閆楠，白曉宇，水偉厚，廖天輝

陸域與海域深厚碎石回填地基高能級強(qiáng)夯有效加固深度對比試驗研究

閆楠1, 2，白曉宇3，水偉厚4，廖天輝5

(1. 青島大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，山東青島，266071；2. 海洋環(huán)境與生態(tài)教育部重點實驗室，山東青島，266100；3. 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東青島，266033；4. 中化巖土工程股份有限公司，北京，102600；5. 青島鼎林置業(yè)有限公司，山東青島，266555)

以廣東某石油倉儲工程高能級強(qiáng)夯法地基處理為背景，采用平板載荷試驗、動力觸探試驗、標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗、瑞利波試驗及室內(nèi)土工試驗相結(jié)合的方法，研究陸域與海域深厚碎石回填地基15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯下的有效加固深度。研究結(jié)果表明：陸域強(qiáng)夯區(qū)的有效加固深度不小于10.0 m，海域強(qiáng)夯區(qū)的有效加固深度不小于8.0 m；陸域回填區(qū)與海域回填區(qū)夯點與夯間處強(qiáng)夯加固效果沒有顯著差別，說明試驗設(shè)計參數(shù)合理，場地經(jīng)15 000 kN?m能級強(qiáng)夯處理后地基的均勻性較好，強(qiáng)夯影響深度超過20.0 m，消除了20.0 m深度范圍內(nèi)粉砂層的液化，但對于深厚填土覆蓋下淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層的影響不大。在本試驗條件下，對于深厚的碎石土雜填土地基，建議采用Menard公式確定有效加固深度時的修正系數(shù)介于0.21~0.26之間。

高能級強(qiáng)夯；地基處理；碎石土；有效加固深度；原位試驗；室內(nèi)試驗

強(qiáng)夯法起源于古老的夯擊方法，是在重錘夯實法的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的，其原理是反復(fù)將一定質(zhì)量的錘(10~60 t)提升到一定的高度(10~30 m)，自由下落，給地基以沖擊和振動能量，從而提高地基土強(qiáng)度，降低其壓縮性，但在加固機(jī)理上又有別于重錘夯實法。重錘夯實是對淺層土加固，影響深度小，夯擊能低于強(qiáng)夯夯擊能，屬于壓實機(jī)理；而強(qiáng)夯法則是對深層土進(jìn)行加固，主要是動力固結(jié)和動力密實機(jī)理，所以，強(qiáng)夯法又稱為動力固結(jié)法或動力密實法[1?5]。目前，隨著沿海地區(qū)圍海造陸工程建設(shè)的快速發(fā)展，單擊夯擊能大于8 000 kN?m，有效加固深度大于10 m的高能級強(qiáng)夯技術(shù)得到了廣泛應(yīng)用并取得了較好的加固效果[6?10]。但是，圍海造陸所用的地基填料一般都是開山爆破的碎石土，其顆粒粒徑極不均勻，孔隙大，級配差，而且堆填厚度很多都超過10 m以上，級配難以滿足常規(guī)的土石方施工指標(biāo)要求，采用高能級強(qiáng)夯法處理這類場地能否滿足工程需求是廣大科研工作者和工程技術(shù)人員亟待解決的重大問題[11]。另外，JGJ 79—2012“建筑地基處理技術(shù)規(guī)范”[12]僅給出了12 000 kN?m能級的強(qiáng)夯施工參數(shù)，并且規(guī)定單擊夯擊能大于12 000 kN?m時，強(qiáng)夯的有效加固深度應(yīng)通過試驗確定。主要是由于用低能級強(qiáng)夯的加固機(jī)理有別于高能級強(qiáng)夯，倘若高能級強(qiáng)夯工程仍沿用低能級強(qiáng)夯的設(shè)計方法，則會產(chǎn)生較大誤差。近年來，我國已有一些學(xué)者和工程技術(shù)人員通過現(xiàn)場試驗[13?19]、室內(nèi)試驗[2, 20]、數(shù)值模擬[21]等方法研究高能級強(qiáng)夯法的加固機(jī)理和設(shè)計施工方法。本文作者結(jié)合廣東某石油倉儲工程的高能級強(qiáng)夯地基處理施工，通過多種原位測試手段對 15 000 kN?m能級強(qiáng)夯加固回填區(qū)(分為陸域和海域)的加固效果和加固機(jī)制進(jìn)行研究，通過研究得到一些有意義的規(guī)律和結(jié)論。研究成果可為類似工程的設(shè)計、施工及檢測提供借鑒，為規(guī)范的修訂提供參考依據(jù)。

1 場地地質(zhì)概況

試驗場地位于廣東某海港，場區(qū)為新近開山爆破的碎石填海形成，場地分為陸域(回填前場地位于海平面以上)與海域(回填前場地位于海平面以下) 2部分?；靥盍铣庶S褐及灰白色，巖性不均勻，主要為附近開山搬運(yùn)的全風(fēng)化—中風(fēng)化花崗巖形成的碎石、塊石經(jīng)人工堆積而成，一般上部結(jié)構(gòu)松散，下部結(jié)構(gòu)稍密，鉆進(jìn)非常困難。粒徑一般1.0~130 mm，局部塊石粒徑50~200 cm，該層分布于整個場區(qū)，厚度較大。整個地勢較平坦，地表相對高差為0.66 m，主要由新近人工填土()層、第四系海陸交互相沉積()層和燕山期花崗巖()構(gòu)成。場地自上而下土層分布及土層厚度如表1所示。

