新型辐射排水板真空预压加固效果

冯双喜，雷华阳,2,3，万勇峰，祁子洋

(1.天津大学建筑工程学院，天津，300354；2.天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津，300354；3.中国地震局地震工程综合模拟与城乡抗震韧性重点实验室，天津，300354)

随着“一带一路”和“海洋强国”等国家战略的提出，围海造陆为土地资源开发提供新途径。由于大型基础设施建设需要，围海造陆工程规模不断增大，在吹填场区形成大面积吹填场地。围海造陆工程所用填料为高塑性淤泥质类黏土，具有塑性指数高、黏土颗粒粒径小、固结系数小和渗透性能差等特点[1-2]。为了满足大面积软土地基加固需要，通常采用真空预压方法对软土地基进行加固。采用传统真空预压加固时往往会导致排水板弯折和淤堵，在排水板周围形成“土柱”，地基加固时间长，效果较差[3-6]。因此，亟需研发一种新型真空预压加固方法，以便为解决上述问题、防止工程事故发生、保障建(构)筑物正常使用提供技术支持。

近年来，一些新型真空预压方法如真空预压联合堆载预压[7]、注气增压真空预压[8]、无砂直排真空预压[9]、电渗真空预压[10]和药剂真空预压[11]等得到广泛研究。其改进工作机理主要体现在：

1)排水管路作为水平排水体系，代替砂垫层，节约用砂量[12]；

2)增加排水板周围的压差，加速土体固结[13]；

3)改变颗粒定向运移规律，防止排水板淤堵[14]；

4)增大颗粒级配，增大土体排水量[15]；

5)在电场作用下，带电黏土颗粒与水分离，发生定向运动[16]。

新型真空预压方法的加固机理和加固效果常采用室内外试验和数值模拟等手段进行研究。针对室内外试验，INDRARATNA 等[17]结合港口地基加固工程开展真空联合堆载预压加固试验，发现该方法能显著提高加固效果，大幅度消除工后长期沉降；CAI等[18]结合监测数据，分析了孔压、沉降和十字板剪切强度等指标的变化规律，提出新型注气增压真空预压加固深厚软土地基的效果优于传统真空预压的加固效果；王军等[19]针对不同排水板类型，开展了无砂直排真空预压室内和现场试验，证明无凹凸结构滤膜的排水板能有效消除淤堵的问题；WANG 等[20]利用室内模型研究电渗真空预压处理软土地基加固机制，提出电渗能加速海相沉积黏土固结，电渗能耗占真空预压能耗的8%；武亚军等[21]将真空预压与絮凝剂相结合，发现絮凝剂明显加速土体固结，能够提高吹填土地基的加固效果。

针对数值模拟研究，RUJIKIATKAMJORN等[22]采用2D和3D模型进行模拟真空预压和真空联合堆载预压现场试验，并证明了真空联合堆载预压方法的有效性；雷华阳等[23]采用离散元法揭示了排水板堵塞机理，提出注气增压真空预压方法可以缓解排水板堵塞现象；吴兴龙等[24]对比分析了无砂直排真空预压和传统真空预压加固吹填土地基承载力，发现取消砂垫层的地基承载力大于传统真空预压的承载力；SHEN等[25]研究了电渗真空预压过程中孔隙水压力变化规律，证明固结解析解和数值解均能较准确地评价电渗真空预压过程中孔隙水压力的变化规律和固结特性。

目前人们对真空预压新方法研究较少，但尚无相应的规范出台，新型真空预压无法获得推广使用。另外，新型真空预压尚未考虑竖向和水平排水路径共同作用对地基加固效果的影响，针对水平排水对地基加固效果影响的研究甚少。基于此，本文作者提出一种新型辐射排水板真空预压方法，结合天津临港项目开展传统真空预压现场试验，分析地基沉降、超孔隙水压力和十字板剪切强度等指标变化规律；在此基础上建立传统真空预压数值模型，验证模型参数选取的合理性；通过数值模拟研究竖向排水板间距、横向排水板长度和横向排水板间距对地基中心沉降、加固区边缘水平位移和地基加固范围的影响。

1 现场试验与模型验证

1.1 工程概况

本工程为天津临港经济区装备制造业基地新技术真空预压试验工程，位于规划的长江道以南，渤海40路以东，二期围海T7吹填区内，原二期污水处理厂真空预压工程地块东侧。地基处理范围(长×宽)为15 m×15 m，预压时间为60 d。

