電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂的室內模型試驗

胡平川，周 建，溫曉貴，陳宇翔，李一雯

（浙江大學 濱海與城市巖土工程中心，浙江 杭州310058）

電滲法對高含水量、低強度，低滲透性的軟黏土有較好的處理效果.然而，通常而言電滲能耗較高，經濟效應較差.同時，現(xiàn)場試驗結果表明，電滲對于深層土體的處理效果不夠理想.Bjerrum 等［1］在挪威的試驗表明電滲處理后土的抗剪強度在8 m 以下與處理前基本無變化，Burnotte等［2］的試驗也有類似結論.這些限制了電滲法的進一步發(fā)展.

為打破電滲法發(fā)展瓶頸，現(xiàn)有研究主要存在2種思路.1）通過改變電極材料［3-4］、通電方式［5-6］、電極布置形式［7-8］等電滲法本身參數(shù)來提高電滲的經濟效益，2）將電滲與其他加載方式相結合以降低成本，常見的有電滲聯(lián)合真空預壓［9］、電滲聯(lián)合堆載［10］、電滲聯(lián)合強夯［11］、電滲聯(lián)合化學灌漿［12］等.

本文在第2種思路的基礎上，首次將氣壓劈裂與電滲法相結合，以期通過氣壓劈裂改善電滲排水效果.

所謂氣壓劈裂，指的是巖土體在高壓氣體作用下產生裂隙并發(fā)展的過程［13］，早在20 世紀80 年代，環(huán)境工程領域就已采用氣壓劈裂技術在巖土體中形成裂隙，增加流體的流動通道，提高低滲透性土體的滲透性能［14］.在地基處理領域，Larsson等［15-18］注意到工程中的氣壓劈裂現(xiàn)象，劉松玉等［19］將氣壓劈裂與真空預壓相結合，發(fā)明了劈裂真空法，該法可加大真空預壓法的有效處理深度，提高深部土體滲透性，縮短預壓時間，控制工后沉降.

將電滲與氣壓劈裂相結合，其目的是希望通過向深層土體噴氣來改善電滲對于深層土體的處理效果，同時希望氣壓劈裂在土中產生從陽極向陰極發(fā)展的裂縫，形成有利的排水通道，加速電滲排水.為探討該法的可行性，本文開展了電滲-堆載和電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂對照試驗，并從裂縫、電流、排水量、抗剪強度和能耗系數(shù)多角度進行評價.

1 試驗方案

1.1 土樣

由于原狀土不方便填充至模型箱，在搬運、貯藏的過程中已經受到擾動、且表面水分蒸發(fā)嚴重使得土的均勻性較差，因此本試驗采用飽和重塑軟黏土，其原狀土為杭州市西湖區(qū)某基坑開挖出的淤泥質黏土，基本物理力學性質見表1，表中ρ為天然密度，ds為土粒比重，e為孔隙比，Sr為飽和度，w 為水的質量分數(shù)，wL為液限，wp為塑限.

表1 原狀土的基本物理指標Tab.1 Physical parameters of original soil

在試驗前，制作飽和重塑性軟黏土：將上述原狀土切成小塊，然后將碎土放到攪拌桶中，加水至水漫過土約5～6cm，靜置24h，然后用攪土器攪拌均勻.經測試，該重塑性軟黏土抗剪強度為0，水的質量分數(shù)約為68%.

1.2 試驗裝置

電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗裝置如圖1所示.模型箱是一個底部有孔的有機玻璃箱，尺寸為700 mm×300mm×400 mm（外邊緣）.陰極和陽極為450mm 長鋁管.陽極同時充當噴氣管，陰極同時充當排水管.本試驗所用陽極外徑16 mm，內徑10 mm，長度方向距離底部50 mm 處和150 mm 處分別有4個直徑2mm 噴氣孔，每個噴氣孔正對一個陰極.陰極外徑24mm，內徑18mm，底部300mm（長度方向）內均勻分布直徑4mm 的小孔.陽極通過固定裝置固定在模型箱上，同時，通過氣管、氣管接頭將陽極與外接氣壓源相連.在模型箱底部分布有6個直徑10mm 的帶螺紋圓孔，每個螺紋孔上旋有排水管，排水管外套陰極，陰極和排水管間有濾膜，排水管下設有集水容器.值得指出的是，本次試驗上覆堆載的目的在于減少尺寸效應，溫曉貴［20］的研究表明：適當?shù)亩演d可消除電滲模型中幾何邊界引起的尺寸效應.

