超软土的工程性质分析

叶国良，郭述军，朱耀庭

（中交天津港湾工程研究院有限公司，港口岩土工程技术交通行业重点实验室，天津市港口岩土工程重点实验室，天津 300222）

0 引言

随着沿海港口和工业建筑等工程建设的快速发展，用地需求急剧增加，需求与土地不足的矛盾日渐突出，为解决矛盾，涌现了大量的围海造陆工程。以天津地区为例，近期规划的由南到北围海造陆工程为南港工业区162 km2、临港产业区120 km2、临港工业区80 km2、东疆港区30 km2、海滨休闲旅游区75 km2、中心渔港10 km2。围海造陆吹填土取自海底淤泥质土。一次性吹填区域较大，出水口离吹填管口较远，吹填过程中颗粒较小的黏粒随水飘流富集在出水口附近，形成含水率大、压缩性高、抗剪强度低和渗透性差的淤泥、流泥等超软土[1-8]。

除天津地区外，以滨海相沉积为主的软土层分布在湛江、厦门、温州湾、舟山、宁波、连云港、大连湾等地区，泻湖相沉积的软土分布在温州、宁波等地区；溺谷相软土分布在福州、泉州一带；三角洲相软土分布长江下游的上海地区、珠江下游的广州地区。这些地区围海造陆工程中也有类似的超软土区域[9-16]。

工程建设工期短，吹填后的超软土来不及晾晒就要采用真空预压法等进行加固。近几年发现，采用真空预压法加固新吹填的淤泥和流泥等超软土，经过3～5个月的预压加固，地基沉降量非常显著，加固后的强度增幅较大，但绝对值较小，难以满足堆场地基使用要求，需要进行二次处理。如黄骅港某加固区[2]，加固前的含水率为120%左右，十字板抗剪强度为0～5 kPa，排水板间距为0.7 m，真空预压5个月后，地基总沉降量达到2.3 m，加固后的含水率为55%～80%，十字板抗剪强度为5～15 kPa。

为了能有效地对超软土进行加固，本文在较广泛收集沿海地区超软土加固前后的物理力学指标的基础上，结合多项室内试验结果，对超软土的工程特性进行了较为系统的分析研究。此外，还分析了超软土的固化试验、真空联合电渗试验等结果。结果表明加固后的超软土地基承载力可以达到堆场使用要求。

1 超软土定义

文献[17]规定：淤泥性土应为在静水或缓慢的流水环境中沉积、天然含水率大于液限、天然孔隙比大于1.0的黏性土，根据含水率和孔隙比按表1进一步分为淤泥质土、淤泥和流泥。港口工程中遇到的软土，主要是指淤泥和淤泥质黏土，但也包括工程性质很差的其他黏性土，如泥炭土、混有大颗粒的淤泥土等。现阶段国内对超软土和软土的划分还没有形成统一的意见，也没有明确的超软土定义。

超软土的成因主要有两种，一是第四纪全新世（Q4）文化期以来新近沉积的滨海相和沼泽相欠固结的淤泥性土；二是疏浚吹填造陆过程中，由于一次性吹填区域较大，颗粒很细的黏粒富集在吹填出水口区域，形成超软土。本文在分析沿海地区软土和超软土物理力学指标统计结果的基础上，参考日本软基与超软基的划分，提出中国软土和超软土的定义区分见表2，供工程技术人员参考。

表1 淤泥性土的分类

表2 中国软基与超软基定义

2 各地区超软土物理力学指标

将收集到的国内沿海各地区超软土物理力学指标列于表3～16。

表3 天津地区软土土性指标（1）[1-8]

表4 天津地区软土土性指标（2）[1-8]

表5 大连港大窑湾港区三期工程Ⅳ号塘流泥物理指标统计[9]

表6 黄骅发电厂二期吹填土加固前物理力学指标[10]

表7 青岛海西湾造修船基地西围堰吹填土加固前物理力学指标[11]

表8 连云港庙岭地区软基加固前后土性指标[12]

表9 连云港海滨新城一期陆域形成围埝软基加固前土性指标[13]

表10 南沙某区陆域软基加固前后土性指标（1）[14]

表11 南沙某区陆域软基加固前后土性指标（2）[14]

表12 深圳大铲湾港区一期试验区软基加固前土性指标[15]

表13 深圳某软基加固前后土性指标[15]

表14 吹填超软土土性指标[16]

表15 港珠澳大桥海中人工岛东人工岛软土层主要物理性质指标统计表[18]

表16 广西沿海软土物理力学指标[19]

