基于增溫加熱技術的淤泥真空預壓現(xiàn)場試驗研究

程 瑾 ，曹 凱 ，吳玉濤 ，金亞偉 ，張 勇 ，張 珍 ，高天宇 ，王小東

（1.中交（天津）生態(tài)環(huán)保設計研究院有限公司，天津 300202；2.江蘇鑫泰巖土科技有限公司，江蘇 宜興 214200）

隨著國家對河湖水庫環(huán)境修復治理力度的加大，在施工過程中將產(chǎn)生大量高含水量、高孔隙比、低滲透性、高壓縮性的清淤淤泥，淤泥堆放需占用大量的土地資源，且在短時間內(nèi)無法進行消耗和二次利用，制約著該地區(qū)的城鎮(zhèn)規(guī)劃建設和社會經(jīng)濟發(fā)展。目前，處理疏浚清淤淤泥的方法主要有真空預壓法[1-3]，包括增壓式真空預壓[4]、無砂墊層真空預壓[5]和堆載聯(lián)合真空預壓[6]，上述處理方法存在以下缺點：（1）土體強度增長有限，主要是因為真空壓力與滲透力達到平衡后，土體中的水便無法排出，致使土體強度增長有限；（2）有效加固深度小，由于淤泥土黏粒含量較高、可壓縮性較大，導致豎向排水板嚴重淤堵和彎折，排水系統(tǒng)內(nèi)真空度損失較大，深部土體處理效果較差；（3）處理后的土體性能不均勻，真空預壓處理后的土體在淺表層形成一層硬殼層，內(nèi)部土體含水率仍較高，形成了上部土體硬，下部土體軟的現(xiàn)象。電滲聯(lián)合真空預壓雖然解決了上述部分問題[7-9]，但由于電壓加載模式模糊和電極腐蝕能耗嚴重等問題，導致經(jīng)濟成本較高，未被大規(guī)模應用。熱排水固結(jié)法是近年來提出并逐漸引起關注的一種軟基處理方法[10]，Abuelnaga等[11]首先開展了模型試驗，將排水固結(jié)法與加熱相結(jié)合，發(fā)現(xiàn)加熱能加快豎井地基固結(jié)；隨后，Demars等[12]、Cekerevac等[13]、Kuntiwattanakul等[14]、Bruyn 等[15]通過水浴加熱或電熱線圈加熱來控制試樣溫度，研制了不同的溫控三軸儀，分析了不同溫度方式對土體力學特性的影響；Sultan等[16]改進了GDS三軸儀，將加熱線圈置于壓力室罩的外壁，并由電熱偶控制壓力室溫度。國內(nèi)于21世紀初才開展溫度對土體排水固結(jié)影響的研究，范高飛等[17]通過非等溫管道流豎井地基熱排水固結(jié)模擬試驗，得出研究溫度可使地基土滲透系數(shù)增大、固結(jié)速率加快；王天圓等[18]通過不同溫度下的排水固結(jié)試驗研究，得到土體物性指標的發(fā)展規(guī)律和適宜的加熱溫度；尹鐵峰等[19]通過研究軟黏土的熱固結(jié)發(fā)現(xiàn)溫度主要通過影響水的黏滯系數(shù)來提高土體的滲透系數(shù)，且溫差越大，影響效果越明顯。

目前，增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術對土體的排水固結(jié)現(xiàn)場研究較少，本文通過室內(nèi)模型試驗、現(xiàn)場試驗研究初步闡述了增溫加熱聯(lián)合真空預壓的技術原理，從沉降量、孔隙水壓力變化規(guī)律、抗剪強度、固結(jié)度和工后土體物理力學指標分析了該技術的脫水固結(jié)效果，同時，初步厘定了該間歇式溫致相變汽化發(fā)生器的有效半徑，為該技術的工程應用提供理論支持和技術指導。

