超深排水板堆土预压法.docx
《超深排水板堆土预压法.docx》由会员分享，可在线阅读，更多相关《超深排水板堆土预压法.docx（10页珍藏版）》请在冰豆网上搜索。
超深排水板堆土预压法
超深排水板堆土预压法
何开胜，戴济群
（南京水利科学研究院土工研究所）
摘要：
本文论述在26m厚的淤泥质粘土中，采用塑料排水板，进行堆土预压处理的变形观测和效果评价。
6座5万m3油罐地基中埋设的深层沉降管、测斜管、孔隙水压力计和地表沉降标观测表明，在堆土18m预压后地基沉降量高达3.08m、地基承载力提高到300kPa、固结度达93%，满足兴建大型油罐的要求。
实验证明，用塑料排水板处理深达30m，承载力只有70kPa的淤泥质粘土是可行的。
关键词：
软土地基；超深排水板；堆土预压；油罐；安全监测
收稿日期：
1999-07-21
作者简介：
何开胜（1963-），安徽枞阳人，博士研究生，高级工程师，从事土工数学模型和软土地基处理研究工作。
1工程概况及工程地质条件
南京炼油厂石埠桥油罐区位于长江南岸边、栖霞山北脚下，属长江下游低河漫滩。
罐区愈往东南愈近山麓，下卧层埋深愈浅，相应地南北向软土厚度差异愈大，建罐后产生的差异沉降也愈大，参见图1和图2.在罐区西侧，软土层厚度差异不大，已建成的2万m3和5万m3油罐倾斜率大都在规范允许范围内。
但罐区中部的911罐，因下卧层倾斜渐大，油罐充水至15m时已发生了严重的倾斜，以至不得不出巨资进行加固和纠偏。
现在，厂方拟在已建罐区东部再兴建8座5万m3油罐，其土层分布较911罐更为不利，经多方案比较，经济合理的地基处理方法是采用超深塑料排水板堆土预压。
罐区上部土层为第四系冲淤积成的灰褐色淤泥质粉质粘土及青灰色粉砂、细砂等组成，靠近山麓还有洪积、坡积形成的含砾粘土与砾石、块石夹土；底部基岩为上侏罗系凝灰质砂岩与凝灰质砾砂岩，埋深由南往北逐步加深，呈南向北倾斜。
地质剖面图如图2（b），各土层物理力学性质指标如表1.各土层中，②-2淤泥质粉质粘土具有强度低、压缩性高、排水差、沉降不均的特点，是拟建油罐地基变形的主要土层。
③-1粉细砂和③-2粉质粘土夹砂层的有无和厚薄对淤泥质粘土②-2的排水固结时间有严重影响。
在深厚软土中，由于预压法沉降较大，排水板会随着地基的变形而出现弯折，因此，设计者常担心这点会严重影响通水量和排水效果，而不敢用得过深。
图1灌区平面
国内排水板通常使用在20m深度内[1]，日本土质工学会建议的最大处理深度也只有25m[2]。
对深达30m的塑料板处理陆上大型油罐下深厚倾斜软土地基国内外还未见报道[3]。
本文针对一具体工程，对其进行了详细的试验观测，对其效果进行了综合评估。
表1各土层物理指标统计表
土层号
土层名称
w
γ
Sr
e
Es
fk
Cv
CH
qu
（%）
/（g/cm3）
（%）
/Mpa
/kPa
/（×10-3m2/s）
/kPa
①
填土
27
1.95
98
0.78
5.0
220
②-2
淤泥质粉质粘土
44
1.75
99
1.25
2.9
80
9.4
13.6
50.4
②-3
粉土
29
1.91
98
0.85
140
7.2
③-1
粉砂、细砂
31
160
25.8
③-2
粉质粘土
34
1.85
96
0.97
5.3
95
30.8
④-1
含砾粘土
24
2.01
97
0.70
8.9
270
2预压方案设计和原观仪器布置
2.1堆土预压方案设计拟建油罐为5万m3浮顶式钢油罐，直径60m，高19.35m，两罐边缘相距22m，基础埋深1.0m，采用钢筋混凝土环墙式基础。
由于912和913罐距已建油罐太近，堆土时的坡脚会埋没油管，不宜采用堆土预压法。
因此，堆土预压可实施的罐区为914～919罐，共6座。
预压时以南北两罐为1组，分3批实施。
先进行914和915罐区的堆土预压，然后边卸土边进行916和917罐区的堆土预压，最后进行918和919罐区（参见图1）.这样，一方面可以取得914和915罐区超深塑料排水板堆土预压的效果和经验，指导另2组预压。
另一方面也可大大减少堆土和卸土方量。
为了使厚度变化很大的淤泥质粉质粘土的变形在预压期基本完成，塑料排水板设计打入深度与此土层的埋深相等，即13～30m.采用三角形布置，间距120cm.所用塑料排水板为SPB-1并列十字型，有38条筋、37道槽。
复合体抗拉强度大于2kN/10cm，纵向通水量在350kPa侧压下大于40cm3/s，复合体延伸率在1kN/10cm拉力下小于10%.
