强夯法处理娄新高速公路岩溶塌陷地基的现场试验研究*

胡涛，魏婷，张超，乔世范，3

(1.贵州省公路工程集团有限公司总工办，贵州贵阳550008;2.兵团兴新职业技术学院建筑工程系，新疆乌鲁木齐830074;3.中南大学土木工程学院，湖南长沙410075)

岩溶塌陷在我国覆盖型岩溶区极具普遍性，是线性工程建设面临的、难以解决的岩溶路基病害问题，严重影响高速公路建设和安全运营。例如:广西桂林某高速公路在约15 km长的路段路基施工时揭露500多个土洞，土洞密度最高达每100 m路段40个，路基修筑完成后发生塌陷5起塌陷直径都大于5 m。武汉－广州、哈尔滨－大连铁路客运专线岩溶段也面临同样的问题，在定测阶段，就发生岩溶塌陷12起。湖南常德－张家界高速公路慈利段由于土洞和塌陷发育，不得不由填石路基改为桥跨，造成投资的大幅上升。

娄底－新化的高速公路经过地质岩溶不良地段以及地裂、地面塌陷等灾害地质分布较广，工程地质条件较为复杂。该层中存在因周边岩石岩溶发育以及地下水抽排形成的水土流失空隙区以及空穴塌陷形成的塌陷松散区，可能造成地基失稳以及沉降变形过大导致不均匀沉降，岩溶中溶洞以及周边的坍陷区均为地基稳定性的隐患，会对在建高速公路施工及运营构成潜在的安全隐患，拟采用强夯法进行岩溶塌陷地基加固处理［1］。

1 工程概况

娄新高速公路K30+987～K31+380岩溶塌陷地基场区属河流冲积平地，沿线路左侧，与路线交角300左右的带状线上地表见大量地表塌陷，塌陷坑几m2～数百m2不等，深度不等。主要地层为第四系全新统冲积层、第四系更新统的坡积层，二叠系下统茅口组。下部全风化硅质页岩裂隙非常发育，灰岩岩溶发育，但由于斗笠山煤矿抽水，造成地下水降深很大。

勘探所揭露的溶洞，多全充填，埋藏较深，顶板多在16 m以下，地表分布多处塌陷，据调查场地大范围地表塌陷主要形成于20世纪80年代初，由斗笠山煤矿采煤大量抽排地下水引起，近年未见大规模的地表塌陷，说明地下深处的溶洞塌陷对地表的影响历史上已完成。由于场地地下水降深很大(100 m以下)，在相当深度内已无地下水活动，故地下水上侵潜蚀发生新塌陷的可能性基本消除。钻探时，泥浆漏失非常严重，表明了全风化岩石透水性非常好，垂直下渗径流畅通。近期发现的新的塌陷主要是由于地表水下渗带走细颗粒，形成浅部的土洞而导致的地表塌陷。

根据钻探岩芯现场鉴别、原位测试、室内岩土试验，结合本地区的过程经验，场区主要岩(土)层的设计力学参数建议值如表1所示。

表1 场区主要岩土层的设计参数建议表Table 1 Design parameters of main rock－soil layers in the site

该路段原设计报告采用的是注浆方案进行处治，注浆孔呈三角形布置，间距为5 m，注浆孔平均深度为15 m，注浆总长约为11 400 m，注浆量约22 800 m3，总费用约为1 067万元。由于场地不良地质非常发育，基岩受构造抗压影响，岩石破碎、溶蚀现象规模大，由溶蚀作用复合矿区抽降水作用形成的地基内土洞以及塌陷松散区以及地表塌陷均较为发育，工程地质条件极为复杂。地层由于深部岩溶的塌陷及构造的影响形成较多的疏松区，钻探进，泥浆漏失非常严重，表明全风化岩石透水性非常好，垂直下渗径流通畅。若采用注浆进行处理，一方面较难探制注浆质量，另一方面造价相对较高，故建议采用强夯处理该路段的岩溶塌陷地基，初步预算处治费用为500万左右。

