彭 劼，何 钜，张文彬，苏 波，宋恩润，洪 雷

(河海大学土木与交通学院，江苏南京 210098)

堆载预压法和真空-堆载联合预压法是2种常见的软基处理方法，两者都属于排水固结法，但是加固机理有所不同。

堆载预压法通过作用在软基上的荷载，使地基土中产生正的超孔隙水压力，而打入地基的塑料排水板由于渗透性强，因此孔压基本维持不变，土体和塑料排水板之间就产生了孔压差，促使土体中的孔隙水排出，从而加快土的固结速度，软基得到加固［1］。

真空预压法则是将加固区密封后，通过抽真空使膜下以及塑料排水板中的孔压降低，而土体由于渗透性差，孔压下降缓慢，因此在土体和塑料排水板之间产生孔压差，促使土体排水固结［1］。在真空预压法中，膜下真空度被限制在1个标准大气压(101.3 kPa)内(实际工程中一般为-80～-90 kPa)，因此为了进一步改善加固效果，在进行真空预压的同时在密封膜上堆载。堆载不改变塑料排水板中的孔压，只增加土体孔压，于是土体和塑料排水板之间的孔压差进一步加大，其排水速度和加固效果要优于真空预压法。

真空预压法最早由瑞典皇家地质学院Kjellman教授［2］提出，20世纪90年代开始出现真空-堆载联合预压法的应用。阎澎旺等［3］认为正、负压作用下土体的固结过程基本相同。杨顺安等［4］对真空-堆载联合预压法的基本原理进行了研究，认为该方法较堆载预压法和真空预压法可以使土体获得更好的加固效果。高志义等［5］认为真空-堆载联合预压法可以进一步提高土体的加固效果，并且在2种加固方法作用下增加的有效应力可以叠加。Harvey等［6］以室内三轴试验模拟了真空预压、堆载预压和真空-堆载联合预压，得出了堆载预压和真空预压的沉降量差别不大，在改善土体的物理力学性质上堆载预压的效果优于真空预压等结论。Chu等［7］认为在相同压力下，堆载预压法对土体抗剪强度的提高要优于真空预压法。Leong［8］提出在等效加载条件下，堆载预压比真空预压可以更好地提高土的强度。岑仰润等［9］通过对比真空固结试验和加载固结试验的结果，认为在固结状态相同的情况下，真空固结和加载固结的基本性状一致。

虽然对堆载预压法以及真空-堆载联合预压法的研究已经很多，但通过试验手段同时对真空-堆载联合预压地基与堆载预压地基的变形特性进行对比研究、总结的文献尚不多见。本文基于现场试验，研究堆载预压法和真空-堆载联合预压法处理相近地质条件软基时的沉降特性，并对2种方法的沉降及固结度计算方法进行了讨论和对比。

1 现场试验概况

1.1 工程概况及地质剖面

中山新隆至江门四村高速公路(简称中江高速公路)是珠江三角洲地区高速公路网的重要组成部分，其中K23+565.3—K23+987.8路段的软土较厚(21～31 m)，路堤填土较高(填筑高度为6.7～7.8 m)。因此在该路段内分别采用堆载预压法和真空-堆载联合预压法进行软基处理。

2种方法的处理范围、相应的部分施工参数及研究断面如表1所示。由于研究断面较多，为简便起见，分别以堆1断面、堆2断面、真1断面、真2断面表示K23+597断面、K23+655断面、K23+720断面、K23+880断面。

表1 各断面的施工参数Table 1 Construction parameters for different cross-sections

1.2 加载条件及断面监测位置

图1为各断面荷载曲线，真1、真2断面的真空荷载基本一致，堆载部分有所不同但区别不大，真空-堆载联合预压区的堆载速度快于堆载预压区。

由于第1级整平回填荷载(20～40 kPa)为打设塑料排水板之前填筑，填筑时间较短，因此监测从塑料排水板打设之后开始。断面的沉降监测位置如图2所示。

图1 各断面荷载曲线Fig.1 Loading curves at different cross-sections

2 沉降特性及对比

2.1 等效真空荷载的影响

图3为软基4个断面的路基中部表面沉降量-时间曲线。如图3所示，堆载预压和真空-堆载联合预压地基的沉降量在荷载作用下，都是刚开始比较大，随后变缓，最后趋于稳定。

为了研究地基在堆载预压和真空-堆载联合预压下的沉降特性，对单位荷载作用下的地基沉降量进行了分析，即将沉降量除以其当时对应的荷载。

图4(a)为不考虑等效真空荷载(80 kPa)，只考虑上部堆载荷载的真空-堆载联合预压区的沉降量/荷载-时间曲线。如图4(a)所示，真1、真2断面的单位堆载荷载所对应的沉降量大于单纯的堆载预压，在填筑期尤其明显，卸真空前沉降量基本稳定，此时各断面单位荷载所对应的沉降量见表2。

