天津大学博士论文(孙立强)

超软吹填土地基真空预压理论及模型试验的研究Theoryandmodelteststudyofrecentlyreclaimedsoilfoundation一级学科：土木工程学科专业：岩土工程研究生：孙立强指导教师：闫澍旺教授天津大学建筑工程学院二零一零年三月独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的研究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得天津大学或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何奉献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。学位论文作者签名：签字日期：年月日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解天津大学有关保存、使用学位论文的规定。特授权天津大学可以将学位论文的全部或局部内容编入有关数据库进行检索，并采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘。〔保密的学位论文在解密后适用本授权说明〕学位论文作者签名：导师签名：签字日期：年月日签字日期：年月日摘要随着天津滨海新区的开发建设，越来越多的土地是由围海造陆形成的吹填土地基。以往吹填土地基在吹填完毕后，经过2-3年的晾晒，然后才进行进行真空预压加固，而随着滨海新区开发建设步伐的加快，真空预压有了新的工艺，可使吹填土地基几乎不经过晾晒，直接进行真空预压加固，所以现在真空预压加固的对象变为不经过晾晒的新近吹填土地基。对于真空预压法的固结机理和加固效果，国内外众多学者和工程师已经做了大量的研究工作，得到了很多有意义的研究成果，真空预压法的工作机理和计算方法已经成熟。由于新近吹填土地基厚度大、含水量高、压缩性比拟大，与以往经过晾晒的吹填土地基不同，导致在真空预压计算和实际工程中出现很多问题。由于新近吹填土地基的特点，使其在真空预压过程中会发生很大的沉降，使排水板的工作机理和固结计算方法都发生了很大的改变。由于真空预压加固对象性质的改变，导致以往的真空预压计算理论不适应于新近吹填土地基，使计算值与实测值存在着很大的偏差，本文针对这些问题，对新近吹填土地基真空预压从理论和试验上进行了以下研究：1.提出了新近吹填土地基真空预压沉降计算方法。本文首先分析了新近吹填土与以往吹填土地基的不同，通过分析新近吹填土地基的形成过程和特点，提出新近吹填土是欠固结土，加固前土体内存在由吹填土有效自重形成的超孔压，在插板期间会产生一定的沉降。本文认为新近吹填土地基真空预压沉降是由抽真空前的插板期间沉降和真空预压期间沉降两局部组成，通过研究吹填土地基的在插板期间的土层的附加荷载和抽真空期间土层的附加荷载情况，提出吹填土地基真空预压插板期间的沉降计算方法和抽真空期间的沉降计算方法。通过与现场监测数据相比，证明了计算方法的可行性，这种方法已经为相关的计算规程所采用。2.对新近吹填土地基真空预压进行了室内模型试验研究。新近吹填土地基是由含水量在80%以上的超软土形成。随着围海造陆的开展，吹填区底面标高越来越低，吹填土厚度越来越厚，使真空预压法进行地基加固时发生很大的压缩变形。在地基加固过程中出现很多理论上难以解释的现象，针对这些问题本文进行了超软土真空预压室内模型试验。通过试验可以发现：〔1〕土体加固后由于超软土发生很大的压缩变形，使排水板发生了很大的扭曲变形，甚至发生局部折断现象，改变了排水板的工作状态。〔2〕在加固土体变形根本稳定后，进行了二次插板再加固的试验，结果说明土体的沉降进一步开展，含水量进一步降低，十字板强度进一步提高，且十字板强度沿深度递减幅度大为减少。证明了第一次加固过程中由于土体发生大变形使排水板效率降低，地基不能到达预期的加固效果；采用二次插板可使吹填土产生较好的加固效果。同时通过实验对排水板中和土体中的真空度的分布规律和变化规律进行了研究。研究成果为以后的吹填土地基真空预压的理论分析和有限元计算提供了依据。3.通过对新近吹填土地基特点和加固过程的分析，提出适应于吹填土地基真空预压的有限元计算方法。新近吹填土地基真空预压有限元计算分为两个过程：一是插板期间的固结，另一个为真空预压过程。考虑真空预压不同过程的荷载形式，将非线性本构关系〔Duncan-Chang模型〕引入Biot固结理论，编制了通用的有限元程序，对新近吹填土地基真空预压法进行平面应变有限元分析；利用本文提出的有限元程序分别对新近吹填土地基整个加固过程和正常固结土地基的真空—堆载联合预压进行了有限元分析，计算结果与实测结果比照说明，该方法较好的反映了实际工程沉降及孔隙水压力的开展趋势。同时本文利用有限元软件ABAQUS模拟了吹填土地基真空预压的整个过程，计算结果与实际工程比拟吻合。4.为了探索更适合新近吹填土地基真空预压的新工艺，针对新近吹填土的特点，本文设计了可控通气真空预压试验，这种方法可以加速水体的排出，提高真空预压效率。对可控通气真空预压和常规真空预压进行了比照研究，结果说明可控通气真空预压在相同的条件下加固效果好于常规真空预压。最后阐述了可控通气真空预压法加固机理。关键词：吹填土地基，真空预压，模型试验，插板期间沉降，有限元，固结沉降，ABAQUS,可控通气真空预压ABSTRACTWiththedevelopmentandconstructionofTianjinBinhaiNewArea,moreandmorelandismadeupwithreclaimedsoil.Inthepastthereclaimedsoilfoundationisdriedin2to3years,andthenitwasreinforcedinvacuumpreloadingmethod.ButwiththedevelopmentandconstructionofTianjinBinhaiNewArea,thereisnewtechnicsofvacuumpreloading,sothereclaimedsoilcanbereinforcedwithoutdried,theobjectwaschangedtorecentlyreclaimedsoil.Vacuumpreloadingmethodisaneffectivereinforcementtosoftsoilfoundation;andthismethodissuitableforreclaimedsoilfoundation.ManyforeignanddomesticscholarsandengineershavedonealotofresearchandmademanyinterestingresearchresultsintheVacuumpreloadingmechanism.However,therecentlyreclaimedsoilcharacterizedbylow-intensity,highwatercontent,largethickness,thereismanyproblemsduetothesecharactersinvacuumpreloadingmethod.Thetheoryandcalculationmethodisnotaccuratetotherecentlyreclaimedsoilfoundation.Inordertosolvetheseproblemsthepaperdidsomestudiesonthecalculationtheoryandtestasfollowings:First,thesettlementcalculationmethodofrecentlyreclaimedsoilfoundationwasputforward.Theformationprocessandcharacteroftherecentlyreclaimedsoilareanalyzed,anditwasproposedthatthereclaimedsoilisunconsolidatedsoil,thereisexcessiveporewaterpressurewhichiscausedbytheselfweightinitbeforethereinforcement.SotherewillbesettlementduringthePVDsinstallment.ItisconsideredthatthevacuumpreloadingsettlementisincludethesettlementduringthePVDsinstallmentandthesettlementduringthevacuumpreloading.Thesettlementcalculationmethodwasputforward,andatthesametime,thecalculationresultwascomparedtothefieldtestdata,itshowsthatthemethodisfeasible.Theindoormodelteststudywasconductedtotherecentlyreclaimedsoil.Thereclaimedsoilhavethewatercontentof80%anditissuper-softsoil.WiththedevelopmentoflandofReclamation,thebottomelevationofthereclaimedareagettinglowerandlower,thethicknessofthereclaimedsoilreached10mfromtheoriginalthicknessof2mnow,sothatagreatdeformationoccuredinthecourseofthevacuumpreloading.Therearesomephenomenathathardtoexplain.Inordertosolvetheseproblems,thispapercarriedoutanultra-softsoilvacuumpreloadingindoormodeltest.Someresearchhavebeendonethroughtheexperiments:(1)ThoughtheindoormodelexperimentitwasfoundthatthePVDshasundergoneadrasticdistortionandevenpartofitwasbreakenduetolargedeformationoftheultra-softsoilduringthevacuumpreloading,thisresulttheefficiencyofthePVDsreduced,sothatthesoilreinforcementisineffectiveandcannotachievethedesiredbearingcapacityoffoundationrequirements.(2)inordertomakesecondaryreinforcement,secondaryPVDsinstallationwascarriedout,resultsshowthatthesettlementwasfurtherdeveloped,watercontentwasfurtherreduce,vanestrengthwasfurtherimproved,andtheVanestrengthdeclinerategreatlydeveloped.thedistributionofvacuumdegreealongthePVDsandinthesoilwasalsobestudied.Thetestresultprovidereferencetoexploreamoreeffectivemethodofreinforcingthedeepreclaimedsoilfoundation.Thoughtheanalysisofthethecharacterofreclaimedsoilandtheconsolidationprocess,theFEcalculationmethodwasputforward.Therecentlyreclaimedsoilfoundationvacuumpreloadingisdividedintotwoprocesses,theconsolidationduringPVDsinstallingandvacuumpreloading.Thepaperincorporatesthenonlinearityconstitutiverelation(Duncan-Chang’smodel)intotheBiot’sconsolidationtheoryprogram.Consideringdifferentloadconditions,ageneral-purposeprogramwascompiledtoanalyzethebehaviorofthesoftclayconsolidationwithplainstrainFEM.Twoactualprojectswerecalculatedusingthisprogram.Comparingtothefieldmeasurementsdata,itindicatesthatthemethodreflectsverywellthedevelopingtrendofsettlementandporewaterpressurefortheprojects.Atthesametime,thevacuumpreloadingofreclaimedsoilfoundationwasanalyzedusingABAQUSFEsoftware,theresultgoeswellwiththefielddata.Atlast,thepaperpresentsanewmethodofvacuumpreloadingbyimprovingthedrainagesystem.Anindoorexperimentwasmadetocomparetheventilatingvacuumpreloadingwiththeordinaryvacuumpreloading.Onthebasisoftestdata,describedthetheoryoftheventilatingvacuumpreloading.KEYWORDS：reclaimedsoilfoundation,vacuumpreloading,modeltest,settlementduringPVDsintalling,finiteelementanalysis,ABAQUS,ventilatingvacuumpreloading目录MACROBUTTONInsertCrossReferenceTOC\o"1-2"\h\z\u第一章绪论11.1前言11.2真空预压法的开展21.3真空预压研究现状及存在的问题51.