表1 土層厚度

2個試驗場地相距約280 m，根據(jù)勘察報告，③層粉砂層具有液化特性。陸域回填區(qū)平均標(biāo)高約6.32 m，穩(wěn)定地下水位位于地面下約3.95 m，缺失②層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層；海域回填區(qū)平均標(biāo)高約為5.64 m，穩(wěn)定地下水位位于地面下1.70 m，其中，②層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層呈褐灰色，巖性不均勻，相變頻繁，局部過度為粉土、黏土，偶夾少量粉砂，含少量的腐爛植物，有機(jī)質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4.98%~10.58%，切面光滑，有光澤，干強(qiáng)度中等，韌性中等，軟塑，為高壓縮性土。

2 高能級強(qiáng)夯設(shè)計施工參數(shù)

為了得到大面積強(qiáng)夯施工參數(shù)，先對需要處理的地基進(jìn)行試夯試驗。根據(jù)試驗設(shè)計要求，試夯前后應(yīng)分別進(jìn)行場地抄平，15 000 kN·m能級強(qiáng)夯處理主要加固目的是對第①層碎石回填土層進(jìn)行加固，提高地基土的承載力、密實度，增大壓縮模量，降低其壓縮性，全部或部分消除第③層粉砂層液化，處理后場地地基承載力特征值ak≥300 kPa，壓縮模量s≥25 MPa。

每塊地基處理試驗面積約為2 500 m2，設(shè)計施工參數(shù)如下。

1) 施工時采用隔行跳打，共夯5遍。第1遍和第2遍夯點夯擊能量為15 000 kN?m。夯錘直徑為2.5 m，錘重約為500 kN，落距為30 m。

2) 夯點間距為10 m×10 m方格網(wǎng)狀布置。

3) 第3遍加固強(qiáng)夯點能量為8 000 kN?m。

4) 第1遍和第2遍夯點、第3遍加固強(qiáng)夯點最后兩錘的平均夯沉量不大于150 mm。

5) 滿夯2遍，每夯點2擊，夯點與夯點錘印搭接1/4，能量采用3 000 kN?m和1 000 kN?m各1遍。強(qiáng)夯點布置示意圖見圖1。

3 試驗方案

針對陸域和海域強(qiáng)夯區(qū)域的回填土及地層特點，擬采用原位測試(平板載荷試驗、重型/超重型動力觸探試驗、標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗)、工程物探(瑞利波試驗)和取樣(淤泥質(zhì)土)等試驗手段對陸域和海域深厚回填地基的強(qiáng)夯加固機(jī)制進(jìn)行研究，以便驗證強(qiáng)夯施工成效，反映強(qiáng)夯加固的實際效果。其中，陸域回填區(qū)采取超重型動力觸探(120)，海域回填區(qū)采取重型動力觸探(63.5)。平板載荷試驗主要是確定淺層回填土的承載力是否滿足設(shè)計要求，動力觸探試驗和標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗主要是檢測影響深度內(nèi)的強(qiáng)夯加固效果及砂土層的液化判別，瑞雷波試驗主要是檢測場地均勻性和強(qiáng)夯的有效加固深度，鉆孔取樣主要是檢驗夯后②層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土的物理力學(xué)指標(biāo)變化情況，最終綜合判斷地基處理試驗的加固效果[20]。各試驗手段檢測參數(shù)如表2所示。

數(shù)據(jù)單位：mm

表2 原位試驗類型及點數(shù)

4 試驗結(jié)果及分析

4.1 平板載荷試驗

平板載荷試驗可用于測定承壓板下應(yīng)力主要影響范圍內(nèi)巖土體承載力和變形特性。載荷試驗是一種可靠的測試方法，對于重要的建(構(gòu))筑場地要用載荷試驗來確定地基承載力。平板載荷試驗反應(yīng)承壓板下1.5~2.0倍承壓板寬度(或直徑)范圍內(nèi)地基土的特性。因此，對于成分和結(jié)構(gòu)不均勻的回填土較為適合。本次試驗采用堆載–反力梁體系加載，載荷板長×寬為1.0 m×1.0 m，加載和終止條件按GB 50007—2011“建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范”[22]執(zhí)行。