1 增溫加熱聯(lián)合真空預壓的技術原理

增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術是在常規(guī)真空預壓的基礎上，聯(lián)合增溫加熱技術改變了土中水的形態(tài)特征，改善了土體滲透徑流系統(tǒng)，實現(xiàn)了土體的快速高效排水固結(jié)。該方法涉及到溫度場、應力場和水汽滲流場的相互作用，機理較為復雜。目前，真空預壓原理的研究較為成熟，本文主要探討溫度和應力的耦合作用對土體排水固結(jié)的影響。

（1）溫壓對土中水的影響。加熱增溫可使液態(tài)水發(fā)生汽化，通過室內(nèi)模型試驗得到了真空壓力和水的沸點關系（圖1），在一定的真空壓力條件下，溫度增加，液態(tài)水達到汽化點溫度后開始汽化，液態(tài)水轉(zhuǎn)為氣態(tài)水，當?shù)竭_沸點后，汽化達到最大值，真空壓力越大，汽化點溫度越低。常規(guī)真空預壓的真空度一般為80 ～90 kPa，此時，水的汽化溫度為41～61 °C。汽化的液態(tài)水更易在土中滲透徑流，也更易從排水板中排出，進而加速了土的排水固結(jié)。

圖1 真空壓力與水的沸點溫度關系曲線Fig.1 Relationship curve between vacuum pressure and boiling point temperature of water

（2）溫壓對土體滲透性的影響

Derjaguin等[20]指出土體中孔隙水在不同溫度下的狀態(tài)不同；當溫度升高到一定值時（如70 °C），結(jié)合水性能接近自由水；當溫度越高，土體中結(jié)合水膜厚度越小，黏滯系數(shù)越小，孔隙水滲透性就越大。Delage等[21]對溫度介于常溫至90 °C的正常固結(jié)黏土進行滲透性測試，發(fā)現(xiàn)溫度較高時土體的滲透系數(shù)是常溫下的4倍左右，王媛等[22]對南京地區(qū)3種土樣進行了5～45 °C不同溫度下的滲透試驗，發(fā)現(xiàn)加熱對提高土樣滲透性的作用明顯。上述研究表明：增溫可減小孔隙水的黏滯系數(shù)，而黏滯系數(shù)與土體的滲透性密切相關，由此來改善土體的滲透性（圖2）。

圖2 加熱對土體滲透性影響示意圖Fig.2 Schematic diagram of influence of heating on soil permeability

從孔隙水的熱動力學角度來看，根據(jù)飽和蒸氣壓理論，土顆粒壓縮后形成相對封閉的空隙，其中的水較難排出，而在溫度和壓力的作用下，在液體表面上方形成蒸汽，液體表面受到的壓力等于其飽和蒸氣壓力，飽和蒸氣壓主要由液態(tài)表面的小水滴產(chǎn)生的。同時根據(jù)Kelvin公式可知，溫度和壓力增加，飽和蒸氣壓增大，也就是說液體表面的小水滴半徑將會進一步減小來滿足飽和蒸氣壓的動態(tài)平衡。

飽和蒸氣壓的存在使得密閉的土顆粒存在一定的張力，土顆粒之間可能產(chǎn)生新的孔隙，小水滴沿孔隙逃離，進一步增加土的排水固結(jié)，當飽和蒸氣壓與土顆粒上部應力相等時，由飽和蒸氣壓促使的排水固結(jié)完成。孔隙水的飽和蒸氣壓對土體的排水固結(jié)具有一定的影響，其中復雜的熱動力學解析是研究的難點問題，需要進一步的深入研究。