4本文拟进行的主要研究工作11第二章超软吹填土地基真空预压沉降计算的研究132.1真空预压加固地基沉降计算研究现状132.2超软吹填土地基的组成特点分析142.3真空预压加固超软吹填土地基的加固过程152.4吹填土地基真空预压沉降计算方法162.5真空预压加固区固结度计算202.6工程实例252.7沉降计算值与实测值比拟272.8小结29第三章真空预压加固吹填土地基室内模型试验研究303.1试验目的303.2试验装置313.3试验方法333.4试验内容343.5一次加固试验结果分析353.6二次加固试验结果分析453.7吹填土地基加固效果评价及原因分析493.8试验结论56第四章真空预压有限元分析理论584.1比奥(Biot)固结理论584.2平面应变有限元方程的建立62第五章吹填土地基真空预压有限元程序的建立及验证705.1引言705.2有限元程序的建立725.3工程实例一805.4工程实例二835.5吹填土地基真空预ABAQUS有限元分析855.6小结94第六章真空预压新工艺探索956.1概述956.2可控透气真空预压的概念966.3可控通气真空预压试验设计976.4试验结果分析1006.5可控透气真空预压机理分析1026.6试验结论107第七章结论与展望1087.1研究总结及结论1087.2下步工作建议109参考文献110发表论文和参加科研情况说明118致谢120绪论前言根据国务院对天津港建成中国北方枢纽港的定位和天津滨海新区开展规划的要求，天津港已进入高速开展阶段。目前在港口开展区之内可利用岸线越来越少、土地资源紧张。新增港区从港岛造陆到南疆东部扩容，码头和前方堆场将全部建在新近吹填形成的软土地基上。在天津滨海新区建设过程中，大局部土地属于海相或泻湖相沉积层，在地质上属第四纪全新纪Q4土层，多属饱和正常压密或欠压密的软粘土，该土层的主要特征为：含水量高、孔隙比大、压缩性高、渗透性差、天然强度低、灵敏度较高的特点[1]。特别是随着天津滨海新区的开展，对土地的需求量越来越多，越来越多的土地是由围海造陆形成的，这局部土地是由含水量高达80％以上的吹填泥形成的，不能直接在这种软弱地基上修建工业厂房、码头、机场、仓库、堆场、高速公路、房屋等建构筑物，需要利用真空预压法对其进行加固，由于新近吹填土地基于以往吹填土地基不同，以往吹填土地基在吹填完成后晾晒2-3年的时间，而新近吹填土地基在吹填完成后即进行真空预压，所以真空预压的计算方法和加固过程都与以往真空预压不同。需要对新近吹填土地基真空预压从理论和试验上进行研究，提出适合与新近吹填土地基真空预压的理论和计算方法。目前常用的软基加固方法有：(1)预压固结法，如真空预压、堆载预压等；(2)复合地基法，如碎石桩、旋喷桩和CFD桩等。这些软基处理方法各有优点，同时也受限于各自的使用条件：堆载预压易于操作、经济，但是吹填土地基的抗剪强度很低，限制了填土速率，使得施工期大大延长，影响了投资者的经济效益和社会效益。另外，在填筑过程中始终存在稳定性问题和不均匀沉降问题，工程质量难以控制。复合地基法虽然能缩短工期，但对于含水量较高的吹填土地基而言，几乎没有承载力，施工机械、材料等很难进入场地，还学要对其先进行真空预压。因此，真空预压是吹填土地基地基处理方法中最有效方式,通过大量的工程探索与实践，真空预压法因其设备简单、操作方便、加固面积大、能源消耗少、加固效果好、预压时间短、无环境污染等显著优点而被定为一种行之有效的加固软土地基的方法大力推广，并取得了良好的经济效益和社会效益。随着天津滨海新区的建设开发，大片的土地是通过填海形成的，这局部土地是由含水量较大的吹填土形成的，真空预压对这种土体的加固是一种行之有效的方法。真空预压法在实际应用上已趋于成熟，但是随着滨海新区建设步伐的加快，许多新近吹填土地基需要进行真空预压加固作为建设用地，由于新近出填土地基不同预压以往吹填土地基的特点，使真空预压在新近吹填土地基加固运用中存在许多问题有待解决，真空预压计算结果与实际工程之间还存在一定的差距，需要针对吹填土地基真空预压展开理论上的研究，并通过试验探索超软吹填土地基真空预压有效的加固方法和计算方法。特别对于吹填土这一新造地基，现有的设计和施工方法主要还是根据以往常规地基真空预压的工程经验进行，有一定的局限性。因此对真空预压法加固吹新近填土地基进行深入研究有较大的理论价值，有助于真空预压法工程实践的进一步开展成熟。真空预压法的开展真空预压法简介真空预压法(VacuumPreloading)是指利用抽真空的方法，使土体中形成一个局部的负压源，通过降低砂井或排水板中的孔隙水压力而使土体中的孔隙水排出，从而增加有效应力来压密土体的地基加固方法。如图1-1所示，首先在原地基上打设塑料排水板作为竖直排水体，然后在地基外表铺垫一定厚度的砂垫层，在砂垫层中铺设排水滤管。将不透气的薄膜铺设在砂垫层之上，薄膜四周买入土中，通过埋设在砂垫层中的排水滤管将膜下砂垫层中的空气抽出，从而使砂垫层和排水板中形成负的真空压力，使排水板和周围土体之间形成孔压差，土体中的孔隙水在压力差的作用下渗流到排水板中，通过排水滤管排出土体，以到达固结的目的。真空预压系统由抽真空系统、排水排气系统和密封系统三局部组成，根据目前的施工经验，膜下真空度可以维持在85—95kPa左右，一般的可取80kPa作为设计压差。当固结度到达一定的设计要求时停止抽真空。图1-1真空预压发地基加固示意图真空预压法具有以下主要优点：(1)区别于堆载预压，抽真空形成的压差所产生的荷载，不会使土体产生剪应力，故地基不会发生失稳破坏，载荷可一次快速施加，加固速度快，施工工期短；(2)加固过程中土体除产生竖向压缩外，还伴随向着加固区的侧向收缩，加固后土的密实度较堆载预压高，处理深厚软基效果更好；(3)施工工艺、机具和设备简单，能耗低，作业效率高，加固费用低，适用于大规模地基加固；(4)不需要大量堆载材料，施工中无噪音、无振动、不污染环境；(5)更适用于狭窄地段、边坡附近的地基加固等。1.2.2真空预压方法最早由瑞典皇家地质学院杰尔曼〔W.Kjellman〕于1952年提出，当时，他在美国麻省理工学院召开的加固土体会议上首次发表了“利用大气压力的方法加固粘土〞论文，在论文中，他提出了利用该方法加固地基的初步力学模型。论文发表后立即引起了学术界和工程界的关注，国内外不少专家学者和研究机构先后展开了一系列的理论研究和实践工作，但是多年来由于抽气设备、密封材料、垂直排水通道打设技术等方面存在一定的问题，这一技术的开展相当缓慢，没有得到大规模的实际应用。1958年美国费城机场首次采用真空井点降水与砂井相结合的方法处理飞机跑道扩建工程的地基问题，随后日本、芬兰、苏联、法国、美国、瑞典等地都有该工法应用的相关报道，但由于抽真空设备效率、气水别离技术、密封技术等关键问题未能很好解决，很长一段时间该工法没有得到广泛应用。我国早在50年代就开始对该工法的研究，但当时也没能使之成功用于现场地基的加固。我国在20世纪50年代末和60年代初开始对这一方法进行了研究[4-5]，但未能到达工程应用阶段，1959年对真空预压加固淤泥地基的野外试验进行了总结；1959年天津大学开展了室内真空预压试验研究来探讨真空预压的规律性和效果，提出了“吹填土真空排水固结试验研究〞的报告；同年南京水利科学研究所在天津做了“电渗真空砂井联合作业法〞的试验研究，于1960年提出“电渗排水加速海淤软土固结试验报告〞；1960年同济大学和南京水利科学研究院在上钢一厂做了小型现场试验，提出了“用真空预压加固吹填土的试验小结〞的报告，但试验没有成功，其原因除当时没有轻、薄、不透气、易粘结的密封材料以外，主要是当时抽气用的都是真空泵，再配上气水别离器，将别离出的水由离心泵抽走，效果不是很理想[6-7]。