0 引言

　　 预压和强夯是地基处理的两种重要方式,通常软土地基采用预压处理,主要为堆载预压和真空预压,随着技术的进步,越来越多的复合处理方法被采用,作为软土地基处理方式。一些学者和工程界人士采用真空预压和分层强夯法共同处理软土地基 ^[1],目前这类技术还有待进一步完善。真空-堆载联合预压法综合了真空预压和堆载预压的特点,地下水在真空压力和堆载的联合作用下,沿着地基内布设的竖向及水平向排水通道不断排出,土体有效应力及强度均得到有效提高。真空-堆载联合预压法加固机理已被众多学者所验证 ^[2,3,4,5]。

　　 印尼某燃煤发电厂采用真空-堆载联合预压法进行软土地基处理。本文基于对该工程预压过程中的监测数据及预压完成后的地基检测资料的研究,对该工程的地基处理效果进行了评估。

1 工程概况

　　 印尼某燃煤发电厂工程一期新建2×1 000MW超临界燃煤发电机组,厂址地形较平坦,地貌类型为滨海倾斜平地和潮间带。工程区域属典型的赤道海洋性气候,常年高温多雨,阳光充足,湿度大,气象要素的年变化不显著。场平前,场地主要为大面积水塘、水沟,各水塘、水沟之间由宽约1.5～6.0m的人工堆积的土坝相连。

　　 场地绝对标高为-0.80～1.48m。可利用的场地东西长约1 580m,南北宽约1 100m。该发电厂地基广泛分布在深厚的海陆交互相沉积软土层,该土层最大厚度约18.8m,工程性质极差。厂区内各类建筑物的基础底部均位于该软土层,为保证地基稳定并将工后沉降控制在容许范围内,采用真空-堆载联合预压法对软土地基进行处理。

2 地质条件

　　 场地上覆地层为第四系全新统人工填土层、海陆交互相沉积层和上更新统冲洪积层,自上而下依次为①素填土、②淤泥层、②_-1淤泥质黏土、③中粗砂、④黏土、④_-1中粗砂。下伏基岩地层为火山喷出岩,岩性主要为玄武岩。典型地质剖面见图1。

　　 图1 典型地质剖面  

　　 场地陆地部分地下水位埋深为0.00～2.70m,水位绝对标高为-0.69～0.78m,平均地下水位绝对标高约为±0.00m。

　　 拟建场地内分布有5.60～18.80m厚的淤泥层、淤泥质黏土层,属于高压缩性软弱土层,具有含水量高、渗透性差、孔隙比大、强度低、灵敏度高等特点。经多次论证后,设计采用真空-堆载联合预压法进行地基处理,以提高地基土的强度,减小场地内重点建(构)筑物桩基础的负摩阻力,控制室外地面、道路及地下管道的工后沉降。

3 地基处理

　　 厂区划分成17个区域,见图2,以区域为单位进行地基处理施工和检测。

　　 由于厂区面积较大,不同区域软土层厚度有明显差异,且各区域的施工期荷载及使用期荷载均不同。本文以A1-1区域为例,将该区域中对不均匀沉降较为敏感的室外地面、道路及循环水管道等作为分析的重点,对地基处理效果进行分析评价。

　　 图2 地基处理分区图

　　 A1-1区域平均淤泥层厚度为12.41m,采用真空-堆载联合预压法进行软土地基加固。具体处理方案如下:

　　 (1)水平排水通道:铺设0.5m厚砂垫层。

　　 (2)竖向排水通道:采用FDPS-B型整体式排水板,间距为1m×1m,正方形错开排列。因淤泥层下卧透气砂层,现场施工前应进行地质条件静力触探(CPT)摸探淤泥层底的绝对标高,排水板底端距离淤泥层底不小于1m。

　　 (3)加载方案:填筑0.5m厚砂垫层(砂垫层重度按18kN/m³预估,自重约9kPa),施加真空荷载(80kPa),吹填1m厚砂(砂垫层重度按18kN/m³预估,自重约18kPa),覆水厚度为2m(水重度按10kN/m³预估,自重约20kPa),施工期荷载总计127kPa。

