袋装砂井打设深度的磁场法检测技术研究

李鼎伟; 李国维; 刘日新; 周洋; 刘延明; 贺冠军; 佘明星

doi:10.11779/CJGE2024S20047

袋装砂井打设深度的磁场法检测技术研究 English Version

1.
广东潮惠高速公路有限公司, 广东广州 516700
2.
河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室, 江苏南京 210024
3.
广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司, 广东广州 510507
4.
河南工业大学土木工程学院, 河南郑州 450001
5.
青岛市市政工程设计研究院有限责任公司, 山东青岛 266100
6.
中榕规划设计有限公司, 湖南长沙 410219
7.
保利长大工程有限公司, 广东广州 510640

基金项目:

国家自然科学基金面上项目 42177126

郑州市R&D专项经费补助科研项目 22ZZRDZX38

广东省交通集团有限公司科技项目 JT2021YB07

详细信息

作者简介:
李鼎伟(1976—)，男，高级工程师，主要从事路基加固、道路拓宽等方面的研究工作。E-mail: lidingwei06212024@163.com

通讯作者:
周洋, E-mail: robertzhouy@haut.edu.cn

中图分类号: U416;TU447
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出版历程
- 收稿日期: 2024-06-21
- 刊出日期: 2024-09-30

Magnetic method to detect installation depth of sand drain

1.
Guangdong Chaohui Expressway Co., Ltd., Guangzhou 516700, China
2.
Key Laboratory of Rock and Soil Mechanics and Dam Engineering, Ministry of Education, Hohai University, Nanjing 210024, China
3.
Guangdong Communications Planning & Design Institute Group Co., Ltd., Guangzhou 510507, China
4.
College of Civil Engineering, Henan University of Technology, Zhengzhou 450001, China
5.
Qingdao Municipal Engineering Design & Research Institute Co., Ltd., Qingdao 266100, China
6.
Zhongrong Planning & Design Co., Ltd., Changsha 410219, China
7.
Poly Changda Engineering Co., Ltd., Guangzhou 510640, China

摘要

摘要: 袋装砂井的打设深度是排水固结法处理软基工程须控制的技术指标，开发原位检测已打设袋装砂井深度的有效方法，对于保障排水固结法的处理效果意义重大。研究表明，软土地基的平均固结度和袋装砂井深度近似线性正相关；在砂袋内设置人工磁场作为袋装砂井端头的检测标识具有显著的辨识度，检测靶标预置在砂袋内底端随同砂袋被打设到预定深度具有良好的成功率，控制靶标中磁芯的磁场强度和双芯的距离可以规避天然磁场和相邻靶标的影响，借助静力触探机械系统贯入磁感探头同步检测靶标的空间位置具有良好的可操作性和精度。现场试验显示，磁场法检测满足工程需要，相对于高压水冲法检测具有显著的性价比优势。
- 砂井深度 /
- 靶标 /
- 磁场强度 /
- 室内试验 /
- 现场试验
Abstract: The setting depth of bagged sand well is a technical index to be controlled in the treatment of soft foundations by the drainage consolidation method. It is of great significance to develop an effective method for in-situ testing the depth of bagged sand wells to ensure the treatment effects of the drainage consolidation method. The results show that the average consolidation degree of soft soil foundation is approximately linearly positive correlated with the depth of bagged sand well. The artificial magnetic field set in the sand bag as the detection mark of the end of the bagged sand well has significant recognition. The detection target preset at the bottom of the sand bag has a good success rate when the sand bag is set to a predetermined depth. By controlling the magnetic field strength of the magnetic core in the target and the distance between the two cores, the influences of the natural magnetic field and adjacent targets can be avoided. It has good maneuverability and accuracy to detect the spatial position of the target synchronously with the penetration magnetic sensors in the static penetration mechanical system. The field tests show that the magnetic field method can meet the engineering needs and has a significant cost performance advantage compared with the high pressure water flushing method.
- sand-drain depth /
- target /
- magnetic field strength /
- laboratory test /
- field test

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0. 引言

非饱和状态下的土体具有很高的强度^[1]，然而遇水湿化强度会迅速降低，局部可能达到饱和，该状态下的土压力值与非饱和条件下的值差别很大。多名学者统计显示大部分基坑事故都与水有关，此外，2019年6月8日南宁绿地中心基坑塌陷也是因为场地管道爆裂，非饱和土遇水湿化，作用在支护结构的土压力增大^[2]。因此，亟需定量评估浸湿作用对非饱和土侧向土压力的影响，提出计算方法，减少此类事故发生。