这一时期国外真空预压加固软基也有个别成功的实例，1958年美国费城机场采用真空井点降水与排水砂井相结合，完成了飞机跑道的扩建工程，整个地区真空度最高380mm汞柱〔约50kPa〕[8]。日本横滨市武丰火力发电厂也运用该法加固地基，膜下真空度到达405mm汞柱。20世纪70年代日本东北地区新干线上，采用真空预压加固第七号谷底的泥炭土和混有有机物的淤泥土地区，膜下真空度到达478mm汞柱[9]。早期对真空预压的研究手段以现场试验为主。由于当时的机械设备及材料方面的限制，现场试验加固效果均不理想，大面积实用也未能付诸实施。个别工程的成功主要是在一定程度上解决了机械设备和密封问题，这为真空预压加固软土地基技术开展积累了重要经验。20世纪80年代，以交通部第一航务工程局为主，天津大学、南京水利科学院参加的联合攻关小组，对该项加固技术又重新进行了探索和研究[10-16]。在工程上采用射流泵代替真空泵，很好地解决了水气别离问题，使抽真空的效率大大提高，膜下真空度稳定在530mmHg，最大可到达600mmHg，从而使该项加固技术的施工工艺有了突破性进展，使之能满足加固大面积软土地基的要求。该工法于1985年通过了国家技术鉴定，获得国家“六五〞科技进步奖。后又经多年的努力，在真空预压法的真空度和大面积加固方面到达了国际领先水平，膜内真空度目前已能到达610～730mmHg，相当于80～95kPa等效荷载，经处理的地基能满足大多数货场、仓库、道路及一般工业与民用建筑的要求，特别适用于荷载要求低于80kPa的软土地基加固。此外，针对一些使用荷载大，承载力要求高的建筑场地，自1983年以来，国内陆续开展了真空-堆载联合预压法的研究，开发了一套先进的工艺和优良的设备，并从理论和实践方面论证了真空和堆载的加固效果是可以叠加的，并在一百多万m2软基上使用，取得了良好的效果。90年代后，天津市水利科学研究所在传统技术的根底上对真空预压法进行了改进，提出了“低位真空预压软土地基加固法〞，并于2000年8月获国家知识产权局颁发的专利证，到达了国际领先水平。在国外，1982年日本大阪南港在第二阶段加固过程中，采用袋装砂井或排水纸板作为垂直排水通道，用抽真空和抽水相结合来降低水位的方法加固地基，由于较好的解决了抽真空设备和场地密封等关键问题，真空度始终保持在630mm汞柱，加固效果显著[17]。前苏联还应用该方法解决了土坡的滑动问题，提高了滑动楔体液化土的稳定性，取得了较好的效果[18]。这一阶段，在抽真空设备和密封技术上有了很大的改进，使得真空预压技术在施工工艺上到达成熟阶段，并开始大规模的应用于软土地基加固。如今，真空预压及真空联合堆载预压等加固软土地基的技术应经广泛应用于我国的港口、码头、机场、高速公路、仓库、油罐、市政设施、人工岛、堤坝边坡等工程的地基处理，膜下真空度一般都能到达90kPa以上。国外的一些公司也开发了比拟成熟的采用真空预压原理加固软土地基的技术，并在工程中得到了广泛的应用，如法国的Menard公司的真空固结法〔MenardVacuumConsolidationMethod〕和荷兰IFCO公司的IFCO真空强制固结法等[19-20]。真空预压研究现状及存在的问题真空预压研究现状在真空预压技术开展的过程中同时伴随着对真空预压机理的探索。对真空预压法和真空—堆载联合预压法加固机理的研究主要通过理论分析、室内及现场试验来进行。〔一〕真空预压理论方面的研究1952年，杰尔曼教授(W．Kjellman)提出了真空预压加固软基一维问题的最终效果图。其后美国的P．J．Velent(1973)用流网解释真空预压的机理。苏联的Fer-Metirosyan(1983)采用拉普拉斯方程求解二维问题的最终效果。日本的小林正树用有限元方法求解二维问题的最终效果。以上研究主要解决真空预压加固软土地基的最终效果，属于稳定渗流问题。娄炎(1988)根据工程实践的孔压和真空度等实测资料，对负压条件下软土地基的孔隙水压力的形成、负压与砂井内真空度及土中真空度的关系、负压下的曼德尔效应、负压与地基加固特征、负压对地基变形的影响等问题进行了分析。陈环、杨国强等(1991)继续研究了真空预压下的固结问题，认为真空预压加固软土地基时，地基土的固结是在负压条件下进行的，它和正压条件(堆载预压)下的固结问题根本相同，只是边界条件有差异，因此负压下的固结可以沿用原有固结理论的方程。董志良(1992)通过对真空预压的加固机理、设计理论、施工工艺的深入研究，提出了以下观点：(1)真空预压过程实际上是地下水、气被抽出的同时，真空度不断向地基土中传递、扩散并在地基土中形成一定的真空负压及其压力梯度的过程；(2)真空预压加固过程也是地下水位不断降低的过程，造成地下水位以上的土体处于非饱和的真空负压状态，地下水位以上的土体符合孔压不断降低而有效应力增加的观点。地下水位以下的土体仍处于饱和的真空负压状态，但真空负压是由土体中的孔隙水承当，并未转化为土体的有效应力，土体有效应力的增加实际上是由上部水位降落区土体浮容重转化为湿容重所引起的，因此地下水位下的土体符合降水预压的加固机理。陈环等(1994)报道了实测10m袋装砂井井底真空度损失了25％，并认为这就是真空预压下的砂井阻力，该文献应用Hansbo理论进行了计算。董志良(1995)的研究说明，SPB-1型塑料排水板在抽气期间，随抽真空历时板中各深度处真空度均有增加，前期增长快，后期较小。板中真空度沿深度逐步衰减，前期衰减大，后期衰减小，仅衰减了lOkPa即12％左右。范须顺(1995)结合天津新港地区较厚的欠固结淤泥类土的真空预压工程实践，假设只考虑施工区最边部排水板向施工区以外的影响距离，以边部一根打入土层中的排水板作为单个排水井考虑，假定地下水向承压排水井的运动为稳定运动，假定单井排水引起孔隙水变化的边限为渗透影响半径，假定渗流为单向线性连续渗流，以水文地质学中库萨金公式为参考，提出了一个估计真空预压影响范围的经验公式。杨顺安，吴建中(2000)综合讨论了真空联合堆载预压法的根本原理，加固特点与加固效果，认为该法利用真空预压与堆载预压加固效果可以叠加的原理，在超软基上可以获得较单一真空预压更大的预压荷重，获得更佳的加固效果。董志良(2001)对堆载和真空预压法加固地基地下水位及测管水位高度进行了分析与计算，在不考虑真空度的影响条件下，分析计算了测管水位高度及其与地下水位高度的误差。刘志丰(2001)分析了真空-堆载联合预压法的固结机理，分析了真空堆载预压的固结过程，给出了真空-堆载联合预压的沉降预测半经验半理论曲线。于志强、朱耀庭、喻志发(2001)根据假设干工程实测结果，对真空预压法加固软土地基的影响区进行了分析，提出了利用理论计算最大沉降量估算加固影响区可能发生变形的经验方法，指出加固区外20m以内地基土水平位移约占总沉降量的10％～15％之间。龙正兴，彭劫(2002)介绍了真空-堆载联合预压法的原理，通过试验段数据分析，得出了真空-堆载联合预压加固土体，可以使地基具有更强的抗失稳性等结论。龚晓南、岑仰润(2002)采用多孔介质理论和真空渗流场理论对真空预压法的加固机理进行了新探索，辨析了真空度与负压概念的区别，认为抽真空作用在土体较大孔道中形成真空渗流，土体中较小孔道中的孔隙水与较大孔道中流动的“真空流体"由于压差作用而排出，产生固结现象。真空预压加固软基的效果由真空渗流场引起的真空预压和地下水位下降引起的排水固结两方面的作用组成。其中，前者的作用范围仅限于降低后的地下水位线以上土体。