根據(jù)試驗結(jié)果繪制的荷載–沉降(–)曲線如圖2所示。從圖2可以看出：陸域強(qiáng)夯區(qū)夯前載荷試驗點L-JZ0加載到500 kN時，–曲線出現(xiàn)較明顯的第1拐點，–lg曲線基本呈平行排列；加載至600 kN時，總沉降量較大，為47.01 mm，–lg曲線向下彎折。根據(jù)GB 50007—2011“建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范”[22]，按/＝0.015得出陸域強(qiáng)夯區(qū)夯前地基土承載力特征值為196 kPa。陸域強(qiáng)夯區(qū)夯后載荷試驗點L-JZ1，L-JZ2和L-JZ3加載至600 kN時，地基土均未出現(xiàn)破壞，–曲線呈緩變形，?lg曲線沒有出現(xiàn)明顯彎折，荷載板周圍土體沒有明顯隆起，根據(jù)/＝0.015對應(yīng)荷載為其承載力特征值，且不超過最大加載量的一半，得到陸域強(qiáng)夯區(qū)夯后L-JZ1，L-JZ2和L-JZ3點地基承載力特征值分別為300，244和281 kPa，極差不超過30%，平均值為275 kPa。陸域強(qiáng)夯區(qū)在試驗時由于突降暴雨，地下水位上升，強(qiáng)夯區(qū)被雨水浸泡，導(dǎo)致滿夯效果下降，淺層地基承載力(L-JZ2)與設(shè)計要求還稍有差距，總的來說，陸域強(qiáng)夯區(qū)地基承載力較強(qiáng)夯前提高了24.5%~53.9%。海域強(qiáng)夯區(qū)夯后載荷試驗點S-JZ1加載至600 kN時，地基土未出現(xiàn)破壞，–曲線呈緩變形，–lg曲線未出現(xiàn)明顯彎折，同樣可得到海域強(qiáng)夯區(qū)夯后試驗點S-JZ1地基承載力特征值為300 kPa；而載荷試驗點S-JZ2和S-JZ3均加載至540 kN時，總沉降量過大，均超過60 mm，地基土被破壞，由此得到S-JZ2和S-JZ3的地基承載力特征值分別為210 kPa和214 kPa，均小于設(shè)計要求的夯后地基承載力特征值300 kPa，承載力檢測不滿足要求。究其原因，海域強(qiáng)夯區(qū)靜載試驗時同樣由于突降暴雨，強(qiáng)夯區(qū)被雨水浸泡，導(dǎo)致滿夯效果下降；此外，海域強(qiáng)夯區(qū)的地基填料含有較多的植物根梢，有機(jī)質(zhì)含量較高，現(xiàn)場靜載試驗挖坑時有刺鼻的腐臭味，導(dǎo)致夯后地基土的承載力下降。

1—L-JZ0(夯前)；2—L-JZ1(夯后)；3—L-JZ2(夯后)；4—L-JZ3(夯后)；5—S-JZ1(夯后)；6—S-JZ2(夯后)；7—S-JZ3(夯后)。

4.2 動力觸探試驗

陸域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后進(jìn)行了3點超重型(120)動力觸探試驗，而海域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后進(jìn)行了3點重型(63.5)動力觸探試驗，夯前、夯后動探對比曲線如圖3和圖4所示。根據(jù)強(qiáng)夯后超重型動探實測錘擊數(shù)(120)劃分地層密實度情況如表3所示。

從表3可以看出：陸域強(qiáng)夯區(qū)13.0 m范圍內(nèi)地基土密實度都有了一定程度的提高，夯前0~4.0 m范圍內(nèi)地基土的密實度較差，平均錘擊數(shù)為4擊，經(jīng)過 15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，效果較為明顯。L-DP4在0~6.4 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為10.0擊，地基土平均承載力約為640 kPa，壓縮模量為44 MPa；在6.4~12.6 m范圍內(nèi)，地基土平均錘擊數(shù)約為7.2擊，平均承載力約為470 kPa，壓縮模量為34 MPa。L-DP5在0~11.2 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)約為8.7擊，地基土平均承載力約為560 kPa，壓縮模量為39 MPa。L-DP6在0~13.3 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)約為8.9擊，地基土平均承載力約為590 kPa，壓縮模量為41 MPa。從圖3(a)超重型動力觸探試驗結(jié)果可知，陸域強(qiáng)夯區(qū)經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，上部填土層地基承載力與強(qiáng)夯前相比提高了近120%。根據(jù)強(qiáng)夯前動力觸探結(jié)果顯示，在6.0~12.0 m深度范圍內(nèi)，碎石土較密，鉆進(jìn)困難，主要都是中風(fēng)化花崗巖塊石，經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，變化不明顯，說明該層密實度相對較好。從動力觸探數(shù)據(jù)綜合分析，陸域強(qiáng)夯區(qū)的有效加固深度約為13.0 m，土層的密實度及均勻性較好。