图2两罐区监测仪器布置和地质剖面
要求预压后地基固结度达到90%，并使用超载预压。
油罐设计荷载为250kPa（原地表处），计划堆土荷载为300kPa.为了加快工程进度，设计堆土计划为每层30cm，不停的连续堆土到最终高度，仅在监测数据表明地基出现危险征兆时才暂停，一旦土体强度增长到地基处于稳定状况，又继续堆土。
2.2原观仪器布置由于北侧罐壁距长江岸坡仅48m，地表下淤泥质软土层承载力仅70～80kPa.为保证堆土预压过程中边坡的稳定，控制堆土进度、孔压消散和地基固结，确定卸土时间以及建罐充水复压情况，必须对油罐地基在堆土预压和充水期间进行全方位的监测。
各组预压区的仪器布置基本相同，图2为918和919预压组仪器布置图[4]。
3堆土预压的实施和观测
由于918和919罐是在914～917罐预压后才决定加建的，而914～919罐北半部原为水塘，早期清理914～917罐区场地时，将该区域的泥塘淤泥全部清运至918整个罐区和919罐北半部，致使该区域含有新堆积的大量泥塘淤泥。
919罐南半部为芦苇地及稻田。
因此，918、919罐区是3个预压组中最危险的区域，故以下的预压分析均以此组为代表进行，并适当与其它罐区比较。
3.1原地表沉降和地基固结度两罐区共有14只沉降标，各点堆土荷载和实测沉降与时间过程线如图3.
图3实测沉降～时间过程线
表2卸土前地表沉降及推算的最终沉降（mm）
918罐区
919罐区
标号
卸土前沉降
最终沉降S∞
固结度
T81
2325
2511
92.6
T82
2714
2909
93.3
T83
3024
3245
93.2
T84
3077
3312
92.9
T85
2727
2920
93.4
T86
2684
2886
93.0
T87
2004
2162
92.7
T91
757
798
94.9
T92
1514
1614
93.8
T93
1814
1938
93.6
T94
1978
2120
93.3
T95
2432
2604
93.4
T96
1326
1423
93.2
T97
1221
1303
93.7
卸土前，918罐区最大沉降发生在北半罐，为3077mm，最小在罐西缘，为2004mm.919罐区最大沉降发生在罐北缘，为2432mm，最小在罐南缘，为757mm.根据实测沉降～时间曲线，用指数曲线配合法[1]
S∞=s3（s2-s1）-s2（s3-s2）/（s2-s1）-（s3-s2）
（1）
推求地基的最终沉降如表2.预压结束时，918和919号罐区平均固结度分别达93%和94%.
图4为两罐区南北向轴线各测点的地表沉降过程线。
图4918和919罐区南北轴线沉降
可见，各测点的差异沉降相当大，堆土恒压结束时，918和919罐南北向直径两端的沉降差分别为40.2cm和167.5cm，倾斜率高达6.7‰和27.9‰。
大大超过规范允许的倾斜率4‰。
3.2分层沉降和侧向水平位移图5为918罐区中心的分层沉降过程线。
可见，淤泥质粘土层的沉降占整个地表沉降中的90%左右，压缩率为8%～9%，是影响土体变形的主要土层。
919罐区下卧层埋藏浅、沉降小。
918罐区因软土层深达30m，沉降量很大，并导致填土后期沉降管底部测环因地基变形过大而失效。
但从已观测的分层沉降仍可看出，大直径油罐的附加荷载传递深度已超过罐体半径，设计时必须考虑罐体半径以下土层对油罐可能造成的不均匀沉降，特别是该处土层强度不高时。
图5所示分层沉降管处的排水板和淤泥质粘土埋深均达30m，沉降一直延续至排水板底部。
对任一时刻，淤泥质粘土中分层沉降线的斜率基本相同，反映了该层土不同深度处的压缩率相近，也即排水板在土层的上中下均起到了近乎等效的排水作用，其有效排水深度可达30m.