表层超软土具有含水率很高、孔隙比大、液限和液性指数大、固结系数小等物理表征。如表4中南港工业区表层超软土平均含水率97.7%、液性指数4.4、固结系数仅为1.7×10-4cm2/s；表5中的浅层超软土，平均含水率高达118.5%、平均液限52.2%、平均塑限28.9%、平均液性指数3.86。

表层超软土强度很低。表6中的流泥十字板剪切强度均值为3.1 kPa，含水率在60%～71.9%的淤泥十字板剪切强度值多数小于5.0 kPa。大窑湾港区三期工程流泥十字板剪切强度在2.5～4.7 kPa范围，少数孔大于5.0 kPa。临港工业区表层超软土的十字板剪切强度一般也小于5.0 kPa。

表层超软土固结快剪内摩擦角较小。表7中含水率在96.7%～109%的流泥直剪固快内摩擦角很小，φcu在3.0°左右；表12中含水率在88.9%～109%的流泥直剪固快内摩擦角φcu为14°～15.1°；表13中含水率119.9%的流泥直剪固快内摩擦角φcu为13.9°；表15中含水率为70.2%的淤泥三轴固快内摩擦角φcu为14.3°。

从表12和表13可知，深圳地区的超软土的灵敏度范围为2.4～3.9，均值为3.0，与软土地基的灵敏度基本相同。根据文献 [17]规定可知，超软土为中灵敏性。

3 超软土物理力学指标试验结果及其分析

超软土的含水率很大，强度很低，采用直剪、三轴和现场十字板剪切仪很难测得其强度指标，一些室内试验[2]和工程[5，9，13]中的超软土加固前没有强度结果。为了掌握超软土处理前的工程力学特性，文献[6]选择了天津港、黄骅港、连云港、宁波港和深圳港5个地区的代表性淤泥质土，掺加土样表层含盐水配置不同含水率的土样，并用土壤搅拌机搅拌均匀，静置一段时间后，测试土样的含水率、重度和十字板剪切强度。十字板剪切强度试验采用室内十字板淤泥剪切仪。土样试验结果见图1和图2。

图1 含水率与十字板剪切强度关系曲线

图2 含水率与重度关系曲线

文献[17]第4.2.14条规定，饱和状态的淤泥性土可根据天然含水率按式（1）确定其重度，也可根据饱和状态淤泥性土的天然含水率按式（2）估算其重度。

式中：γ为土的重度，kN/m3；Gs为土粒的比重；ω为天然含水率，%；γω为水的重度，kN/m3。

从图1中可以看出，5个地区超软土的强度均小于2 kPa，并随含水率增加而快速减小。当含水率大于150%时，十字板剪切强度均小于0.1 kPa，基本没有强度。

从图2中可以看出，超软土的重度随含水率增加而减小，含水率与重度基本呈半对数关系，与式（2）基本一致，但含水率大于70%时，图1中的点均在规范公式曲线的上方，说明超软土含水率较大时，实际重度稍大于规范公式计算的重度。

对于文献[1]中的浅层吹填流泥和淤泥土，采用式（1）、（2）计算所得的重度分别为15.1 kN/m3，14.8 kN/m3，实测重度平均值为15.3 kN/m3，式（1）计算值与实测值接近；式（2）计算值比实测值小3.2%。实际工程得出的关系与上述室内试验结果基本一致。

对文献[1]中的浅层吹填土的含水率与孔隙比进行了统计分析，得出图3所示的线性关系曲线，从图中可知超软土的孔隙比也是随着含水率的增加而成比例增加的。

图3 孔隙比随含水率的变化

4 超软土强度增长分析

文献[17]中规定，对于正常压密的黏性土，加荷过程中强度增量的标准值可按式（3）计算。

式中：ΔCuk为强度增量的标准值，kPa；Uσ为应力固结度，%；σzk为地基垂直附加应力标准值，kPa；φcq为固结快剪内摩擦角标准值，（°），可取均值。

由于超软土加固前的含水率很大，固结快剪时，荷载施加很慢，试验时间很长，一般不做固结快剪试验，因此加固前的固结快剪内摩擦角数据较少。

对于含水率很高、孔隙比很大、压缩性很高的流泥，经过真空预压加固后，强度难以满足80 kPa堆场地基承载力的要求。为此文献[2]选取大连港大窑湾港区二期续建工程流泥进行室内加载试验。流泥含水率140%～160%，黏粒含量42%～49%，塑性指数31%～36%，试验用土极软，无法做力学指标试验，强度几乎为零。试验采用内径96 cm、高120 cm的试验筒，筒内装流泥90 cm，筒中间插入1根塑料排水板。采用加载预压法进行加固，荷载值为80 kPa，分3级施加，分别为16.1 kPa、25.6 kPa和38.3 kPa。第二级荷载97 d后施加，第三级荷载238 d后施加，691 d后完全卸载并进行效果检验。加固后土体物理力学试验结果见表17。