目前，对非饱和土压力研究获得了很大进展，但现有研究多从理论出发进行公式推导，1961年Coleman等^[3]提出双变量理论，Fredlund便得到净应力与吸力的双变量理论，之后得到了扩展的朗肯土压力理论，但是在平时的设计和研究中，仍然采用朗肯土压力理论^[4]计算非饱和土压力。姚攀峰等^[5]提出了与扩展型朗肯土压力不同的计算方法广义朗肯土压力计算方法，陈铁林等^[6]解决水位变化及降水条件下的土压力计算问题，根据K₀定义推导K₀求解式。任传健等^[7]结合Fredlund非饱和土抗剪切与强化准则和经典的朗肯土压计算公式，得出考虑降水变化的土压计算公式。汪丁建等^[8]在饱和土朗肯土压力分析基础上，推导出降雨条件下非饱和朗肯土压力。王晓亮等^[9]将降雨和蒸发对基质吸力的影响引入到非饱和土抗剪强度公式中，得到K₀随降雨定性变化，但没有定量结果。

已有的大量研究充分表明水对静止土压力的影响不可忽略，但已有的计算公式复杂不实用，结果有待验证。导致现有非饱和土体仍采用饱和土理论的计算结果加安全储备来设计计算^[10]，安全系数是否足够不明确。为了使湿化条件下静止土压力增量的演化规律更明确，本文通过室内试验确定了其相关的变化规律、建立相应的计算模型，减小对安全施工的威胁。

1. 试验材料与方法

1.1 土料特性

取北京延庆地区原状粉质黏土进行烘干、碾碎、过0.25 mm筛备用，进行基本物理性质测试，依据《土工试验方法标准：GB/T50123—2019》^[11]，结果见表 1。

表 1 土的基本物理性质

Table 1. Basic physical properties of soil

最大干密度/ (g·cm^-3)	最优含水率/%	液限 w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	土粒相对密度G_S
1.80	16.5	30.7	15.2	15.5	2.73

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1.2 试验方案

选择干密度1.53 g/cm³（压实度0.85）、高度40 mm的标准环刀试样开展K₀压缩试验，设5个不同的初始饱和度与4个不同的上覆荷载，具体方案见表 2。

表 2 浸水条件下非饱和粉质黏土试验方案

Table 2. Test schemes under water immersion conditions

上覆荷载/kPa	加载过程	初始饱和度
100/200/ 300/400	100(200/300/400)kPa→湿化→逐级加载至1600kPa	0.2/0.3/0.4/ 0.5/0.6

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1.3 试验过程

（1）仪器标定。本文采用JCY型K₀固结仪来完成K₀压缩试验，在气囊中充入与试样等体积的水，利用水各向等压特性标定仪器在竖向压力下对土压力的测量，根据试验数据拟合得到两仪器的标定系数^[12]。

（2）制样并养护得到不同初始含水率试样。用饱和再风干的土样模拟经过了干湿循环的天然非饱和土，通过7 d密闭养护保证孔隙水分布均匀，见图 1。

图 1 准备不同初始含水率的试样

Figure 1. Preparation of samples with different initial moisture contents

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（3）加上覆荷载待稳定后进行湿化饱和，湿化稳定后养护7 d，再完成后续设定加载至试验结束。

（4）卸压并整理仪器装置，将不同初始饱和度湿化前与湿化压缩后试样进行对比，如图 2所示。

图 2 试验前后对比图

Figure 2. Comparison of soil samples before and after tests

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2. 试验结果及规律

K₀固结仪连接压力传感器采集数据，得到侧压力随时间变化关系^[12]，从而得到粉质黏土在5个不同初始饱和度S_r和4个不同上覆荷载P作用下发生湿化与湿化后继续加载的水平静止土压力-竖向压力的关系曲线，见图 3，因篇幅关系只展示S_r=0.2结果^[12]。对于非饱和土一般采用水土合算计算土压力，此时侧压力传感器测量得到的相当于水土合算下的土压力。

图 3 静止土压力随竖向压力变化关系(S_r=0.2)

Figure 3. Variation of static earth pressure with vertical pressure (S_r=0.2)

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湿化静止土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 统计见表 3，计算式为

