方案，如表1所示，其中方案A为单独真空预压处理，方案B和方案C分别为电渗-真空预压复合法的持续通电模式和间歇通电模式。

表1 试验方案表Tab.1

试验过程中记录排水量、阴阳极附近含水率、电流、孔隙水压力等变化量，并在试验结束后沿深度方向、半径方向各取三个位置，共计9个位置进行取样，对9组土样依次进行微型十字板剪切试验测试土体强度。

2 试验结果与分析

2.1 电极与土体表观变化

在电渗过程中，阳极发生如氧化反应和水解反应：

2H2O→4H++O2↑+4e-

F3-3e-→Fe3+

阴极发生水解反应：

2H2O+2e-→H2↑+2OH-

试验过程中，真空预压-电渗复合试验过程中阳极存在一定腐蚀，试验结束后对电极进行烘干称重，阳极损失质量约占试验前的10%，值得注意的是虽然阳极的损失量能够反映电化学反应(即电渗法进行的程度)，但阳极损失量包含因为电化学腐蚀而剥落但并未参加反应的钢块，因此并不能以阳极损失量定量地推断电化学反应进行的程度。电渗试验前后的电极对比如图3所示。

图3 电渗前后电极对比Fig.3 Comparision of electrode between before and after electro-osmosis

试验结束后，对比阴阳电极附近土样的颜色发现阳极呈红褐色，阴极呈灰色。这是因为阳极发生电化学反应，Fe3+渗入阳极土体呈现红褐色[另外产生的Fe3+可以与OH-结合形成Fe(OH)3胶体，使土体变的密实。且Fe3+可以使土体颜色改变，阴阳两极土体对比如图4所示]，土体的颜色变化可以反映出电化学反应的离子量多少，从而能够反映出电化学反应的程度及排水固结的程度。

图4 阴阳电极土样对比Fig.4 Comparision of soil at the anode and cathode

2.2 排水量变化特征

固结过程是土体中水分不断排出的过程，不同的试验中，排水量随时间变化如图5所示。

图5 排水量时程曲线Fig.5 Time-history curve of drainage

由排水量时程曲线可知：在三组试验中，固结试验初始初期，各组排水速率基本相同，A方案的排水量时程曲线曲率较大，且A方案的排水速率下降速度大于连续通电与间歇通电作用下的真空预压-电渗联合试验，最终电渗-真空预压复合法试验复合相比单独真空预压作用排水量提高了14%。图5数据还表现为间歇通电模式(方案C)的排水效果要稍弱于连续通电模式(方案B)。但由于间歇通电模式利用的电能更少，因此，其节能效果要强于持续通电模式。排水固结前期主要是自由水的排除，土体的空隙率较大，渗透阻力很小，因此排水板数目与真空度是决定排水速率的主要因素。真空预压作用一段时间后，排水板附近土体变得致密，真空预压真空度传递受阻，同时，排水板也因土体细颗粒的吸附发生淤堵等问题，降低了真空预压作用的效率。采用电渗-真空电渗联合法，电渗作用会使水分由阳极区向阴极汇集，即电渗引起的孔隙水流动方向与真空作用下孔隙水流动方向一致，产生叠加效应，从而提高排水效率。

2.3 含水率变化特征

试验过程中有机玻璃模型筒中心位置土体的含水率变化与有机玻璃模型筒壁周围土体的含水率变化分别入图6(a)和6(b)所示。

图6 含水率变化曲线Fig.6 Changing curve of water content

从有机玻璃模型筒中心位置土体的含水率变化曲线中[图6(a)]可以发现三种方案的试验初期，含水率基本保持一致，而在41h左右时，A方案的含水率明显高于B方案和C方案，其含水率下降速率也明显低于B方案和C方案，表明电渗的效果在此开始体现；最终B方案和C方案相比A方案可以使含水率可以多降低15%左右。但有机玻璃模型筒壁周围土体的含水率变化曲线[图6(b)]中，虽然含水率依然是A方案最高，但差异远没有模型筒中心位置土体的明显。这是由于阳极布置于中心位置，而阴极布置于模型筒壁，导致电渗作用下，阳极水向阴极补给的缘故。横向对比图6(a)和图6(b)可知：连续通电作用下的真空预压-电渗联合试验中，在41h后，阴阳两极含水率差别逐渐变大，最终试验结束时阴极含水率高于阳极含水率5.6%；在间歇通电作用下，真空预压-电渗联合试验，最终阴极含水率高于阳极含水率5%。

