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近年来，我国各大江河湖库淤积日趋严重，急需清淤治理，且吹填的疏浚淤泥占用了大量的土地资源，形成的土地难以开发利用，给城乡规划和交通建设带来了较大压力。疏浚吹填淤泥具有高含水率、高孔隙比、低渗透性、高压缩性和低承载力等特点[1-2]，此类超软土的处理已成为工程建设中重要的环节。其核心技术难题是如何快速、高效、经济地脱水干化处理。目前，针对大面积吹填软土的脱水固结，真空预压是一种效果较好、成本较低的处理方法。已大范围工程应用的 技术有：劈裂真空预压[3]、无砂垫层真空预压[4]、新型防淤堵真空预压技术[5]、增压式真空预压[6]、分级真空预压[7]、真空预压联合堆载处理法[8]。上述方法通过增加附加应力或真空负压传递深度来提高真空预压的脱水干化效果。然而，由于真空负压的有限性或增加过大的附加应力成本过高、施工难度较大等问题，真空预压脱水干化效果不佳且容易产生“上硬下软”现象。电渗联合真空预压技术能很好地解决上述问题。20世纪30年代，GASAGRANDE[9]将电渗技术应用于软土加固中，用以提高土体的抗剪强度与稳定性，主要是利用电渗对于对细颗粒含量大、低渗透系数的软黏土，只需较小的电势梯度就能产生相对较大的孔隙水渗流的特点，将电渗技术引入到软土的快速排水固结成为可行的思路。目前，国内外学者成功将电渗技术在土体加固中进行了广泛研究，如室内电渗实验[10-11]、现场电渗实验[12-13]、数值方法与理论研究[14-15]等，为电渗联合真空预压的应用奠定了基础。近年来，电渗联合真空预压引起了越来越多研究者的关注，并取得了重要进展。如吴辉等通过对真空预压-电渗固结问题的轴对称概化模型的研究，发现真空预压-电渗联合作用时地基中将形成更大的负超静孔压，达到更好的预压效果。高志义等[16]通过真空预压和真空联合电渗加固法的室内模型，发现真空联合电渗加固使土体强度提高2~5倍。黄殿男等[17]研究了电渗对污泥性质及结合水的影响，可使底泥含水率和结合水与干物质的质量比明显降低。蔡超英[18]研究了EKG电渗真空预压地基处理技术应用，表明电渗联合真空预压可促进土体快速脱水固结，有效降低黏土含水率、孔隙比，提高密实度和强度。钱劲松等[19]采用低能耗逐级加载方法对过湿路基进行排水固结研究，给出了电势梯度对含水率和能耗效率的分析。
为进一步提高电渗真空预压脱水效率、厘定电渗电压加载模式、探究增加底部排水的影响。本项目设计一种自动化监测装置，在竖向排水系统的基础上，增加底部水平排水通道，从排水量、排水速率、含水率、十字板抗剪强度、电流和体积压缩量等方面，探究电渗真空预压的脱水干化效果，以厘定电渗电压加载模式，根据沉降量与排水量之间关系建立含水率预测公式，同时分析增加底部排水通道对电渗真空预压和常规真空预压的影响，为此类项目的实施提供参考。
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本次模拟实验土样取自官厅水库坝前漏斗区底泥。实验前对土样进行水土配比，使其达到疏浚吹填后的含水率[20]。配比后的土体含水率为121.3%，密度为1.50 g·cm-3，孔隙比为2.70，液限为44.5%，塑限为2.5%，塑性指数为23.0，液限为44.5，粉粒质量分数为47.3%，黏粒质量分数为52.7%，其性质为高液限黏土。
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模拟实验装置主要由数据采集终端、IT6933A稳压直流电源、全自动真空泵、电子天平 (测水重) 、圆柱形模型、充水槽、IP65百分表、SPB-B型塑料排水板、导电排水板和密封膜袋组成 (图1) 。圆柱形模型由直径为290 mm，高为520 mm的有机玻璃制成，充水槽为立方体，高350 mm，单位体积变化与模型桶相等；水汽分离瓶具有传递真空压力和收集排水量的功能，SPB-B型塑料排水板和导电排水板截面尺寸均为400 mm×50 mm×2 mm (长×宽×厚) ，每个单元内安插2个竖向排水板，导电排水板集排水与导电于一体，分别与IT6933A稳压直流电源连接作为阴阳极；底泥采用密封膜袋密封，密封膜袋置于模型桶中，圆柱形模型与密封膜袋空腔用水充满，保证上部充水槽水量变化与底泥体积变化量一致；实验所用全自动真空泵，功率为900 W，抽气速率为20 m3·h-1；支流电源选用IT6933A型稳压直流电源进行供电，电压输出范围0~150 V，最大输出功率为200 W；水汽分离装置采用高强度玻璃瓶，将其置于电子天平上以测量排水量。为探究土体电势变化，分别在距阳极10 cm、25 cm处埋设2个电势探针。