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = {\sigma _{{\text{w}}}} - {\sigma _{{\text{d}}}} 。$

(1)

表 3 湿化静止土压力增量计算值统计

Table 3. Statistics of calculated increment static earth pressure

初始饱和度S_r	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6
100 kPa下增量值	35.14	25.10	17.41	12.5	3.53
200 kPa下增量值	68.95	48.38	33.32	22.97	6.31
300 kPa下增量值	95.01	68.95	47.86	29.99	8.98
400 kPa下增量值	118.02	90.00	60.99	35.97	10.11

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式中： ${\sigma _{{\text{d}}}}$ 为上覆荷载作用下湿化前静止土压力大小； ${\sigma _{{\text{w}}}}$ 湿化饱和后静止土压力大小。

3. 静止土压力增量计算模型

3.1 湿化过程中静止土压力演变规律

不同初始饱和度湿化过程的增湿水平不同，可使用湿化前初始饱和度表示增湿水平，即：S_r=1的增湿水平为0，S_r越小增湿水平越大。

由表 3可以看到湿化时静止土压力都有不同程度的增大，且初始饱和度S_r越低或上覆荷载P越大，静止土压力增量越大。图 3数据显示，湿化后继续加载呈线性且斜率基本一致，表明K₀值大小近似一致，S_r与P的不同不会影响湿化饱和后K₀大小。可能原因是：静止土压力系数主要由有效内摩擦角决定，饱和后有效内摩擦角接近，因此湿化饱和后K₀近似一致。

土体强度理论认为土颗粒间存在综合作用，包括吸力、胶结作用、德华力以及化学键等^[4]，非饱和土研究学者^[13]一般认为土骨架受压为保证完整性依靠两部分力平衡：一是土颗粒间的基质吸力，取决于土体的含水量；另外是土颗粒间的胶结力，取决于土体内部的黏粒微量物质。静止土压力增量是由颗粒间胶结作用的减弱和基质吸力减小两方面原因引起的^[14]。为推导计算模型引出中间变量0.65-S_r，如图 4所示，初始饱和度越小，湿化导致基质吸力减少量就越大，静止土压力增量就越大；湿化饱和后上覆荷载越大，对土体胶结力破坏就越大，如图 5所示，湿化饱和后的静止土压力增量，随上覆荷载增加而变大。

图 4 静止土压力增量与初始饱和度关系

Figure 4. Variation of increment of static earth pressure increment with initial saturation

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图 5 静止土压力增量与上覆荷载关系

Figure 5. Variation of increment of static earth pressure with load

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3.2 湿化过程中静止土压力增量计算模型

土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 与上覆荷载P，初始饱和度S_r都呈线性关系，双线性模型见式（2），P和S_r确定时有一次函数式（3），（4）。当变量 $n=（{S}_{\text{r}}{\text{+}}{b}_{1}）{\text{=0}}{\text{.65}}-{S}_{{\text{r}}}$ 时，土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 与n成正比例， ${k_1}{k_2}m$ 为斜率，见图 4。

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = {k_1}n \times {k_2}m {\text{，}}$

(2)

${k}_{1}n={k}_{1}（{S}_{{\text{r}}}{\text{+}}{b}_{1}） {\text{，}}$

(3)

${k}_{2}m={k}_{2}（P{\text{+}}{b}_{2}）。$

(4)

P与其对应的 ${k_1}{k_2}m$ 拟合得 ${k_1}{k_2}m{{\text{ = 0}}}{{\text{.60}}}P + {{\text{19}}}{{\text{.76}}}$ ，再将 $n$ 代入式（2）中，得到式（5）。当初始饱和度S_r较大接近饱和土时，静止土压力增量为0，观察式（5），当饱和度S_r＞0.65时，湿化不会引起静止土压力增加。

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = \left\{ \begin{array}{l} (0.60P{{\text{ + 19}}}{{\text{.76}}}){{\text{(}}}0.65 - {S_{{\text{r}}}}{{\text{)}}} \;\;\;\;{{\text{(}}}{S_{{\text{r}}}} \leqslant 0.65{{\text{)}}} \hfill \\ 0\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;{{\text{ (}}}{S_{{\text{r}}}} > 0.65{{\text{)}}} \hfill \\ \end{array} \right. 。$

(5)

为了更直观的表现增量的含义，将 $\Delta {S_{{\text{r}}}} = 1 - {S_{{\text{r}}}}$ 代入式（5），得到最终的增量表达式如下：