2 强夯设计

2.1 强夯处治方案目的

根据娄新高速公路工程路基施工的要求及本工程的地质地条件，在选取强夯加固方案后地基可以达到以下要求:(1)利用强夯加固原理，对浅埋溶洞采取击穿、回填，夯实或压实，改变中风化灰岩灰岩以上岩土(石)力学特性，提高地基土强度，减少土的压缩性，可以减少工后路基沉降量;(2)岩溶区的土层分布的极不均匀，通过强夯可以提高土层的均匀性、密实性，减少不同路段的不均匀沉降差异;(3)通过强夯加固后的土层，可以在浅层形成一个良好的隔水层，阻碍地表水的渗入灰岩内，对深层溶洞继续发育起到一定的控制作用，同时在强夯的影响下对深层溶洞稳定性也是一个外加动力荷载的检查，排查深层溶洞存在的安全隐患;(4)强夯加固后全风化页岩与上面的黏土层形成一个整体性良好，具有很好承载力的硬壳层地基，可以满足公路荷载作用，减少了不均匀差异沉降。

2.2 试验区强夯主要参数

2.2.1 有效加固深度

国内外学者对有效加固深度的判别标准进行了大量的研究工作，提出了基于强夯加固后土体各项指标变化的具体判别标准。Leonards等［2］认为判别标准应考虑土的种类和初始密度，针对所研究的砂土，提出了以标准贯入击数增加3～5击作为有效加固深度的判断依据;张永均等［3］提出将抛石地基的有效加固深度定义为土体竖向变形量大于地表累计夯沉量的5%的深度;Gu等［4］提出将砂土地基的有效加固深度定义为相对密度提高5%以上的深度。Menard等［5］提出了计算强夯影响深度的梅那公式，为影响深度(m)，W为锤减，从而得到了修正的Menard公式式中α为与土的种类有关的修正系数，其取值一般小于1。许多学者和工程技术人员根据各自的实践和研究，针对不同的土质情况总结并提出了α的取值。Gambin等［6－8］对此进行了大量的统计。

2.2.2 夯击能及夯击次数

夯击能和夯击次数常通过现场试夯得到的不同能级下每锤夯击变形量与周围隆起量的关系曲线和夯击次数与夯沉量的关系曲线相结合来确定夯击次数和夯能的大小。

张永钧等［3］曾提出有效夯击率的概念，并以此来确定夯击次数。若以β表示有效夯击率，则有重(kN)，H为落距(m)。然而工程实践表明实际加固深度与梅那公式计算结果有很大差别。

针对Menard公式的不足，认为强夯的有效加固深度应在Menard公式计算结果的基础上进行折

式中:V为夯坑体积(m3);V＇为夯坑周围地面隆起的体积(m3);V0为压缩体积(m3)。

有效夯击率高，说明夯实效果好。结合曲线图可以确定最佳的夯击能和夯击次数。但是应当考虑施工方便，不能因夯坑过深而发生提锤困难的情况。同时，夯坑周围地面不能产生过大的隆起，所以应同时满足以下条件:(1)最后两击的平均夯沉量不宜大于下列数值:当单击夯击能小于4 000 kN·m时为50 mm;当单击夯击能为4 000～6 000 kN·m时为100 mm;当单击夯击能大于6 000 kN·m时为200 mm;(2)夯坑周围地面不应发生过大的隆起;(3)不因夯坑过深而发生提锤困难。

2.2.3 夯击点间距及夯击遍数

夯击点间距(夯距)的确定，一般根据地基土的性质和要求处理的深度而定。一般来说，第1遍夯击点间距可取夯锤直径的2.5～3.5倍，通常为5～15 m。第2遍夯击点位于第1遍夯击点之间。以后各遍夯击点间距可适当减小。最后1遍夯击点是以较低的夯击能进行夯击，彼此重叠搭接，用以确保近地表土的均匀性和较高的密实度，俗称“普夯”(或称满夯)。锤印搭接一般为1/3～1/4夯锤直径。夯击遍数应根据地基土的性质确定。根据我国上程实践，大多数工程可采用夯击遍数2遍，最后再以低能量满夯1遍，一般均能取得较好的夯击效果。对于渗透性弱的细颗粒土地基，必要时夯击遍数可适当增加。

2.3 强夯试验区布置

K30+987～K31+380范围内试验Ⅰ区采用4 000 kN·m能级进行加固，平面尺寸为20 m×20 m;试验Ⅱ区采用2 000 kN·m能级进行加固平面尺寸为8 m×8 m。通过分析比较其处理效果，结合经济技术分析选出合理的强夯施工参数和施工工艺，为大面积地基处理提供设计依据。各能级强夯施工参数初步设计如表2所示，各能级夯点布置如图1和图2所示。