圖1 電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗裝置圖Fig.1 Test device of laboratory model experiment of electro-osmosis combined with loading and pneumatic fracturing

1.3 試驗參數(shù)確定

試驗需確定的參數(shù)主要有：電極布置形式、電壓大小、噴氣的起噴時間、氣壓大小、噴氣持續(xù)時間等.

圖2 電極布置平面示意圖Fig.2 Schematic plan of electrode configurations

電極布置形式如圖2所示，陰極和陽極相間布置，形成錯位，李一雯［8］稱之為平行錯位布置.之所以采用平行錯位布置，是由于：為產生從陽極向陰極發(fā)展的裂縫，需從陽極（同時作為噴氣管）朝向四周的排水管（即陰極）噴氣，即陰極包圍陽極，現(xiàn)有的電極布置形式中只有平行錯位滿足這條要求.廖敬堂等［21］現(xiàn)場試驗處理深度為6～7 m，而陽極井點管網格和陰極井點管網格均為4m×4m，處理深度與同性電極間距比為1.5.本次試驗處理深度為27cm，上覆砂厚50mm，質量為14.7kg，相當于約1.2kPa的均布荷載.采用的同性電極間距為200 mm，異性電極間距為141 mm，處理深度與同性電極間距比為1.35，與現(xiàn)場試驗接近.

電壓大小采用15V，這是因為考慮電極的直徑及厚度后實際異性電極間距為121 mm，若采用15V電壓，電勢梯度為1.24V／cm，接近李瑛［22］提出的最佳梯度1.25V／cm.

電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗中噴氣的起噴時間是根據(jù)電滲-堆載試驗結果確定的，電滲-堆載試驗結果表明，排水量累積曲線在24～28h間出現(xiàn)拐點，拐點后排水速率明顯降低，所以電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗噴氣的起噴時間定為電滲開始后第24h，以加強后期的處理效果.

氣壓大小與噴氣時間是根據(jù)試驗現(xiàn)象調整的，各時刻具體噴氣方案見表2，表中p 為噴氣氣壓，tp為噴氣時刻，tl為噴氣持續(xù)時間.首次噴氣時，打開氣壓閥的瞬間，出現(xiàn)了250kPa的高壓，持續(xù)時間約10s，這可能是試驗開展前外接的氣管中有殘余氣壓所致.總結前3次試驗現(xiàn)象（見3.2節(jié)），最終確定典型的噴氣方案為：50、100、150、200、250kPa各噴氣1min，300、350kPa各噴氣5min.第40、56、80h沒能按照典型噴氣方案噴氣，這是由于此3次在噴氣時氣壓計表盤出現(xiàn)異常，繼續(xù)向上加壓時表盤劇烈晃動.

表2 噴氣方案Tab.2 Jetting scheme

1.3 試驗步驟

為研究氣壓劈裂對于電滲效果的影響，筆者設計了一組對照試驗，即電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗和電滲-堆載試驗.電滲-堆載聯(lián)合劈裂試驗步驟如下：1）將陰極固定及排水管旋入陰極固定及排水螺紋孔，陰極插入陰極固定及排水管，利用陽極固定裝置將多個陽極固定在模型箱上；2）將待處理軟黏土以每層5cm 厚分層填充至模型箱中，每填充一層后壓實，如此反復直至模型箱內軟黏土高度達到27cm；3）將14.7kg上覆砂均勻地鋪在待處理軟黏土上；4）用導線將陽極、陰極分別與穩(wěn)壓電源的正負極串聯(lián)，用氣管、氣管接頭將陽極與外接氣壓源相連；5）開啟穩(wěn)壓電源，在陽極和陰極間施加15V 穩(wěn)壓，記錄電流變化情況；6）通電過程中每4小時稱量接水容器的總質量，并繪制累計排水量曲線圖；7）通電24h時后，打開外接氣壓源向待處理軟黏土中噴射高壓氣，然后關閉外接氣壓源，之后每4小時重復噴射一次高壓氣，具體噴氣方案見表2；8）通電96h后停止試驗，關閉穩(wěn)壓電源；9）取不同位置處的土體測定抗剪強度.

