基于增温加热技术的淤泥真空预压现场试验研究

2022-07-15吴玉涛金亚伟高天宇王小东

水文地质工程地质 2022年4期

程瑾，曹凯，吴玉涛，金亚伟，张勇，张珍，高天宇，王小东

（1.中交（天津）生态环保设计研究院有限公司，天津 300202；2.江苏鑫泰岩土科技有限公司，江苏宜兴 214200）

随着国家对河湖水库环境修复治理力度的加大，在施工过程中将产生大量高含水量、高孔隙比、低渗透性、高压缩性的清淤淤泥，淤泥堆放需占用大量的土地资源，且在短时间内无法进行消耗和二次利用，制约着该地区的城镇规划建设和社会经济发展。目前，处理疏浚清淤淤泥的方法主要有真空预压法[1-3]，包括增压式真空预压[4]、无砂垫层真空预压[5]和堆载联合真空预压[6]，上述处理方法存在以下缺点：（1）土体强度增长有限，主要是因为真空压力与渗透力达到平衡后，土体中的水便无法排出，致使土体强度增长有限；（2）有效加固深度小，由于淤泥土黏粒含量较高、可压缩性较大，导致竖向排水板严重淤堵和弯折，排水系统内真空度损失较大，深部土体处理效果较差；（3）处理后的土体性能不均匀，真空预压处理后的土体在浅表层形成一层硬壳层，内部土体含水率仍较高，形成了上部土体硬，下部土体软的现象。电渗联合真空预压虽然解决了上述部分问题[7-9]，但由于电压加载模式模糊和电极腐蚀能耗严重等问题，导致经济成本较高，未被大规模应用。热排水固结法是近年来提出并逐渐引起关注的一种软基处理方法[10]，Abuelnaga等[11]首先开展了模型试验，将排水固结法与加热相结合，发现加热能加快竖井地基固结；随后，Demars等[12]、Cekerevac等[13]、Kuntiwattanakul等[14]、Bruyn 等[15]通过水浴加热或电热线圈加热来控制试样温度，研制了不同的温控三轴仪，分析了不同温度方式对土体力学特性的影响；Sultan等[16]改进了GDS三轴仪，将加热线圈置于压力室罩的外壁，并由电热偶控制压力室温度。国内于21世纪初才开展温度对土体排水固结影响的研究，范高飞等[17]通过非等温管道流竖井地基热排水固结模拟试验，得出研究温度可使地基土渗透系数增大、固结速率加快；王天圆等[18]通过不同温度下的排水固结试验研究，得到土体物性指标的发展规律和适宜的加热温度；尹铁峰等[19]通过研究软黏土的热固结发现温度主要通过影响水的黏滞系数来提高土体的渗透系数，且温差越大，影响效果越明显。

目前，增温加热联合真空预压技术对土体的排水固结现场研究较少，本文通过室内模型试验、现场试验研究初步阐述了增温加热联合真空预压的技术原理，从沉降量、孔隙水压力变化规律、抗剪强度、固结度和工后土体物理力学指标分析了该技术的脱水固结效果，同时，初步厘定了该间歇式温致相变汽化发生器的有效半径，为该技术的工程应用提供理论支持和技术指导。

1 增温加热联合真空预压的技术原理

增温加热联合真空预压技术是在常规真空预压的基础上，联合增温加热技术改变了土中水的形态特征，改善了土体渗透径流系统，实现了土体的快速高效排水固结。该方法涉及到温度场、应力场和水汽渗流场的相互作用，机理较为复杂。目前，真空预压原理的研究较为成熟，本文主要探讨温度和应力的耦合作用对土体排水固结的影响。

（1）温压对土中水的影响。加热增温可使液态水发生汽化，通过室内模型试验得到了真空压力和水的沸点关系（图1），在一定的真空压力条件下，温度增加，液态水达到汽化点温度后开始汽化，液态水转为气态水，当到达沸点后，汽化达到最大值，真空压力越大，汽化点温度越低。常规真空预压的真空度一般为80 ～90 kPa，此时，水的汽化温度为41～61 °C。汽化的液态水更易在土中渗透径流，也更易从排水板中排出，进而加速了土的排水固结。

图1 真空压力与水的沸点温度关系曲线Fig.1 Relationship curve between vacuum pressure and boiling point temperature of water