$\begin{equation} \Delta \sigma_{\mathrm{h}}=\left\{\begin{array}{ll} (0.60 P+19.76)\left(\Delta S_{\mathrm{r}}-0.35\right) & \left(\Delta S_{\mathrm{r}} \geqslant 0.35\right) \\ 0 & \left(\Delta S_{\mathrm{r}}<0.35\right) \end{array}\right. 。 \end{equation}$

(6)

4. 挡土墙静止土压力计算案例分析

以延庆某深基坑为背景，结合勘察数据，对上文的模型进行试算。该基坑开挖深度23 m，上表面有8 kPa的均布荷载，施工阶段饱和度0.25，已勘测到自然地面以下34 m地层特性，土体基本为粉质黏土。

根据划分土层的重度与厚度计算出土层下表面荷载，并根据K₀算出湿化前静止土压力 ${\sigma _{{\text{h}}}}_i$ ，K₀按经验值取0.3。根据式（6）算出静止土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}_i$ ，接着计算出湿化后静止土压力 ${\sigma _{{\text{w}}}}_i$ 和 ${\sigma _{{\text{w}}}}_i$ / ${\sigma _{{\text{h}}}}_i$ 比值，计算值随深度变化绘制在图 6中，发现比值随深度增大而减小，但始终大于1.8，说明湿化对静止土压力影响较大。

图 6 不同累计深度处静止土压力与其相关计算值关系

Figure 6. Static earth pressures and their correlation with depth

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由于本文采用重塑土进行试验，和天然土体湿化时侧压力变化结果不同，特别是黄土等结构性非饱和土，其湿化可能发生湿陷等行为，导致土压力演化较为复杂。本文研究结果仅适用于非结构性的非饱和土。

5. 结论

本文通过开展室内试验，定量评估浸湿作用对非饱和土侧向土压力的影响，实测浸湿饱和作用下静止土压力增量的变化规律，建立相应的计算模型，通过应用发现设计时必须重视湿化的影响，并得到以下3点结论。

（1）湿化饱和后，土体的静止土压力系数K₀值与初始饱和度、上覆荷载无关。推测土体静止土压力系数K₀值主要由有效内摩擦角决定，饱和后有效内摩擦角基本一致，故K₀值大小近似一致。

（2）湿化前的初始饱和度越低，湿化饱和后的静止土压力增量越大；且湿化饱和后的静止土压力增量，随湿化时的上覆荷载增加而变大。

（3）基于试验数据和机理分析，得到了湿化条件下考虑上覆荷载与初始饱和度的双线性土压力增量计算模型；将其应用于某支挡工程，发现湿化后的土压力可达初始土压力1.8倍以上，设计时必须予以重视。

图 1 不同砂井深度地基固结度时间曲线

Figure 1. Time curves of consolidation degree of foundation with different depths of sand drain

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图 2 不同固结天数砂井深度与固结度关系

Figure 2. Relationship between sand well depth and degree of consolidation for different consolidation days

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图 3 磁场法砂井深度检测原理

Figure 3. Principle of detecting sand drain depth by magnetic field method

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图 4 磁感应强度随探测深度变化曲线

Figure 4. Variation of magnetic induction intensity with detecting depth

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图 5 磁场方向与磁感应强度关系

Figure 5. Relationship between field direction and magnetic induction intensity

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图 6 磁感应强度随深度变化曲线

Figure 6. Depth-dependent curves of magnetic induction

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图 7 高压水冲拔袋法与磁场法现场检测实况

Figure 7. Field detection of high-pressure water punching and drawing bag method and magnetic field method

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图 8 磁感应强度随深度变化曲线

Figure 8. Depth-dependent curves of magnetic induction

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表 1 土体和砂井单元体计算参数

Table 1 Parameters of soil and sand drain

参数	c_z/(cm²·s^-1)	c_r/(cm²·s^-1)	k_r/(cm·s^-1)	k_s/(cm·s^-1)	d_e/m	d_w/m	q_w/(cm³·s^-1)	n	s
取值	0.001	0.002	0.33×10^-5	1.65×10^-5	1.05	0.1	50	10	2
注：c_z，c_r分别为土体竖向和径向固结系数；k_r，k_s分别为土体竖向和涂抹区渗透系数；d_e，d_w分别为砂井和分析单元体直径；q_w为砂井通水量；n为井径比；s为涂抹直径比。