　　 (4)卸载标准:根据沉降曲线推算土体平均应变固结度≥90%; 抽真空有效期90d以上; 抽真空期满5d,实测地面沉降不大于2mm/d; 承载力不小于100kPa; 处理深度内十字板抗剪强度不小于25kPa。卸荷时各项标准需同时满足。

　　 (5)沉降控制的使用荷载应按厂区整平标高处地面荷载40kPa考虑,工后沉降≤100mm。

4 监测

4.1 监测方案

　　 A1-1区域地基处理于2016年8月22日开工,满载时间为2016年10月7日,卸载开始时间为2016年12月10日,满载时间共计64d,抽真空有效期为100d。

　　 地基处理过程中,监测单位对场地内的地表沉降、分层沉降、膜下真空度、孔隙水压力进行了观测。A1-1区域的监测点布置见图3。

　　 图3 A1-1区域监测点布置图  

4.2 监测数据分析

　　 A1-1区域属于主要建筑区,对该区域的地基处理效果评价主要基于沉降实测数据,因此重点对该区内的沉降数据进行分析。图4为A1-1区域内9个地表沉降监测点的沉降随时间的变化曲线。

　　 图4 地表沉降随时间的变化曲线  

　　 A1-1区域上部土层主要为新近吹填形成的欠固结土,打设塑料排水板至预压加固前,地基土在自重作用下很快产生一定的固结沉降,约0.07m。加载初期地表沉降速率较大,最大日沉降达到74mm,预压100d之后沉降曲线趋于平缓,卸载前连续5d平均沉降速率已小于或等于2mm/d,土体的主固结速率随时间逐渐减小。预压期A1-1区域实测沉降为1.210～1.448m,平均总沉降为1.331m。

　　 图5 分层沉降随时间变化曲线  

　　 图5为分层沉降监测点D1,D2分层沉降随时间的变化曲线,其中D1-3m表示监测点D1对应3m埋深处的沉降曲线,依次类推。从图5可以看出,加载初期各磁环沉降速率较大,加载后期沉降速率随时间逐渐减小; 加载结束时,两个分层沉降监测点D1,D2对应的3m埋深处的磁环沉降分别为843,987mm,随着埋深加大,磁环的沉降逐渐减小; 加载结束时,监测点D1,D2对应的12m埋深处磁环沉降分别为21,39mm,这是因为A1-1区域淤泥层厚度较厚(淤泥层厚度越薄,沉降越小)且性质单一,埋深越大,沉降越小。

　　 由于分层沉降监测点D2所在位置处淤泥层厚度大于监测点D1,因此监测点D2各个深度处的地基土沉降均大于监测点D1。

　　 图6为各监测点膜下真空度随时间的变化曲线。从图6中可以看出,真空预压开始施工10d后膜下真空度达到设计值80kPa,且后期加载过程中基本维持在80kPa左右。

　　 图7、图8分别为监测点P1,P2不同埋深处的孔隙水压力随时间的变化曲线。从图7,8中可以看出,不同深度处的孔隙水压力初始值基本接近由地下水位产生的孔隙水压力初始值,开始抽真空后,不同埋深处孔隙水压力随时间不断消散,且埋深越小,孔隙水压力消散速度越快,抽真空45d后,3m埋深处地基土内的孔隙水压力降幅达到80kPa。堆载加荷期间,每加一级荷载,不同深度的孔隙水压力值均有一个升高过程,而后随时间持续消散。