（3）溫壓對軟土壓縮性的影響

加熱對軟土壓縮性影響的研究共識主要有兩方面。一是加熱對軟土先期固結(jié)壓力的影響。Eriksson[23]、Laloui等[24]在不同溫度下對不同類型土進行等溫固結(jié)實驗，均得到先期固結(jié)壓力隨溫度增加而減小的規(guī)律。二是應力歷史對軟土溫度效應的影響（這里的應力歷史通常指超固結(jié)比OCR）[25]。正常固結(jié)土或超固結(jié)比較小的土（OCR=1～2）在加熱時產(chǎn)生收縮（熱沉降），冷卻后該變形不能全部恢復；強超固結(jié)土在加熱時產(chǎn)生膨脹（熱回彈），冷卻后膨脹可以完全恢復；弱超固結(jié)土的溫度效應介于上述兩者之間。因此，溫度對土體壓縮性的影響較為復雜，可能會使土體的壓縮性增大，也可能減小，對于重塑軟土（欠固結(jié)，OCR＜1）和正常固結(jié)軟土，加熱使得土體的壓縮性增大。

（4）溫壓對排水通道的影響

增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術的排水通道通常是塑料排水板，排水板中間是塑料芯板，兩面以非織造土工織物包裹作濾膜。芯板通常采用聚丙烯和聚乙烯混合摻配制，濾膜采用長纖熱扎無紡布。上述材料的熱變形溫度在90～100 °C；因此當加熱溫度控制在一定值時（如70 °C），加熱對排水板的影響不大。需要注意的是，排水通道材料在加熱情況下的耐久性問題需要開展進一步細致研究。

2 工程概況及設計方案

2.1 工程概況

試驗場地位于白洋淀采蒲臺地區(qū)，場地呈梯形，面積為1 853 m2，疏浚吹填淤泥為白洋淀淀區(qū)底泥，厚度為6 m。底泥物理性質(zhì)指標如表1所示。顆粒組成為0.075～0.005 mm顆粒占66.67%，小于0.005 mm的顆粒占30.16%。疏浚吹填底泥具有含水率高、滲透性低、壓縮性高等特點，吹填靜置數(shù)月后仍呈流塑狀。

表1 底泥物理力學性質(zhì)表Table 1 Physical and mechanical properties of sediment

2.2 方案設計及增溫裝置介紹

試驗區(qū)根據(jù)排水板間距分為兩個單元（圖3），A單元排水板間距為0.6 m，B單元排水板間距為0.8 m，排水板打插深度至原狀土層約0.5 m處。A和B單元各布設一臺真空泵，提供真空壓力。首先，為防止排水板淤堵或泥漿翻涌，試運行階段真空度采用逐級加載的方式，初級加載為30 kPa，時間為24 h，后續(xù)為60 kPa，時間為24 h，最后穩(wěn)定在85 kPa左右。增溫加熱聯(lián)合真空預壓鄰區(qū)為常規(guī)真空預壓區(qū)，試驗條件與B單元一致。

圖3 增溫加熱聯(lián)合真空預壓試驗場地示意圖Fig.3 Plan of temperature increasing heating combined with vacuum preloading test site

增溫裝置采用一種間歇式溫致相變汽化發(fā)生器[26]（圖4），呈圓柱形，長66 cm，直徑為8 cm，該裝置主要由上下兩部分組成，上部分為基座，下部分為發(fā)熱體，發(fā)熱體上開設噴氣孔，高溫氣體對底泥產(chǎn)生增溫作用，加快底泥的排水固結(jié)。將增溫裝置垂直插入到底泥底部，埋深約6 m，平面呈正方形，間距為6 m（圖3）。由于真空壓力隨深度的遞減規(guī)律，并結(jié)合圖1壓力與水汽化溫度之間的關系，加熱裝置溫度設定為70 °C運行2 min，間歇10 min，試運行階段開始加熱增溫。

圖4 增溫裝置示意圖Fig.4 Schematic diagram of warming device

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 膜下真空度

抽真空前期為防止泥漿翻涌、排水板淤堵或形成土柱等問題，真空度維持在30～60 kPa，48 h后真空度逐漸增加至85 kPa左右，但B單元南側(cè)為土石方壩，由碎石土壓實組成，密封性較差，導致B單元膜下真空度無法達到80 kPa以上，因此在B單元增加一臺射流泵，膜下真空度逐漸提高至85 kPa左右。（圖5）。