表2 试验区强夯施工参数Table 2 Engineering parameters of dynamic compaction in the test area

图1 4 000 kN·m强夯试验Ⅰ区夯点布置示意图Fig.1 Layout of the dynamic compaction of 4 000 kN·m in test area I

图2 2 000 kN·m强夯试验Ⅱ区夯点布置示意图Fig.2 Layout of the dynamic compaction of 2 000 kN·min test area II

3 试验结果分析

3.1 夯沉量监测

4 000 kN·m夯击能下Ⅰ区A1夯点以及2 000 kN·m夯击能下Ⅱ区C1夯点的夯击次数与夯击沉降量的关系曲线图3和图4所示。

由图3和图4可以看出2个试夯点的夯击次数与夯沉量之间关系:

(1)在Ⅰ试验区的A1点进行了单点13击的夯击试验，夯击能为4 000 kN·m，单击夯沉量随夯击次数的增加呈减少趋势，反映了强夯法处理地基的一般规律;前6击的夯沉量较大，且每击的夯沉量逐渐减少，第6击后单击夯沉量继续呈减少趋势，但变化很小，最后三击单击夯沉量均小于10 cm，累计沉降量也趋于稳定，说明土的密实度得到了提高，夯击能趋于饱和，达到最佳夯击能。

(2)在Ⅱ试验区的C1点进行了单点9击的夯击试验，夯击能为2 000 kN·m，单击夯沉量随夯击次数的增加呈减少趋势;前3击的夯沉量较大，且每击的夯沉量逐渐减少，第3击后单击夯沉量继续呈减少趋势，但变化很小，最后2击单击夯沉量均小于5cm，累计沉降量也趋于稳定，说明土的密实度得到了提高，夯击能趋于饱和，达到最佳夯击能。

图3 4 000 kN·m夯击能作用下A1夯点夯击次数与夯击沉降量关系Fig.3 Relationship of tamping times with sinkage at point A1 with tamping energy of 4 000 kN·m

图4 2 000 kN·m夯击能作用下C1夯点夯击次数与夯击沉降量关系Fig.4 Relationship of tamping times with sinkage at point C1 with tamping energy of 2 000 kN·m

3.2 夯坑周围土体变形分析

3.2.1 夯坑及周围地面变形监测

当夯锤从高处落下对地基冲击力和振动，导致夯坑下沉的同时，也会引起夯坑周围土体的变化。现场分别对2个能级单点强夯试验点每一击的夯坑下沉量和其周围地面凹陷与隆起变形进行了监测工作，实测夯坑及周围地面变形如图5～图6所示。

图5 夯击能4 000 kN·m时A1夯点夯坑及周围地表变形示意图Fig.5 Deformation of tamping pit and adjacent ground at Poit A1 whith tamping energy of 4 000 kN·m

图6 夯击能2 000 kN·m时C1夯点夯坑及周围地表变形示意图Fig.6 Deformation of tamping pit and adjacent ground at Poit C1 whith tamping energy of 2 000 kN·m

从图5～图6可以看出:(1)夯坑竖向变形随着夯击次数的增加，逐渐减少，最终趋于稳定，说明土体逐渐密实。4 000 kN·m夯击能下A1夯点在第11击时小于10 cm，2 000 kN·m夯击能下C1夯点在第8击时小于5 cm，符合设计标准，所以初步可以确定A1夯点最佳夯击次数为11击，C1夯点最佳夯击次数为8击。(2)2个能级下夯坑周围地面 1.5 m范围内均发生隆起现象，2 000 kN·m夯击能下C1夯点地面隆起高度最大值为28 cm，4 000 kN·m夯击能下A1夯点地面隆起高度最大值为27 cm;(3)C1夯点地面隆起高度稍大于A1夯点，但从夯坑夯沉量可以看出，A1夯点夯坑深度为280 cm远远大于C1夯点夯坑深度120 cm，可以达到2倍多，即4 000 kN·m夯击能下对地基的加固深度远远大于2 000 kN·m夯击能。

3.2.2 夯坑及周围地表沉降量及有效夯击效率统计

仅仅通过图5和图6并不能获得合适的夯击能，需要通过对地面变形位移的观测，算出2个能级下累计夯坑及周围地面累计隆起体积，由公式(1)计算得到2个能级的有效夯击率见表3～表4。每锤夯击变形量与周围隆起体积量的关系如图7～图8所示。