海域強(qiáng)夯區(qū)經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后的重型動力觸探結(jié)果顯示，S-DP4在9.5 m范圍內(nèi)加固效果比較明顯，而在9.5 m深度以下，加固效果不顯著。S-DP4在2.5~9.5 m深度內(nèi)，平均錘擊數(shù)約為11.0擊，地基土平均承載力約為420 kPa，地基土的變形模量為26 MPa；在9.5~16.2 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為5.4擊，平均承載力約為220 kPa，地基土的變形模量為 14 MPa。S-DP5在0~7.4 m深度范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為3.1擊，地基土平均承載力130 kPa，地基土的變形模量為9 MPa；在7.4~10.7 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為6.9擊，平均承載力270 kPa，地基土的變形模量為 18 MPa；在10.7~15.7 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為4.7擊，平均承載力190 kPa，地基土的變形模量為13.3 MPa。S-DP6在0~7.7 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為3.0擊，地基土平均承載力約為135 kPa，變形模量為9 MPa；在7.7~10.4 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為5.7擊，地基土平均承載力約為230 kPa，變形模量為15 MPa；在10.4~15.6 m范圍內(nèi)，平均錘擊數(shù)為3.9擊，地基土平均承載力160 kPa，變形模量為11 MPa。由于試驗之前突降暴雨，海域強(qiáng)夯區(qū)被雨水浸泡，導(dǎo)致滿夯效果下降，另外，取樣結(jié)果顯示，回填料中夾雜樹根，強(qiáng)夯效果不顯著，S-DP5和S-DP6強(qiáng)夯加固效果較差，結(jié)合圖3(b)所示的重型動力觸探試驗結(jié)果綜合判斷，海域強(qiáng)夯區(qū)有效加固深度約為10.0 m。

(a) L-DP1, L-DP5；(b) L-DP2, L-DP4；(c) L-DP3, L-DP6

(a) S-DP1, S-DP4；(b) S-DP2, L-DP5；(c) S-DP3, S-DP6

表3 陸域和海域強(qiáng)夯區(qū)夯后地層密實度分層

4.3 標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗

陸域強(qiáng)夯區(qū)與海域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后分別進(jìn)行了3點標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗，夯前、夯后典型的標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗對比曲線如圖5所示。由圖5可以看出：強(qiáng)夯前、夯后實測數(shù)據(jù)表明地基土密實度有所提高，但總體變化趨勢不夠明顯，主要是由于碎石、塊石填料對標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗影響較大。但是，通過標(biāo)貫試驗可以判定，陸域與海域強(qiáng)夯區(qū)經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，消除了20.0 m深度范圍內(nèi)粉砂層的液化。

(a) 陸域強(qiáng)夯區(qū)；(b) 海域強(qiáng)夯區(qū)

4.4 室內(nèi)土工試驗

對海域強(qiáng)夯區(qū)淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土進(jìn)行鉆孔取樣，夯前、夯后的密度、孔隙比、壓縮模量E標(biāo)準(zhǔn)值見表4。由表4可以看出：海域強(qiáng)夯區(qū)②層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土經(jīng)15 000 kN?m能級強(qiáng)夯后，密度提高約1.1%，壓縮模量提高約8.2%，孔隙比減小約7.5%。從綜合試驗手段來看，②層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土物理力學(xué)特性的改善主要是上覆填土長期預(yù)壓的結(jié)果。可見15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯對深厚填土覆蓋下的淤泥質(zhì)土加固效果不是很明顯。

表4 海域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后②層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土物理力學(xué)特性對比

4.5 瑞利波試驗

瑞利波(面波)試驗是指在地面上沿瑞利波的傳播方向，以一定的道間距設(shè)置＋1個檢波器，來檢驗到瑞利波在Δ(Δ為相鄰道長度)長度范圍內(nèi)的傳播過程。瑞利波波速的高低，直接反映了地基土的承載性狀。在強(qiáng)夯加固前、后的地基上進(jìn)行瑞利波探測，對比瑞利波波速的變化情況，可對地基加固效果進(jìn)行相應(yīng)的評價。

本文根據(jù)JGJ/T 143—2004和J370—2004“多道瞬態(tài)面波勘察技術(shù)規(guī)程”[23]要求，采用24道1個排列，進(jìn)行多道瞬態(tài)面波測試，測試采用的設(shè)備為SRS24型多功能工程地震儀。需要說明的是，在本次試驗數(shù)據(jù)采集前進(jìn)行了場地噪音和干擾調(diào)查，同時對檢波器進(jìn)行了一致性檢驗。采集參數(shù)通過現(xiàn)場試驗確定，具體參數(shù)如下：道數(shù)為24道，道距為1.0 m，偏移距為20 m，采樣點數(shù)為1 024個，采樣率為1.0 ms，檢波器為4.5 Hz，震源采用20磅(即9.07 kg)大錘人工錘擊地面。陸域強(qiáng)夯區(qū)與海域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后各進(jìn)行3組瑞雷波測試，夯前、夯后的面波對比曲線如圖6和圖7所示。