朱建才、龚晓南等(2004)通过对现场试验的真空度、地下水位、流量、孔隙水压力、地表沉降等监测结果的分析，阐述了真空-堆载联合预压的联合机理，指出真空预压与堆载预压的联合方式是真空预压引起的孔压差与堆载预压引起的孔压差的叠加。同时，通过现场试验指出了地下水位对真空传递的影响，并对水位线以下真空度的形成机制进行了分析，水位线以下的真空度主要是由于测试软管中水位下降或空气从测试软管末端的逃逸引起的，水位线以上的真空度由抽真空直接引起。水位在抽真空的初始阶段下降较快，在堆载阶段有所上升，联合预压阶段逐渐下降至根本稳定状态，形成一个稳定的渗流场。高海江等(2005)根据真空渗流场理论，阐述了在真空预压中场地内不同区域地下水位的变化情况；并借鉴真空井点降水概念提出了降水“漏斗〞的观点，还就真空预压中地下水位下降的影响因素、地下水位下降的极限深度、地下水位的现场观测问题和出水量与地下水位下降关系等问题进行了研究。李青松等(2005)研究真空预压加固机理后，认为：真空预压是真空渗流场作用下的渗透固结，它从顶部抽真空，所产生的真空度在沿竖向排水通道向下传递过程中随深度递减，其作用是在沿各竖向排水通道产生无数动态完整井，以各完整井为中心产生无数凸面向下的降落漏斗，各降落漏斗即形成真空渗流场；其中土体将以各完整井为中心产生渗透固结，并使整个土体强度得到改善。〔二〕真空预压实验方面的研究陈环、鲍秀清(1984)用一维负压固结仪进行了抽气试验，得出了在相同的压差下，加固效果根本相同，土体强度的增长也根本相同的结论。陈环等人提出抽真空只是不断地改变土内的孔隙压力，即真空预压是通过降低土体中的孔隙压力，使有效应力增加而加固土体的。闫澍旺、陈环(1986)用三轴仪也进行了正负压比照试验，认为在负压作用下的固结过程是根本相同的。沈珠江、陆舜英(1986)通过研究认为砂井井底真空度是顶部的三分之一，中间那么按直线变化。林丰等(1987)用1．2×1．8m的模型槽进行了模型试验，试验后对砂井间的土进行了含水量试验，表层土含水量有较大地降低，而十字板强度有不同程度的提高。高志义、张美燕等(1988)进行了真空预压的离心模型试验，将现场试验区的一个横断面作为平面应变情况进行了模拟，得出抽真空的同时进行压载的联合加固可以进一步提高加固效果，两者产生的有效应力是可以叠加的结论。尚世佐(1988)结合真空-堆载联合预压在上海某装卸区软基加固的工程应用，对真空度的进行观测，说明真空度是随深度增加而递减的，说明确实存在着砂井阻力，它影响着真空度的传递，也影响排水固结的时间。高志义，张美燕等(1988)在真空预压加固的离心模型试验中，得出了真空度在lOm长的砂井底部损失了10％的结论。高志义、张美燕、刘立钮等(1988)于1983年10月至1984年4月进行了真空预压加固的离心模型试验。张诚厚、王伯衍、曹永琅(1990)进行了真空预压加固的室内模型试验，研究了真空作用面位置及排水管间距对预压效果的影响。张力霆、卢勇正、李树国(1999)通过室内模型试验验证了真空预压加固地基时，将负压源由地表移至地基深处，可改善加固效果，在真空预压加固吹填土时应采用这种措施。王永强(1999)进行了真空预压荷载下地基土的静载试验分析，试验说明加固后地基承载力根本值为128kPa，远远大于膜下真空度值80kPa。高志义、张美燕、张健(2000)进行了真空预压联合电渗法室内模型试验的研究。李丽慧、王清、王剑平、王年香等(2001)通过室内试验，对真空预压下土体变形特性进行了应力路径分析，测定了软土地基在真空预压加固后应力路径的改变对沉降量的影响，论证了真空预压加固软土地基不能消除其剪应力引起的剪切变形的观点。张泽鹏，李约俊等(2002)对塑料排水板与袋装砂井的真空度传递性能，在10m厚加固土层范围内进行了比拟，采用塑料排水扳(国产SPB-1型)的真空度传递损失率为2.2kPa／m，袋装砂井的真空度传递损失率为6.3kPa／m，埋深10m处塑料排水板的真空度占膜下真空度的比例为68％，袋装砂井中的真空度占膜下真空度的比例为20％。温晓贵、刘汉龙、李豪、彭劫等(2004)通过室内试验模拟相同竖向应力状态下真空预压、堆载预压、真空-堆载联合预压三种方法加固软土地基，比照分析了三种方法的加固效果和加固机理，并提出了三种方法加固机理的微观解释可以较好地解释试验和工程实践的一些现象。〔三〕真空预压数值分析方面的研究：对于沉降、孔压随时间变化的固结过程，其计算方法主要包括解析法、半解析法和数值计算法。解析法便于工程实际的应用，但是分析的边界条件比拟简单，只能进行一维或轴对称分析，采用的土体模型也比拟简单，对井阻、涂抹作用等因素不能较好地考虑，所以无法考虑固结过程中孔压与变形的耦合关系，对实际工程的复杂性反映不是很全面。数值计算法可以弥补解析法的缺乏，能考虑土体的非线性、弹塑性、流变等特点。目前数值计算中一般采用Biot固结理论，Biot固结理论是由物理方程、几何方程和连续性方程联合推导而来的，准确反映了固结过程中位移与孔隙压力的相互影响，因而能精确反映二维、三维固结问题。在强度增长计算理论方面，目前工程界通常把真空预压施加的荷载等同于相同大小的堆载作用进行简化处理，常用的计算方法包括有效应力法和有效固结应力法两种。沈珠江(1986)首先用基于Biot固结理论的有限元法对新港一个试验场地的软土层在真空作用下的固结变形进行了计算，把砂井视为砂墙，把砂井和砂垫层作为水头边界，将空间问题转化为平面问题进行计算。在计算中分别采用了南水模型、剑桥模型和弹性模型等三种本构模型，结果说明土体本构模型对计算结果影响较大，没有一种模型能与实测结果很好的吻合，总的来看南水模型比拟符合实际，但其计算工作量较大，他建议对一般的工程采用变弹性模型即可。陈环等(1987，1991)分别采用有限元和边界元对真空预压进行计算，将各种计算方法所得的结果与实测平均固结度进行了比拟，发现以Biot固结理论为根底的有限元法和边界元法两者比拟接近，而以太沙基固结理论为根底的有限差分法与实测结果偏差较大。钱家欢、赵维炳(1988)在考虑土体流变的根底上提出了真空预压砂井地基固结分析的半解析解方法，这种方法计算比拟方便，可以考虑比拟复杂的情况，如土体的粘弹性、固结的三向性、砂井井阻和涂抹效应及砂井群的共同影响等，其孔隙水压力由解析解求出，位移那么用数值解法计算。董志良(1990)在单井理论的根底上，首次推导了单井在负压及正、负压联合作用下的等应变解析解。但是其解析解没有考虑真空荷载与堆载荷载施加时间上的不同，因此与实际情况有一定差异。薛红波、娄炎(1990)阐述了砂井真空预压法加固软土地基的强度增长机理和强度增长特性，指出相对于堆载预压下地基土的强度变化，真空预压下地基土在加固过程中无剪切蠕动及由此引起的强度衰减，其地基强度增长率要大。陈环(1991)提出了负压作用下一维情况的太沙基固结解，认为负压条件下的固结问题与正压条件下根本相同，只是边界条件有变化，因此仍可以用太沙基固结方程求解。在其固结计算中，未考虑砂井的作用，实际将真空预压处理的地基视为均质地基。赵维炳(1991)改进了真空预压砂井地基固结分析半解析方法，使它也适用于堆载预压和成层地基情况，改进后侧向位移计算结果的精度比原方法有很大提高。麦远俭(1998)探讨了真空预压加固中软粘土不排水剪切强度的增长规律，建议以等效固结压力计算真空预压加固地基土强度增量。吴跃东，赵维炳(1999)在对广东京珠高速公路某真空-堆载联合预压处理段进行分析时，将殷宗泽双屈服面模型与考马拉一黄模型结合，从而可以考虑土的粘弹、粘塑性以及剪胀性，结果说明考虑土体流变的结果要好于仅考虑弹塑性变形的结果。