图7 夯击能4 000 kN·m时A1夯点每锤夯击变形量与周围隆起量的关系Fig.7 Relationship of deformations of tamping pit and adjacent ground at Poit A1 whith tamping energy of 4 000 kN·m

图8 夯击能2 000 kN·m时C1夯点每锤夯击变形量与周围隆起量的关系Fig.8 Relationship of deformations of tamping pit and adjacent ground at Poit C1 whith tamping energy of 2 000 kN·m

表3 A1夯点有效夯击率统计Table 3 Statistics of effective tamping ratio at tamping point A1

表4 C1有效夯击率统计Table 6 Statistics of effective tamping ratio at tamping point C1

从表3和表4及图7和图8可看出:

(1)4 000 kN·m夯击能下A1夯点有效夯击率(夯实效率)都在90%以上，随着夯击次数的增大而增大，在第11击时达到最大为95.0%，即夯击的能量主要消耗在土体的竖向压缩变形上，能起到深层加固的效果，下面2击开始出现衰减，最佳夯击击数验证了上面的结论。

(2)2 000 kN·m夯击能下A1夯点有效夯击率都在75%以上，最大值小于88%，随着夯击次数的增大而增大，在第8击时达到最大为87.3%，下面一击开始出现衰减，最佳夯击击数也验证了上面的结论。

(3)通过统计表有效夯击率α的计算分析可以得到，在4 000 kN·m夯击能下的夯实效率更加高，而且都在90%以上，远高于2 000 kN·m夯击能，可以起到对地基较深层加固的效果。

(4)图9和图10中夯坑体积与隆起体积曲线之间的所包围的部分即为有效变形量，可以看出4 000 kN·m夯击能下的有效变形量远大于2 000 kN·m下有效变形量，即夯实的效果较好，能量利用率高。

3.3 强夯加固效果检测

原位测试可以直接反应地基土的特性，本文用原位测试方法中的动力触探试验，来检验本次强夯效果，并判断其有效影响深度。

结合工程地质情况，采用重型动力触探，D1～D5动力触探点布置如图1所示，其中D3点在夯点的正下方，对夯前，夯后分别进行检测试验成果如表5所示。

表5 夯前夯后动力触探试验成果比较Table 5 Results of dynamic sounding test before tamping and after tamping

对比表5可知，强夯后动力触探击数明显增加，1～12 m变化明显，而夯点下D3点的土体变化更加明显，12 m以下变化不大，在深度为10～12 m处的变化，反应了强夯的有效影响深度可以达到10～12 m，与前面的深层土体变形试验相吻合，说明了本次强夯达到了预期效果。

4 结论

(1)采用强夯法对岩溶塌陷地基进行处理，不仅可以加固岩溶地基，同时可以把未探明的浅部土洞进行夯垮击实。

(2)选用1 000 kN·m和4 000 kN·m夯击能进行了强夯试验，并对夯坑的每击夯沉量和总夯沉量及夯坑周围地面隆起变形量和影响范围进行监测。

(3)强夯试验结果表明:在Ⅰ试验区的A1点，夯击能为2 000kN·m，前6击的夯沉量较大，且每击的夯沉量逐渐减少，第6击后单击夯沉量继续呈减少趋势，在第11击时小于10 mm;在Ⅱ试验区的C1点进行了单点9击的夯击试验，夯击能为2 000 kN·m，前3击的夯沉量较大，第3击后单击夯沉量继续呈减少趋势，在第8击时单击夯沉量均小于5 mm，累计沉降量也趋于稳定，说明土的密实度得到了提高，夯击能趋于饱和，达到最佳夯击能。所以初步可以确定A1夯点最佳夯击次数为11击，C1夯点最佳夯击次数为8击。

(4)通过有效夯击率的计算分析可以得到，在4 000 kN·m夯击能下的夯实效率更加高，而且都在90%以上，远高于2 000 kN·m夯击能，可以起到对地基较深层加固的效果。

(5)通过动力触探试验检验强夯加固效果，强夯后动力触探击数明显增加，1～12 m变化明显，反应了4 000 kN·m夯击能的影响深度可以达到12 m，表明了本次强夯达到了预期效果。

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