黄泛区软弱夹层结构地基强夯现场试验

宋修广，孙润生，董 行，刘西利，王 珂，薄 敏，桑雪瑞

(1.山东大学 土建与水利学院，山东 济南 250061; 2.山东大学 山东省路基安全工程技术研究中心，山东 济南 250061; 3.山东省昌乐县公路局,山东 昌乐 262400; 4.东营市远创现代置业有限公司，山东 东营 257200; 5.山东省公路建设(集团)有限公司，山东 济南 250102)

0引 言

强夯法又称动力固结法，最早是由法国工程师Menard提出，因具有施工简单、速度快、费用低、加固效果显著等优点，已被大量应用到碎石土、粉土、黏土、湿陷性黄土等不良地基处置中[1-5]。黄河冲积平原岩性一般以粉细砂土、粉土和黏土为主，但在某些地区含有由洪积、淤积所形成的软弱夹层结构。由于强夯加固黄泛区时存在超孔隙水压力消散较慢、土体液化、软弱夹层结构吸能等问题，所以近年来国内外学者开展了有关强夯处置粉质黏土工作机制研究[6-9]，本课题组采用现场试验结合有限元分析手段对强夯加固黄泛区粉质黏土施工工艺开展研究[10-12]，目前孔压消散较慢、土体液化问题基本解决，但有关黄泛区含软弱夹层结构强夯施工现场试验研究一直未见报道，合理经济的施工参数也未能提出。为更真实掌握该类地质条件下强夯作用效应，本文结合山东省某在建高速公路，通过分析强夯过程中夯沉量、超孔隙水压力、强夯前后标贯击数及土体物理力学参数变化规律，系统研究强夯处置该类地基有效加固深度及处置效果，确定了适合该地区的强夯施工参数。所得结论可以指导该地区强夯施工，优化工艺参数，并为类似工程提供参考。

1试验场地基本概况

强夯试验段位于鲁西黄泛平原区，岩性以粉质黏土、黏土为主，局部含有淤泥夹层，地下水位约为2.95 m。依据地勘资料，其土层划分及物理力学指标如表1所示。根据物理力学指标分析，本试验区第②层土质呈软塑状态，含部分有机质，天然含水率接近液限，孔隙比接近1，100～200 kPa下压缩模量仅为3.01 MPa，为低液限有机质高压缩性黏土。

表1试验场区土层物理力学指标Tab.1Physical and Mechanical Indexes of Soil in Test Area

2试验方案

2.1强夯试验参数确定

Menard公式为最常用的估算加固深度公式，根据Menard公式，强夯有效加固深度H为

(1)

式中：W为锤的自重；h为落距；α为修正系数。

根据王琨等[13]的研究，结合当地工程经验，α取值为0.55。试验选择1 500，1 800，2 200，2 500 kN·m四种夯击能，计算得到有效加固深度预估值，如表2所示。

试验区由4个18 m×42 m长方形区域组成，分别对应4种夯击能。夯点间距为6 m，按正方形布置；采用2遍点夯与1遍满夯相结合方式，满夯夯击能为800 kN·m，夯点布置如图1所示。

表2不同夯击能下有效加固深度预估值Tab.2Prediction Values of Effective Reinforced Depth Under Different Tamping Energies

2.2强夯监测方案确定

为监测强夯过程中超孔隙水压力变化，在每个试验区设置3个钻孔，每钻孔于3，5，7，9，11 m深度处埋设孔隙水压力计。超孔隙水压力监测贯穿整个夯击过程，并且1遍点夯结束后立即对1，2，5，10，30 min和1，2，24 h孔压计数据监测并记录，孔隙水压力计埋设如图2所示。