圖5 膜下真空度Fig.5 Under film vacuum

3.2 沉降量

試驗處理周期為61 d，對試驗區(qū)進行網(wǎng)格密度為1 m × 3 m的高程點測量（圖6），同時，根據(jù)日沉降量監(jiān)測數(shù)據(jù)繪制沉降曲線（圖7），在相同的時間內(nèi)，A單元沉降量為1.71 m，B單元沉降量為1.66 m，常規(guī)真空預壓單元沉降量為0.58 m，增溫加熱聯(lián)合真空預壓可大幅度提高底泥的固結(jié)沉降量，體積壓縮約為常規(guī)真空預壓的3倍。針對A、B單元而言，初始階段A單元沉降速率大于B單元，但隨著沉降的進行，二者最終沉降差逐漸減小，反映在試驗前期為較小的排水板間距可實現(xiàn)土體的快速固結(jié)沉降，但受排水板有效排水半徑的影響，最終的脫水固結(jié)效果相差較小，絕大多數(shù)研究者認為當排水板間距小于0.7 m時，排水板間距將不再影響底泥的固結(jié)沉降[27]。因此，在排水板有效排水半徑范圍內(nèi)，排水板間距大小對底泥最終的脫水效果基本無影響，排水板有效半徑主要受兩種因素影響，一是排水板自身的性能，包括排水板板芯和濾膜的物理力學性能[28]，其次是土體的成分、結(jié)構(gòu)和物理力學性質(zhì)等[29]。

圖6 現(xiàn)場處理照片F(xiàn)ig.6 Site processing photos

圖7 增溫加熱區(qū)與真空預壓區(qū)累計沉降曲線Fig.7 Cumulative settlement curve of heating zone and vacuum preloading zone

3.3 不均勻沉降

增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術脫水后的淤泥出現(xiàn)不均勻沉降現(xiàn)象（圖8），底泥表面整體呈凹凸不平狀，主要表現(xiàn)為以增溫裝置地表投影為沉降中心，距離越遠沉降量越小，由于A單元北邊緣2個增溫裝置和B單元中部1個增溫裝置失效，該點位底泥頂面表現(xiàn)為明顯的凸起，其他地區(qū)仍呈凹凸不平狀。如何減小或消除增溫加熱技術產(chǎn)生的差異沉降，需要進一步研究，從真空預壓和電滲真空預壓消除不均勻沉降的研究成果來看，可從改變增溫裝置的布設形式、埋設深度、增溫間歇時間、高低溫循環(huán)加熱等方式來實現(xiàn)。

圖8 增溫加熱聯(lián)合真空預壓區(qū)底泥頂面高程三維圖Fig.8 Three dimensional elevation of sediment top surface in heating and vacuum preloading area

3.4 孔隙水壓力

在A、B單元深2，4 m處分別埋設孔隙水壓力監(jiān)測儀，根據(jù)孔隙水壓力變化曲線（圖9）可知，8月11日開始滿載抽真空，8月20日未增溫之前，由于覆水影響，孔隙水壓力有所增大，但隨著真空壓力向下傳遞，孔隙水壓力逐漸減小，但減小速率較為緩慢，而A單元4 m深處的孔隙水壓力從開始便急劇減小，其原因可能是距離排水板較近，導致孔隙水壓力變化異常。

圖9 A、B單元不同深度孔隙水壓力變化曲線Fig.9 Variation curves of pore water pressure at different depths of units A and B