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本次实验共设计4个单元，实验方案见表1。A为常规真空预压，B为常规真空预压，增加底部排水通道，底部排水通道是将长×宽×厚 (250 mm×50 mm×2 mm) 的排水板水平放置于中砂中，中砂厚度为50 mm。C为常规电渗真空预压单元，D为增加底部排水的电渗真空预压单元。电极材料采用集排水和导电于一体的导电塑料排水板[21]，电压采用分级加载的方式，从0 V到84 V，电压步距为12 V，电压介入时间为真空满载40 h后，当出水速率小于10 g·h−1时，加载下一级电压。
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采用烘箱测定底泥含水率，温度设定为105 ℃，含水率定义为水比土。采用手摇十字板剪切仪对实验后的土体进行抗剪强度检测。体积压缩率采用充水法测量。实验前期底泥呈流塑状，实验模型为圆柱形，底泥装载整平后，顶面呈水平状，工程测量确定底泥初始体积；实验后，由于不均匀沉降，底泥顶面不平，向模型上部空腔充水，计算实验后底泥体积。实验前后，底泥体积压缩率见表2。
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同一位置多组数据 (如含水率、抗剪强度等) 采用均值法，避免实验误差；出水量和沉降量监测频率为1 min·次-1，数据量较大，以单位小时内的平均值为基础，进行数据统计分析，针对沉降量与出水量的相关性拟合。首先，以时间为自变量，分析沉降量与出水量之间的对应关系；其次，以沉降量为自变量，拟合出水量与沉降量的关系曲线。
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1) 整体含水率。在实验结束后，对土体进行含水率检测分析，取样位置如图2所示，检测结果如图3 (b) 所示。A、B、C和D单元含水率分别为49.40%、47.80%、42.70%和40.70%。对比A、B或C、D单元可知，底部排水使含水率整体降低了1.8%。对比A、C或B、D单元可知，电渗作用使含水率整体降低了6.9%。从含水率上来看，电渗的排水效果要优于底部通道的排水效果。二者耦合作用使含水率降低了8.7 %。
2) 分层含水率。为探究底部排水及电渗的作用机理，在实验结束后进行分层取样，取样位置如图2所示。每层取样3个，各单元取样位置保持一致，统计各单元分层含水率，如图3 (a) 所示。A单元土体含水率随深度增加逐渐增大，这与已有研究成果一致[22-23]；B单元土体受底部排水条件影响，含水率表现为上下低，中间高；C单元受电渗真空预压作用，土体含水率明显降低，与A单元变化规律相似，含水率随深度增加而增大，但其变化幅度小于A单元，脱水后的底泥更均匀；D单元土体含水率变化规律与B单元相似，上下低，中间高，底部排水条件使下部土体含水率较低。从各单元含水率变化规律可知，底部排水通道可有效降低下部土体的含水率，而电渗作用使土体整体含水率降低，且含水率均匀性更好。这表明，增加底部排水通道可有效解决因竖向排水板变形导致底部土体脱水固结欠佳的问题。
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十字板抗剪强度是土体脱水固结评价的重要指标之一。在实验结束后，开展原位十字板抗剪强度检测，沿深度方向距底泥顶面5 cm、10 cm和15 cm处作为上、中、下检测点 (图4) 。为避免上部十字板转动对中部土体的扰动，实验时将中部十字板抗剪强度检测点布设在上下检测点连线一侧，且水平偏差不大于1 cm。十字板剪切仪采用上海金勘岩土勘察设备有限公司生产的手摇十字板剪切仪，可量测0.1~120.0 kPa的土体不排水抗剪强度。
十字板抗剪强度统计如图5所示。电渗真空预压单元 (C和D单元) 的土体抗剪强度明显大于真空预压单元 (A和B单元) 。其中，A单元土体整体抗剪强度为22.99 kPa，C单元土体整体抗剪强度为65.96 kPa，较A单元提高比例达186.9%；B单元土体整体抗剪强度为23.66 kPa，D单元土体整体抗剪强度为75.46 kPa，较B单元提高比例达219.0%。这反映了电渗真空预压进行脱水干化提高土体强度的有效性。从深度上来看，A和C单元土体抗剪强度随深度逐渐减小，而B和D单元增加了底部排水通道，下部土体抗剪强度明显提高，B单元较A单元提高了3.85 kPa，提高比例为16.7%；D单元较C单元提高了13.5 kPa，提高比例为21.0%。因此，增加底部排水通道可有效增加下部土体的抗剪强度。
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分别测量实验前后底泥体积变化量(表2)。各单元的体积压缩率分别为：A单元43.58%，B单元44.95%，C单元46.74%，D单元47.12%。电渗作用使体积压缩率增长了约2.7%，增加底部排水通道使体积压缩率增长了约1.3%。电渗和底部排水耦合作用使体积压缩率增长了约3.6%。