(a) L-MB1, L-MB5；(b) L-MB2, L-MB6；(c) L-MB3, L-MB4

(a) S-MB1, S-MB4；(b) S-MB2, S-MB5；(c) S-MB3, S-MB6

從圖6(a)和圖6(b)可以看出：陸域強(qiáng)夯區(qū)夯后L-MB6與夯前相比，在10 m以下，波速變化增大，在強(qiáng)夯之前，L-MB2試驗點填土厚度接近16.0 m。瑞利波試驗結(jié)果表明：在填土深度范圍內(nèi)，波速變化基本保持在240 m/s左右，經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，在0~7.0 m范圍內(nèi)出現(xiàn)4個拐點，說明在強(qiáng)夯過程中將回填層的碎石土擠壓進(jìn)入軟弱土層，形成了豎向排水通道，軟弱土層中的孔隙水沿著排水通道逸出，提高了土層密實度，使得面波的傳播速度有所提高。穿過軟弱土層后，波速變化較大，說明軟弱土層加固效果好。夯前L-MB1的瑞利波曲線顯示：回填土的密實度與L-MB2相比有所提高，隨深度增加，波速逐漸增大，經(jīng)過15 000 kN?m能級強(qiáng)夯后，在0~10.0 m范圍內(nèi)出現(xiàn)4個拐點，在5.0，6.5和7.0 m處夾雜有少量的軟弱土層，試驗點L-MB5和L-MB6在10.0 m處均出現(xiàn)拐點，說明經(jīng)過強(qiáng)夯后，在10.0 m處還存在軟弱土層。圖6(c)顯示：試驗點L-MB3在強(qiáng)夯之前，波速傳播比較平緩，變化較小，而經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，在7.0 m處的頻散曲線表現(xiàn)出“之”字形，出現(xiàn)鋸齒形狀，說明地層存在孔洞，在11.0 m深度處出現(xiàn)拐點，從拐點的位置判斷：軟弱土層的厚度在1.2 m范圍之內(nèi)。根據(jù)陸域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后頻散曲線拐點判定其有效加固深度，試驗點L-MB5和L-MB6強(qiáng)夯有效加固深度約為10.0 m；試驗點L-MB4強(qiáng)夯有效加固深度約為12.0 m。綜合以上結(jié)果判定，陸域強(qiáng)夯區(qū)經(jīng)15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，有效加固深度為10.0~12.0 m。

從圖7可以看出：海域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后波速變化幅度不大。試驗點S-MB4在填土層范圍內(nèi)波速基本無變化，說明強(qiáng)夯前后，上部回填土的密實度相對較高，在強(qiáng)夯前0~6.0 m范圍內(nèi)波速變化基本上比較平穩(wěn)，說明填土層的均勻性較好，經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，回填層中的碎石土在夯錘的沖擊應(yīng)力作用下擠壓進(jìn)入淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層中，波速變化起伏較大。在6.0 m以下夯后波速相對夯前反而降低，夯前填土厚度較大，波速隨深度增加而增大，夯后試驗結(jié)果結(jié)合鉆探結(jié)果顯示，碎石土擠壓進(jìn)入淤泥層，而波速傳播到淤泥層及粉質(zhì)黏土層時，波速會有所降低。而面波試驗點S-MB6在0~8.0 m范圍內(nèi)變化較小，但總體來說，夯后填土密實度有所提高，波速增大；而在8.0 m以下夯后波速與夯前相比反而降低，主要是由于碎石土在強(qiáng)夯后擠壓進(jìn)入淤泥質(zhì)土層，波速有所降低，穿過淤泥層傳播到黏土層時，則波速將提高。試驗點S-MB5夯前、夯后變化不明顯，在強(qiáng)夯前，由于S-MB5位于重型運(yùn)輸車輛出入通道，表層土體密實度有一定程度的提高，強(qiáng)夯后試驗結(jié)果表明波速變化較小。根據(jù)海域強(qiáng)夯區(qū)夯前、夯后頻散曲線交叉點判斷，海域強(qiáng)夯區(qū)經(jīng)15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，有效加固深度在8.0 m左右?？梢姡汉Ｓ驈?qiáng)夯區(qū)的有效加固深度小于陸域強(qiáng)夯區(qū)，與靜載荷試驗結(jié)果、動力觸探試驗結(jié)果一致。

5 討論

強(qiáng)夯地基的有效加固深度是評價地基處理效果的重要指標(biāo)之一，而且一直是強(qiáng)夯技術(shù)理論中比較重要而未得到根本解決的問題，主要受地基土的性質(zhì)和強(qiáng)夯施工工藝的影響[24]。鑒于其復(fù)雜性，王鐵宏等[25]歸納了40多種確定強(qiáng)夯法有效加固深度的方法，建議采用Menard公式[12]的修正形式來預(yù)估強(qiáng)夯有效加固深度。

式中：為強(qiáng)夯法的有效加固深度(m)；為小于1.0的修正系數(shù)，與土的條件(包括土的性質(zhì)、結(jié)構(gòu)性、透水性、含水率、堆積時間、不同土層厚度及埋藏順序等)和施工參數(shù)(夯擊能、夯錘底面積、夯擊次數(shù)、地下水位等)有關(guān)，其值為0.34~0.80[12]，而人工雜填土的修正系數(shù)最小，即＝0.2[25]，可根據(jù)不同的土類選用不同的修正系數(shù)；為夯錘質(zhì)量(t)；為落距(m)。