開始增溫之前，相同深度下A單元的孔隙水壓力小于B單元的孔隙水壓力，主要是因為A單元排水板間距小于B單元，A單元排水板間距較小，真空壓力傳遞較快，孔隙水壓力較小。8月20日開始增溫，增溫后孔隙水壓力有所增大，主要是因為增溫導致水分子動能增加，液態(tài)水汽化，孔隙擴張，孔隙水壓力有所增大，隨著孔隙水被排出，孔隙水壓力消散速率和幅度明顯增加。B單元4 m深處由于溫度較高，孔隙水壓力消散更快，因此，溫度升高有利于孔隙水消散，加快了土體的脫水固結(jié)。當停止增溫后，孔隙水壓力出現(xiàn)明顯的回彈，2 m深處的孔隙水壓力回彈了17.4 kPa，4 m深處的孔隙水壓力回彈了34.6 kPa，反映孔隙水壓力對溫度變化具有較高的敏感性，且溫度越高回彈量越大，因此，在停止增溫之前，應采用逐級降溫的方法，防止孔隙水壓力過渡回彈而引起的殘余沉降量過大。

3.5 試驗后底泥指標變化

處理后的底泥物理力學性質(zhì)如表2所示，常規(guī)真空預壓處理后的底泥含水率為53.20%，增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術處理后的底泥含水率為34.59%，含水率明顯降低，較常規(guī)真空預壓降低了18.6%。同時，由于A單元排水板間距較小，底泥固結(jié)效果較好，其密度有所增大，孔隙比有所減小。經(jīng)常規(guī)真空預壓處理后的底泥呈軟塑狀，而經(jīng)增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術處理后的底泥呈可塑狀。

表2 處理后底泥物理力學性質(zhì)表Table 2 Physical and mechanical properties of treated sediment

十字板抗剪強度是評價底泥處理效果的重要指標（圖10），常規(guī)真空預壓處理后的底泥抗剪強度隨深度增加而減小，整體抗剪強度為13.23 kPa，而經(jīng)增溫加熱聯(lián)合真空預壓處理后的底泥，受增溫效果的影響，整體抗剪強度為29.57 kPa，較常規(guī)真空預壓增長了2.2倍。增溫裝置埋深約為4 m，受底部增溫效果的影響，4 m深處的底泥抗剪強度大于頂面底泥抗剪強度，反映底泥抗剪強度隨溫度升高增長較大；同時，受增溫裝置有效半徑影響，距離增溫裝置越近，溫度相對越高，底泥脫水固結(jié)效果越好，抗剪強度越大。當距離增溫裝置在2 m左右時，底泥抗剪強度曲線出現(xiàn)明顯的拐點，即：抗剪強度隨深度增加而減小的規(guī)律變?yōu)榫嘣鰷丶訜嵫b置越近抗剪強度越大的特點。因此，受真空度隨深度遞減與增溫加熱作用的耦合影響，底泥抗剪強度整體表現(xiàn)為上下大、中間小的特征。除此之外，由于A單元排水板間距較小，同等深度下，底泥抗剪強度略大于B單元。

圖10 十字板抗剪強度隨深度變化曲線Fig.10 Variation curve of vane shear strength with depth

3.6 固結(jié)度

固結(jié)度表示土的固結(jié)程度，是地基處理效果的重要檢測指標，試驗結(jié)束后，依據(jù)《吹填土地基處理技術規(guī)范》（GB/T 51064—2015）計算底泥的固結(jié)度。

式中：St——滿載t時刻的實測沉降量/mm；

S0——滿載開始時的實測沉降量/mm；

t——從滿載時刻算起的預壓時間/s；

S∞——最終沉降量/mm；

α、β——計算參數(shù)，根據(jù)實測資料確定（圖11）。

圖11 α、β值確定示意圖Fig.11 Determine α, β schematic diagram of values

因此，固結(jié)度計算可根據(jù)：

式中：——固結(jié)度/%。

如表3可知，A單元最終固結(jié)度為85.4%，B單元最終固結(jié)度為83.3%，A單元底泥固結(jié)度略大于B單元，主要是因為A單元排水板間距小于B單元所致。

