滨海深厚填石地基上建筑物不均匀沉降原因分析及治理*

李志伟，杨岳峰，俞 伟，刘 鹭，罗贞海

(1.福建省建筑科学研究院有限责任公司，福建 福州 350025； 2.福建省绿色建筑技术重点实验室，福建 福州 350025)

0 引言

在深厚填石地基中，当填石层填筑达到一定高度后，在岩土体及上部荷载的共同作用下，地基土将发生较大的沉降，且填石材料强度高、均匀性差，压实质量难以保证，检测难度大，尤其是当存在软弱下卧层时，如何提高场地地基土的承载力、控制地基土沉降和不均匀沉降一直是深厚填石地基工程的热点和难点[1-6]。

针对深厚填石地基，通常采用强夯进行地基处理。在强夯过程中，重锤的势能转为动能，并将大部分动能传递至土体，促使填石层孔隙减小、土体挤密，密实度得以提高，承载力也相应得以提高。强夯的有效加固深度主要取决于夯锤质量和落距，还与夯击次数、地基土性质等紧密相关[7-8]。

对于深厚填石地基，强夯可以有效加固一定深度范围内地层，但受到夯击能及处理深度的限制，深层处理效果较为有限，尤其是当存在软弱下卧层时，强夯处理无法减小深层软弱层的固结沉降，地基处理总体效果也将大打折扣。因此，如何评估存在软弱下卧层的深厚填石地基的工后沉降成为了工程难点[9-11]。首先，对于深厚填石地基，地基沉降规律与施工过程紧密相关，在填石的填筑阶段和非填筑阶段地基沉降规律明显不同，无法用统一的地基沉降值-时间关系曲线来描述填石地基在不同阶段的沉降规律[12]。其次，填石层的不均匀性和软弱下卧层的地基土固结参数受强夯扰动后非常复杂，计算分析参数很难有效获取，对工后沉降的预测有显著影响[13]。此外，尽管目前预测高填方工后沉降可采用地基蠕变沉降算法[14]、数值计算方法[15]、曲线拟合法[16-17]等各种方法，但各种分析手段都存在不同程度的局限性，通用性较差，需结合实际工程情况进行具体分析，分析难度也显著增大。

本文以存在软弱下卧层的滨海深厚填石地基工程为例，通过对地基土分层沉降监测了解填石地基土沉降及不均匀沉降的主因，并通过建筑物沉降规律的分析，采取指数曲线和双曲线进行拟合，成功预测和验证建筑物后续沉降发展趋势，为后续建筑物的纠偏和加固处理提供理论依据。

1 工程概况

1.1 建筑物概况

某建筑物为6层钢筋混凝土框架结构，基础为条形基础(见图1)，基础持力层为强夯填石层，设计地基承载力特征值≥200kPa。

图1 基础及监测点平面布置

1.2 工程地质及水文地质条件

建筑物所在场地岩土层按层号顺序分述如下：①填石 场地位于回填区，存在厚度不均的填石，填石主要由微风化花岗岩、微风化流纹岩及微风化熔结凝灰岩等开山碎块石组成，粒径2～30cm，局部地段含有大粒径填石，呈湿～饱和，稍密状态。该层连续分布，厚度由海岸向海方向逐渐变厚。⑤1粉质黏土 灰色、深灰色，局部含少量有机质，混黑色腐木，有微臭，黏性好，呈很湿、软塑状态，标贯击数3～7击，该层在原海域零星分布，厚度1.5～9.0m。⑤2粉质黏土 灰色、深灰色，部分为浅黄色，局部含少量有机质，含少量贝壳与粉细砂，黏性好，干强度高，呈湿、可塑状态，标贯击数7～19击，该层在海域广泛分布，厚度1.3～25.2m。⑤3粉质黏土 灰黄色、深灰色，部分为浅黄色，黏性较差，干强度高，呈稍湿、硬塑～坚硬状态，夹多量花岗岩、流纹岩等基岩,标贯击数13～75击，该层在海域广泛分布，厚度1.2～16.7m。⑨2强风化流纹岩 灰黄、浅肉红色，原岩结构大部分被破坏，含多量中等风化流纹岩岩块，岩芯呈土状～半岩半土状，岩质软弱，厚度0.6～3.1m。⑨4微风化流纹岩 灰白、浅肉粉色，斑状结构，流纹状构造。斑晶主要矿物成分为长石，其次为石英，含量约占15%。基质主要由隐晶状的酸性熔融物构成，呈长英质混合物状出现，含量约占85%。岩芯较完整，多呈柱状，局部呈碎块状。节理裂隙发育，少数节理面揭黄色，铁质渲染，局部可见绿泥石化岩芯，锤击声脆，岩质坚硬，该层在勘测区广泛分布，勘测未揭穿该层。