918罐区临江侧堆土坡脚处深层土侧向水平位移如图6.卸土前，距918罐北壁处15m处的I82位移达45.3cm，出现在高程-2.0m处。
919罐东缘I92最大水平位移也有22.0cm，出现在标高+2.5m处。
图5918罐区中心的沉降过程线
图6918罐区边缘深层土侧向位移
整个填土过程中的侧向水平位移速率多在0.5～2.0mm/d，处于稳定范围内。
但1996年3月3日因填土过快，I82和I92侧向水平位移速率曾达到3～4mm/d，处于极限控制值4mm/d的边缘，加之沉降值也超过极限控制值，故停止堆土。
8d后，侧向水平位移速率分别降至1.７～2.7mm/d，恢复填土。
图7不同预压组的超静孔压比较
3.3孔隙水压力两罐区堆土厚达18m，图7（a）为918罐中心淤泥质粘土中超静孔隙水压力随加荷和时间的过程线。
综观918和919预压组的超静孔隙水压力，有如下特征：
（1）每堆土一层，两罐区超静孔隙水压力值都有迅速上升，而消散却很慢，918罐区超静孔隙水压力值最大为66kPa，919罐区则为54kPa.两罐区在堆土4.5m（918罐）和6.2m（919罐）时，出现孔压骤升，同时发生沉降速率和水平位移速率迅速增大的现象，以后通过控制堆土速度和停土时间，使孔压保持在一个平缓的上升通道中，保证了地基安全稳定，直至堆土到顶。
卸土前，软土中的孔隙水压力已很小，多在10kPa左右，说明地基固结沉降绝大部分已经完成，这与沉降观测结果也是吻合的。
（2）排水板的有效作用深度和土层的渗透性对孔隙水压力的增长和消散有着显著的影响。
本工程淤泥质粘土厚达28m，堆土顶压沉降最大达3.08m.每个预压组的堆土区域达120m×200m，属大面积堆荷。
在堆土中心区，因堆载而在各土层内产生的超静孔压可认为大致相等。
插入排水板后，处于淤泥质粘土中的三层测头在高度上两两相距7m，加荷过程中深层测头的实测孔压变化趋势却与上层测头相似。
这表明在不同深度处的排水板均取到了很好的排水作用，即有效作用深度可达30m，其过水断面不会因侧向土压力的增大而明显减小。
通水量也不会因土体沉降造成的弯折而显著降低。
（3）在不考虑孔压消散的情况下，各测点超静孔压上升的累计值∑Δu与堆土荷载∑ΔP过程线分为明显的三段[5]：
（a）第一段为初期零星填土，直线平缓，斜率较小。
（b）第二段为正式堆土到孔压骤升阶段。
因为各层堆土间无间歇，孔压直线上升而不消散。
（c）第三段为孔压缓慢上升阶段，直线段斜率较小。
通过第二段的监测后，确定了此阶段每填土1～2层、停土3d的堆土速率，控制孔压的上升和消散，在保持孔压缓慢上升的状态下进行堆土。
淤泥质粘土中三阶段的∑Δu/∑ΔP斜率分别为：
0.38、1.58、0.28（918罐区）和0.33、1.06、0.23（919罐区）.图8为918罐区∑Δu/∑ΔP～∑ΔP变化图。
（4）堆土期地基内孔压系数B，在开始堆土后不久的1996年3月3日左右达到最大值1.0～1.15（918罐区）和0.52～0.58（919罐区），以后通过控制堆土速度和停土时间，B值逐渐减小，卸土前B值均在0.5以下。
图8淤泥质粘土中∑Δu/∑ΔP～∑ΔP
图9加荷速率和沉降速率
3.4加荷速率与变形和孔压的关系918和919两罐区堆土初期，基本为零星填土，速度较慢。
从1996年2月7日开始，正式按30cm一层填土，随之沉降速率也逐步增加，达到10mm/d左右。
到1996年3月3日，2d时间堆土厚达0.9～1\^1m，加荷速率达到5～6.5kPa/d，两罐区沉降值由原来的10mm/d，骤升至20～28mm/d.同时，4个断面处于淤泥质粘土中的三层孔压计的超静孔压值也都有30～40kPa的突升，罐壁外I81、I82和I92水平位移也突然由1～1.5mm/d升至3～4mm/d，说明此时地基已产生了较大的塑性剪切变形，即发生局部剪切破坏。
因此，暂停堆土，8d后沉降速率降至10～12mm/d，水平位移速率降至1.7～2.7mm/d以下，说明地基局部剪切破坏不太严重，又因排水板地基固结快、强度增长迅速，从而制止了塑性区的进一步发展。
于是，恢复填土，并制定了新的堆土速度标准：
每层不超过30cm，每堆土1～2层，停土3d，观测后若地基稳定再堆下一层。
这样，以后堆土荷重的增加基本与地基固结强度的增长相适应，再未发生沉降和水平位移速率超标以及孔压骤升的情况。
图9为918罐区堆土过程中的加荷荷载及对应的沉降速率。
与914～915和916～917两个预压组相比，918～919预压组由于原低洼泥塘中回填有大量914～917罐区地基中挖出的泥塘淤泥，对排水板的排水效果有相当大的影响。
914～917预压组原来使用的3d堆土一层（30cm/层），连续不间歇堆土至顶也未出现地基失稳征兆。
超静孔压值在达到60～70kPa的最大值后，趋于稳定，并随荷载的增加而略有下降，参见图7（b）.而在918～919预压组中，采用上述堆土方案，在堆土至1/3总高度时，就使地基接近破坏边缘，不得不改为每堆土1～2层、停土3d.从图7（a）实测的孔压过程线清晰看出，每堆土一层，淤泥质粘土中各测头的孔压迅速上升，停土3d后，孔压又有较大下降，如此反复。
所以，只有采用边堆土边停土的办法堆土到顶。
4堆土预压效果评价
4.1预压前后取土试验914和915罐区卸土后，在现场钻取原状土样，进行了室内试验。
加固前后土性指标比较如表3.