本文采用15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯處理深厚碎石回填地基，陸域回填區(qū)的有效加固深度為10.0 m(取不同試驗方法的最小值)，相當(dāng)于式(1)中＝0.26時的有效加固深度；海域回填區(qū)的有效加固深度為8.0 m左右，相當(dāng)于式(1)中＝0.21時的有效加固深度。陸域與海域回填區(qū)的修正系數(shù)值低于文獻(xiàn)[25]建議的碎石土等粗粒土(＝0.45~0.55)和爆破開山拋石填海地基(＝0.37~0.41)修正系數(shù)，同時也分別低于JGJ 79—2012“建筑地基處理技術(shù)規(guī)范”[12]和GB/T 50756—2012“鋼制儲罐地基處理技術(shù)規(guī)范”[26]建議的修正系數(shù)最小值0.34和0.32。分析原因，在本試驗條件下，填土層厚度較厚(有效加固深度小于填土層厚度)，陸域回填區(qū)下臥軟弱的粉質(zhì)黏土夾層，海域回填區(qū)下臥軟弱的淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土夾層，而且填土層的水位變化較大(海域回填區(qū)強(qiáng)夯期間突降暴雨)，這對高能級強(qiáng)夯深厚碎石回填地基的有效加固深度影響較為顯著，導(dǎo)致采用Menard公式的修正形式來預(yù)估強(qiáng)夯有效加固深度時修正系數(shù)偏低，即強(qiáng)夯有效加固深度低于GB/T 50756—2012“鋼制儲罐地基處理技術(shù)規(guī)范”[26]有效加固深度推薦值13.0~13.5 m(15 000 kN?m能級)。因此，在本文的施工條件下，對于深厚的碎石土雜填土地基，本文建議的修正系數(shù)取值如下：無地下水(陸域)時，＝0.26，有地下水(海域)時，＝0.21。該修正系數(shù)的取值范圍符合文獻(xiàn)[25]中針對雜填土地基提出的取值范圍(＝0.20~0.40)。

6 結(jié)論與建議

1) 在本文試驗條件下，陸域強(qiáng)夯區(qū)的有效加固深度不小于10.0 m，海域強(qiáng)夯區(qū)的有效加固深度不小于8.0 m。

2) 由于靜載試驗場地被雨水浸泡，導(dǎo)致陸域強(qiáng)夯區(qū)夯后地基承載力特征值為275 kPa，海域強(qiáng)夯區(qū)夯后地基承載力特征值為241 kPa，均小于設(shè)計建議值 300 kPa。

3) 陸域與海域強(qiáng)夯區(qū)夯點與夯間處強(qiáng)夯加固效果差別不顯著，這說明試夯設(shè)計參數(shù)合理，場地經(jīng)過15 000 kN?m能級強(qiáng)夯處理后地基的均勻性較好。

4) 陸域與海域強(qiáng)夯區(qū)經(jīng)過15 000 kN?m高能級強(qiáng)夯后，強(qiáng)夯影響深度超過20.0 m，能夠消除該深度范圍內(nèi)粉砂層的液化，但是，對于深厚填土覆蓋下淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層的影響不大。

5) 高能級強(qiáng)夯有效加固深度的影響因素較為復(fù)雜，本文根據(jù)實測結(jié)果建議采用Menard公式計算深厚碎石回填地基，對于陸域回填地基采用公式計算，對于海域回填地基采用公式計算。

6) 本試驗場地主要為開山爆破的碎石堆填形成，厚度較大，標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗曲線顯示強(qiáng)夯前后變化不明顯，而動力觸探試驗難度較大。因此，對于本類場地進(jìn)行大面積強(qiáng)夯施工時，建議采用平板載荷試驗結(jié)合瑞利波試驗進(jìn)行強(qiáng)夯加固效果檢驗。

[1] 廖天輝. 18 000 kN?m強(qiáng)夯處理深厚填土地基與超長灌注樁原位試驗研究[D]. 青島: 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院, 2009: 1?5. LIAO Tianhui. Handle the deep back-filled foundation with 18 000 kN?m HELDC and the situ test research in super-long bored pile[D]. Qingdao: Qingdao Technological University. School of Civil Engineering, 2009: 1?5.

[2] 水偉厚. 沖擊應(yīng)力與10 000 kN?m 高能級強(qiáng)夯系列試驗研究[D]. 上海: 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院, 2004: 1?15. SHUI Weihou. Impact stress and 10 000 kN·m series of experimental investigations of high energy level dynamic compaction[D]. Shanghai: Tongji University. School of Civil Engineering, 2004: 1?15.

[3] 何長明, 鄒金峰, 李亮. 強(qiáng)夯動應(yīng)力的量測及現(xiàn)場試驗研究[J]. 巖土工程學(xué)報, 2007, 29(4): 628?632. HE Changming, ZOU Jinfeng, LI Liang. Field test on measurement of dynamic stress of dynamic compaction[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2007, 29(4): 628?632.

[4] 高廣運(yùn), 水偉厚, 王亞凌, 等. 高能級強(qiáng)夯在大型石化工程中的應(yīng)用[J]. 巖土力學(xué), 2004, 25(8): 1275?1278. GAO Guangyun, SHUI Weihou, WANG Yaling, et al. Application of high energy level dynamic compaction to high-capacity oil tank foundation[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(8): 1275?1278.