场地位于原海域，地下水与海水贯通，地下水发育，主要接受海水补给，同时受大气降水和垂直渗入，通过地表蒸发及向大海排泄。场地内第四系松散岩土类孔隙水主要赋存于第四系人工填石层及海积土层内，块状基岩裂隙水主要赋存于花岗岩风化裂隙和构造裂隙中。

1.3 典型地质剖面

典型地质剖面如图2所示。

图2 典型地质剖面

1.4 场地回填及处理概况

场地采用回填加强夯的处理方案，2006年12月—2008年12月进行挖土及回填作业，并同步进行强夯处理，具体如下。

1)2006年12月—2008年12月 填方至标高5.000m处，夯击能为6 000kN·m。

2)2009年4月—2009年8月 填方至标高约9.000m处，夯击能为2 000kN·m。

1.5 建筑物不均匀沉降及处理概况

该建筑于2011年5月竣工并投入使用，至2012年4月2日，建筑物最大沉降量达到338.7mm，最大沉降差达98.9mm，最大倾斜率达到4.6‰，总沉降量和沉降差超过规范要求，并引发建筑物地梁及上部结构发生开裂破坏。

2 地基不均匀前期处理及分析

2.1 地基土固结灌浆处理

为了防止建筑物沉降进一步加剧，初步判定地基沉降是因填石层未密实所导致(经后续验证，该判定有误，详见下文分析)，故于2012年1月—2012年3月针对该建筑物基础下12m范围内的地基土采用大面积固结灌浆的方法进行加固处理。

在灌浆完成后，采用压水试验、圆锥重型动力触探等方法，结合钻探取芯对灌浆后的地基进行检测，检测结果如下。

1)重型圆锥动力触探试验 97%以上的实测动力触探数据大于设计要求的10击标准，表明灌浆加固后的动力触探成果基本满足设计要求。

2)钻孔取芯 灌浆加固的地基土层以碎石为主，混有块石，碎石含量40%～70%，碎石土中间含有较多的砂和黏性土，以及部分水泥砂浆，固结灌浆水泥胶结不是非常明显。

3)压水试验 取芯检测孔均出现多处失水点，透水率都大于设计要求。

根据固结灌浆检测结果，灌浆加固后的动力触探成果基本满足设计要求，然而在灌浆完成后，建筑物的沉降趋势并未得到缓解，沉降速率也未明显减小，这表明该固结灌浆并未解决地基土的固结沉降问题，这在文献[7]中也得以验证。

2.2 注浆处理效果分析

根据地勘资料，场地填石层厚度为23～33m，填石层下为原海积黏性土层，包括⑤1软塑状粉质黏土、⑤2可塑状粉质黏土和⑤3硬塑状粉质黏土，总厚度20～30m，其下为风化岩层。

在场地回填过程中，填石层采用强夯法进行处理，其中回填至5.000m标高时，填石层厚度达19～29m，此时采用6 000kN·m夯击能进行强夯处理，处理深度约10m(根据文献[8]取值，余同)，即处理深度仅为1/3～1/2填石层厚度；第2次回填至厂坪标高后，采用2 000kN·m夯击能进行强夯处理，其强夯处理深度为6～7m，即处理深度集中在填石层上部1/4～1/5填石层厚度。

在强夯处理后，地表下12m深度范围内的填石层均在强夯的有效处理范围内，确保了地基承载力满足设计要求(地基承载力特征值达到200kPa，压缩模量≥10MPa)。尽管场地固结灌浆也对填石层有一定的固结作用，但强夯处理和固结灌浆仍集中在中上部填石层，并未对下卧粉质黏土层进行有效处理，因此在上部填石层及建筑物荷载的作用下，必将发生显著的压缩固结沉降。

2.3 土体深层沉降监测及数据分析

为了进一步了解地基土沉降的原因，2012年5月—2016年8月，场地增设了8个土体深层沉降观测点，具体结果如表1所示。

表1 土体深层沉降监测值

根据表1可知，除D1和D4点填石层压缩量占总沉降量比例大于10%外，其余6个点的填石层压缩量占总沉降量比例均小于10%，平均值约为4.8%，这表明在强夯处理后，填石层的压缩量占总沉降量比例很小，场地的主要沉降量是由下卧粉质黏土层(尤其是⑤1层软塑状态粉质黏土)的固结沉降引起的。

同时，通过对深层沉降数据(即30m深度以下)的进一步分析可知，下卧粉质黏土层的压缩主要集中在30～40m深度，即为⑤1软塑状粉质黏土和⑤2可塑状粉质黏土主要分布深度，这也进一步说明地基土的压缩主要由⑤1软塑状粉质黏土和⑤2可塑状粉质黏土的压缩固结沉降引起的。