　　 图6 膜下真空度随时间的变化曲线  

　　 图7 监测点P1不同埋深处孔隙水压力随时间变化曲线  

　　 图8 监测点P2不同埋深处孔隙水压力随时间变化曲线  

　　 加载结束时,监测点P1,P2在12m埋深处的孔隙水压力消散值分别为73.7kPa和72.86kPa,大于真空预压总荷载的90%。

5 地基处理效果分析

5.1 现场检测情况

　　 地基预处理后,A1-1区域的十字板剪切试验测试点共设7点,载荷试验共设3点。

　　 经对检测数据的分析可知,淤泥层中部(埋深8～9m)土体十字板抗剪强度C_u值在20.3～24.2kPa之间,地基土抗剪强度相对均匀,抗剪强度标准值为22.3kPa,小于卸载标准要求的25kPa。淤泥层灵敏度S_t值位于3.1～3.7之间,为中灵敏度,场地内地基土受施工扰动后强度明显降低。预处理后地基承载力特征值大多处于50～70kPa之间,小于卸载标准要求的100kPa。

5.2 工后沉降计算

　　 地基的不均匀沉降将对结构产生不良影响,一些学者对此类问题进行了研究 ^[6]。本节采用分层总和法计算使用荷载作用下A1-1区域室外地面及循环水管道区域的总沉降,从总沉降中扣除卸荷时的地表实测沉降可得工后沉降。根据相关规范 ^[7,8],分层总和法计算地基最终沉降的经验修正系数ξ取为0.9。

(1)室外地面、道路

　　 场地原地面标高为-0.5m,室外地面及道路区域在127kPa施工荷载作用下沉降1.5m,之后需再回填2.3m至设计标高1.8m。因此实际增加填土高度为3.8m,实际填土标高为-2.0～1.8m,场地地下水平均标高为±0.0m,填土产生的有效附加应力为8.0×2.0+18.0×1.8=48.4kPa,按设计要求使用荷载取为40kPa,因此总附加荷载为88.4kPa。

　　 按规范分层总和法计算在88.4kPa附加荷载作用下,A1-1区域室外地面及道路的最终沉降s为1 718.630mm,卸载时沉降为1 335mm,工后沉降为383.6mm,工后沉降大于100mm,不能满足地基处理要求。为进一步减小室外地面及道路的工后沉降,预压结束后及时将A1-1区域室外地面施工至设计标高,并设置地面沉降监测点,实时监测地面沉降,至工后沉降满足设计要求后,进行室外地面硬化、道路修筑。

(2)循环水管道

　　 选取埋深较浅的循环水管道作为分析对象,见图9。管道直径为4.240m,中心标高为-3.40m,底部采用1m厚砂石垫层换填,下部淤泥层底标高为-15.46m。假定管道下方的砂石垫层沉降在施工过程中已完成,淤泥层的工后沉降即为循环水管道的工后沉降。

　　 图9 循环水管道剖面示意图  

　　 计算总沉降所需的附加应力应考虑以下5部分:1)原地面至设计地面之间回填土的自重荷载; 2)管道顶部至原地面之间用回填土替换原来淤泥所引起的附加荷载; 3)用管道替换原淤泥引起的附加荷载(假定运行期间循环水管道为完全充水状态); 4)用管道下方砂石垫层替换原淤泥引起的附加荷载; 5)地面超载。

　　 经计算,循环水管道总附加应力为70.75kPa。使用荷载作用下的地表总沉降为917mm,卸荷时沉降实测值为535mm,工后沉降为382mm。

　　 经过对现场检测数据的分析及对A1-1区域和循环水管道的工后沉降的计算可知,经过预压处理后,淤泥层中部的十字板抗剪强度及处理后地基承载力均未达到设计要求的卸荷标准。在设计要求的使用荷载作用下,A1-1区域及循环水管道区域的工后沉降远大于100mm。地基处理效果不满足设计要求。

5.3 原因分析

(1)卸荷时固结度计算

　　 基于实测沉降数据,根据相关规范 ^[9,10],采用三点法和双曲线法推算预压荷载作用下土体最终沉降及卸荷时的平均应变固结度,并与分层总和法的计算结果进行对比,对地基处理效果未能达到设计要求的原因进行分析。