为评价强夯处置效果，分别对夯前、夯后地基承载力、标贯击数及土质力学指标进行测试，通过上述参数变化来判断强夯有效加固深度，并在此基础上推荐该地区合理的施工参数。

3试验结果分析

3.1夯沉量变化规律

强夯过程中对部分区域夯沉量进行观测，现取2个夯坑进行分析，得到夯沉量与夯击次数变化关系如图3所示，夯沉量与总夯击能关系如图4所示。

由图3，4可知：随着夯击次数增加，土体被强大的冲击能所震扰，逐渐处于密实状态，单击夯沉量呈下降趋势，其中前4击单击夯沉量较大，当超过4击后，曲线逐渐趋于平缓，最后2击单击夯沉量变化不大；对于黄泛区含有软弱夹层地层结构，由于软弱夹层存在吸能效果，累击夯沉量随总夯击能变化并非线性增加，其中在总夯击能为12 000～14 400 kN·m范围内增长了20 cm，14 400～20 000 kN·m范围内增长了10 cm，曲线在14 400 kN·m位置处出现拐点，拐点以下增长速率大，拐点以上增长速率小，根据试验结果，1 500，1 800，2 200，2 500 kN·m四种夯击能下单点夯击最优参数为8，8，7，6击，在相同击数下，选择单夯夯击能为1 800 kN·m更为经济合理；根据现场情况及试验结果，停夯标准为S1500≤50 mm，S1800≤70 mm，S2200≤100 mm，S2500≤100 mm，其中S为不同能级下每个点位最后2击平均夯沉量。

3.2超孔隙水压力沿深度方向分布规律

如图5所示，不同夯击能下超孔隙水压力沿深度方向分布规律如下：强夯作用引起的表层孔隙水压力远大于深层，且不同夯击能下超孔隙水压力沿深度分布规律基本一致；3～7 m范围内超孔隙水压力迅速衰减，7 m位置处超孔隙水压力已衰减至最大值的50%以上，当超过7 m位置后，随着深度增加，超孔隙水压力衰减速率减慢，9 m位置处超孔隙水压力衰减到0～2 kPa。由此可见：强夯具有2次衰减的特性，曲线在7 m位置处存在拐点，以孔隙水压力沿竖向传播曲线的拐点为界将强夯加固地基划分为强扰动区和弱扰动区。

本课题组通过大量实践研究认为，可用附加应力与自重应力的比值σz/σS=0.1(或0.2)作为有效加固深度判别标准，即取超孔隙水压力为10%或20%自重应力时的深度作为有效加固深度临界值。在本次试验中强夯产生的附加应力全部转化成超孔隙水压力。由于试验场地以粉质黏土、黏土为主，根据文献[14]选用σz/σS=0.1更加合理。由图5可知：夯击能1 500，1 800，2 200，2 500 kN·m的有效加固深度分别为5.3，6.7，6.8，6.8 m。

3.3超孔隙水压力消散规律

超孔隙水压力消散速率如图6所示。由图6可知，1遍夯击结束后，超孔隙水压力开始消散，消散速率随时间增加而递减，夯后2 h，1 800 kN·m夯击能时超孔隙水压力消散至最大孔压的50%，而1 500 kN·m夯击能时仅消散至最大孔压的35%，此外，在6～7 m位置处，1 800 kN· m夯击能作用下引起的超孔隙水压力略小于1 500 kN·m，其原因为超孔隙水压力均在强夯后测得，在高夯击能作用下软弱夹层被巨大的冲击能量震扰，土体破碎重组，加速了软基内水的排出，而1 500 kN·m夯击能下未能有效地影响到软基，超孔隙水也未能及时排出，因而夯后一定时间内超孔隙水压力较大。

不同夯击能下3 m位置处超孔隙水压力消散速率如图7所示。由图7可知：由于浅层位置处4种夯击能下超孔隙水压力最大，可依据3 m处孔压消散到最大孔压的20%为依据来判断不同夯击能下超孔隙水压力消散速率，分析可得4种夯击能消散速率从小到大依次为1 500，2 200，2 500，1 800 kN·m；根据类似工程经验，当超孔隙水压力消散到最大超孔隙水压力的20%时，可进行第2遍点夯，可见对于此地基4种夯击能下强夯间歇期为24 h。

4强夯加固效果评价

4.1强夯加固后的地基承载力

强夯结束28 d后，在强夯区夯点位置处进行荷载试验，选择0.25 m2圆形承载板，采用千斤顶分级加载方式，每级为15 kN；进行试验之前先预压2级，待读数稳定之后，卸载至0 kN并开始逐级加载，相邻2级加载时间间隔及终止加载条件可参考规范[15]，各试验区的荷载-位移(p-s)曲线见图8。

由图8可知，p-s曲线出现明显转折点，取转折点处对应的荷载为极限荷载。现将各试验区对应的承载力特征值统计在表3中。

表3承载力特征值Tab.3Characteristic Values of Bearing Capacity

由表3可知：经强夯处置后，地基承载力比夯前提高20%以上，夯后地基均能满足填筑路基承载力要求；E=1 800，2 200，2 500 kN·m的地基承载力分别提高60%，80%，80%，其承载能力并没有随单夯夯击能的增加而无限增大。基于地基承载力分析，在相同夯击次数下，单夯夯击能为1 800 kN·m时更加经济合理。