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在实验前期，为避免真空负压过大导致排水板淤堵，真空压力采用逐渐加载的方法 (图6 (a)) 。由30 kPa逐级加载到80 kPa，30 kPa持续12 h，60 kPa持续间12 h，最终稳定在80 kPa左右。由于B和D单元增加了底部排水通道，真空度传递较快，数值较大，随着时间的推移，4个单元的膜下真空度基本一致。这主要是与排水板的有效半径有关，多数研究者发现排水板的有效半径一般为0.7~1.3 m[24-26]。在抽真空一定时间后，有效半径范围内的真空度基本一致。
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由水汽分离瓶和电子天平称监测排水量变化，绘制时间与排水量关系曲线。在未通电前，排水量曲线便出现明显的分化现象，增加底部排水的B和D单元排水量明显大于A和C单元。曲线较陡，排水速率较大，排水量多，如图6 (b) 所示；A和C或B和D单元排水量曲线略有偏差，主要是受排水板性能差异的影响，SPB-B型塑料排水板排水性能略好于导电排水板性能[27]；A、B、C和D单元的最终排水量分别为11.82、12.47、13.01和13.81 kg。在相同条件下，电渗真空预压达到常规真空预压最终出水量的时间缩短至1/3，增加底部排水通道可使常规真空预压达到最终出水量的时间缩短至一半，但对电渗真空预压效果不明显，反映出在实验前期，底泥含水率较高，出水量大于竖向排水板的排水能力，底部排水起到了较好的效果。当土体含水率降到一定值后，排水量小于竖向排水板的排水能力，底部排水作用不明显，最终导致C和D单元不排水的时间点基本一致。同时，由C和D单元可知，增加底部排水通道使D单元的排水量增加了0.8 kg，这说明电渗真空预压作用存在与常规真空预压上部脱水干化效果好，底部较差的现象。
由于实验期间排水速率变化较大，故将排水速率曲线分为电渗加载前后2个阶段。如图6 (c) 所示，实验前期排水速率较大，在实验开始18 h内，在底部排水作用下，B和D单元的排水速率明显大于A和C单元。在7月1日，各单元排水速率突然增加的原因是漏气的排水管线修复后，膜下真空度变大，排水速率骤增后逐渐减小；反应18 h以后，由于B、D单元前期排水速率大，排水量较多，排水速率减小较快，此时，B、D单元的排水速率小于A、C单元，且A、C单元排水速率曲线趋于重合，B、D单元也表现出同样的特点，反映出当土体含水率降低到一定值时，排水板性能差异对排水速率的影响越来越小。由图6 (d) 可知，每次施加电压，C、D单元排水速率均有所增加，相同电压下增幅基本一致。当电压为24 V时，排水速率增幅最大，后期再次增加电压时，排水速率增幅变小。因此，若采用恒压加载，电压值为24 V时，排水速率最大。当采用分级加载时，加载方案为12 V加载48 h，24 V加载36 h，36 V加载24 h，48 V加载12 h。电压越高，加载时长越短。在实验后期，底部排水通道未对加载电压引起排水速率变化起到明显促进作用作用，但对常规真空预压而言，增加底部排水条件可使其较短时间内完成脱水固结。
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图7为C、D单元电流随时间变化曲线。根据电压加载变化将电流变化分为5个阶段。第一阶段电压为12 V，电流变化较小，主要是因为土体在饱和状态下，自由水量的变化对土体电阻率影响较小，电流变化不明显，这与王军等[28]研究的真空预压-电渗法联合加固软黏土地基实验中前期电流变化规律基本一致。在第二~第四阶段，电流变化规律的表现为：每增加一级电压，电流骤增，然后逐渐减小；当电压为24 V时，电流增幅最大，与排水速率变化一致；当电压超过24时，电流增幅较小，且减小速率越快。在实验前期，电流增加较大的主要是因为土体具有较高的含水率，但随着土中水的排水、离子浓度降低和土的压密固结，土体电阻和界面电阻增加，电流逐渐减小，再次增加电压时，电流增幅小于上一级增加电压的变化幅度。同时，电流的减小速率更大。本研究中电渗板附近的界面电阻基本保持不变[29]。在第五阶段，当电压大于60 V时，电流逐渐减小，再次增加电压，电流未发生明显改变，C单元电流降低为零，后期拆膜发现，电渗导线因加载电压过大导致发热腐蚀，发生断路。D单元导线正常，此时已基本不排水，结合排水速率也可证明电渗真空预压排水已完成。
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目前，无论是常规真空预压，还是电渗真空预压。在进行工程应用时，含水率都是重要的评价指标。在工程上往往通过开膜取土，这种方法往往因为开膜数量较多，破坏了密封系统的完整性，导致局部甚至是整体膜下真空度不满足要求。因此，利用沉降量变化预测含水率大小具有重要意义。沉降量主要包括部分孔隙的压缩量、土颗粒重新排列的压密，直接通过沉降量预测底泥含水率较为复杂。本研究通过沉降量与排水量之间关系预测底泥含水率变化规律。首先，以时间为自变量，分析沉降量与排水量之间的关系 (图8 (a) ) ；其次，以沉降量为自变量，拟合出水量与沉降量之间的关系 (图8 (b) ) 。二者呈正相关，拟合公式分别为式 (1)~(4) 。