表17 加固后各指标均值

从表17可知，加固后的固结不排水剪内摩擦角平均值为12.0°。超软土在室内采用理想的堆载预压，加固时间长达近2 a，其强度值也仅有13.1 kPa。

根据沉降实测值计算得到的固结度为91%，根据式（3）和表17中的固结不排水剪内摩擦角计算所得的强度增长值为15.5 kPa。十字板剪切强度实测值比计算值小15.5%。

文献[6]采用黄骅电厂试验区流泥进行室内真空预压试验，试验模型槽为4.0 m×1.5 m×2.0 m，试验土体高度1.4 m，加固前土体物理指标见表18。150 d膜下真空压力保持80 kPa，根据沉降计算固结度为94%。加固前、后十字板强度均值分别为0.6 kPa和13.1 kPa。

表18 加固前各指标均值

根据表3可知天津市临港产业区浅层试验区真空预压加固前后强度增长值为9.3 kPa。室内试验得到的固结不排水剪内摩擦角为9.9°，现场实测固结度为80%，计算所得强度增长值为11.2 kPa。十字板剪切强度实测值比计算值小17.0%。

从上述三个试验可知，强度增长值与式（3）计算值相比，偏小15.5%～17%，超软土强度增长值采用一般软土强度增长值计算公式需要进行折减。

室内长期理想堆载试验、室内和现场真空预压试验加固后的超软土十字板剪切强度值均很小，由此说明了并非现场真空预压法加固这种土体不行，而是由于流泥这种超软土土性决定的，土体的固结快剪内摩擦角较小，采用预压固结强度增长值也只能达到如此程度。流泥这种超软土虽然以前在工程中很少碰到，但在东突堤软基加固处理时表层的十字板强度也不高[4]，也存在类似的问题，只是当时认识的局限和没有引起大家的注意而已。工程中对超软土处理后承载力如要求达到80 kPa以上，则需要采取联合处理、二次处理或固化处理等措施。

5 超软土的固结特性

文献[20]选用的超软土来自深圳某围海造陆工程，该超软土属第四纪的海相沉积层，广泛分布于深圳西部的沿海地区和伶仃洋东岸，厚度一般为3～10 m，呈流塑状，黑灰色，有机质含量一般在5%～10%之间。试验用超软土的物理性质指标试验结果见表14。

不同固结压力作用下试样的变形量和孔隙比变化分别如图4和图5。

图4 变形与固结压力关系曲线

图5 孔隙比与固结压力关系曲线

固结压力小于200 kPa时，变形量和孔隙比变化较大，固结速率较高，在200 kPa处出现明显拐点，随着固结压力的增大，试样的变形量及孔隙比变化趋于缓慢。试样在5 kPa固结压力作用下，固结变形量为试样高度的15.6%，孔隙比降低了21.4%；在3 200 kPa固结压力作用下，孔隙比降低了67.7%，其变形量达试样高度的49.3%。文献[2]中的室内长期加固试验691 d后的土体沉降42.7 cm，为初始高度90 cm的47.7%，两种试验结果表明超软土的沉降与土体高度比远大于一般软土。

不同固结压力下固结完成后试样的含水率、渗透系数分别如图6和图7。当固结压力由5 kPa增加到80 kPa时，试样含水率、渗透系数急剧减小。在80 kPa的固结压力下，含水率由95.7%降至51.1%，降低幅度达46.6%，渗透系数仅为固结压力为5 kPa试样渗透系数的1/15，渗透系数变化明显。固结压力大于80 kPa后，渗透系数与固结压力关系曲线基本呈一条水平直线，渗透系数变化较小。

图6 含水率与固结压力关系曲线

图7 渗透系数与固结压力关系曲线

不同固结压力下试样的固结系数变化如图8。试验结果表明，土样固结系数随固结压力的增大总体趋势是增大的。

文献[21]统计了天津港东突堤吹填土层和淤泥质土层不同固结压力下的固结系数，见图9。结果表明，吹填土和表层淤泥固结系数随固结压力的增大而增大，与室内试验结果比较吻合，但下部淤泥固结系数随固结压力的增大而减小。