（2）温压对土体渗透性的影响

Derjaguin等[20]指出土体中孔隙水在不同温度下的状态不同；当温度升高到一定值时（如70 °C），结合水性能接近自由水；当温度越高，土体中结合水膜厚度越小，黏滞系数越小，孔隙水渗透性就越大。Delage等[21]对温度介于常温至90 °C的正常固结黏土进行渗透性测试，发现温度较高时土体的渗透系数是常温下的4倍左右，王媛等[22]对南京地区3种土样进行了5～45 °C不同温度下的渗透试验，发现加热对提高土样渗透性的作用明显。上述研究表明：增温可减小孔隙水的黏滞系数，而黏滞系数与土体的渗透性密切相关，由此来改善土体的渗透性（图2）。

图2 加热对土体渗透性影响示意图Fig.2 Schematic diagram of influence of heating on soil permeability

从孔隙水的热动力学角度来看，根据饱和蒸气压理论，土颗粒压缩后形成相对封闭的空隙，其中的水较难排出，而在温度和压力的作用下，在液体表面上方形成蒸汽，液体表面受到的压力等于其饱和蒸气压力，饱和蒸气压主要由液态表面的小水滴产生的。同时根据Kelvin公式可知，温度和压力增加，饱和蒸气压增大，也就是说液体表面的小水滴半径将会进一步减小来满足饱和蒸气压的动态平衡。

饱和蒸气压的存在使得密闭的土颗粒存在一定的张力，土颗粒之间可能产生新的孔隙，小水滴沿孔隙逃离，进一步增加土的排水固结，当饱和蒸气压与土颗粒上部应力相等时，由饱和蒸气压促使的排水固结完成。孔隙水的饱和蒸气压对土体的排水固结具有一定的影响，其中复杂的热动力学解析是研究的难点问题，需要进一步的深入研究。

（3）温压对软土压缩性的影响

加热对软土压缩性影响的研究共识主要有两方面。一是加热对软土先期固结压力的影响。Eriksson[23]、Laloui等[24]在不同温度下对不同类型土进行等温固结实验，均得到先期固结压力随温度增加而减小的规律。二是应力历史对软土温度效应的影响（这里的应力历史通常指超固结比OCR）[25]。正常固结土或超固结比较小的土（OCR=1～2）在加热时产生收缩（热沉降），冷却后该变形不能全部恢复；强超固结土在加热时产生膨胀（热回弹），冷却后膨胀可以完全恢复；弱超固结土的温度效应介于上述两者之间。因此，温度对土体压缩性的影响较为复杂，可能会使土体的压缩性增大，也可能减小，对于重塑软土（欠固结，OCR＜1）和正常固结软土，加热使得土体的压缩性增大。

（4）温压对排水通道的影响

增温加热联合真空预压技术的排水通道通常是塑料排水板，排水板中间是塑料芯板，两面以非织造土工织物包裹作滤膜。芯板通常采用聚丙烯和聚乙烯混合掺配制，滤膜采用长纤热扎无纺布。上述材料的热变形温度在90～100 °C；因此当加热温度控制在一定值时（如70 °C），加热对排水板的影响不大。需要注意的是，排水通道材料在加热情况下的耐久性问题需要开展进一步细致研究。

2 工程概况及设计方案

2.1 工程概况

试验场地位于白洋淀采蒲台地区，场地呈梯形，面积为1 853 m2，疏浚吹填淤泥为白洋淀淀区底泥，厚度为6 m。底泥物理性质指标如表1所示。颗粒组成为0.075～0.005 mm颗粒占66.67%，小于0.005 mm的颗粒占30.16%。疏浚吹填底泥具有含水率高、渗透性低、压缩性高等特点，吹填静置数月后仍呈流塑状。

表1 底泥物理力学性质表Table 1 Physical and mechanical properties of sediment

2.2 方案设计及增温装置介绍

试验区根据排水板间距分为两个单元（图3），A单元排水板间距为0.6 m，B单元排水板间距为0.8 m，排水板打插深度至原状土层约0.5 m处。A和B单元各布设一台真空泵，提供真空压力。首先，为防止排水板淤堵或泥浆翻涌，试运行阶段真空度采用逐级加载的方式，初级加载为30 kPa，时间为24 h，后续为60 kPa，时间为24 h，最后稳定在85 kPa左右。增温加热联合真空预压邻区为常规真空预压区，试验条件与B单元一致。

图3 增温加热联合真空预压试验场地示意图Fig.3 Plan of temperature increasing heating combined with vacuum preloading test site

增温装置采用一种间歇式温致相变汽化发生器[26]（图4），呈圆柱形，长66 cm，直径为8 cm，该装置主要由上下两部分组成，上部分为基座，下部分为发热体，发热体上开设喷气孔，高温气体对底泥产生增温作用，加快底泥的排水固结。将增温装置垂直插入到底泥底部，埋深约6 m，平面呈正方形，间距为6 m（图3）。由于真空压力随深度的递减规律，并结合图1压力与水汽化温度之间的关系，加热装置温度设定为70 °C运行2 min，间歇10 min，试运行阶段开始加热增温。