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表 2 砂井处理软土地基特定时间的固结度

Table 2 Consolidation degrees of sand drain-treated ground at given time

软度深度/m	砂井深度/m	1000 d固结度/%	10000 d固结度/%
20	10	54	54+8
	12	63	63+6
	15	77	77+3
	18	91	91+1
	20	100	100+0

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表 3 不同距离下的磁感应强度检测值

Table 3 Magnetic inductions with different measuring distances

检测距离/cm	磁感应初值/μT	磁感应极值/μT	极值点深度/m
15	20±1.0	230.1±1.0	2.0
20	30±1.0	110.5±1.0
25	15±1.0	55.3±1.0
30	10±1.0	32.0±1.0

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参考文献(13)

[1]	蒋建清, 曹国辉, 刘热强. 排水板和砂井联合堆载预压加固海相软土地基的工作性状的现场试验[J]. 岩土力学, 2015, 36(增刊2): 551-558. JIANG Jianqing, CAO Guohui, LIU Re-qiang. Field test of working behavior of marine soft soil foundation reinforced by combined surcharge preloading of drainage plate and sand well[J]. Geotechnical mechanics, 2015, 36(S2): 551-558. (in Chinese)
[2]	刘吉福, 杨春林. 珠江三角洲地区竖向排水体施工扰动初探[J]. 岩石力学与工程学报, 2003, 22(1): 142-147. LIU Jifu, YANG Chunlin. Preliminary study on construction disturbance of vertical drainage bodies in the Pearl River Delta[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2003, 22(1): 142-147. (in Chinese)
[3]	庄妍, 王晓东, 崔晓艳. 真空预压在有轨电车软土地基中的应用及数值模拟研究[J]. 岩土工程学报, 2016, 38(增刊1): 141-146. doi: 10.11779/CJGE2016S1026 ZHUANG Yan, WANG Xiaodong, CUI Xiaoyan. Application of vacuum preloading with vertical drains in softsoil foundation of rapid-transit tram and numerical simulation[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(S1): 141-146. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE2016S1026
[4]	席锋仪, 于海成, 席婧仪, 等. 围海造地软弱地基处理技术研究与应用[J]. 施工技术, 2019, 48(7): 1-5. XI Fengyi, YU Haicheng, XI Jingyi, et al. Research and application of treatment technology for the soft foundation in the reclaiming land from the sea[J]. Construction Technology, 2019, 48(7): 1-5. (in Chinese)
[5]	王祥. 高速铁路软基处理前后指标分析和参数反演[J]. 铁道工程学报, 2018, 35(12): 15-19. WANG Xiang. Index analysis and parameter inversion before and after soft soil ground treatment in high-speed railway[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2018, 35(12): 15-19. (in Chinese)
[6]	王晓谋, 袁怀宇. 高等级公路软土地基路堤设计与施工技术[M]. 北京: 人民交通出版社, 2001. WANG Xiaomou, YUAN Huaiyu. Design and Construction Technology of High-Grade Highway Embankment on Soft Soil Foundation[M]. Beijing: China Communications Press, 2001. (in Chinese)
[7]	CARRILLO N. Simple two and three dimensional cases in the theory of consolidation of soils[J]. Journal of Mathematics and Physics, 1942, 21(1-4): 1-5. doi: 10.1002/sapm19422111
[8]	TERZAGHI K. Theory of Consolidation[M]. Now York: John Wiley & Sons, Ltd, 2007.
[9]	OLSON R E. Consolidation under time-dependent loading[J]. J of Geotech Div Asce, 1977, 103: 55-60. doi: 10.1061/AJGEB6.0000369
[10]	BARTON R A. Consolidation of fine grained soil by drain wells[J]. Transactions of ASCE, 1948, 113(2): 718-742.
[11]	HORNE M R. The consolidation of a stratified soil with vertical and horizontal drainage[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1964, 6(2): 187-197. doi: 10.1016/0020-7403(64)90015-3
[12]	YOSHIKUNI H. Design and Control of Construction in the Vertical Drain Method[M]. Tokyo: Gihoudou Publishing Co., Ltd., 1979: 37-44.
[13]	建筑地基处理技术规范: JGJ 79—2002[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2002. China Academy of Building Research. Technical Code for Treatment of Building Foundation: JGJ 79—2002[S]. Beijing: China Building Industry Press, 2002. (in Chinese)