图2 断面沉降量监测点Fig.2 Settlement monitoring points

综合图4(a)和表2可以看出，在最后一级堆载施加前，真空-堆载联合预压区的单位堆载沉降量明显大于预压堆载区，其超过幅度为16% ～26%。因此可以认为:真空荷载虽然在机理上并不等同于堆载荷载，只是改变了地基中的孔压边界条件，但是相较于堆载预压，真空荷载的介入会使地基的总沉降量增加。

但是，当施加最后一级堆载(真1断面堆载增量为22 kPa，真2断面堆载增量为32 kPa)时，在填筑期，真1、真2断面的单位荷载沉降量逐渐降低。该部分堆载结束后，真空荷载立刻卸除，因此真1、真2断面的单位荷载沉降量未来得及进一步增大，而是与堆载预压区趋向一致。

图3 各断面路基中部表面沉降曲线Fig.3 Settlement curves at different cross-sections of soft ground

图4 沉降量/荷载-时间曲线Fig.4 Settlement/loading vs.time

表2 各断面荷载与沉降量关系Table 2 Relationship between settlement and loading at different corss-sections

如果将真空荷载等效为80 kPa的正荷载计入总荷载中，则得到的各断面沉降量/荷载-时间曲线如图4(b)所示。各断面真空卸载时以及卸真空后再加堆载并稳定后的沉降量/荷载值如表2所示。图4(b)及表2表明等效真空荷载和真实的堆载荷载有区别，真空荷载能够增加地基总沉降量，但是单位等效真空荷载引起的沉降量小于真实的单位堆载荷载引起的沉降量。

2.2 沉降均匀性

将每个断面5个监测点的最终沉降量分别除以该断面中点的最终沉降量，可以得到归一化之后的断面沉降比例图(图5)。从图5可以看出，真空-堆载联合预压区的路肩处沉降量和堆载预压区很接近，但是坡脚处的沉降比例明显大于堆载预压区，其超出幅度为8%～18%，表明真空-堆载联合预压区的沉降量比堆载预压区要更加均匀。

3 沉降量及固结度计算

3.1 计算理论

沉降量计算按照e-p曲线分层总和法计算，见文献［10］。

固结度的计算则是基于轴对称等应变的Hansbo解［11］，在一级或多级等速加载条件下，当固结时间为t时，对应总荷载的地基平均固结度可按下式计算［12］:

图5 路肩和坡脚平均沉降量与中点沉降量的比值Fig.5 Ratios of average settlement of shoulder and foot of slope to settlement at center of cross-sections

当考虑涂抹和井阻效应、竖井穿透受压土层时，取

其中

式中:n—井径比;de——竖井的有效排水直径，等边三角形排列 de=1.05l，正方形排列 de=1.13l，l为竖井间距;dw——竖井直径;s——涂抹区直径ds与dw的比值，可取s=2.0～3.0;ch——土的水平向排水固结系数，cm2/s;cv——土的竖向排水固结系数，cm2/s;H——土层竖向排水距离，cm;kh——地基土的水平向渗透系数，cm/s;ks——涂抹区的渗透系数，cm/s;qw——塑料排水板或砂井通水能力，cm3/s;L——排水中贯穿受压土层的最大竖向排水距离。

对排水竖井未穿透受压土层的地基，则用式(1)计算竖井范围土层的平均固结度和竖井底面以下受压土层的平均固结度。

Indraratna等［13］认为竖井纵向通水量小于400 m3/a时应对井阻效应加以考虑，Holtz等［14］建议当竖井纵向通水量大于150 m3/a时，井阻效应可忽略不计，研究中所用的塑料排水板通水量指标为40 cm3/s(侧向压力为350 kPa时)，即1261 m3/a，远大于Holtz等［14］的建议值，因此本文在计算中不考虑井阻的影响。

3.2 计算参数

按照《中江高速公路沿线地质勘查报告》提供的参数，可得到与本文研究相关的各土层参数，见表3。

表3 沉降量计算所需的参数Table 3 Calculation parameters of settlement

真空荷载被等效为正荷载，乘以沉降修正系数ms后，得到的计算沉降量曲线如图6所示，计算值与实测值的吻合度较高。堆1、堆2、真1、真2断面的修正系数ms分别为1.50，1.40，1.19，1.10。堆载预压区的沉降修正系数要大于真空-堆载联合预压区，这个结论与文献［12］是一致的。