式中：M为日排水量，kg；S为日沉降量，mm。
根据土工实验指标底泥初始含水率、密度以及底泥方量，底泥含水率与排水量关系公式为式 (5) 。
式中：
$ {w}_{0} $ 为底泥初始含水率；$ \rho $ 为底泥初始密度，kg·m-3，V为底泥方量，m3，M为排水量，由日沉降量确定，kg。 -
1) 从底泥含水率、体积压缩率和抗剪强度来看，电渗真空预压效果最好，脱水干化后的含水率约40%，体积压缩率45%~47%，抗剪强度为66~76 kPa。2) 厘定了电渗电压加载模式，电压大小对电渗真空预压效果、稳定性和能耗具有较大影响。厘定了电压加载模式，若采用固定值电压加载，电压大小为24 V，若逐级加载，初始电压为12 V持续48 h，24 V持续36 h，36 V持续24 h，48 V持续12 h，电压越高，加载时长越短。3) 通过沉降量与排水量之间的变化规律，确定了沉降量定量预测底泥含水率变化的关系公式，实现了含水率实时监测的目标。
清淤底泥脱水干化研究Ⅱ：电渗联合真空预压技术
Research on dewatering and drying of dredged sediment II: Electroosmosis combined with vacuum preloading technology
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摘要: 针对进一步提高电渗真空预压的脱水效率、电压加载模式不清和工程应用评价指标难等问题，研发了一套自动化监测装置，模拟真空预压、双面排水真空预压、电渗真空预压和双面排水电渗真空预压的底泥脱水干化过程，确定了电渗真空预压的电压加载模式以及底部排水通道的影响，并通过沉降量预测含水率变化情况。结果表明：在4种模拟对比实验下，电渗真空预压效果最好，脱水干化后的含水率约40%，体积压缩率45%~47%，抗剪强度为66~76 kPa；增加底部排水通道、保证真空压力的有效传递、缩短了渗流途径，提高了排水效率、缩短了固结周期，改善了底泥深部脱水不良和不均匀沉降问题；根据电渗电压和出水速率之间关系及底泥电流的变化情况，确定了电压加载模式；若采用固定电压加载，电压大小为24 V，若采用逐级加载，初始电压为12 V持续48 h，24 V持续36 h，36 V持续24 h，48 V持续12 h，电压越高，持续时长越短；根据沉降量变化与排水量之间的关系，通过排水量与含水率之间的变化规律，确定了含水率与沉降量之间的关系公式，实现了通过沉降量预测含水率的目的，为含水率实时监测提供参考。Abstract: In response to issues such as further improving the dehydration efficiency of electroosmotic vacuum preloading, unclear voltage loading mode, and difficulty in evaluating engineering application indicators, an automated monitoring device has been developed. It simulated the dewatering and drying process of sediment through vacuum preloading, double-sided drainage vacuum preloading, electroosmotic vacuum preloading, and double-sided drainage electroosmotic vacuum preloading. The voltage loading mode of electroosmotic vacuum preloading and the influence of bottom drainage channel were determined, and the change in water content was predicted through settlement amount.The research results indicate that: under four simulated comparative experiments, the vacuum preloading effect of electroosmosis is the best, with a moisture content of