图8 固结系数与固结压力关系曲线

图9 固结系数与固结压力统计关系曲线

6 超软土固化等处理后的工程特性

6.1 超软土拌和生石灰后的工程特性

文献[2]利用生石灰吸水膨胀和与超软土拌和后的物理化学反应，可提高超软土工程力学特性。在青岛海西湾造修船基地工程试验区进行了流泥、淤泥拌和生石灰试验。试验区表层流泥淤泥厚3～5 m，流泥含水率为103%～126%，孔隙比为2.864～3.520，重度为13.8～14.5 kN/m3；淤泥含水率为64.8%～80.4%，孔隙比为1.790～2.195，重度为15.3～16.3 kN/m3。

生石灰：采用新近生产的，具体要求为：1）氧化钙的含量不宜小于70%；2）含粉量不得大于10%；3）含水率不得大于5%。

石子：粒径在20～80 mm之间，含泥量≤5%。

拌和方法：先用挖掘机在淤泥和流泥中渗入8%～10%的石灰进行初步拌和，2～3 d后再掺入20%～30%的石子充分拌和，将拌和后土料填到原位置，最后再碾压整平。

拌和处理后的含水率为20%～30%，十字板剪切强度达到30～60 kPa，静力触探的比贯入阻力为0.74～1.36 MPa，经大型载荷板试验检验地基承载力均大于120 kPa。

6.2 超软土固化后的工程特性

为了就地取材，天津港北大防波堤西内堤（一期）工程采用淤泥固化后充填模袋作为堤芯结构[22]。固化后的淤泥强度较高，可为超软土的处理提供一种解决方法。

6.2.1 室内拌和试验

试验用的土为现场淤泥和淤泥质黏土，主要物理力学性质指标见表19，固化剂选用P.O.32.5普通硅酸盐水泥，试验拌和水采用现场海水。不同水泥掺量下的淤泥固化后的无侧限抗压强度随养护龄期的关系如图10。从图中可知，淤泥固化后的强度随着水泥掺量的增加而增大，6%的水泥掺量7 d无侧限抗压强度可达0.2 MPa。

表19 试验用土主要物理力学性质指标

图10 不同水泥掺量淤泥固化后的强度曲线

6.2.2 现场淤泥固化后的检验结果

现场采用的固化剂同样为P.O.32.5普通硅酸盐水泥。为了满足淤泥固化后充灌模袋时的流动性需要，依托工程现场拌和时添加一定的海水，含水率达到80%以上。淤泥固化后的物理力学指标统计结果见表20（统计时忽略龄期等因素）。

从表20可以看出淤泥固化后具有含水率大、密度小、孔隙比大、强度较高等特点，直剪快剪内摩擦角为26.2°、黏聚力为32.0 kPa，采用传统试验方法得出的淤泥固化后的液限较原土增加许多。现场淤泥固化后的无侧限抗压强度值一般在0.05～0.35 MPa之间，总平均强度可达0.20 MPa，标贯击数平均为6.1击，贯入阻力为0.18 MPa。

表20 现场淤泥固化后的物理力学指标统计表

6.3 超软土真空联合电渗加固后的工程特性

文献[23]开展了室内超软土真空联合电渗加固试验。试验土体为1.8 m×1.5 m×1.55 m。加固前表层流泥厚45 cm，含水率87%～105%，塑性指数26%；底层淤泥厚110 cm，含水率65%～70%，重度16.1 kN/m3，塑性指数为29%。

加固后土体物理指标和十字板剪切强度指标分别见表21。从表21可以看出，真空联合电渗加固后的超软土物理指标明显改善。加固后的十字板剪切强度由加固前的7.1kPa提高到加固后的26.0 kPa，提高3.66倍，承载力基本可以达到堆场地基80 kPa的要求，加固效果十分显著。

表21 加固后各指标均值

6.4 真空预压后采用振冲+强夯处理[24]

大连港大窑湾港区二期续建工程17号、18号泊位后方场地由取自港池土吹填形成陆地，总面积约75万m2，其中管尾区以流泥、淤泥等超软土为主，面积约为28.9万m2，采用真空联合堆载预压法进行处理。总预压荷载为158 kPa，其中真空预压荷载为80 kPa。塑料排水板采用B型，正方形布置，间距为0.8 m，打设深度为12～14 m。真空联合堆载预压加固后部分超软土区域未达到设计要求，业主决定对该区域进行补强处理。补强区采用振冲+强夯法施工。

振冲桩施工参数：振冲器功率75 kW，造孔电流50～110 A，水压0.4～0.6 MPa，留振时间10 s，回填料为开山碎石，单孔桩径1.2 m。强夯施工参数：满夯夯击能1 500 kN·m，每点4击。