试验区地层层序为吹填土(0～11.9 m)和正常沉积软黏土(11.9～16.6 m)。吹填土为主要加固对象，其黏粒质量分数较高(36.1%～40.6%)，且具有高含水率(84.5%～87.2%)、高孔隙比(1.06～1.47)、高压缩性(压缩系数为0.796～0.905 MPa-1)和低强度特性(十字板剪切强度为1～5 kPa)。吹填土的化学成分SiO2和Al2O3质量分数最大，分别可达49.75%和14.67%。黏土矿物主要为伊蒙混层，占黏土矿物总质量的42%～45%。

1.2 排水板参数与现场监测布置

本工程采用由节能真空泵、新型水气分离装置及附属设备组成的真空预压系统，真空泵与水气分离装置相连；通过螺纹钢丝软管将水气分离装置与加固区中铺设的真空主管连接，形成整体抽吸水气传递路径。采用B型排水板，其性能指标如表1所示。

为评价真空预压加固效果，在试验区域的4个角落和中心放置沉降标，以确定处理区域的平均沉降。在真空膜下设置真空计，监测膜下的真空压力。分别沿着排水深度0.5，1.5，2.5，3.5 和4.5 m 深度处埋设孔压计，监测吹填土地基孔隙水压力变化规律。在真空预压处理前后分别进行吹填土地基十字板剪切强度测试，监测布置如图1所示。

表1 B型排水板主要性能指标Table 1 Performance indicators of type B of PVDs

排水板采用间距为1.0 m正方形网格布置，插入深度为4.5 m。膜下真空压力为90 kPa，预压时间为60 d。根据试验和施工要求，真空预压浅层地基加固应保证施工机械正常工作。卸载标准为在加固时间为60 d时进行十字板检测，浅层2 m范围内平均十字板剪切强度大于10 kPa。真空预压60 d后，表层沉降需达到0.2 m。若达不到沉降和强度要求，则继续抽真空，保证每隔1 d对沉降进行监测，每10 d进行1次十字板检测，直到地基强度和沉降满足要求。

1.3 加固效果

真空预压浅层地基加固效果是地基进行深层地基加固的重要环节。通过沉降演化规律、孔隙水压力变化规律、加固前后十字板剪切强度说明真空预压浅层地基加固效果，如图2所示。

图1 监测布置图Fig.1 Monitoring layout

图2 监测数据分析Fig.2 Monitoring data analysis

从图2(a)可见：地表中心沉降量随着时间延长而增加，沉降发展呈现明显的3个阶段特征：快速发展阶段、稳定增长阶段和缓慢增长阶段。

1)快速发展阶段：在加载初期10 d，沉降变化较大，沉降速率从0 m/d 增加至4.88×10-3m/d，沉降可达0.74×10-1m。

2)稳定增长阶段：预压时间为10～50 d，沉降速率保持2.50×10-3～3.50×10-3m/d，沉降为0.21 m。

3)缓慢增长阶段：预压时间为50～60 d，沉降速率为0.50×10-3～0.75×10-3m/d，当加固时间为60 d，沉降为0.22 m，满足工程卸载标准。

从图2(b)可见：超孔隙水压力为负值，随着深度增加而增大。真空预压时间为60 d，深度0.5 m处超孔隙水压力绝对值最大，为82 kPa。相反，深度分别为1.5，2.5，3.5和4.5 m处的孔隙水压力的绝对值分别为78，70，65 和61 kPa。此外，超孔隙水压力随着时间呈现先增大至90 kPa 后减小趋势，这主要是因为在加固过程中排水板周围产生淤堵，真空压力的传递随着深度增加逐渐减小。

从图2(c)可见：真空预压加固前后，十字板剪切强度随着深度增加而减小。加固前，表层十字板剪切强度为9.30 kPa，深度为0.5～5.0 m，十字板剪切强度近似为0 kPa。加固后，表层十字板剪切强度为28.88 kPa，在2.0 m深度范围内，平均十字板剪切强度为12.86 kPa，大于10 kPa，满足浅层地基加固处理的卸载标准。

1.4 传统真空预压数值模型建立及模型验证

采用有限元数值软件Plaxis2D对现场试验进行数值模拟，模型长×高为64.0 m×16.6 m，其中加固区长×高为15.0 m×5.0 m。

模型选取15 节点单元，共有1 037 个单元和8 495 个节点，如图3所示。吹填土和软黏土均采用“土体硬化”模型，该模型可以模拟土体在压缩条件下的不可逆压缩变形，可以考虑土体刚度的应力相关性，属于二阶双曲线弹塑性本构模型[26]。排水板采用排水线单元来模拟，并设置排水线水头为-9.0 m，保证真空压力保持90 kPa。