陈远洪、洪宝宁、龚道勇(2002)用有限元方法分析了真空预压法对周围环境的影响，计算时以平面Biot固结理论为根底，考虑了土的流变性，采用了粘弹塑性的本构模型，计算结果说明采用防护措施可明显减轻真空预压对周围环境的影响。高海江，俞建霖，金小荣，龚晓南等(2006)根据固结度等效的原那么，提出了基于双指数衰减的负压分布模式的砂井地基等效公式，可用于平面应变。其有限元计算公式说明，真空作用越大，土体固结越快，真空预压加固地基的效果不仅仅与负压大小有关，而且还和负压的分布模式密切相关，在以往研究真空预压加固地基解析理论成果的根底上，推导了下伏承压水软基真空预压和真空联合堆载预压加固地基的孔压解析解。通过现场试验，分别研究了软土地基在没有防护、打设水泥搅拌桩和设置应力释放沟等三种情况下，加固区外的水平位移和附加沉降。实测结果说明了设置应力释放沟能有效减小加固区外水平位移和附加沉降的影响范围和程度。朱继伟、闫澍旺、孙万禾〔2004〕在比奥〔Biot〕固结理论的根底上，采用弹性本构关系，将排水板看成一条直线，通过在排水板所在直线上的土体节点上施加负的真空压力实现负真空压力的施加，对真空预压进行了有限元计算；余湘娟、吴跃东、赵维炳〔2002〕采用粘弹塑性本构模型，主要考虑了土的流变和损伤等因素，通过将砂垫层中所有节点孔隙水压力设为负的真空压力，土体外表各节点孔压设为0来实现负的真空压力的施加，对真空预压进行了有限元计算；吴跃东、余湘娟，殷宗泽〔2002〕介绍了负压条件下软件加固的理论计算，通过将砂垫层中所有节点孔隙水压力设为负的真空压力，土体外表各节点孔压设为0来实现负的真空压力的施加，考虑了土的流变和施工扰动引起的损伤，采用平面应变有限元法进行分析。魏丽敏，何群，孙愚男〔2005〕将非线性本构关系引入到Biot固结理论有限元程序，施加堆载荷载，对砂井地基进行了平面有限元分析。雷鸣，王星华，聂重军〔2007〕采用线弹性本够关系，通过调节边界单元节点孔隙水压力为实那么值来实现真空加载。陈小丹、李建平，赵维炳〔2005〕对真空预压地下水位的变化情况以及边界对加固效果的影响进行了分析，并导出了考虑井阻和涂抹的双向渗流和变形的砂墙堤基固结度计算公式，将殷宗泽的双曲面模型与修正与修正的考马拉-黄模型相结合，通过将砂垫层中所有节点孔隙水压力设为负的真空压力，土体外表各节点孔压设为0来实现负的真空压力的施加，对真空预压进行了进行了有限元分析。黄腾、张迎春、杨春林等(2001)从应力状态分析真空-堆载联合加固软基的特点和机理，在此根底上建立了真空一堆载联合预压条件下地基稳定性的数学模型，提出抽真空作用下真空度衰减公式和土体抗剪强度增量计算公式。徐泽中、刘世同、柴玉卿等(2002)从Barron的砂井地基垂直等应变固结解出发，结合真空一堆载联合预压法的特点，建立了真空-堆载联合预压的渗流模型，给出了渗流的根本方程及其解析解。李玲玲(2002)以单井固结理论为依据，以塑料板排水法处理软基(温州发电厂)为研究对象，提出了平面应变砂井地基的等效固结理论，系统的阐述了等效理论的概念、原那么、思路和具体的等效方法，重点讨论了等效砂墙的方法，编制有限元计算程序(SMAP)计算软土地基的变形。李豪、高玉峰、刘汉龙、彭劫等(2003)在深入了解真空预压机理和砂井地基固结理论的根底上，根据固结度等效的原那么，推导了与单井固结理论等效的成层均质地基等效渗透系数，从而将复杂砂井地基转化为无砂井成层地基，以到达简化计算的目的，并结合真空-堆载联合预压的加固特点，提出一种简化的真空-堆载联合预压法的有限元计算方法。徐立新、陈云敏、吕庆雷、王户容等(2003)根据高速公路路基的变形特点，提出了真空-堆载联合预压法处理高速公路软基的三维Biot固结有限元计算模型，将砂井按照实际尺寸划分单元，防止了平面计算方法中砂井处理的问题。陈小丹、李建平、赵维炳等(2005)对真空预压时地下水位的变化情况以及边界对加固效果的影响进行了分析，导出了考虑井阻和涂抹的双向渗流和变形的砂墙地基固结度计算公式。在有限元计算中，将殷宗泽的双屈服面模型与修正的考马拉-黄模型相结合，改进了边界条件和初始条件的处理方法，考虑了井阻的影响。蒋春霞(2005)提出了可考虑地基附加应力沿深度任意分布的含竖向排水体地基双向耦合平面应变固结解答，归纳了已有的含竖向排水体地基平面应变固结解析解和等效固结分析方法，也相应的讨论了它们各自的适用范围，进行了参数敏感性分析，比拟了各含竖向排水体地基平面应变固结解析解、等效固结分析方法的差异。高晖(2006)采用Duncan—Chang模型，基于ABAQUS的二次开发成果对京珠高速公路广珠段软基堆载预压的沉降进行数值模拟，取得了令人满意的分析结果。付天宇(2006)在深入分析真空预压加固机理及地基强度增长理论的根底上，对真空预压与堆载预压地基土体的抗剪强度增长差异进行分析，在堆载预压抗剪强度计算公式的根底上推导出负压条件下的真空预压地基抗剪强度计算公式。赵明华、向臻锋、曾广冼等(2006)认为简单地将真空预压等同堆载作用的处理方法不尽合理，将导致计算土体抗剪强度时出现较大偏差而不宜无视。采用摩尔应力圆来阐述土体受等向固结应力和固结应力的不同特点，从而导出二者土体抗剪强度增长偏差的解析解。王艳(2007)结合工程的现场实测数据，采用大型通用有限元程序ABAQUS，进行二维固结有限元分析。同时利用ABAQUS程序，模拟真实的加载过程，改变固结系数、排水板的打设深度、间距、真空度等因素，分析其对真空预压变形的影响，进而提出了提高真空预压加固效果的措施和减少真空预压加固地基对周围建筑物影响的措施。真空预压存在的问题以上研究都是建立在对正常固结土为研究对象上，随着天津滨海新区的开发，大局部的建设用地都是通过围海造陆的形成的。由吹填土形成的新近吹填土地基含水量较高，随着围海造陆的开展，吹填土层的厚度越来越厚，由原来的2m到达现在的10m左右。吹填土是由吹填的泥浆形成，其特点不同于以往的吹填土地基，因而现在有些计算理论应用于新近吹填土地基时出现较大的偏差。利用以往真空预压理论队新近吹填土地基真空预压加固过程进行分析和计算，出现了一些问题，这些问题到现在还没有得到很好的解释。例如，吹填土地基在加固完成厚上层土强度提高较明显，而3m以下的土层强度提高很小，而这层土将决定着以后的地基承载力和工后沉降；在吹填土沉降计算时，发现计算值和实测值之间存在着很大的差异。这些问题都需要针对新近吹填土的特点和固结过程进行详细研究。1.4本文拟进行的主要研究工作针对真空预压在新近吹填土地基中出现的问题，本文在以下几方面展开研究：〔1〕探索研究吹填土地基真空预压固结计算的方法：对吹新近填土地基的组成特点进行分析，比拟与正常固结土地基的不同点，针对新近吹填土地基的特点提出适用吹填土地基真空预压的计算方法。〔2〕真空预压加固吹填土地基室内模型试验：针对新近吹填土地基真空预压加固过程中出现的问题，建立吹填土真空预压室内试验模型，研究真空度在排水板和土体中的分布规律，探索新近吹填土地基真空预压问题的根源，并试图找出解决方法。〔3〕真空预压加固吹填土地基数值分析研究：总结真空预压加固土地基渗流计算和固结计算的根本方程，通过分析新近吹填土地基的特点，分析不同固结阶段的荷载形式，编制了适合于新近吹填土真空预压过程的有限元程序。利用有限元的方法对新近吹填土地基的加固过程进行有限元模拟。〔4〕采用大型通用有限元软件ABAQUS，模拟新近吹填土地基真空预压真实的加载过程，对新近吹填土地基真空预压加过的整个过程进行有限元分析，探索适合新近吹填土地基的有限元模拟方法。〔5〕针对新近吹填土地基的特点，探索适应于新近吹填土地基真空预压新方法，并设计室内模型试验。超软吹填土地基真空预压沉降计算的研究目前，真空预压作为较成熟的技术在软土地基加固中得到成功的应用。