图4 增温装置示意图Fig.4 Schematic diagram of warming device

3 试验结果及分析

3.1 膜下真空度

抽真空前期为防止泥浆翻涌、排水板淤堵或形成土柱等问题，真空度维持在30～60 kPa，48 h后真空度逐渐增加至85 kPa左右，但B单元南侧为土石方坝，由碎石土压实组成，密封性较差，导致B单元膜下真空度无法达到80 kPa以上，因此在B单元增加一台射流泵，膜下真空度逐渐提高至85 kPa左右。（图5）。

图5 膜下真空度Fig.5 Under film vacuum

3.2 沉降量

试验处理周期为61 d，对试验区进行网格密度为1 m × 3 m的高程点测量（图6），同时，根据日沉降量监测数据绘制沉降曲线（图7），在相同的时间内，A单元沉降量为1.71 m，B单元沉降量为1.66 m，常规真空预压单元沉降量为0.58 m，增温加热联合真空预压可大幅度提高底泥的固结沉降量，体积压缩约为常规真空预压的3倍。针对A、B单元而言，初始阶段A单元沉降速率大于B单元，但随着沉降的进行，二者最终沉降差逐渐减小，反映在试验前期为较小的排水板间距可实现土体的快速固结沉降，但受排水板有效排水半径的影响，最终的脱水固结效果相差较小，绝大多数研究者认为当排水板间距小于0.7 m时，排水板间距将不再影响底泥的固结沉降[27]。因此，在排水板有效排水半径范围内，排水板间距大小对底泥最终的脱水效果基本无影响，排水板有效半径主要受两种因素影响，一是排水板自身的性能，包括排水板板芯和滤膜的物理力学性能[28]，其次是土体的成分、结构和物理力学性质等[29]。

图6 现场处理照片Fig.6 Site processing photos

图7 增温加热区与真空预压区累计沉降曲线Fig.7 Cumulative settlement curve of heating zone and vacuum preloading zone

3.3 不均匀沉降

增温加热联合真空预压技术脱水后的淤泥出现不均匀沉降现象（图8），底泥表面整体呈凹凸不平状，主要表现为以增温装置地表投影为沉降中心，距离越远沉降量越小，由于A单元北边缘2个增温装置和B单元中部1个增温装置失效，该点位底泥顶面表现为明显的凸起，其他地区仍呈凹凸不平状。如何减小或消除增温加热技术产生的差异沉降，需要进一步研究，从真空预压和电渗真空预压消除不均匀沉降的研究成果来看，可从改变增温装置的布设形式、埋设深度、增温间歇时间、高低温循环加热等方式来实现。

图8 增温加热联合真空预压区底泥顶面高程三维图Fig.8 Three dimensional elevation of sediment top surface in heating and vacuum preloading area

3.4 孔隙水压力

在A、B单元深2，4 m处分别埋设孔隙水压力监测仪，根据孔隙水压力变化曲线（图9）可知，8月11日开始满载抽真空，8月20日未增温之前，由于覆水影响，孔隙水压力有所增大，但随着真空压力向下传递，孔隙水压力逐渐减小，但减小速率较为缓慢，而A单元4 m深处的孔隙水压力从开始便急剧减小，其原因可能是距离排水板较近，导致孔隙水压力变化异常。

图9 A、B单元不同深度孔隙水压力变化曲线Fig.9 Variation curves of pore water pressure at different depths of units A and B

开始增温之前，相同深度下A单元的孔隙水压力小于B单元的孔隙水压力，主要是因为A单元排水板间距小于B单元，A单元排水板间距较小，真空压力传递较快，孔隙水压力较小。8月20日开始增温，增温后孔隙水压力有所增大，主要是因为增温导致水分子动能增加，液态水汽化，孔隙扩张，孔隙水压力有所增大，随着孔隙水被排出，孔隙水压力消散速率和幅度明显增加。B单元4 m深处由于温度较高，孔隙水压力消散更快，因此，温度升高有利于孔隙水消散，加快了土体的脱水固结。当停止增温后，孔隙水压力出现明显的回弹，2 m深处的孔隙水压力回弹了17.4 kPa，4 m深处的孔隙水压力回弹了34.6 kPa，反映孔隙水压力对温度变化具有较高的敏感性，且温度越高回弹量越大，因此，在停止增温之前，应采用逐级降温的方法，防止孔隙水压力过渡回弹而引起的残余沉降量过大。