about 40% after dehydration and drying, a volume compression rate of 45%~47%,and a shear strength of 66~76 kPa. It increased bottom drainage channels, ensured effective transmission of vacuum pressure, shortened seepage paths, improved drainage efficiency, shortened consolidation cycles, and improved the situation of poor dewatering and uneven settlement of deep sediment. Based on the relationship between electroosmotic voltage and water discharge rate, as well as the changes in sediment current, the voltage loading mode has been determined. If a fixed voltage loading is used, the voltage is 24 V. If a stepwise loading is used, the initial voltage is 12 V for 48 hours, 24 V for 36 h, 36 V for 24 h, and 48 V for 12 h. The higher the voltage, the shorter the duration. Based on the relationship between changes in settlement and drainage, and through the variation pattern between drainage and water content, the relationship formula between water content and settlement was determined, achieving the purpose of predicting water content through settlement and providing technical guidance for real-time monitoring of water content.
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图 6 各单元膜下真空度、累计出水量和出水速率曲线图
Figure 6. Curve plots of vacuum degree, cumulative water output, and water output rate under each unit's membrane
图 7 C和D单元电流随时间变化曲线
Figure 7. B and C unit Variation curves of electric current with time
图 8 排水量与沉降量相关性及拟合曲线
Figure 8. Correlation and fitting curve between drainage and settlement
表 1 各实验单元排水和电渗电压加载方式
Table 1. Drainage and electroosmotic voltage loading methods for each experimental unit
编号 单元说明 抽排水方式 电压加载方式 实验时间/d A 常规真空预压 竖向排水 无 15 B 常规真空预压 竖向＋底部排水 15 C 电渗式真空预压 竖向排水 0~84 V，每级12 V；当排水速率
小于10 g·h−1，施加下一级电压。15 D 电渗式真空预压 竖向＋底部排水 15 
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表 2 各单元体积压缩率
Table 2. Volume compression rate of each unit
模型编号 实验前底泥体积/cm3 实验后底泥体积/cm3 体积压缩率 A单元 25 283.78 14 265.34 43.58 % B单元 20 114.86 11 073.99 44.95 % C单元 25 567.57 13 616.67 46.74 % D单元 20 487.16 10 834.22 47.12 %
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