表3 A、B單元固結(jié)度計算表Table 3 A and B unit consolidation degree calculation table

3.7 增溫裝置的有效半徑

為了厘定增溫裝置的有效半徑，現(xiàn)以增溫裝置為中心，向下和向外進行鉆孔取樣，取樣間距為1 m，測定土體含水率變化規(guī)律（圖12），在橫向上，距離增溫裝置越遠，土體含水率越大，當距離超過2 m時，含水率隨距離變化曲線呈水平狀，變化較?。辉诳v向上，土體含水率變化特征與橫向上基本一致。因此，從土體含水率變化規(guī)律可知，增溫裝置的有效半徑約為2 m。

圖12 含水率與深度（距離）變化曲線Fig.12 Variation curve of water content and depth (distance)

從沉降量上來看，以增溫裝置地表投影為中心（A點和B點），統(tǒng)計A、B點半徑差為1 m的圓或圓弧內(nèi)的高程變化規(guī)律（圖13），各圓或圓環(huán)內(nèi)高程變化如表4所示。統(tǒng)計各圓內(nèi)高程與增溫裝置距離變化關系，如圖14所示，距離增溫裝置越遠，地表高程越大，當距離超過3 m時，地表高程變化曲線呈水平狀，地勢相對平緩。因此，從沉降量來看，增溫裝置的有效半徑約3 m。

圖14 距增溫裝置地表投影中心高程變化曲線Fig.14 Elevation change curve from surface projection center of temperature increasing device

表4 增溫中心不同距離點高程Table 4 Elevation of points at different distances from the heating center

圖13 標高測量點示意圖Fig.13 Schematic diagram of elevation measuring points

綜上所述，從底泥含水率、地表高程與增溫裝置的距離變化規(guī)律可知，該增溫裝置的有效半徑為2～3 m，由此可知，單個增溫裝置的有效加固深度約為3 m。而在一定的深度范圍內(nèi)，根據(jù)增溫裝置的有效半徑進行埋設，其結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和加熱溫度以及熱傳導作用受底泥厚度變化影響較小，其有效加固深度受真空預壓有效加固深度的影響較大，以往絕大多數(shù)學者認為真空預壓的有效加固深度一般為10 m[30]，但隨著真空預壓理論的完善和排水板新材料的研發(fā)，許多學者研究發(fā)現(xiàn)真空預壓的加固深度可達20 m[31]，甚至是25 m左右[32]。但隨著加固厚度的增大，底泥將產(chǎn)生較大的沉降，對增溫裝置的導線傳輸技術要求較高，其有效加固深度需要進一步的研究和驗證。

4 結(jié)論

（1）從增溫加熱聯(lián)合真空預壓理論出發(fā)，闡述了溫度和壓力對土中水、土體滲透性、土的壓縮性和排水通道的影響，為增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術在底泥排水固結(jié)應用中提供理論支持。

（2）增溫加熱聯(lián)合真空預壓技術相對常規(guī)真空預壓，處理周期縮短為61 d，沉降量明顯增加，體積壓縮是常規(guī)真空預壓的3倍，底泥含水率為34.59%，較常規(guī)真空預壓降低了約18.61%，抗剪強度增長了2.2倍，固結(jié)度可達83.3%～85.4%，但也存在不均勻沉降量現(xiàn)象，其影響因素有待進一步研究。

（3）根據(jù)飽和土的有效應力理論，孔隙水消散，有效應力增加，在真空負壓環(huán)境下，孔隙水壓消散速率對溫度具有較高的敏感性，溫度越高，孔隙水壓消散的越快。同樣，停止增溫加熱時，孔隙水壓力產(chǎn)生回彈，溫度越高，回彈量越大。

（4）根據(jù)本次現(xiàn)場試驗研究，初步厘定了該增溫裝置的有效半徑為2～3m，為后期工程應用提供技術指導。