電滲-堆載試驗步驟與電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂類似，只是省去第7步.

2 試驗結果和分析

由于電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂的提出是希望通過氣壓劈裂產生有利裂縫來促進電滲排水，所以本文首先從裂縫開展情況對電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗與電滲-堆載試驗進行對比.接下來，記錄了兩者電流變化的情況，發(fā)現(xiàn)氣壓劈裂對于電滲過程中電流大小有影響.之后，對2個試驗的排水量、試驗后土的抗剪強度、含水量進行對比.能耗是目前對于電滲比較關心的問題，因此最后比較了兩者的能耗系數(shù).通過對這些參數(shù)的對比分析，以期全面地評價氣壓劈裂對于電滲的影響.

2.1 裂縫開展

當試驗結束后，挖除上覆砂，可以看到土體裂縫產生，如圖3所示，與李一雯等［8］電滲室內模型試驗相比，本試驗裂縫發(fā)展輕微得多，溫曉貴等［20］的研究表明，電滲模型試驗夸大了裂縫開展程度，這是造成電滲模型試驗尺寸效應的最重要原因，通過堆載限制裂縫的開展可有效減少尺寸效應，可以認為本試驗尺寸效應得到了有效限制.本試驗裂縫發(fā)展形式可大致描述為：由包圍陽極的環(huán)狀裂縫和由陰極開展的放射狀裂縫組合而成，如圖3（a）所示.此外，在電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗中，水平向沿噴氣方向出現(xiàn)了多條細小的徑向裂縫，如圖3（b）中白色箭頭所示，這種裂縫在李一雯等［8］、溫曉貴等［20］的試驗中均未出現(xiàn)，筆者認為，這些徑向裂縫的產生與噴射高壓氣密不可分，證明了在高壓氣體作用下土體的確產生了劈裂.

圖3 試驗結束后土體裂縫開展情況Fig.3 Cracks in the soil after the experiments

2.2電流

試驗中電流變化如圖4 所示，圖中I 為電流，t為時間.前人的研究表明，隨著電滲的進行，電極材料逐漸腐蝕，界面電阻變大，電流應當降低.而這2次試驗卻出現(xiàn)了電流回升段，即電滲-堆載試驗的4～16h，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗的4～24h，這說明引起電滲過程中電流變化的原因值得進一步探討.考慮到電滲過程中土體裂縫的開展，筆者認為電流回升的原因為：在電滲過程中土體產生裂縫，裂縫剛形成時，土中含水量還較高，以至于裂縫被孔隙水填充，使得陰陽極間電阻變小，電流增大.

圖4 電流變化曲線圖Fig.4 Current-time curve

試驗過程中發(fā)現(xiàn)氣壓劈裂對于電流大小有影響，它的影響包括增大和減小2個方面.在各次噴氣過程中電流出現(xiàn)了2次明顯的突增，第1次是在首次噴氣時，打開氣壓閥的瞬間，出現(xiàn)了250kPa的高壓，持續(xù)時間約10s，此時電流值由0.74A 突增至0.81A，第2 次是在第32h 增壓至300kPa的瞬間，電流由0.71A 突增至0.73A；另一方面，長時間加壓，電流有所下降，這種現(xiàn)象幾乎每次加壓都會遇到，每次下降幅度約0.01A.造成這種現(xiàn)象的原因可能在于：250～300kPa為土體劈裂產生裂縫的起始壓力，此時水量較大，裂縫一旦形成，水隨即進入裂縫中，有利于導電.這也是在經過前3次噴氣后確定典型噴氣方案最高氣壓為350kPa的依據(jù).另一方面，長時間加壓，噴氣孔周圍形成球狀空隙，減少了陽極管與土的接觸面積，造成電流值下降.