　　 三种方法得出的最终沉降及固结度计算结果见表1。

　　 最终沉降及固结度计算结果对比 表1

　　 从表1可以看出,根据实测沉降数据,通过三点法推算出的固结度为91.8%,通过双曲线法推算出的固结度仅为64.9%,比较接近分层总和法计算得到的固结度69.5%。经多次试算发现,采用三点法推算地基总沉降时,计算结果随时间点选择的不同差别较大,且与其余两种方法相比,三点法计算的固结度偏大,《真空预压加固软土地基技术规程》(JTS 147-2—2009) ^[10]附录B推荐采用双曲线法进行沉降和固结度推算。双曲线法和分层总和法计算的固结度较接近,且均小于90%。

　　 A1-1区域孔隙水压力监测数据显示,卸荷时土层深处的孔隙水压力消散值超过真空荷载的90%,这是因为排水板间距较小,孔隙水压力传感器的读数可能会受到相邻排水板内部负压的影响,不能真实反映深部土层中的孔隙水压力大小。

　　 卸荷时,A1-1区域的平均应变固结度仅为64.9%～69.5%,小于设计要求的90%,这是导致检测时地基土强度偏低、工后沉降偏大的主要原因。

(2)真空预压的影响深度

　　 厂区正式进行地基处理前,地基处理单位针对该厂区进行了地基预处理试验,并对地基分层沉降、孔隙水压力及深层水平位移等项目进行了观测,试验时间为51d。

　　 图10为试验区真空度随时间变化曲线。从图中可以看出,除了停电、膜破损等特殊情况外,大部分时间试验区的地表真空度都在80kPa以上,而埋深6m及9m处,真空预压的影响效果较小。

　　 真空度沿深度逐渐衰减,致使深部淤泥处理效果欠佳,导致地基处理效果未能达到设计要求。

　　 图10 试验区真空度-时间关系曲线  

6 处理建议

　　 (1)由于地基预处理后的土体强度、承载力及工后沉降均未能达到设计要求,建议对厂区内原未设桩基础的小型建筑物及荷重较轻的附属、辅助建(构)筑物,进一步采取地基加固处理措施。

　　 (2)建议尽早将室外地面施工至设计标高,并设置地面沉降监测点,实时监测地面沉降,并根据沉降观测数据推算工后沉降,直至工后沉降满足设计要求后,再进行室外地面硬化、道路修筑。

　　 (3)为使后期循环水管道位置满足与主体建(构)筑物的连接要求,前期埋设管道时应预留一定的沉降。建议管道施工完成后保持充水状态,并在管线顶部设置深层沉降标,持续监测管道沉降,根据沉降观测结果及工期计划要求,确定管道与建筑连接时间或对应处理方案。

　　 (4)场地软土地基受施工扰动后强度明显降低,场地基坑开挖时,建议采取措施防止发生坑底隆起、基坑内纵向滑动破坏及边坡滑移破坏。

7 结论

　　 (1)预压期A1-1区域实测地表沉降在1.210～1.448m之间,平均总沉降为1.331m,预压期能够消除大部分沉降。

　　 (2)经预压处理后,淤泥层中部的十字板抗剪强度及处理后地基承载力均有所提高,但均未达到设计要求的卸荷标准。在设计要求的使用荷载作用下,A1-1区域及循环水管道区域的工后沉降远大于100mm,工后沉降不满足设计要求。

　　 (3)基于沉降监测数据,利用双曲线法推算预压荷载作用下的地基最终沉降与采用分层总和法计算得到的结果较为接近,两种方法计算得到的地基平均应变固结度分别为64.9%和69.5%,均小于90%,固结度未达到卸载标准。

　　 (4)由地基处理前的室外预压试验监测数据可知,深部土层受真空荷载的影响较小,A1-1区域淤泥厚度达到12.41m,深部淤泥的加固效果难以保证。

　　 (5)采用本文所提的建议后,该燃煤发电厂目前已顺利建成,并投产使用。道路及循环水管道工后沉降、各管道与建(构)筑物之间相对沉降均满足规范要求。