特别是在吹填土地基加固中是一种行之有效的技术和比不可少的地基加固方法，其设计计算理论和方法不断完善。然而大量的工程实践说明真空预压加固吹填土地基特别是新近吹填土地基时，其固结计算结果与实测结果还存在较大的差距。在吹填土地基真空预压工程实践中发现，吹填土真空预压理论计算与现场实测数据之间存在很大偏差，计算值与实测值不吻合，并且存在很大的偏差，一方面表现在计算值开始阶段的沉降量变化较平缓，而实测值在开始阶段变化很快，从最终沉降量上来看，最终沉降量计算值小于实测值。另一方面，在吹填土地基特别是新近吹填土地基打设排水板期间土体就会产生很大的沉降，由现场监测数据可以看出插板期间的沉降占整个真空预压过程总沉降的30%－50%，这说明现在存在的计算方法不适合吹填土地基真空预压的计算，需要研究吹填土地基真空预压的计算方法，提出适合于吹填土地基和新近吹填土地基真空预压的沉降计算方法。本文在下文所说的吹填土地基均指新近吹填土地基。真空预压法进行地基加固，对沉降量的计算有重要的意义。真空预压的施工工期一般采用固结度控制、总沉降控制和沉降速率控制三个控制标准，对真空预压加固地基沉降的计算直接影响到工期确实定，同时工后沉降的准确估计也有赖于沉降分析的正确性。实际工程监测数据说明，真空预压到一定的时候，按计算得到的总沉降控制标准和按沉降定义固结度标准到达后，沉降速率却仍然很大，难以到达停泵的设计要求。这说明设计对真空预压的加固地基总沉降计算不准确。本章对真空预压加固地基沉降计算的现状进行了表达，分析了新近吹填土地基的形成和组成特点，对吹填土地基真空预压加固机理和加固过程进行分析，通过分析吹填地基各土层的受力状态和初始孔压的特点，提出适合于吹填土地基特点的计算方法。2.1真空预压加固地基沉降计算研究现状目前真空预压加固地基设计中，通常采用分层总和法来计算真空下的沉降，具体计算思路为：将按分层总和法计算得到的地基固结总沉降乘以一个大于1.0的综合修正系数以考虑瞬时沉降和次固结沉降等因素的影响，得到地基总沉降。这种方法为相关标准采纳为设计计算的依据，在工程中广泛应用。现有真空预压加固地基的沉降计算一般采用如下方式：为方便期间，采用等效堆载的计算思路，将膜下真空度等效为相同大小的荷载施加在地基土上，采用分层总和法进行地基沉降计算。对其中存在的差异采用综合修正系数来修正，此法虽然为许多标准所采纳，但由于其等效荷载这一假设存在着根本的错误，使得真空预压加固地基沉降计算与实测往往很不相符，综合修正系数的取值也无法得到很好的总结。真空预压软基加固的沉降计算方法已有不少相关方面的研究，例如：河海大学的施建勇等在文献[116]中通过对弹性模量的研究提出了真空预压沉降计算方法；陈平山等在文献[117]中提出了等效固结度的方法；艾英钵等在文献[118]中提出了乘以经验系数的方法进行简化固结沉降计算方法；艾英钵等在文献[119]中通过有限元的方法对真空荷载和堆载两种荷载下的固结沉降进行分析比拟，提出当真空荷载作用下产生的沉降与等效对载作用下产生的沉降相同时，认为该堆载为真空荷载的等效荷载，利用该等效荷载进行固结沉降计算。这些文献都认为真空预压固结沉降只有一个过程，即沉降从施加真空荷载开始计算。这些文献的研究都是针对正常固结土真空预压加固法的沉降计算的研究。2.2超软吹填土地基的组成特点分析吹填土地基是一种特殊的地基，属于新造地基，其形成过程是在原天然地基上吹填含水量较高的淤泥或淤泥质粘土泥浆，当吹填到设计标高后〔一般为4m-6m〕，经过一定时间形成吹填土层，然后在吹填土上面铺设一层粉土，作为真空预压施工的工作层〔如图2-1所示〕。故吹填土地基是由吹填前的天然地基、吹填土和上面的填土层组成。由于在天然地基上增加了吹填土和填土层，这两层土的有效自重作用对天然地基产生附加荷载作用，导致天然地基中产生超孔压。从这个意义上讲，相当于在原来天然地基上施加了一个堆载作用，在有排水通道的情况下将会发生固结。吹填土是由含水量较高的淤泥泥浆形成的，为欠固结土，在打设排水板后，在有效自重应力和上部填土重力作用下也会发生固结。吹填土吹填土天然地基土填土原地基排水板图2-1吹填土地基真空预压土层分布在新近吹填土地基真空预压施工过程中，在土体中打设排水板，相当于在加固土体内增加了排水通道，大大缩短了排水路径。因而吹填土地基中的超孔压开始加速消散，从而产生固结沉降。这个固结沉降实质上是在打设排水板后，吹填土地基在吹填土有效自重和填土层自重作用下产生的固结沉降，相当于传统的堆载预压产生的沉降。真空预压插板期一般为15-20天左右。这个期间产生的沉降本文称为插板期间的沉降。由现场监测数据可知，这局部沉降可以到达总沉降的1/3—1/2之间〔如图2-2所示〕。而对于正常固结土地基，由于土体在插板期间超孔压已经消散完毕，故在插板期间土体不会有明显的固结沉降。开始抽真空后，土体的固结压力应该是真空荷载和没有完成固结的那局部吹填土自重之和，在固结应力作用下，土体继续固结产生沉降，这局部沉降称为真空预压期间沉降。吹填土地基插板期间沉降在目前的设计或相关文献中未能考虑，针对这个问题，本文对插板期间的沉降计算方法进行了研究。这对吹填土地基真空预压沉降计算有十分重要的意义。图2-2真空预压插板期间沉降2.3真空预压加固超软吹填土地基的加固过程根据前节所述，新近吹填土为欠固结土，在打设排水板欠土体内存在着未消散的超空压，这与正常固结土地基不同，正常固结土体在真空预压前土体内不存在超孔压，因而计算时只需要考虑施加的荷载即可。对于吹填土地基而言，在打设排水板前土体内就存在着由吹填土有效自重和填土层重力作用引起的超孔压，当打设排水板后，在土体内增加了排水通道，土体内超孔压开始消散，因而在打设排水板期间吹填土地基开始产生固结沉降，一般的打设排水板的时间为15—20天。当开始抽真空时，在土体内施加了真空荷载，此时土体固结是在负的真空压力和吹填土有效自重及填土重力作用两局部荷载下发生的，这相当于真空—堆载联合预压。由上述分析，吹填土地基真空预压实质上分为两个过程，第一个过程是在吹填土有效自重作用和填土重力作用下土体产生固结，实质上是堆载预压过程，在此过程产生的沉降称之为插班期间的沉降；第二个过程是在负真空压力和没有完成固结的那局部吹填土有效自重作用下产生的固结，实质上属于真空—堆载联合预压，在此过程产生的固结沉降称之为真空预压期间沉降。因而吹填土地基真空预压地基加固过程中沉降由两局部沉降组成，即插班期间沉降和真空预压期间沉降。2.4吹填土地基真空预压沉降计算方法吹填土地基是滨海新区围海造陆的主要地基形式，由于在吹填土层的增加，改变了原来地基的应力状态，使原天然地基在吹填土有效重力作用下产生附加荷载，吹填土本身为欠固结土，所以吹填土地基在真空预压插板过程中会产生固结沉降。本文通过分析吹填土地基的特性，提出吹填土地基真空预压产生的沉降是由插板期间发生的固结沉降和真空预压期间发生的固结沉降两局部组成。现场监测说明吹填土地基在真空预压插板期的沉降占总沉降的30%－50%，但在目前的设计计算中未能考虑。本文通过分析吹填土地基各土层的受力状态，提出插板期间各土层的沉降量计算方法，计算结果与现场试验结果比拟吻合，从而完善了真空预压软基加固沉降计算方法。本文同时深入研究了真空预压各施工时段固结度的计算方法。通过上述分析，本文将真空预压总沉降分为插板期间沉降和预压期间沉降两局部组成：(2-1)式中：－地基总沉降量；－插板期间沉降量；－预压期间固结沉降量；预压期间固结沉降计算现有专业书籍和标准对地基固结沉降的计算均采用分层总和法思想。分层总和法根本假定：压缩时地基土不能侧向变形，根据受荷区中心点下土的附加应力进行计算，地基最终固结沉降量等于受荷外表下压缩层范围内各土层压缩量的总和。