设置最小X边界(左边界)和最大X边界(右边界)为固定约束条件，设置最小Y边界(底边界)为完全固定约束条件，最大Y边界(顶边界)为自由约束条件。考虑网格几何变化对平衡条件的影响，应变程序基于拉格朗日公式，保证在每次荷载迭代开始时更新有限元网格和刚度矩阵。

在数值模拟之前，开展大量土工试验确定模型参数，通过直剪试验确定土的黏聚力和摩擦角，利用变水头渗透试验，确定水平和竖向渗透系数，通过三轴固结排水(CD)试验确定土的割线模量，具体模型参数如表2所示。

加卸载模量Erefur、割线模量Erefoed和弹性模量Eref50满足如下关系：

采用3 个施工步模拟传统真空预压法的现场试验。

1)地应力平衡，用于描述k0固结状态；

2)膜下真空压力在10 d 内达到90 kPa，选择“重置位移为零”，忽略由k0固结确定的位移；

3)设置真空预压时间为50 d。

表2 模型参数Table 2 Parameters of model

图4所示为地基变形与超孔隙水压力规律分布图。从图4(a)可见：地表沉降呈现漏斗形，中心沉降最大，与工程实践加固效果基本一致。在加固中心范围内，地基承受真空负压作用，处于球应力状态，真空负压在传递过程中，加固区边缘位置承受的有效应力小于中心位置承受的有效应力。由图4(b)可见：排水板附近土体承受真空吸力作用，在加固范围以外土体承受真空吸力作用呈现衰减趋势[27]，这也证明了地基中心沉降最大。

图4 地基变形与超孔隙水压力规律分布图Fig.4 Contour of ground deformation and excess pore water pressure

图5 中心沉降和超孔隙水压力对比图Fig.5 Comparative analysis of center settlement and excess pore water pressure

为验证模型的正确性，对比分析沉降和超孔隙水压力的现场监测结果和数值模拟结果。图5所示为中心沉降和超孔隙水压力对比结果。从图5(a)可见：地基中心沉降随着时间延长而增大，现场监测结果与数值模拟结果能够很好吻合；当预压时间为10 d 时，现场监测沉降为0.075 m，数值模拟沉降为0.085 m，两者相差0.010 m，误差最大，其最大相对误差为13.3%。当预压时间为60 d，现场监测沉降为0.221 m，数值模拟沉降为0.217 m，沉降差为0.004 m，误差最小，其最小相对误差为1.81%。从图5(b)可见：在时间0～10 d 范围内，现场监测结果与数值模拟结果存在较大误差，但随着时间推移，误差逐渐减小；当真空预压时间达60 d 时，与其他深度相比，深度0.5 m 处的超孔隙水压力的误差最大，数值模拟的超孔隙水压力为75.77 kPa，现场监测超孔隙水压力为81.87 kPa，其最大相对误差为7.45%。综上分析不难发现，真空预压时间超过10 d，沉降和超孔隙水压力的数值模拟结果和现场监测结果基本吻合，相对误差在10%范围内，满足施工要求，证明了数值模型参数选择的合理性和模型的正确性。

2 新型辐射排水板真空预压地基加固数值模型的建立

2.1 工作原理

新型辐射排水板真空预压方法的关键为辐射型排水板设计，如图6所示。由图6可见：辐射型排水板是在竖向排水板的基础上连接横向排水板，在真空压力作用下，横向排水板和竖向排水板共同工作，土中的水和气通过横向排水板汇集到竖向排水板内，最终将水和气通过单手板运送至排水支管中。

图6 辐射型排水板Fig.6 Prefabricated radiant drain

新型辐射排水板真空预压施工方法：在吹填之前将辐射型排水板按照设计要求布置，或在吹填之后保证吹填土处于流塑状态时，采用人工插板的方法将辐射型排水板压入吹填土地基中。在打设竖向排水体系之前，需要组装竖向排水体系与横向排水板。通过单手板、双手板将支管与辐射型排水板相连，辐射型排水板布置如图7所示。

在真空预压加固软土地基实践中，通常将竖向排水板等效砂桩进行加固，加固原理如图8所示。本文通过等效排水量的原则说明新型辐射排水板真空预压的加固机制。假定在真空预压加固过程中辐射型排水板的排水量Q1与等效砂桩的排水量Q2相等，即满足式：