3.5 试验后底泥指标变化

处理后的底泥物理力学性质如表2所示，常规真空预压处理后的底泥含水率为53.20%，增温加热联合真空预压技术处理后的底泥含水率为34.59%，含水率明显降低，较常规真空预压降低了18.6%。同时，由于A单元排水板间距较小，底泥固结效果较好，其密度有所增大，孔隙比有所减小。经常规真空预压处理后的底泥呈软塑状，而经增温加热联合真空预压技术处理后的底泥呈可塑状。

表2 处理后底泥物理力学性质表Table 2 Physical and mechanical properties of treated sediment

十字板抗剪强度是评价底泥处理效果的重要指标（图10），常规真空预压处理后的底泥抗剪强度随深度增加而减小，整体抗剪强度为13.23 kPa，而经增温加热联合真空预压处理后的底泥，受增温效果的影响，整体抗剪强度为29.57 kPa，较常规真空预压增长了2.2倍。增温装置埋深约为4 m，受底部增温效果的影响，4 m深处的底泥抗剪强度大于顶面底泥抗剪强度，反映底泥抗剪强度随温度升高增长较大；同时，受增温装置有效半径影响，距离增温装置越近，温度相对越高，底泥脱水固结效果越好，抗剪强度越大。当距离增温装置在2 m左右时，底泥抗剪强度曲线出现明显的拐点，即：抗剪强度随深度增加而减小的规律变为距增温加热装置越近抗剪强度越大的特点。因此，受真空度随深度递减与增温加热作用的耦合影响，底泥抗剪强度整体表现为上下大、中间小的特征。除此之外，由于A单元排水板间距较小，同等深度下，底泥抗剪强度略大于B单元。

图10 十字板抗剪强度随深度变化曲线Fig.10 Variation curve of vane shear strength with depth

3.6 固结度

固结度表示土的固结程度，是地基处理效果的重要检测指标，试验结束后，依据《吹填土地基处理技术规范》（GB/T 51064—2015）计算底泥的固结度。

式中：St——满载t时刻的实测沉降量/mm；

S0——满载开始时的实测沉降量/mm；

t——从满载时刻算起的预压时间/s；

S∞——最终沉降量/mm；

α、β——计算参数，根据实测资料确定（图11）。

图11 α、β值确定示意图Fig.11 Determine α, β schematic diagram of values

因此，固结度计算可根据：

式中：——固结度/%。

如表3可知，A单元最终固结度为85.4%，B单元最终固结度为83.3%，A单元底泥固结度略大于B单元，主要是因为A单元排水板间距小于B单元所致。

表3 A、B单元固结度计算表Table 3 A and B unit consolidation degree calculation table

3.7 增温装置的有效半径

为了厘定增温装置的有效半径，现以增温装置为中心，向下和向外进行钻孔取样，取样间距为1 m，测定土体含水率变化规律（图12），在横向上，距离增温装置越远，土体含水率越大，当距离超过2 m时，含水率随距离变化曲线呈水平状，变化较小；在纵向上，土体含水率变化特征与横向上基本一致。因此，从土体含水率变化规律可知，增温装置的有效半径约为2 m。

图12 含水率与深度（距离）变化曲线Fig.12 Variation curve of water content and depth (distance)

从沉降量上来看，以增温装置地表投影为中心（A点和B点），统计A、B点半径差为1 m的圆或圆弧内的高程变化规律（图13），各圆或圆环内高程变化如表4所示。统计各圆内高程与增温装置距离变化关系，如图14所示，距离增温装置越远，地表高程越大，当距离超过3 m时，地表高程变化曲线呈水平状，地势相对平缓。因此，从沉降量来看，增温装置的有效半径约3 m。

图14 距增温装置地表投影中心高程变化曲线Fig.14 Elevation change curve from surface projection center of temperature increasing device

表4 增温中心不同距离点高程Table 4 Elevation of points at different distances from the heating center

图13 标高测量点示意图Fig.13 Schematic diagram of elevation measuring points

综上所述，从底泥含水率、地表高程与增温装置的距离变化规律可知，该增温装置的有效半径为2～3 m，由此可知，单个增温装置的有效加固深度约为3 m。而在一定的深度范围内，根据增温装置的有效半径进行埋设，其结构稳定性和加热温度以及热传导作用受底泥厚度变化影响较小，其有效加固深度受真空预压有效加固深度的影响较大，以往绝大多数学者认为真空预压的有效加固深度一般为10 m[30]，但随着真空预压理论的完善和排水板新材料的研发，许多学者研究发现真空预压的加固深度可达20 m[31]，甚至是25 m左右[32]。但随着加固厚度的增大，底泥将产生较大的沉降，对增温装置的导线传输技术要求较高，其有效加固深度需要进一步的研究和验证。