大面积堆载预压加固地基时中心点处的沉降计算根本满足以上条件，可按此分析。采用分层总和法计算地基固结沉降，主要是利用土力学公式：〔2-2〕式中，—第i层土体的初始孔隙比；—第i层土体的压缩系数；—第i层土体的压缩模量；—第i层土体的附加应力；—第i层土体的厚度。真空预压加固地基固结沉降计算仍可以利用分层总和法的思想，只是其固结沉降不再是由附加应力引起，二是由负的真空压力形成的负压渗流场决定。另外，由于真空预压加固地基处理的面积一般较大，因此需要将真空预压下地基中竖向排水体中相对负压沿深度的分布模式代替附加应力沿深度的分布模式，并利用灯箱压缩模量代替压缩模量，这样分层总和沉降计算法可以应用的真空预压地基加固中的沉降计算。那么真空预压加固地基固结沉降计算公式为：〔2-3〕式中，—第i层土体的等向压缩模量；—第i层土体的平均附加负压；—第i层土体的厚度；—第i层土体的固结度。由自重下固结，然后等向固结试验得到，也可由等向压缩模量近似代替。由于通常勘察报告提供的是压缩模量，可通过以下方法将压缩模量转换为等向压缩模量：堆载预压和真空预压下地基单元土体的受力状态分别如图2-3所示：图2-3单元土体受力分析应力应变增量分别存在如下关系：〔2-3a〕〔2-3b〕式中，—单向压缩书香应变增量；—等向压缩竖向应变增量；—单向压缩竖向应力增量；—等向压缩各向应力增量；—静止侧压力系数，；—地基土的泊松比；—地基土的弹性模量。当和相等时，由式〔2-3a〕和〔2-3b〕可以得到压缩模量和等向压缩模量之间的换算关系如下：〔2-4〕插板期间地表沉降计算天津沿海地区吹填形成的吹填土地基一般由以下三局部组成：天然地基土、吹填土〔一般为淤泥、淤泥质粘土〕和表层填土。如图2-1。根据前节分析可知，吹填土地基真空预压有插板期沉降和预压期沉降组成，下面对插板期间沉降进行分析计算。真空预压插板期间固结沉降分析：吹填土为欠固结土，在自重应力下会发生固结。吹填土地基完成吹填后，改变了原来地基土的应力状态，在原来地基土中产生了超孔压。当打设排水板后，吹填土和天然地基土均产生固结沉降。根据固结荷载的计算方法不同，将真空预压插板期间沉降分为天然地基土层插板期间沉降和吹填土层插板期间沉降两局部进行计算：〔1〕吹填土在有效自重和上部填土荷载作用下产生的沉降；〔2〕下卧天然地基土在填土和吹填土的有效自重荷载作用下而产生的沉降。根据分层总和法理论，并考虑插板期间的固结度，对插板期间土体的沉降进行计算。.1天然地基插板期间沉降在计算天然地基土在插板期间的沉降时，将上覆吹填土的有效自重应力和填土层自重作为下卧天然地基土层的附加荷载，视作均布荷载。据此可以计算出下卧天然地基土中的附加应力P。由于插板时间只有15—20天左右的时间，故插板期间土体在附加荷载作用下不一定完全固结，本文提出在计算插板期间土体沉降时要乘以该土体在插板期间的固结度，在分层总和法的根底上提出插板期间下卧天然地基土的沉降量：〔2-5a〕式中：－第层天然地基土厚度；－第层天然地基土的压缩系数；－第层天然地基土的固结度；－下卧地基土的附加应力，其大小按照以下方法计算〔见图2-4〕：；－填土的自然容重；－填土的厚度；－第吹填土层的有效容重；－第层吹填土厚度；图2-4天然地基附加荷载.2吹填土层插板期间沉降计算插板期间沉降时吹填土做为欠固结土考虑，这局部土层的沉降由〔1〕吹填土在有效自重应力下产生沉降量〔2〕吹填土在上部填土自重荷载作用下产生沉降量两局部组成。将填土层的自重作为下层吹填土的均布荷载，以分层总和法理论为根底，并考虑在插板期间的固结度，提出了吹填土层在插板期间沉降公式：〔2-5b〕式中：－第层吹填土厚度〔m〕；－第层吹填土的压缩系数；－第层吹填土的固结度。－由填土产生的附加应力〔〕，；－第层吹填土的有效自重应力〔〕，见图2-5；吹填土吹填土填土HH0图2-5吹填土中应力计算根据上文提出的插板其各土层的沉降计算公式，可以得到真空预压加固区在插板期间的总沉降为：〔2-6〕2.5真空预压加固区固结度计算计算参数软土层厚度较大时，插板可以加速土体的固结。计算插板后地基土体的固结度需要知道以下几个参数：土体竖直向及水平向的固结系数、，竖直向排水路径的长度，水平向排水路径的长度，有效排水区域与排水板直径的比。由于在插板的过程中会产生涂抹作用，因此在多数情况下，与的原位值存在许多不确定性。竖直向排水路径的长度需根据软土层中有无连续的天然排水层而定，这使确定竖直向排水路径长度变得困难。通常可以根据现场试验判断竖直向排水是否能够显著加速土体的固结。竖直向排水系统的设计中所需的工程地质资料包括以下几点：沉积物的应力历史——预固结压力或超固结度。水平向渗流的固结系数〔〕及竖直向渗流的固结系数〔〕。涂抹区域范围及其它安装效应的影响范围。涂抹区域内重塑土的渗透系数。土体不排水抗剪强度及不排水条件下的杨氏模量。回弹指数或回弹模量。排水设施的排水量及其随总侧向压力及时间的变化情况。最大的不确定性和难点在于确定固结系数和及涂抹区域的范围和区域内土体的性质。除外所有的参数可由常规室内试验或现场试验得出。Cambin〔1987〕建议按照以下方法确定值：做固结试验确定并根据地质资料确定值，〔通常介于1和10之间〕。在中间设置竖直向排水设施的大压力室中测量值。室内试验确定值的主要难点之一是：为了获得原状土体的真实指标，多数情况下需要大体积的土样。做固结试验确定及并在现场测量，即可由得出值。由沉降的观测数据进行反分析。根本方程土体中竖直向与径向排水的固结方程：竖直向渗流：〔2-7〕水平向与竖直向渗流：〔2-8〕固结土层整个厚度上的平均固结度〔Lambe和Whitman，1969〕：〔2-9〕上式可近似表达为〔Sivaram和Swamee，1977〕：〔2-10〕Barron解及Carillo方程插板时，超孔隙水压力将随地下水的径向及竖直向渗流而消散，Barron解在减小径向排水路径长度的同时增大了竖直向排水路径长度，因此应用这一方法进行计算更加快捷。实际上，超孔隙水压力比由单纯竖直向渗流和单纯径向渗流情况下分别计算得出，然后与Carillo方程联立〔1981年Mitchell和Kath〕：一点处〔2-11〕平均值〔2-12〕或：一点处〔2-13〕平均值〔2-14〕式中：—单纯竖直向排水的固结度；—单纯水平向排水的固结度；—单纯竖直向渗流条件下深度处的固结度；—单纯径向渗流条件下的固结度；下标和分别代表竖直向和水平向〔径向〕渗流。的值随着该点与排水设施的径向距离及时间变化。在式〔2-8〕的根底上分析打设排水板粘土层中的一个土体单元。将土体单元理想化的等效为一个以为直径的圆柱形土条，土条外外表不透水，内部有一圆柱形的排水设施。排水板等效直径为使圆柱状排水井与原排水板具有相同周长的直径〔如图2-6所示〕，即：〔2-15〕式中：，——排水板的宽度和厚度。图2-6圆柱形土体单元径向排水的Barron解根据Barron的等应变解，可以根据下式计算仅由径向渗流引起的平均固结度〔2-16〕〔2-17〕式中：——井径比，。〔2-18〕通常对的奉献远小于对的奉献。用试算法计算到达预期的所需的时间。值得注意的是Terzaghi等人〔1996〕在定义径向渗流无量纲时间因数时采用圆柱状土条的半径代替直径：〔2-19〕应用这一定义，平均固结度可表示为：〔2-20〕式〔2-16〕和式〔2-20〕在各自的时间系数式〔2-18〕和式〔2-19〕下是一致的，计算所得结果相同。根据排水板布置方式的不同，等效排水直径可由下式得出。如果排水板按照正方形网格模式布置，间距2=，因此〔2-21〕如果排水板按照三角形网格模式布置，等效排水直径为：，因此