瞬态瑞利波技术在地基强夯质量检测中的应用效果

栾 明 龙

(北京市水利规划设计研究院,北京 100048)

0 引言

北京园博园湿地工程地基为回填土基础，为提高湿地地基土的承载力，同时减少不均匀沉降问题，决定对该场区地基采用强夯处理。施工前选择了2处试验场地进行强夯试验，并对试验结果进行检测，评价试验性施工能否达到预期的效果，以检验地基处理方法的设计参数是否合理。

强夯法[1]是1969 年法国Menar d 技术公司首创的一种地基加固方法，传统的检测强夯效果的手段是采用点测试的动力触探和静力载荷试验方法[2-4]。这些传统的地基加固效果的检测方法可较直观地掌握强夯地基处理效果，但是工作效率较低，对场地环境要求较多，原位测试工作即使能够开展，测点也相对较少，而且只是点上测试，不能在平面上全面均匀地进行加固地基效果的整体检测。如静载荷试验仅反映平板宽度或直径的2倍左右深度范围内的土层，且有时受客观条件的限制而难以实现；而动力触探试验及标准贯入试验只是单点测试，离散度较高，容易漏掉薄弱部位，难以全面地反映地基强夯处理的效果；孔内波速测试则受钻孔限制，无钻孔时无法开展。传统的检测方法只能获取局部信息，不能对地基处理效果进行整体评价。因此，完善与发展一种快速的强夯地基质量检测方法成为必要。

国内外对将瑞利波技术应用到强夯地基质量检测方面做了大量研究工作，1983 年，Nazarian[5]等利用瑞利波技术对路面及路基进行了检测，真正开始将瞬态瑞利波法应用到工程勘察及检测中来。1988年，Maikuma等通过几则工程实例，验证了Nazarian等的方法[6]。1996年夏唐代、蔡袁强、赵明等在深入研究瑞利波特性的基础上，将瞬态瑞利波法的应用范围进行了推广[7-8]，同年，福建建筑设计院李哲生[9]采用瞬态多道瑞利波法，利用频散曲线的形态及速度对地层进行划分。1998年，中国地质大学(北京)孙进忠等将瞬态瑞利波法应用到回填地基强夯效果的质量检测工作中，为瞬态瑞利波法应用于回填地基强夯质量检测提供了宝贵经验[10]。2003年，吴福良等对瑞利波在地基强夯检测中的应用有效性进行了研究[11]。2005年，陆新等做了强夯处理地基的检测技术研究[12]，同年，彭振斌等对地基强夯效果的综合评价方法进行了研究[13]，对不同检测方法检测强夯地基的效果进行了论述。2007年，林朝旭等对多道瞬态瑞利波法在强夯地基检测中的应用进行了探讨[14]。

上述研究工作大多限于各种检测方法各自的检测效果，多种方法对比分析的研究工作较少，个别研究工作对瑞利波法检测结果与载荷试验等原位测试手段检测结果进行了对比，但缺少瑞利波检测结果与其他原位测试检测结果的系统性对比研究及相关关系分析，且统计数据较少，未能给出瑞利波检测结果与原位测试检测结果之间的回归方程。

本文利用瞬态瑞利波检测技术，再辅以一定量的原位测试方法，进行地基强夯效果检测，大大降低单一测试造成的误差影响，达到多种检测方法综合评价的效果，可对地基土实现由点到线、由线到面的全方位检测，不但可以达到检测施工质量的目的，还可以大幅度缩短现场检测的时间，同时能够大量降低人力及财力的消耗。该方法具有较好的前景，研究结果有助于深入认识瑞利波的传播特性及勘探特点，对进一步推动瞬态瑞利波技术在检测填土地基处理加固效果上的应用具有重要意义，可为类似地基处理工程的质量检测提供参考。

1 多道瞬态面波法基本原理

由于瑞利波的能量只集中于自由表面附近且沿X轴方向传播，设瑞利波速度为VR，纵波速度为VP，横波速度为VS，圆频率为ω，则瑞利方程为[15]：

(1)

式中，kP=ω/VP，kS=ω/VS，kR=ω/VR。

纵横波与泊松比的关系为：

(2)