图7 辐射型排水板布置Fig.7 Layout of prefabricated radiant drain

图8 辐射型排水板加固机理Fig.8 Reinforcement mechanism of prefabricated radiant drain

假定在真空预压加固过程中，单位时间通过排水板和等效砂桩流速一致，结合式(3)可以获得

式中：A1和A2分别为竖向排水板和横向排水板的表面积；dwe为等效砂桩直径；s为横向排水板间距。A1和A2计算分别满足：

式中：dw为竖向排水板等效砂桩的直径，根据文献[32]规定，dw满足

式中：td为竖向排水板的厚度；wd为竖向排水板的宽度。

结合式(3)～(7)可以推导出

通过式(8)可以发现：dwe＞dw，这表明在相同预压时间内，新型辐射排水板真空预压的排水量和沉降量均比传统真空预压的大，证明了新型辐射排水板真空预压的加固效果优于传统真空预压的加固效果。

2.2 数值模型的建立

新型辐射排水板真空预压模型尺寸、参数、本构模型和边界条件均与传统真空预压模型的一致，但新型辐射排水板真空预压需要根据模拟方案增加横向排水板，并假定真空负压能完全传递至横向排水板，如图9所示。横向排水板和竖向排水板均采用排水线模拟，并设置水头均为-9.0 m，保证水平真空压力和竖向真空压力维持在90 kPa。

为评价新型辐射排水板真空预压加固效果，分别从竖向排水板间距、横向排水板长度和横向排水板间距3个方面开展数值模拟研究，共模拟了27个模型。具体的模拟方案如表3所示。

3 模拟结果

结合试验方案，从排水板间距和横向排水板长度2个方面说明新型辐射排水板真空预压加固效果，并选取6个关键点说明加固地基的沉降和水平位移变化规律，如图10所示。

3.1 排水板间距

3.1.1 竖向排水板间距

选取横向排水板长度为0.2 m，横向排水板间

距为2.0 m的工况，说明不同竖向排水间距加固效果。图11所示为不同竖向排水板间距条件下吹填土地基A点(0，0)沉降变化规律，从图11可见：A点沉降随着时间而增加；竖向排水间距为1.0 m，新型辐射排水板真空预压的沉降大于传统真空预压的沉降；当预压时间为60 d 时，传统真空预压沉降为0.217 m，新型辐射排水板真空预压沉降为0.249 m，与传统真空预压相比，沉降增大14.75%。

表3 新型辐射排水板真空预压模拟方案Table 3 Simulation scheme of model establishment of prefabricated radiant drain vacuum preloading

图9 新型辐射排水板真空预压模型建立Fig.9 Model establishment of prefabricated radiant drain vacuum preloading

图10 关键点选取Fig.10 Key points of model

图11 不同竖向排水板间距条件下A点沉降变化规律Fig.11 Variation law of settlement at point A under different prefabricated vertical drain spacings

对于新型辐射排水板真空预压方法，竖向排水板间距越小，沉降越大。当竖向排水板间距分别为0.8，1.0 和1.2 m 时，地基沉降分别为0.305，0.249 和0.207 m。与竖向排水板间距1.2 m 相比，采用间距0.8 m加固地基的沉降增加0.1 m，沉降增大47.34%，与传统真空预压相比，沉降增大40.55%。结合式(8)和文献[32]发现：新型辐射排水板真空预压的横向和竖向排水体系共同发挥作用，导致dwe＞dw，可加速吹填土地基固结，提高土体的平均固结度，这是导致新型辐射排水板真空预压加固吹填土地基沉降大于传统真空预压加固吹填土地基沉降的主要原因。

图12所示为加固区范围外沉降变化规律。从图12可见：竖向排水板间距越小，加固处理范围越大。分别选取G点(7.5，0)和J点(15.0，0)说明加固范围变化程度。当预压时间为60 d，竖向排水板间距为1.0 m时，新型辐射排水板真空预压加固地基G点沉降和传统真空预压G点沉降分别为0.201 m和0.186 m，与传统真空预压相比，新型辐射排水板真空预压加固地基G点沉降增大8.06%；另外，G点沉降随着竖向排水板间距减小而增加。竖向排水板间距为0.8，1.0 和1.2 m，沉降分别为0.233，0.201和0.193 m。与竖向排水板间距为1.0 m和1.2 m 相比，间距为0.8 m 的沉降分别增大15.92%和20.73%。