2.4 排水速率变化

真空预压与间歇通电下真空预压-电渗联合情况下排水速率如图7所示。

图7 排水速率曲线Fig.7 Time-history curve of drainge rate

在试验41 h前，电渗与电渗-真空预压复合法排水速率基本相等，说明在含水率较高的情况下，排水主要在真空预压作用下完成，电渗并不能够加快排水速率，这是因为在含水率较大的情况下，主要排出的是自由水，真空预压在自由水较多的情况下排水速率较好，排水板排水速率由真空预压真空度和排水板的数量决定。当含水率较小时，自由水含量减少，同时因为在真空预压作用过程中，由于水力作用，排水板附近细小颗粒含量增加，渗透系数降低，单纯的真空预压法排水效率下降，此时介入电渗法能够明显提高排水速率。

2.5 电流变化

连续通电与间歇通电作用下的真空预压-电渗联合作用下，土体中电流变化如图8所示。

图8 电流变化曲线Fig 8 Time-history curve of current

从图8中可以看出，在试验开始的前41 h，间歇通电与连续通电电流大小基本相等，这是因为在41 h前排水速率主要由真空预压决定，电渗法对固结排水作用不大，因此在41 h前，连续通电与间歇通电作用下的真空预压-电渗联合作用下土体含水率基本相等，土体电阻差别不大，因此间歇通电与连续通电的电流大小基本没有差别；而在41 h以后，自由水含量降低，间歇通电的通电时间较短，排水速率略低于连续通电，因此在相同的时刻，间歇通电的含水率高于连续通电，间歇通电的电流强度高于连续通电，这与上文对比单纯真空预压与间歇通电排水速率的结论一致。

2.6 强度变化特征

试验结束后，将每组试验的阴极附近、中间位置、阳极附近三个位置沿深度方向分三组进行取样，并依次进行便携式十字板剪切试验，试验结果如表2所示。

表2 十字板剪切试验结果Tab.2 Test results of Vane shear tests

对比便携式十字板剪切试验结果可知，在上中下三个位置抗剪强度相差不大。在真空预压处理试验中，排水板附近的固结效果最佳，十字板剪切试验值比中心位置土体高20%；在连续通电的真空预压-电渗联合试验中，阴阳两极的抗剪强度差别较真空预压较小，阳极抗剪强度高出阴极抗剪强度的15%；间歇通电的真空预压-电渗联合试验过程中，不同位置的抗剪强度分布特性与连续通电的真空预压-电渗联合试验中相似：阳极到阴极的十字板剪切试验值逐渐减少。连续通电与间歇通电的真空预压-电渗联合试验最终不同位置的抗剪强度值差别不大，平均值基本相等。电渗-真空预压复合法相比单独真空预压法，阳极附近土体抗剪强度提高38%，中间位置土体的抗剪强度提高了13%，阴极附近土样抗剪强度三组试验差别不大。

整个试验组与以往工程实践数据规律不同，试验组沿深度方向强度并没有呈现明显的差异，这是因为试验模型较小，在1 m的范围内真空度不会出现明显衰减，由装置底部的空隙水压力计(维持在81 kPa左右)也可以得出相同结论，根据以往的真空预压现场试验真空度沿深度衰减规律来看，在2 m范围内真空度并没有明显衰减，因此本模型试验中沿深度方向强度变化不大。