4 讨 论

4.1 真空-堆载联合预压的适用性

4个断面设计填筑高度以及实际填筑高度等数据见表4，其中实际填筑高度等于沉降量与设计填筑高度之和。由于缺乏工后沉降量监测数据，因此仅考虑施工期间的沉降情况。

图6 各断面计算与实测沉降量曲线Fig.6 Calculated settlement curves at different cross-sections of soft ground

表4 各断面填筑高度及沉降量Table 4 Embankment heights and settlement at different cross-sections of soft ground mm

表5 真1、真2断面堆载方案计算结果Table 5 Results of surcharging program for cross-sections k23+720 and k23+880 mm

如果将真1、真2断面采用堆载预压方案，仍然填筑至相同的设计高度，塑料排水板深度和间距、工期等其他参数均不改变，参照3.2计算参数中各断面修正系数，真1断面的ms取为1.49，真2断面的ms取为1.40。通过分层总和法计算可得到堆载预压方案沉降量等数据，见表5。

从表5可知，真1、真2断面如果采用堆载预压方案，相对于真空-堆载联合预压方案，真1断面可少填399mm堆载，施工期结束时沉降量减少277 mm;真2断面可少填21mm堆载，但是施工期结束时主固结沉降量还有150 mm未完成。即真1断面采用堆载预压方案也可达到设计要求，且填筑量减少;真2断面工后沉降量较大，不宜采用堆载预压方案。

由此可看出，真空-堆载联合预压法主要适用于堆载较高、堆载速度要求较快的场地(真2断面)。真空荷载的介入，可以有效地消除工后沉降量，其主要从以下2个方面起作用:(a)作为1种等效超载，可使施工期间地基总沉降量增加，卸除后减少工后沉降量;(b)可使堆载速度不受限制，在相同的施工期内，可尽快堆载使满载预压期相对延长。

4.2 卸真空后的反弹

理论上卸真空时应有反弹，如图7所示，考虑地基为正常固结土的情况，将真空荷载考虑为等效正荷载，用e-lg p曲线描述地基沉降量，则堆载和真空等效荷载施加后的地基土最终压缩量为图7中对应的C点。图7中，A点为加载前的初始状态，p0为初始地基应力，e0为初始孔隙比，Δpsur为堆载大小，Δesur为堆载引起的孔隙比变化，Δpvac为等效真空荷载大小，Δevac为等效真空荷载引起的孔隙比变化。则卸除真空荷载时，土体孔隙比应沿着CD线回弹。

一般土体的回弹指数Cs=(0.1～0.2)Cc，Cc为土体压缩指数。真1、真2断面卸真空时荷载增量是-80 kPa，假定Cs=0.1Cc，可估算出回弹量为46～50 mm，然而现场监测数据表明没有回弹。文献中也有类似现象的报道。

这是因为真空荷载的作用机理完全不同于堆载，虽然在地基沉降量计算时可将其等效为堆载，但是卸真空时却不能视为堆载卸载。在e-lg p图上，真空荷载卸除时，土体孔隙比沿着CE线变化，即等效真空荷载卸除，土体孔隙比维持不变。真空卸除后如再施加堆载荷载，则土体孔隙比将沿着EF线发展，即先经历超固结压缩阶段，到达F点后再沿着FG发展，FG线最终与AC线相交于0.42e0处。

图7 正常固结土的e-lg p曲线Fig.7 e-lg p curve of normally consolidated soils

5 结 论

a.真空荷载与堆载联合作用，不仅能够加速地基沉降，而且也能够增加地基的总沉降量，但是真空荷载引起的沉降增量要小于堆载荷载。

b.路肩处的沉降量，真空-堆载联合预压区和堆载预压区很接近;坡脚处沉降比值，真空-堆载联合预压区则超过堆载预压区8%～18%，即真空-堆载联合预压作用下的沉降比堆载预压作用下的沉降更加均匀。

c.计算时可将真空荷载等效为正荷载，按照分层总和法和Hansbo解进行真空-堆载联合预压沉降量和固结计算，其沉降修正系数ms小于堆载预压的沉降系数。真空荷载不同于真实的堆载荷载，卸真空的回弹量可忽略不计。

d.由于真空荷载作为一种等效超载，可使施工期间地基总沉降量增加，且抽真空导致的地基内缩使堆载速度不受限制，可尽快堆载使满载预压期相对延长，因此真空荷载的介入，可有效地消除工后沉降。

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