表3淤泥质粘土加固前后土性指标变化
取土时间
深度/m
W（%）
γ/（kN/m3）
e
a1-2/MPa-1
Es/Mpa
qu/kPa
加固前
平均值
44
17.5
1.25
0.769
2.9
50.4
加固后
13.2
38.9
18.2
1.07
0.340
6.08
150
15.6
37.3
18.5
1.02
0.240
8.41
186
可见，堆土预压后淤泥质粘土各项指标均显著改善，容重、压缩模量和无侧限抗压强度明显增大，含水量、孔隙比显著减小。
预压前天然地基抗剪强度为τf0=26.4kPa，预压后淤泥质粘土地基的抗剪强度用下式[1]
τf=η（τf0+Δτfc）
（2）
算得τf=85.7kPa，是天然强度τf0的3.2倍。
4.2充水复压检验914～917罐区卸土后，边建罐边充水复压，最终充水17.2m，恒压15d左右放水。
充水期地基的孔隙水压力变化值仅上部测头有2～5kPa的微弱变化，且随升随散。
这也说明厚达28m的淤泥质粘土地基，堆土预压后已固结完毕，相对于充水荷载来说，地基已属超固结。
环梁上的16个沉降观测点中，914～917罐最大和最小沉降分别为71mm和43mm，平均为62mm.充水复压沉降只相当于卸土回弹值的1/2～2/3，而充水荷载也只有卸土荷载的2/3，所以充水引起的沉降值只是卸土回弹值的再压缩，并未引起地基土的新变形。
罐径两端差异沉降为0.17‰～0.23‰，远低于规范要求4‰。
建罐前埋设在罐底板的垂直位移计显示，充水期油罐底板变形在罐壁处最大，罐中较小，罐中值仅1～2cm，不足罐壁沉降的1/3.原因是罐壁环梁刚度较大，产生了较大应力集中。
5结语
（1）用塑料排水板结合堆土预压法加固厚达13～30m的淤泥质粘土是可行的。
只要纸板质量合格、设计正确、施工正常，在含有“千层饼”薄层粉砂结构的淤泥质粘土中，塑料排水板的有效作用深度可以达到30m.
（2）在深厚淤泥质粘土中，即使有“千层饼”似薄层粉砂结构，若地表新填有大量泥塘淤泥，会严重降低塑料板的排水效果，产生较大的超静孔压，堆土时要严格控制堆土速度和停土时间，使软土有效应力的增长与堆土荷重的增加相一致，以保证地基安全稳定。
（3）在堆土预压总沉降中，淤泥质粘土层的压缩量占有90%左右，压缩率为8%～9%.但下卧层沉降仍占有5%～7%，堆土荷载的影响深度超过油罐半径。
（4）预压后地基土的抗剪强度为天然地基的3.2倍，达到85.7kPa.充水复压过程中，地基中的超静孔隙水压力几乎不变、环梁和罐底沉降小而匀，基本为卸土回弹的再压缩。
这些均表明本罐区的堆土预压方案取得了圆满成功。
参考文献：
[1]地基处理手册[M]。
北京：
中国建筑工业出版社，1988.[2]中堀和英，等。
软土地基处理[M]。
张文全译。
北京：
人民交通出版社，1982.
[3]VanImpeWF.地基土的加固技术及其新进展[M]。
徐攸在等译。
北京：
中国建筑工业出版社，1992.
[4]何开胜，等。
南京炼油厂914～919号5万方油罐软土地基堆土预压安全监测分析报告[S]。
南京水利科学研究院土工研究所科研报告（土9815），1997，9.
[5]魏汝龙。
软粘土的强度和变形[M]。
北京：
人民交通出版社，1987
升级会员 