2.3 排水量

總排水量累計曲線如圖5所示，圖中q 為總排水量.可以看出，噴氣前24h這2個試驗的排水量累積曲線基本重合，說明2次試驗所采用的軟黏土性質一致、體積相同，這為比較2 個試驗提供了基礎.從開始噴氣的第24h開始，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂的累計排水量一直高于電滲-堆載試驗，最終電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗總排水量9 795g，電滲-堆載試驗總排水量8 795g，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗比電滲-堆載試驗總排水量增加11.4%.

無論是電滲-堆載試驗還是電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗，根據(jù)排水量累積曲線都可以將其試驗過程劃分為2個階段，1）是快速排水階段，2）是緩慢排水階段，連接這2個階段的點稱之為排水量累計曲線拐點.電滲-堆載試驗排水量累計曲線拐點出現(xiàn)在28h 附近，而電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗出現(xiàn)在44h附近.可知，氣壓劈裂使得排水量累計曲線拐點明顯后移.

圖5 總排水量累計曲線Fig.5 Total water discharge-time curve

近似認為水的密度為1g／mL，可以計算各時刻的排水速率如圖6所示，圖中qV為排水速率.噴氣前的24h，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗和電滲-堆載試驗排水速率曲線基本一致.首次噴氣后的4h，本該處于排水速率衰減階段的電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗，其排水速率反而由噴氣前的181 mL／h提高到199 mL／h，提高幅度為10%.且之后的20h，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗的排水速率一直明顯高于電滲-堆載試驗同期的排水速率.第44h后，兩曲線接近重合.說明氣壓劈裂對于電滲排水的促進作用是隨電滲處理時間而改變的，前期效果明顯，后期幾乎沒有促進效果.建議在使用該法進行軟土地基處理時后期不必噴氣，以減少不必要的開支.

圖6 排水速率曲線Fig.6Velocity of water discharge-time curve

2.4 抗剪強度

試驗前土體處于流塑狀態(tài)，抗剪強度為0.試驗結束后，分別測定了模型箱中表層、中層、底層各陰極和陽極附近土的抗剪強度，每層取測試點10個，2個試驗共取60個測試點，不同位置土的抗剪強度平均值如表3所示，表中σc為土的抗剪強度，A 為電滲-堆載試驗，B為電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗.可知：無論是陽極附近還是陰極附近，無論表層、中層還是底層，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗后土的抗剪強度均高于電滲-堆載試驗，電滲-堆載處理后土的抗剪強度平均值為4.39kPa，而電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗后土的抗剪強度平均值為5.13kPa，比前者提高16.9%；在同一個試驗中，陽極附近土的抗剪強度明顯高于陰極處的抗剪強度，這是電滲試驗的一般規(guī)律，而不同深度處土的抗剪強度相比較，有表層＞中層＞底層，這主要是由于本試驗采用的是重塑性飽和軟黏土，先期固結壓力為0，初始抗剪強度相同，均為0，而在試驗過程中，土中水在電場作用下從陽極向陰極滲流的同時，也在重力作用下從上向下滲流，使得底層土的含水量較高，抗剪強度較低；相較電滲—堆載試驗，電滲—堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗后表層、中層和底層土的抗剪強度分別提高16.8%、5.1%、34.6%，這說明電滲—堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗對于深層土體有較好的處理效果.

表3 試驗后土的抗剪強度Tab.3 The shear strength of soil after experiment

2.5 電能及能效系數(shù)

電滲-堆載試驗共消耗電能為0.800kWh，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗全過程消耗的電能為0.895kWh，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗比電滲-堆載試驗消耗的電能多11.9%.

能耗系數(shù)（C：kWh·L-1·m-3）表示電滲從1 m3土中排出1升水需要消耗的能量，用于比較電滲過程的能量消耗量［22］，計算公式如下：

式中：U 為電源輸出電壓，單位：V；It為某時刻t 的電路電流，單位：A；t1、t2為相鄰2個數(shù)據(jù)觀測點的時刻，單位：h；Vw為t1到t2時間段內電滲排出水的體積，單位：L；Vs為土樣體積，單位：m3.