4.2强夯前后地基标贯击数变化

强夯处置28 d后，在各试验区夯点下进行标贯试验，强夯前后标贯击数变化见图9。

由图9可知：各夯点在0～6 m深度处，夯前6～10击，夯后7～12击，标贯击数比夯前提高16.7%～20%，增加明显；各试验区在7.5 m以下标贯击数增幅不明显，可见4种不同夯击能下有效加固深度均未超过7.5 m。

4.3强夯土质力学指标变化

强夯处置28 d后，在各试验区不同深度处采集原状土样，运至室内进行土工试验，得到土体主要物理力学指标，见表4，5。

由表4，5可知:强夯处置后，土体由中-高压缩性变为中-低压缩性，在0～6 m处，土体压缩模量介于5.08～13.35 MPa之间，该范围深度处各夯击能下压缩模量均有所增大，其中4.5 m位置处增长幅度最大，可达135%；在7.5 m处，压缩模量介于6.11～6.87 MPa之间，增长幅度有所降低，在9 m处土体的压缩模量基本没有提高；强夯后检测深度范围内土体干密度在1.4～1.65 g·cm-3之间，相比压缩模量，干密度涨幅较小，在浅层位置处涨幅仅为3%～6.29%，分析其原因是土体密度受结合水膜影响较大且强夯在冬季施工，浅层位置处结合水膜较薄，受到夯击作用后，颗粒间难以发生错动；其余位置处干密度变化规律与压缩模量类似。综合上述可知：强夯能够有效地加固一定范围内土体；单纯从强夯前后土体力学性质变化判断，1 800，2 200，2 500 kN·m夯击能作用下加固深度为7.5 m，而1 500 kN·m夯击能作用下加固深度为6 m。

表4强夯前后压缩模量对比Tab.4Comparison of Compression Modulus Before and After Dynamic Compaction

表5强夯前后干密度对比Tab.5Comparison of Dry Density Before and After Dynamic Compaction

5强夯有效加固深度及工艺参数确定

强夯有效加固深度是指在正常施工条件下，地基加固到满足设计要求的深度。目前判断标准并不统一[16-18]，主要从2个方面判断：地基土工程性质指标能有明显改善的深度；地基土竖向变形。本文综合超孔隙水压力、夯前、夯后标贯及土体物理力学性质变化分析该地区各夯击能有效加固深度，结果列于表6中。

表6强夯有效加固深度Tab.6Effective Reinforced Depths of Dynamic Compaction

由表6可知：10%自重应力法与土质参数变化法判断有效加固深度较为接近，今后类似工程也可采用10%自重应力法作为判断标准；有效加固深度并没有随夯击能增加而增大，对比不同夯击能下Menard加固深度公式可见，在一般夯击能条件下，实际加固深度与Menard加固深度较为接近，在较大夯击能下，Menard公式并不适用，分析原因是由于6.2～7.5 m范围内存在软弱夹层，具有显著吸收能量的效果，单纯靠增大单击夯击能并不能增加有效加固深度。综合试验结果，1 800 kN·m 单夯夯击能更加经济合理，其施工工艺参数见表7。

6结语

(1)采用强夯法处置黄泛区含软弱夹层结构地基其承载力最大可提高80%，经1 800，2 200，2 500 kN·m夯击能处置后，软弱夹层压缩模量最大可提高30%，表明强夯加固此类地基效果显著。

表7强夯施工工艺参数Tab.7Dynamic Compaction Construction Parameters

(2)综合夯沉量分析，该地基采用强夯加固时总夯击能不宜超过14 400 kN·m，考虑强夯有效加固深度，在相同击数条件下，1 800 kN·m为最优单夯夯击能，其对应施工参数可参考本文表7。

(3)单点夯击结束后，超孔隙水压力立即进入消散过程，2 h后超孔隙水压力消散35%左右，24 h后超孔隙水压力消散90%左右，该类地基条件下强夯间歇期为24 h。

(4)对于黄泛区含有软弱夹层地层结构，可用超孔隙水压力为自重应力10%临界值估计强夯有效加固深度；在一般夯击能条件下，实际加固深度与Menard加固深度较为接近，在较大夯击能下Menard公式并不适用。

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