[5] 王鐵宏, 水偉厚, 王亞凌, 等. 10 000 kN?m 高能級強(qiáng)夯地面變形與孔壓試驗研究[J]. 巖土工程學(xué)報, 2005, 27(7): 759?762. WANG Tiehong, SHUI Weihou, WANG Yaling, et al. Experimental research on the ground deformation and pore water pressure during 10 000 kN?m high energy level dynamic compaction[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(7): 759?762.

[6] 姚仰平，張北戰(zhàn). 基于體應(yīng)變的強(qiáng)夯加固范圍研究[J]. 巖土力學(xué), 2016, 37(9): 2663?2671. YAO Yangping, ZHANG Beizhan. Reinforcement range of dynamic compaction based on volumetric strain[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016, 37(9): 2663?2671.

[7] 年廷凱, 水偉厚, 李鴻江, 等. 沿海碎石回填地基上高能級強(qiáng)夯系列試驗對比研究[J]. 巖土工程學(xué)報, 2010, 32(7): 1029?1034. NIAN Tingkai, SHUI Weihou, LI Hongjiang, et al. Field tests of high energy dynamic compaction on foundation backfilled by crushed stone in coastal area[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(7): 1029?1034.

[8] FENG Shijin, SHUI Weihou, GAO Liya, et al. Application of High Energy Dynamic Compaction in Coastal Reclamation Areas[J]. Marine Georesources and Geotechnology, 2010, 28(2): 130?142.

[9] 年廷凱, 李鴻江, 楊慶, 等. 沿海下臥軟弱夾層碎石回填地基15 000 kN·m高能級強(qiáng)夯試驗[J]. 巖土力學(xué), 2010, 31(3): 689?694. NIAN Tingkai, LI Hongjiang, YANG Qing, et al. Experiment of high energy dynamic compaction with 15 000 kN·m on a rubble fills site underlain by soft interlayer in coastal area[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(3): 689?694.

[10] 馮世進(jìn), 水偉厚, 梁永輝. 高能級強(qiáng)夯加固粗顆粒碎石回填地基現(xiàn)場試驗[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2012, 40(5): 679?684. FENG Shijin, SHUI Weihou, liang Yonghui. Field test evaluation of high energy dynamic compaction on coarse- grained gravel fills[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2012, 40(5): 679?684.

[11] 高政國, 杜雨龍, 黃曉波, 等. 碎石填筑場地強(qiáng)夯加固機(jī)制及施工工藝[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2013, 32(2): 377?384. GAO Zhengguo, DU Yulong, HUANG Xiaobo, et al. Reinforcement mechanism and construction technology of broken stone fills by dynamic consolidation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(2): 377?384.

[12] JGJ 79－2012, 建筑地基處理技術(shù)規(guī)范[S].JGJ 79－2012, Technical code for ground treatment of building[S].

[13] 詹金林, 水偉厚. 高能級強(qiáng)夯法在石油化工項目處理濕陷性黃土中的應(yīng)用[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(增刊2): 469?472. ZHAN Jinlin, SHUI Weihou. Application of high energy level dynamic compaction to ground improvement of collapsible loess for petrochemical project[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(Suppl 2): 469?472.

[14] 詹金林, 水偉厚. 高能級強(qiáng)夯處理濕陷性黃土設(shè)計施工檢測應(yīng)注意的問題[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(增刊2): 457?460, 464. ZHAN Jinlin, SHUI Weihou. Collapsible loess foundation treatment and the quality control for dynamic compaction method[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(Suppl 2): 457?460, 464.

[15] 水偉厚, 王鐵宏, 王亞凌. 10 000 kN·m 高能級強(qiáng)夯作用下孔壓測試與分析[J]. 土木工程學(xué)報, 2006, 39(4): 78?81. SHUI Weihou, WANG Tiehong, WANG Yaling. An experimental study on pore water pressure during a 10 000 kN·m high energy level dynamic compaction[J]. China Civil Engineering Journal, 2006, 39(4): 78?81.

[16] 年廷凱, 李鴻江, 楊慶, 等. 不同土質(zhì)條件下高能級強(qiáng)夯加固效果測試與對比分析[J]. 巖土工程學(xué)報, 2009, 31(1): 139?144. NIAN Tingkai, LI Hongjiang, YANG Qing, et al. Improvement effect of high energy dynamic compaction under complicated geological conditions[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2009, 31(1): 139?144.

[17] 廖天輝, 時偉, 水偉厚, 等. 18 000 kN·m高能級強(qiáng)夯處理深厚填土地基效果檢驗分析[J]. 青島理工大學(xué)學(xué)報, 2010, 31(5): 27?31. LIAO Tianhui, SHI Wei, SHUI Weihou, et al. Effect test and analysis of processing deep fill ground by 18 000 kN·m high energy level dynamic compaction[J]. Journal of Qingdao Technological University, 2010, 31(5): 27?31.

[18] 欒帥, 王鳳來, 水偉厚. 殘積土回填地基高能級強(qiáng)夯有效加固深度試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2014, 35(10): 151?158. LUAN Shuai, WANG Fenglai, SHUI Weihou. Study of effective depth of high energy level dynamic compaction on backfilled residual soil[J]. Journal of Building Structures, 2014, 35(10): 151?158.