此外，该结论亦可从固结灌浆处理情况予以证明，原场地所进行的固结灌浆仍主要以浅层填石层作为处理对象，并未起到对深层地基土处理作用，故其加固效果极为有限，并未能缓解地基土的沉降。

然而，若针对深部粉质黏土层进行处理，不仅施工难度高，且代价极大，故需先行进行地基土的固结沉降值预测，进一步判定后续沉降趋势，再确定后续的处理措施。

3 软弱下卧层固结沉降分析

为了对地基土固结沉降趋势进行判定，考虑到场地地层条件变化较大，且主要压缩层⑤1软塑状粉质黏土和⑤2可塑状粉质黏土为交叉互层，粉质黏土按一层进行简化考虑，具体计算参数如下：粉质黏土层平均厚度按15m计，竖向固结系数及水平固结系数取0.001 5cm2/s和0.001 8cm2/s，e-p曲线取值如表2所示(e为孔隙比，p为土体压力)。

表2 e-p曲线取值

回填工况分3个阶段进行堆填，具体如下。

1)第1阶段 场地填方至标高5.000m处，自2006年12月—2008年12月，共24个月。

2)第2阶段 场地填方至9.000m处，自2009年4月—2009年8月，共4个月。

3)第3阶段 堆载(填方至9.000m)完成——2017年6月，共106个月。

分析过程中仅考虑各阶段场地堆载的影响，未考虑强夯处理及建筑物荷载对粉质黏土层固结的影响，具体结果如图3所示。

图3 粉质黏土层的归一化固结沉降曲线

由图3可知，自2006年12月起至2017年6月，粉质黏土层的固结沉降量占总沉降量已接近90%，在后续阶段仍将发生一定的沉降，但沉降占比相对较小。

根据建筑物沉降监测数据可知，其沉降正逐渐趋于稳定，沉降速率亦逐渐减小。自2017年3月—2017年6月，除3号监测点沉降速率(0.048mm/d)略大于稳定控制标准外，100d内各监测点的沉降速率均已满足浅基础建筑物的稳定标准(即0.04mm/d)，这也进一步表明下卧粉质黏土层的固结沉降正逐渐趋于稳定。

4 建筑物沉降拟合分析

4.1 建筑物沉降拟合预测

由图2可知，粉质黏土层的厚度差异大，且在填石层填筑过程中，土层受到较大的扰动，上述固结沉降分析仅适合做规律性判定，对于影响沉降量的土层厚度、固结系数等参数均进行了简化，依靠固结沉降分析难以有效进行后续沉降量的准确判定，且各沉降监测点沉降值也差异较大，说明建筑物各区域仍存在较大差异。

因此，为了准确分析建筑物各监测点的沉降规律及后续沉降量，本文根据建筑物沉降监测数据，采用指数曲线和双曲线对建筑物各监测点的沉降曲线进行拟合。

由拟合曲线可知，以1号监测点为例，当前沉降值为495.7mm，采用指数曲线拟合得到的最终沉降值为517.0mm，即建筑物已发生沉降量占最终沉降量的96%；采用双曲线拟合得到的最终沉降值为600.0mm，即建筑物已发生沉降量占最终沉降量的83%，平均值为89%，与上一节的固结分析结果基本吻合。

4.2 建筑物沉降拟合验证

为了进一步校核上述拟合曲线的准确性，针对建筑物2012—2016年的年沉降量实测值与拟合曲线进行对比，具体结果如图4所示。

图4 建筑物监测点年沉降量对比

由图4对比曲线可知，指数曲线与双曲线的拟合结果均与建筑物的沉降实测结果较为吻合，故采用上述拟合曲线可用于建筑物后续沉降量的预测。

结合指数曲线和双曲线的变化趋势，分别进行2017—2020年建筑物沉降量预测，具体结果如表3所示。

由表3可以看出，指数曲线预测值相对较小，可取为下限值，双曲线预测值相对较大，可取为上限值。结合工程经验，年沉降量的预测值可按上述二者平均值予以确定。

表3 2017—2020年建筑物沉降预测结果 mm

同理，最终建筑物的沉降值亦可通过上述指数曲线和双曲线拟合结果的平均值予以确定，具体如表4所示。

根据表4结果可知，指数曲线预测所得最终沉降量相对于双曲线预测沉降量小，指数曲线预测所得已发生沉降占最终沉降值比例相对较大，为91%～96%，双曲线预测所得已发生沉降占最终沉降值比例相对较小，为78%～83%，取上述两类曲线预测值的平均值作为最终结果，即建筑物已发生沉降值占最终沉降量比值为83.5%～88.8%。