經計算，電滲-堆載試驗的能耗系數(shù)為1.604 kWh／（L·m3），電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗的能耗系數(shù)為1.611kWh／（L·m3）.

2次試驗能耗系數(shù)隨時間關系曲線如圖7 所示.由圖可知，隨著試驗的進行能耗系數(shù)呈逐漸上升趨勢，在44h以內，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗的每4h能耗系數(shù)跟電滲-堆載試驗接近，但稍低于電滲-堆載試驗；在44h之后，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗的能耗系數(shù)則稍高于電滲-堆載試驗.

圖7 能耗系數(shù)隨時間關系曲線Fig.7 Coefficient of energy consumption-time curve

3 討 論

電滲-堆載聯(lián)合劈裂試驗加快排水原理的解釋如下：1）土體在氣壓作用下產生從陽極發(fā)射出來的裂縫，這些裂縫與電滲過程中產生的裂縫形成有利的排水網絡，裂縫形成后，在孔隙水壓力作用下，土中水滲流到裂縫中，有利于導電；2）在氣壓作用下，孔隙水壓力增大，噴氣結束后，超靜孔壓消散，加快了排水速度，關于這一點可以理解為高壓氣體在土體內部施加了一個動力荷載；同時，裂縫的存在為超靜空隙水壓力的快速消散提供了通道.但是，長時間的噴氣會形成球狀孔隙，使得陽極與土的接觸面積減小，不利于電滲.在前期，原因一較為顯著，這是因為此時土中水較多，排水量大，裂縫間充滿游離水.而在后期，土中水較少，排水量小，裂縫中游離水少，這解釋了為什么在44h后氣壓劈裂不再對電滲排水有增強效果.這也啟示我們，在不同時間、不同排水速率下，裂縫對于電滲的影響是不一樣的.

噴氣本身會影響孔隙水壓力、加速排水，其影響多大在本試驗中難以定量分析，原因在于本試驗陽極管噴氣口處氣壓大小未測量且難以計算.如能改進氣壓測量裝置，準確測量噴氣口處氣壓大小，可為該問題的解決提供幫助.

經計算，電滲-堆載試驗抗剪強度標準差為1.40kPa，變異系數(shù)為3.14，而電滲-堆載聯(lián)合劈裂試驗標準差為1.71kPa，變異系數(shù)為3.01，可知，兩者標準差與變異系數(shù)相差均不大，電滲-堆載聯(lián)合劈裂試驗的標準差略大于電滲-堆載試驗，而變異系數(shù)則稍小一些，這說明本次試驗測試誤差較小.

還需要指出的是電滲室內模型試驗（包括本次試驗）多采用模型箱底排水的方式，而電滲現(xiàn)場試驗則是從表層排水，排水方式的差異是否以及在多大程度影響模型試驗的結果，現(xiàn)在尚未見有文獻論述，試驗時改進電滲模型，變底部排水為表層排水才能更好地研究這一問題.

4 結 論

通過對電滲-堆載和電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂的室內模型試驗進行對比分析，得出以下結論：

（1）氣壓劈裂對于電滲排水有一定的促進作用，土體的排水量增加11.4%，土的平均抗剪強度提高16.9%；

（2）電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂可以增強對深層土體的處理效果.相較電滲-堆載試驗，電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂試驗后底層土的抗剪強度提高34.6%，對于某些對深層土體加固效果有較高要求的工程有一定的借鑒意義；

（3）氣壓劈裂對于電滲排水的促進作用，前期效果明顯，后期基本沒有作用.本次試驗在44h后排水速率曲線基本重合.建議在使用該法進行軟土地基處理時后期不必噴氣；

（4）電滲-堆載聯(lián)合氣壓劈裂在提高加固效果的同時，能耗、成本增加，如何進一步提高該工法的加固效果、降低成本將是今后研究值得關注的問題.

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