[19] 萬立華, 李書華, 李才明, 等. 高能級強(qiáng)夯振動影響特征測試分析[J]. 地球物理學(xué)進(jìn)展, 2015, 30(1): 441?445. WAN Lihua, LI Shuhua, LI Caiming, et al. Analysis for the tests of vibration effects caused by high energy dynamic compaction[J]. Progress in Geophysics, 2015, 30(1): 441?445.

[20] 詹金林, 水偉厚, 何立軍, 等. 18 000 kN·m 能級強(qiáng)夯處理深厚填海碎石土的試驗[J]. 工業(yè)建筑, 2010, 40(4): 96?99. ZHAN Jinlin, SHUI Weihou, HE Lijun, et al. Experimental study on treatment of thick gravel soil for marine reclamation land using dynamic compaction of 18 000 kN·m[J]. Industrial Construction, 2010, 40(4): 96?99.

[21] 劉紅軍, 趙世斌, 賈貴智. 大型儲罐高能級強(qiáng)夯碎石地基變形數(shù)值分析[J]. 巖土工程學(xué)報, 2010, 32(增刊2): 228?231. LIU Hongjun, ZHAO Shibin, JIA Guizhi. FEM analyses of deformations of HELDC-treated macadam foundation under large-scaled oil tank[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(Suppl 2): 228?231.

[22] GB 50007—2011, 建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范[S]. GB 50007—2011, Code for design of building foundation[S].

[23] JGJ/T 143—2004, 多道瞬態(tài)面波勘察技術(shù)規(guī)程[S]. JGJ/T 143—2004, Technical specifications of multi-channel transient surface wave investigation[S].

[24] PORAN C J, RODRIGUEZ J A. Design of dynamic compaction[J]. Can Geotech J, 1992, 29(5): 796?802.

[25] 王鐵宏, 水偉厚, 王亞凌, 等. 強(qiáng)夯法有效加固深度的確定方法與判定標(biāo)準(zhǔn)[J]. 工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化, 2005(3): 27?38. WANG Tiehong, SHUI Weihou, WANG Yaling, et al. The definite method and decision criterion on effective depth of dynamic compaction improvement[J]. Standardization of Engineering Construction, 2005(3): 27?38.

[26] GB/T 50756—2012, 鋼制儲罐地基處理技術(shù)規(guī)范[S]. GB/T 50756—2012, Technical code for ground treatment of steel tanks[S].

(編輯 楊幼平)

Comparative experimental research of effective reinforced depth of high energy dynamic compaction on foundation backfilled by crushed stone in land area and sea area

YAN Nan1, 2, BAI Xiaoyou3, SHUI Weihou4, LIAO Tianhui5

(1. College of Environmental Science and Engineering, Qingdao University, Qingdao 266071, China; 2. Key Laboratory of Marine Environment and Ecology, Ministry of Education, Qingdao 266100, China; 3. College of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China; 4. China Zhonghua Geotechnical Engineering Co. Ltd., Beijing 102600, China; 5. Qingdao Dinglin Real Estate Co. Ltd., Qingdao 266555, China)

Based on the foundation treatment of high energy dynamic compaction (HEDC) of a petroleum storage project in Guangdong, the effective depth of improvement of HEDC with 15 000 kN·m on foundation backfilled by crushed stone in the land area and the sea area were studied through plate loading test (PLT), dynamic penetration test (DPT), standard penetration test (SPT), Rayleigh wave test (RWT) and laboratory soil test. The results indicate that the effective depth of improvement is not less than 10.0 m in the land trial ramming area, and the effective depth of improvement is not less than 8.0 m in the sea trial ramming area. The dynamic consolidation improvement effect is not significant between the tamping points and the no-tamping points in the land backfill area and the sea backfill area, and therefore test design parameters are reasonable. The uniformity of the foundation is better after HEDC with 15 000 kN·m, dynamic compaction influence depth is more than 20.0 m, and meanwhile, powder sand liquefaction is eliminated in the depth range of 20.0 m, but it has less effect on the mucky silty clay with the deep-thick fill. Under this experiment condition, the correction coefficient for the effective depth of improvement from 0.21 to 0.26 is recommended according to Menard formula.

high energy dynamic compaction; foundation treatment; crushed rock soil; effective depth of improvement; in-situ test; laboratory test

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.07.028

TU431

A

1672?7207(2017)07?1891?10

2016?07?08；

2016?10?27

上海市科學(xué)技術(shù)委員會上海市科技啟明星跟蹤類項目(13QH1400400)；上?，F(xiàn)代建筑設(shè)計集團(tuán)研究項目(J01Be-011-1005-0029) (Project(13QH1400400) supported by the Shanghai “Post-Qi-Ming-Xing Plan” of Shanghai Science and Technology Committee of China; Project(J01Be-011-1005-0029) supported by Shanghai Modern Architectural Design Group of China)

白曉宇，博士，講師，從事地基基礎(chǔ)與地下工程研究；E-mail: baixiaoyu538@163.com