表4 建筑物最终沉降值拟合结果

同时，对比上述固结沉降分析结果，拟合结果与固结沉降分析结果较为接近，即进一步说明该建筑物沉降值已逐渐趋于稳定，但后续仍存在约15%沉降值，若进行建筑物纠偏加固时，应充分考虑该残余变形量的影响，即应采用过纠措施确保建筑物纠偏效果。

5 建筑物顶升纠偏及分析验证

5.1 建筑物顶升纠偏施工

基于上述分析和校核结果，为了避免建筑物沉降继续增大而导致上部结构开裂加剧，本工程拟对建筑物进行及时纠倾，并对上部结构进行加固处理。

为了确保后续建筑物的正常使用，在进行建筑物顶升纠偏时，除对已发生沉降所导致的不均匀沉降进行调平纠偏外，还应考虑后续沉降(约15%)的影响，即应在纠偏过程中考虑约15%的过纠量，最终避免后续建筑物发生不均匀沉降影响功能使用。

2018年上半年，该工程经过现场顶升纠偏进行处理，具体施工工序如下：托换梁施工→千斤顶布置施工→主体与基础分离→顶升施工→主体结构连接加固施工→测量复位情况。

1)需确定各柱位的顶升量 通过上述分析已预测后续沉降量，故纠偏过程中需提前考虑后续沉降量，并进行过纠纠偏。

2)需确定各柱位的顶速率 鉴于各柱位处的顶升量各不相同，故各柱位的千斤顶顶升速率也各不相同，应按顶升量的大小进行分区，不同分区应分别独立设置油泵站，每个千斤顶应有独立的油路开关阀门，以实现顶升速率控制。

3)顶升位移分级 顶升位移分级以顶升量最大处位移量10mm为1个分级，每完成1次分级顶升后应校核各柱位处顶升量，各柱顶升量的偏差应小于框架结构的允许沉降变形差。同时，在纠偏过程中，采用标尺法在每柱位处均设置顶升竖向标尺，用于实时监测各柱位处的竖向顶升位移量，每完成5次分级顶升后进行一次建筑物倾斜观测，并将倾斜观测数据与顶升监测数据校核。

4)柱子连接 待顶升到位后，及时进行柱的连接，包括钢筋连接及混凝土浇筑。千斤顶应待混凝土强度达到设计值后，分批撤离，并对柱连接段采用外包钢进行加固处理。

5.2 建筑物沉降预测值验证

为了进一步验证上述分析结果的准确性，本文对2016年12月—2020年12月(即纠偏后约2年8个月)监测数据与预测值进行对比验证，具体如表5所示。

表5 建筑物沉降值预测值与实测值对比 mm

根据2017—2020年各沉降观测点实测值与预测值的对比可知，除2017年1号、4号和6号监测点的沉降实测值超过了上限预测值(双曲线)外，其余年份所有监测点的实测值均在上限预测值(双曲线)和下线预测值(指数曲线)之间，尤其是在2019年后，沉降实测值基本与预测平均值较为接近，这也进一步验证了沉降预测值的合理性和准确性。

5.3 建筑物顶升纠偏效果

经纠偏后近980天对建筑物沉降及倾斜率的监测可知，建筑物的沉降预测值与建筑物的过纠量基本吻合，即各柱位处的差异沉降基本消除，且建筑物的最大倾斜率发生在7号监测点处，倾斜率为0.803‰，即建筑物各处的垂直度均在规范允许范围内，可满足建筑物安全使用要求。

6 结语

本文通过对滨海深厚填石地基的固结沉降进行分析，并与建筑物沉降数据的拟合曲线进行对比验证，得到以下主要结论。

1)在深厚填石层中，强夯处理后地基土的密实度和承载力可满足上部建筑物的承载力要求，采取固结灌浆处理仅能提高填石层的密实度，即强夯处理和固结灌浆处理均无法对下卧粉质黏土层进行有效处理，在上部填石层及建筑物荷载的作用下，必将发生显著的压缩固结沉降。

2)在深厚填石地基上，除个别点位外，填石层压缩量占总沉降量比例均小于10%，即建筑物沉降是源于下卧粉质黏土层的固结沉降，填石层的压缩对沉降贡献较小。

3)建筑物沉降值可采用指数曲线和双曲线进行拟合，取双曲线预测值为上限值，取指数曲线预测值为下限值，并可取二者的平均值作为预测指导值。

在充分复核地基土固结沉降趋势后，对建筑物采取纠偏措施，除对已发生沉降所导致的不均匀沉降进行调平纠偏外，还应考虑后续沉降量所需的过纠量，最终避免后续建筑物发生不均匀沉降影响功能使用。