补强施工结束后，由现场静载荷试验确定的地表复合地基承载力特征值均大于180 kPa，满足设计要求。

7 结语

根据现场超软土物理力学指标和室内试验结果统计分析，结合超软土固化等处理后的工程特性，可以得出如下几点结论：

1）超软土可定义为含水率大于70%、无侧限抗压强度小于5 kPa、重度小于16 kN/m3和液性指数大于1.4的淤泥或流泥。

2）超软土固结系数随固结压力增大而减小，孔隙比随含水率的增加而成比例增加。

3）真空预压加固超软土，强度增幅较大，但绝对值较低，难以满足堆场地基承载力使用要求。其原因主要是超软土的土性决定的，超软土的固结内摩擦角较小，在80 kPa真空预压荷载作用下的强度增长值较小。采用一般软土强度增长值计算公式需要进行折减。

4）采用水泥等固化剂对超软土进行固化后，其无侧限抗压强度较高，可以满足堆场地基承载力为80 kPa的要求。

5）真空联合电渗加固后的超软土物理指标明显改善，加固后的十字板剪切强度由加固前的7.1 kPa提高到26.0 kPa，承载力基本可以达到堆场地基80 kPa的要求。

6）采用真空预压加固后，还可以通过振冲或强夯碎石桩复合地基进行二次处理达到较高的地基承载力要求。

[1]李卫，曹永华.浅层超软基真空预压加固技术研究[R].中交天津港湾工程研究院有限公司，2009.

[2]刘爱民，曹永华.流泥、浮泥快速加固技术研究报告[R].中交天津港湾工程研究院有限公司，2009.

[3]孙浩，李卫，曹永华，等.浅层真空预压法施工工艺浅析[J].中国港湾建设，2009（10）.

[4]张敬.天津港真空预压加固效果分析[D].天津大学，1991.

[5]王连才，尹长权.在新近吹填淤泥上吹填砂袋围埝的挤淤效果分析[J].中国港湾建设，2009（3）.

[6]朱耀庭，梁爱华.软粘土、流泥和浮泥工程特性的试验研究[R].中交天津港湾工程研究院有限公司，2006.

[7]天津临港工业区中石油用地（一期）地基处理工程E区检（监）测资料[R].天津大学水运水利勘察设计研究所，2009.

[8]喻志发.天津南港工业区一期东二区造陆工程详勘报告[R].中交天津港湾工程研究院有限公司，2010.

[9]杨玉玺.大连港大窑湾港区二期续建工程17号、18号泊位真空联合堆载预压法地基加固工程效果检测报告[R].天津港湾工程质量检测中心有限公司，2007.

[10]张健.黄骅发电厂二期陆域地基处理工程真空预压7、8区效果检测报告[R].天津港湾工程质量检测中心有限公司，2008.

[11]青岛海西湾造修船基地西围堰软基处理工程加固效果检验报告[R].天津港湾工程研究所，2006.

[12]程琪，王卫东.真空预压法加固连云港庙岭三期软基可行性试验[J].中国港湾建设，2002（6）.

[13]杨京方，季宏民，武霄.沿海潮差带粘性土地基上的一种新型围埝结构[J].中国港湾建设，2009（3）.

[14]杨福麟，张志显.南沙某区表层吹填土真空预压加固效果分析[J].水运工程，2009（3）.

[15]黄瑞，夏玉斌.大铲湾港区一期试验区直排式真空预压法[J].水运工程，2009（5）.

[16]郑辅江，刘凤松.真空联合堆载预压法加固软土地基效果监测分析[J].中国港湾建设，2009（3）.

[17]JTS147-1-2010，港口工程地基规范（报批稿）[S].

[18]中交公路规划设计院有限公司设计联合体.港珠澳大桥主体工程人工岛岛体结构初步设计[R].2010.

[19]师旭超.海相淤泥的固结特性及变形机理研究[D].中国科学院武汉岩土力学研究所，2003.

[20]朱耀庭，郑爱荣.吹填超软土固结特性的试验研究[J].湖南大学学报（自然科学版），2008（11）.

[21]马驯.固结系数与固结压力关系的统计分析[J].港口工程，1993（1）.

[22]张敬，叶国良.水泥固化土新材料在围埝堤心结构中应用研究[J].海洋工程，2007（3）.

[23]曹永华，高志义.电渗法加固软土地基的室内试验研究[R].中交天津港湾工程研究院有限公司，2007.

[24]杨玉玺.大连港大窑湾港区二期续建工程17号、18号泊位后方振冲加强夯补强施工区及过渡区加固效果检验报告[R].天津港湾工程质量检测中心有限公司，2007.