图12 加固区范围外沉降变化规律Fig.12 Variation of settlement outside reinforcement range

J点沉降变化规律说明缩小排水板间距，可以明显扩大加固范围。当竖向排水板间距分别为0.8，1.0和1.2 m时，J点沉降分别为1.250×10-2，0.804×10-2和0.586×10-2m。与竖向排水板间距为1.0 m和1.2 m的J点沉降相比，竖向排水板间距为0.8 m的J点沉降分别增大55.47%和113%。

图13所示为不同竖向排水板间距地基加固范围，从图13可见：加固范围呈漏斗形，根据沉降和排水板的位置，将地基分为加固区、加固影响区和加固无影响区3个部分。针对加固影响区界限的确定，大都采用经验公式计算[28]或利用临界地基裂纹宽度[29]和变形量[30]等指标进行衡量。结合单彦贤等[31]的研究成果，加固影响区变形位置在0.03～0.05 m之处，大致相当于实际工程中距边界最远处裂纹的位置。基于此，本文选取沉降为0.05 m 作为加固影响区和无影响区的界限。

结合模拟方案，-7.5～0 m 布置排水板，在此范围内为加固区；加固区以外以及沉降大于0.05 m的范围，为加固影响区；沉降小于0.05 m 的范围为加固无影响区。

通过对比分析，传统真空预压加固影响区范围为-13.1～-7.5 m。当竖向排水板间距为1.2 m时，新型辐射排水板真空预压影响区范围为-12.9～-7.5 m，新型辐射排水板真空预压的加固影响区小于传统真空预压的加固影响区。相反，当竖向排水板间距为1.0 m 时，加固影响区范围分别为-13.5～-7.5 m；当竖向排水板间距为0.8 m时，加固影响区的范围为-13.9～-7.5 m。与竖向排水板间距1.2 m相比，竖向排水板间距0.8 m的加固范围增加1.0 m。竖向排水板间距越小，地基加固影响范围越大。

图13 不同竖向排水板间距地基加固范围Fig.13 Ground reinforcement range with different prefabricated vertical drain spacings

图14所示为不同竖向排水板间距A点(0，0)、B点(0，2.5)和C点(0，5.0)分层沉降变化规律，从图14可见：分层沉降随着深度增加而减小，竖向排水板间距越小，分层沉降越大；当竖向排水板间距为0.8 m 时，表层(深度0.0 m)、深度2.5 m 和深度5.0 m 处的沉降分别为0.305，0.145 和0.550×10-5m；当竖向排水板间距为1.0 m 时，表层、深度2.5 m和深度5.0 m处的沉降分别为0.249，0.119和0.184×10-5m；同样，当竖向排水板间距为1.2 m时，表层、深度2.5 m 和深度5.0 m 处的沉降分别为0.207，0.099 和0.163×10-5m。通过对比分析，与竖向排水板间距1.0 m 和1.2 m 相比，竖向排水板间距0.8 m 处理地基后，深度2.5 m 处地基沉降分增大21.85%和46.46%。但深度为5.0 m 时，竖向排水板间距对地基加固效果不明显。这主要是因为排水板在传递真空压力过程中呈环形辐射分布，随着土层深度增加，排水板的真空吸力逐渐降低，排水板底部真空压力几乎为0 Pa。

3.1.2 横向排水板间距

通过上述分析，当竖向排水板间距为0.8 m时，加固效果较好。基于此，选取竖向排水板间距为0.8 m，横向排水板长度为0.2 m工况说明横向排水板间距对新型辐射排水板真空预压的加固效果，分析A点沉降变化规律，G点的水平位移变化规律和加固范围的影响。

图15所示为不同横向排水板间距A点沉降和G点水平位移变化规律。从图15(a)可见：A点沉降随着时间而增大。横向排水板间距越小，A点沉降越大；当预压时间为60 d，横向排水板间距2.0，1.0 和0.5 m 时，A点沉降分别为0.305，0.326 和0.400 m，最大沉降差异0.095 m；与横向排水板间距分别为2.0 m和1.0 m相比，间距为0.5 m加固地基的沉降分别增大31.15%和22.70%。采用横向排水板间距为0.5 m 的加固地基更有利于提高加固效果。

从图15(b)可见：水平位移随着时间而增加，横向排水板间距越小，水平位移越大。采用横向排水板间距为0.5 m 的加固地基水平位移最大为0.238 m，与横向排水间距为1.0 m 和2.0 m 相比，水平位移分别增大30.05%和20.81%。