由式(1)及式(2)可以得到：

由式(3)可解得,在均匀各向同性介质中，瑞利波速度VR、横波速度VS与泊松比μ的关系为：

(4)

综上，瑞利波自身的传播特性、频散特性以及瑞利波速度与剪切波速度的相关性，是利用瑞利波进行勘探及检测的理论基础，也正是这些特性，为我们达到工程上的勘探及检测目的、解决地质问题提供了物理前提。

2 试验区岩性情况

由地质勘探资料及土工试验资料获得，试验区表层为人工填工地层，成分较为复杂，厚度变化较大。人工填土之下为卵石，局部夹粉土及细沙。填土及砂卵石层的详细情况如下：

①人工填土：成份以粉土和砂土为主，含少量房渣、卵石填土及生活垃圾。填土的密实度为稍密—中密，厚度4.60～16.30 m，高程53.35～64.33 m，局部存在架空现象。个别地段分布有粉煤灰。

②卵砾石层：杂色，稍湿，密实。该层揭露最低层底高程50.65 m，揭露最大层厚4.00 m。

②1粉土层：褐黄色，稍湿，稍密，层厚约0.50 m。

②2细砂层：褐黄色，稍湿，中密，层厚约3.00 m。

卵砾石层之下为古近系始新统长辛店组(E2c)泥岩和砾岩。

根据试验资料获得，杂填土天然密度变化范围为1.08～1.77 g·cm-3，平均值为1.35 g·cm-3，干密度变化范围为0.89～1.61 g·cm-3，平均值为1.19 g·cm-3。

根据杂填土现场注水试验成果，渗透系数变化范围为0.02～12.67 m·d-1，地层渗透性为弱透水—中等透水。

根据现场杂填土筛分试验成果，有效粒径d10=0.051～0.196，中间粒径d30=0.378～0.928，平均粒径d50=3.068～12.94，限制粒径d60=14.31～28.612，不均匀系数Cu=79.50～317.31，曲率系数Cc=0.081～0.173。

综合以上杂填土物理力学性质及前期勘探资料可知：杂填土的渗透性变化较大，结构相对松散，局部有架空现象。

3 工作布置

在几个试验区中，我们选择了其中两块试验场地作为瑞利波检测强夯质量效果研究的场地， 2块试验场地的长度与宽度均为40 m×40 m，分别命名为1#场地及2#场地，其中1#场地的夯锤重量为40 t，夯锤落距为14 m；2#场地的夯锤重量为40 t，夯锤落距为8.5 m。两块场地强夯试验的具体试验参数见表1。

表1 强夯试验场地施工参数Table 1 Construction parameters of dynamic compaction test site

点夯单点击数以最后两击平均夯沉量≤5 cm控制。根据现场试夯结果，1#场地单点9击满足要求，2#场地单点7击满足要求。满夯时，锤印搭接不小于1/4，击数1击。

为准确评价强夯质量，深入研究瑞利波法在强夯质量检测中的应用效果，本次检测工作布置了多种方法。强夯前采用标准贯入试验、孔内剪切波速测试、瑞利波测试、 载荷试验等方法对地基进行检测，强夯过程中采用多点位移计进行检测，动态把握不同的落锤重量及不同的夯击次数对应地基土沉降的规律，并明确强夯影响深度，强夯后在原测试位置处仍采用标准贯入试验、孔内剪切波速测试、瑞利波测试等方法对地基进行检测。

考虑到试验区现场的场地条件、施工工期以及工作效率等因素，本次强夯试验区瑞利波检测工作共布置6条测线，1#试验场地与2#试验场地各布置3条瑞利波测线，为便于与其他原位测试方法进行对比，所有测线均穿过原位测试点，且强夯后瑞利波的测试点位及相应的采集参数等均与强夯前的点位及采集参数相同，各试验场地的瑞利波试验点布置情况见图1及图2。

综合考虑场区杂填土厚度及检测深度等因素，并经过现场试验，确定本次瑞利波检测采用24道接收，道间距1 m，偏移距为5 m。检波器频率为4 Hz，采用24磅铁锤做震源，敲击砧板激发。

图1 1#试验场地瑞利波试验点布置Fig.1 Layout of Rayleigh wave test points in 1# test site

图2 2#试验场地瑞利波试验点布置Fig.2 Layout of Rayleigh wave test points in 2# test site

4 强夯地基瑞利波检测成果分析

4.1 强夯前后瑞利波对比分析

较松散的地基经过强夯处理后，地基土的密实度及地基的承载力一般都会增大，反应在瑞利波速度上，则表现为瑞利波速度的增高。

本次瑞利波的测试点数较多，有120个测试点，为便于与其他原位测试方法的检测结果进行对比分析，我们用24个检波器组成排列的面波勘探，得到不同深度面波速度分布图，并对强夯前后的不同深度面波速度分布图直接进行对比分析，可以很直观地看出各面波测试点处强夯前后瑞利波速度的变化情况，以1#试验场地1-1测试点及2#试验场地2-4测试点为例，图3为1#试验场地1-1测试点，图中红色曲线为强夯前的不同深度面波速度分布图，蓝色曲线为强夯后的不同深度面波速度分布图，从图中可以看出，强夯后的瑞利波速度较强夯前有了很大程度的提高，说明强夯后地基土的密实度得到了一定程度的提高。在深度9 m左右，强夯后的面波声速随深度的变化曲线恢复到强夯前的形态，说明该测试点处强夯的有效影响深度在8～9 m。

图3 1#试验场地1-1测试点强夯前后面波声速随深度的变化曲线对比Fig.3 Contrast chart of wave sound velocity with depth before and after dynamic compaction at 1-1 test point of 1# test site

图4为2#试验场地2-4测试点，从图中可以看出，强夯后的瑞利波速度较强夯前有了很大程度的提高，说明强夯后地基土的密实度得到了一定程度的提高。在深度6 m左右，强夯后的面波声速随深度的变化曲线恢复到到强夯前的形态，说明该测试点处强夯的有效影响深度在6 m左右。

图4 2#试验场地2-4测试点强夯前后面波声速随深度的变化曲线对比Fig.4 Contrast chart of wave sound velocity with depth before and after dynamic compaction at 2-4 test point of 2# test site

由此可见，将强夯前后的面波波速随深度的变化曲线放在一起对比分析，不但能根据面波波速随深度的变化曲线，直观看出强夯后瑞利波速度的变化情况，还可以根据夯后面波波速随深度的变化曲线的情况，判断强夯试验的有效影响深度，而且，通过对强夯前后波速变化情况的进一步分析，还可进一步判断地基土密实度的变化情况。

根据各原位测试点处强夯前后面波波速随深度的变化曲线，提取出了不同深度地层强夯前后瑞利波速度的变化情况，便于比较分析，见表2及表3。综合分析强夯前、后面波波速随深度的变化曲线及瑞利波速度变化情况，可以看出强夯后的瑞利波速度较强夯前有了较大幅度的提高，1#试验场地6个测试点处，强夯加固的有效影响深度约为8～9 m，8 m之上夯后瑞利波速度较夯前平均提高了14%；2#试验场地6个测试点处，强夯加固的有效影响深度约为6～7 m，6 m之上夯后瑞利波速度较夯前平均提高了13%。总体来看，1#试验场地强夯加固效果要好于2#试验场地。1#试验场地8 m深度之下、2#试验场地6 m深度之下，有些测试点的瑞利波速度的提高值出现了负值，分析其原因可能是夯后深部地层扰动造成，也可能是解释误差造成的，但其值较小，不影响瑞利波的测试结果。

表2 1#试验场地强夯前后瑞利波速度变化对比Table 2 Comparison table of Rayleigh wave velocity change before and after dynamic compaction in 1# test site

注:夯前、夯后速度单位均为m·s-1，下同

表3 2#试验场地强夯前后瑞利波速度变化对比Table 3 Comparison table of Rayleigh wave velocity change before and after dynamic Compaction in 2# test site