图16所示为不同横向排水板间距地基加固影响范围。从图16可见：随着横向排水板间距增大，加固影响区的范围逐渐减小。通过研究发现，当横向排水板间距为2.0，1.0和0.5 m时，加固影响区的范围分别为-13.7～-7.5，-14.0～-7.5 和-14.3～-7.5 m。

图14 不同竖向排水板间距分层沉降变化规律Fig.14 Layered settlement with different prefabricated vertical drain spacings

3.2 横向排水板长度

当竖向排水板间距为0.8 m，横向排水间距为0.5 m 时，吹填土地基的加固效果最好。在此基础上，分别从A点沉降、G点水平位移和加固影响范围3个方面分析不同横向排水板长度对地基加固效果的影响。

图15 不同横向排水间距条件下A点沉降和G点水平位移变化规律Fig.15 Settlement development of point A and lateral deformation development of point G with different prefabricated horizontal drain spacings

图16 不同横向排水板间距地基加固影响范围Fig.16 Reinforcement influencing range with different prefabricated radiant drain spacings

图17所示为不同横向排水板长度A点沉降和G点水平位移变化规律。从图17(a)可见：随着横向排水板长度增加，A点沉降增加，但增加幅度不大；当真空预压时间为60 d，横向排水板长度0.2 m时，0.3和0.4 m所引起地面中心沉降分别为0.400，0.419 和0.440 m，最大沉降差异为0.040 m；与横向排水板长度0.2 m 相比，横向排水板长度0.4 m引起的地基沉降增大10%。

图17 不同横向排水板长度条件下A点沉降和G点水平位移变化规律Fig.17 Settlement development of point A and lateral deformation development of point G with different lengths of prefabricated horizontal drain

从图17(b)可见：水平位移随着横向排水板长度增加而增大；当真空预压时间为60 d 时，排水板长度0.2，0.3 和0.4 m 所对应地基的水平位移分别为0.238，0.266和0.275 m。

通过分析发现，横向排水板长度越长，地基加固效果越明显。当横向排水板长度增加至0.4 m时，沉降可增大10%，水平位移可增大15.55%。相对于缩小横向排水间距和竖向排水板间距对地基的加固效果而言，单纯增加横向排水板长度对地基的加固效果相对不明显。从“高效、节能和环保”角度，应考虑增加横向排水板长度对真空加固效果的影响，建议结合工程实际，合理选取横向排水板长度。

图18 不同横向排水板长度地基加固影响范围Fig.18 Reinforcement influencing range with different lengths of prefabricate horizontal drain

图18所示为不同横向排水板长度地基加固影响范围，从图18可见：随着横向排水板长度增加，加固范围增大。当横向排水板长度为0.2，0.3 和0.4 m 时，加固影响区的范围分别为-14.0～-7.5，-14.2～-7.5和-14.25～-7.5 m。当横向排水板长度为0.3 m和0.4 m时，加固影响区范围增加不大。这说明当采用竖向排水间距为0.8 m，横向排水板间距为0.5 m 加固地基时，横向排水板存在临界长度，为0.3 m。超过横向排水板临界长度时，加固影响区范围变化不大。

4 结论

1)新型辐射排水板真空预压地基加固效果优于传统真空预压地基加固效果。与传统真空预压相比，新型辐射排水板真空预压沉降增加0.032 m，沉降增大了14.75%，加固影响区的范围增加了0.4 m。

2)竖向排水板间距越小，地基加固效果越明显。与竖向排水板间距1.2 m相比，采用竖向排水板间距0.8 m 加固地基，其中心沉降增加0.10 m，增大47.34%，边缘沉降增加0.04 m，增大20.73%，加固范围增加1 m。对分层沉降而言，深度越大，加固效果越不明显；当排水板间距为0.8 m，深度为2.5 m 时，地基沉降增大46.46%；但当深度为5.0 m时，沉降几乎无变化。

3)减小横向排水板间距可提高地基加固效果。与横向排水板间距为2.0 m 和1.0 m 相比，采用横向排水板间距为0.5 m的加固地基，沉降分别增大31.15%和22.70%，水平位移分别增大30.05%和20.81%，加固影响范围分别增加0.6 m和0.3 m。

4)横向排水板的长度存在临界值。采用横向排水长度为0.4 m的加固地基沉降比横向排水长度为0.2 m 的沉降增大10%，水平位移增大15.55%，加固范围增加0.25 m，加固效果不明显。建议当采用竖向排水板间距为0.8 m，横向排水板间距为0.5 m 的加固地基时，横向排水板最优长度为0.3 m。