4.2 瑞利波与其他原位测试参数相关关系

4.2.1 瑞利波与标准贯入击数的关系

用标准贯入试验方法来判断地基土的性质时，一般根据贯入锤击数来判定土层的性质。并可利用经验公式确定强夯前后地基承载力的变化情况，还可判断强夯加固有效影响深度。每个试验区各布置了6个标准贯入测试点，各测试点的具体位置见图1及图2。图5、图6为1#试验场地1-1测试点及2#试验场地2-4测试点强夯前后标贯击数对比，并将强夯前后标贯击数的变化列表比较(表4、表5)，从标贯曲线图及对比表中可较清晰地看出强夯前后标贯击数的变化情况及强夯加固有效影响深度，整体来看，强夯后的标贯击数较强夯前有了较明显的提升，强夯前后标贯曲线的形态变化与面波波速随深度的变化曲线的形态变化趋势基本一致，且从强夯前后标贯曲线的形态来看，1#试验场地的强夯加固有效影响深度在9 m左右，2#试验场地强夯加固有效影响深度在7 m左右，这与瑞利波测试成果基本一致。

图5 1#试验场地1-1测试点强夯前后标贯击数对比Fig.5 Contrast chart of standard penetration number before and after dynamic compaction at 1-1 test point of 1 # test site

图6 2#试验场地2-4测试点强夯前后标贯击数对比Fig.6 Contrast chart of standard penetration number before and after dynamic compaction at 2-4 test point of 2 # test site

表4 1#试验场地强夯前后标贯击数变化对比Table 4 1# test site dynamic consolidation before and after the standard penetration hit number change comparison table

表5 2#试验场地强夯前后标贯击数变化对比Table 5 2# test site dynamic consolidation before and after the standard penetration hit number change comparison table

利用1#及2#试验场地12个钻孔处的标准贯入试验成果与对应的瑞利波测试成果，建立试验区内标准贯入试验击数N与瑞利波速度VR之间的经验公式，以进一步利用瑞利波速度与标贯击数的对应关系，对整个试验区其他无钻孔位置处的场地进行评价。

图7是2块试验场地标准贯入试验击数N与瑞利波波速VR的关系曲线。经数理统计计算分析，最终获得试验场地标准贯入试验击数N与瑞利波速度VR之间的回归方程为:

式中:相关系数R2=0.9411;统计样本420组；N为标准贯入试验击数(击数/30 cm)；VR为瑞利波波速，m·s-1。

图7 试验场地标准贯入击数N与瑞利波波速VR关系曲线Fig.7 Relation curve between standard penetration number N and Rayleigh wave velocity VR in test site

从图7中可以看出，试验场地标准贯入试验击数与瑞利波波速的相关关系呈幂函数关系。总体来说，地基土越密实，标准贯入试验击数N值越高，瑞利波速度VR也越高。反之，地基土较松散时，N值降低，对应的瑞利波波速VR也降低。

4.2.2 瑞利波与孔内剪切波波速的关系

孔内剪切波波速是某一深度地层的平均反映，因剪切波波速在钻孔内进行测量，其测试速度可以看作是对应深度的土体的剪切波速度，精确度相对较高。每个试验区各布置了6个孔内剪切波波速测试点，各测试点的具体位置见图1及图2。利用1#及2#试验场地12个钻孔点的孔内剪切波波速成果(表6、表7)与对应各钻孔处的瑞利波测试成果，建立试验区内孔内剪切波波速Vs与瑞利波速度VR之间的关系，以进一步确定瑞利波测试在填土地层的适用情况，并验证瑞利波速度与土体对应关系的准确程度。

表6 1#试验场地强夯前后剪切波波速变化对比Table 6 Comparison table of Shear wave velocity change before and after dynamic compaction in 1# test site

表7 2#试验场地强夯前后剪切波波速变化对比Table 7 Comparison table of Shear wave velocity change before and after dynamic compaction in 2# test site

图8是试验场地孔内剪切波波速VS与瑞利波波速VR的关系曲线。经数理统计计算分析，最终获得试验场地孔内剪切波波速VS与瑞利波速度VR之间的回归方程为:

式中:相关系数R2=0.99;统计样本420组；VS为孔内剪切波速度，m·s-1；VR为瑞利波速度，m．s-1。

从统计结果可以看出，瑞利波速度与剪切波速度的相关系数非常高，这也进一步说明了瑞利波资料的可靠性，也为瑞利波法应用于杂填土地基强夯评价的适用性提供了佐证。

图8 试验场地剪切波波速与瑞利波波速关系曲线Fig.8 Relation curve between Shear wave velocity and Rayleigh wave velocity in test site

4.2.3 瑞利波与多点位移检测的关系

多点位移监测旨在通过监测场地内不同深度6个测点在强夯过程中的位移变化，查明地基土沉降的规律，并明确强夯影响深度。每个试验场地各布置了2处位移监测点，其具体位置见图1及图2。本次位移监测仅针对夯点外地基土，而未能对夯点下土体沉降变化进行监测。

由于距测点较远的夯点对其沉降影响较小，故位移监测重点关注测点周围4个夯点对其的影响，即W1-1测点记录26#、27#、35#、34#夯点施工时发生的沉降，W1-2测点记录22#、30#、29#、21#夯点施工时发生的沉降，W2-1测点记录53#、45#、44#、52#夯点施工时发生的沉降，W2-2测点记录19#、18#、10#、11#夯点施工时发生的沉降，监测方法为夯一击读一次数。W1-1测点的观测深度分别为自地表向下2.5、3.5、4.5、5.5、6.5、7.5 m，W1-2测点的观测深度分别为自地表向下2.0、4.0、6.0、8.0、9.0、10.0 m。W2-1、 W2-2两个测点的观测深度均为自地表向下2.5、4.0、5.5、7.0、8.5、10.0 m。图9、图10分别为1#场地W1-1测点及2#场地W2-1测点多点位移变化曲线，其中横轴如26-1表示26#夯点第一击，横轴的最右方增加了施工完毕后的最终沉降量。所有沉降值均为累计沉降。图11、图12分别为1#场地W1-1及2#场地W2-1各测点最终位移量。

图9 1#场地W1-1测点多点位移变化曲线Fig.9 Multi-point displacement curve of 1# site W1-1 measuring point

图10 2#场地W2-1测点多点位移变化曲线Fig.10 Multi-point displacement curve of 2# site W2-1 measuring points

图11 1#场地W1-1各测点最终竖向位移量Fig.11 Final vertical displacement of each measuring point of 1# site W1-1 point

图12 2#场地W2-1各测点最终竖向位移量Fig.12 Final vertical displacement of each measuring point of 2# site W2-1 point

从位移变化曲线中可以判断：1#试验场地，单击夯击能为5 000 kN·m的强夯施工对本场地影响深度大概在8～9 m之间；2#试验场地，单击夯击能为3 000 kN·m的强夯施工对本场地影响深度大概在6～7 m之间。由此可见，多点位移监测的监测结果与瑞利波测试所得结论是一致的，这也进一步验证了瑞利波法检测强夯地基质量的可靠性。

综上，2块试验区标准贯入试验结果、孔内剪切波速结果及多点位移监测结果所得结论与瞬态瑞利波检测结果基本一致，证明了瑞利波法检测杂填土地基强夯效果的适用性及有效性，根据拟合出的瑞利波速度与原位实验数据的相关关系，可进一步推算地基承载力，限于篇幅，本文不再进一步展开讨论。

5 结论

通过对两块试验场地强夯前后地基的实际检测，采集了大量的瑞利波数据，经过对瑞利波数据的处理分析，并与原位测试数据的对比，进行了瞬态瑞利波技术在地基强夯质量检测中的应用效果研究。研究结果表明：利用瞬态瑞利波技术，通过强夯前后面波波速随深度的变化曲线及波速等值线的对比，可直观显示地基土夯前、夯后的密实度和均匀性变化情况，可以实现强夯地基的加固效果检测，其效果比较显著。

各不同的工程场地中，由于地基土的类型及密实程度会有所不同，尤其是回填土地基，没有通用的瑞利波速度与原位测试数据之间的相关关系。本文通过现场试验，利用大量的瑞利波速度参数与原位测试数据进行分析拟合，找到了试验区瑞利波速度与地基土之间的相关关系，为后续利用瑞利波对强夯地基进行大面积检测、评价打下了基础，相应工作方法可为类似工程提供借鉴。