基于孔壓監測的強夯置換和砂井-強夯處理飽和軟土地基試驗研究

劉紅軍， 吳 騰， 馬 江， 王 虎

(1.中國海洋大學海洋環境與生態教育部重點實驗室； 2.中國海洋大學環境科學與工程學院，山東 青島 266100；3.青島時代建筑設計有限公司， 山東 青島 266500)

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技術報告

基于孔壓監測的強夯置換和砂井-強夯處理飽和軟土地基試驗研究

劉紅軍1,2， 吳 騰2， 馬 江3， 王 虎2

(1.中國海洋大學海洋環境與生態教育部重點實驗室； 2.中國海洋大學環境科學與工程學院，山東 青島 266100；3.青島時代建筑設計有限公司， 山東 青島 266500)

在青島某飽和軟土場區采用強夯置換和砂井-強夯2種不同方案進行試夯試驗。在試驗區距夯點不同距離、不同深度的土層中埋設孔隙水壓力計，通過觀測，分析試夯過程中超孔隙水壓力的變化規律，得出以下結論：2000～2500kN·m夯擊能作用下，點夯試驗最佳夯擊數為強夯置換14擊、砂井強夯16擊，且2種方案強夯有效加固深度均可達6m；強夯置換區塊距離夯點越近，超孔隙水壓力累積幅值越大，而砂井-強夯區塊這一趨勢則不明顯；砂井-強夯區塊較強夯置換區快地基具有更好的均勻性，但其夯后超孔隙水壓力消散速度比后者慢；孔壓監測是確定強夯參數，了解加固深度，評價加固效果的有效手段。

超孔隙水壓力；砂井；強夯；強夯置換

1969年法國工程師L.Menard提出使用強夯法[1]加固地基以來，隨著實踐和研究的發展，該技術取得不斷完善。1978年，中國引進該技術并在工程實踐中予以研究，許多學者在強夯機理[2]、模型計算[3-4]等方面做了大量工作，同時也對強夯法的工藝做出一定改進和補充，例如1986年煙臺大學文8樓地基處理率先使用了不斷填碎石-夯擊的強夯置換技術；朱文凱、趙建國對設置砂井與強夯法聯合法加固軟黏土地基機制的初探[5]。研究表明，強夯置換法尤其適用于淤泥質地基和軟土地基，而砂井-強夯則在地下水位埋深較淺、地基土含水率較高時效果突出，但目前對同一飽和軟土地基采用以上兩種處理方式的對比試驗還鮮有研究。本文依托青島某化工場區地基處理實例，通過對試驗區超孔隙水壓力的觀測和分析，為強夯施工方案的選擇提供依據。

工程擬建化工原料儲罐，根據勘察報告，場地地層以飽和粉砂粉土為主，綜合分析決定在試驗區采用強夯置換和砂井-強夯兩種地基處理方式，并進行孔隙水壓力監測。根據太沙基有效應力原理：

μ=σ-σ′

(1)

其中：μ為孔隙水壓力；σ為總應力；σ′為有效應力，總應力不變時有效應力和孔隙水壓力可以相互轉化。當土體受到外力擠壓時，土中原有水壓力也會上升，上升的這部分壓力就是超孔隙水壓力，簡稱超孔壓。地基內部超孔壓在強夯作用下會迅速增長并隨著強夯結束而消散，其消散過程與土體壓縮排水應力轉移以及土體強度的增大同時發生。所以對超孔壓的監測是控制軟基施工進度的基本依據, 亦是了解加固深度、評價加固效果的有效手段[6-7]。

1 場地工程地質條件

工程場地原為養蝦池、鹽池，場區以粉砂和粉土為主，地下水形態類型為第四系孔隙潛水，勘察期間為青島地區的豐水期，地下水穩定水位埋深在2.0m左右，根據勘察報告，場區地層在勘察深度范圍內可分為6層，各土層性質及力學指標見表1。

2 試驗方案

試夯方案設計了兩塊試驗區，基本情況如下：I區：布置在場地西南側，面積20m×25m=500m2。將場地整平至標高3.0m，夯點按正方形布置，夯點間距5m，采用2000～2500kN·m的單擊夯擊能，錘重19T，夯錘直徑1.5m；夯點間預先施工排水砂井，井徑300～350mm，井間距5.0m，井深6m。

II區：布置在場地中部，面積30m×30m=900m2，將場地整平至標高3.0m，夯點按按正方形布置，夯點間距5m，采用2000～2500kN·m的單擊夯擊能，錘重19T，夯錘直徑1.5m，采用強夯置換法，夯填料采用碎石、建筑垃圾等硬質材料。

為了對方案的選擇做出依據，觀測2個夯點之間范圍內土體超孔壓變化情況。設置測點位于距夯錘邊緣1、2m處一條直線上，如圖1所示。

表1 試驗區各土層性質及力學指標

圖1 測點布置平面圖Fig.1 Plane figure of the measuring point

為了充分觀測強夯加固范圍內各土層的超孔壓變化情況，孔隙水壓力計的布設深度選取有代表性的2、4和6m，其剖面圖如圖2所示。

圖2 測點布置剖面圖Fig.2 Cross-section of the measuring point

孔隙水壓力計為KYJ型振弦式，精度0.1kPa。在埋設前24h將孔隙水壓力計在水中浸泡排氣，在透水石上包裹兩層紗布以防泥漿堵塞。將孔隙水壓力計放入鉆孔中達到預定深度，通過數據線連接到地面以進行實時監測。在孔隙水壓力計附近上下0.5m內加入中砂以保持滲透性，2個探頭之間加入0.5m厚的黏土球以隔絕探頭之間的水力聯系，防止孔隙水壓力沿著鉆孔方向滲透。

本次試夯孔壓監測共埋設孔隙水壓力計4組，其中強夯置換區塊兩組分別為ZH1、ZH2，砂井-強夯區塊2組分別為SJ1、SJ2，每組3個孔隙水壓力計，共計埋設孔隙水壓力計12個。

3 試驗結果分析

3.1 超孔壓隨夯擊數的變化規律

圖3～8列出了試驗區不同深度和距離的測點超孔壓隨夯擊次數的變化曲線,分析曲線特點可以得出以下規律：

圖3 夯點1 ZH1超孔壓隨夯擊數變化規律Fig.3 Curves of relationship between excess pore waterpressure and compacting number (ZH1, No. 1 tamping point)

(1)從圖3～8可以看出，超孔壓隨著夯擊次數的增加而逐漸增大，其中前5擊迅速上升。置換區塊ZH1、ZH2在第10擊后上升趨勢逐漸趨于平緩；砂井區塊SJ1、SJ2第10擊后開始出現緩慢下降。表明超孔壓升高主要發生在單點夯擊前期沉降量較大階段，單點夯擊后期超孔壓上升已經開始趨于緩慢，砂井區塊甚至已經出現消散。

(2)從圖3、4、6可以看出，置換區塊ZH1、ZH2中2和4m處超孔壓上升幅值與變化趨勢均較為一致，并且明顯高于6m處超孔壓幅值，表明6m處土層具有較大的滲透性，2和4m處滲透性相對較差，這與勘察報告中6m處松散粉砂、2～4m處粉土的地質條件較為一致。

圖4 夯點1 ZH2 超孔壓隨夯擊數變化規律Fig.4 Curves of relationship between excesspore water pressure and compactingnumber (ZH2, No. 1 tamping point)

圖5 夯點2 ZH1 超孔壓隨夯擊數變化規律Fig.5 Curves of relationship between excess pore waterpressure and compacting number (ZH1, No. 2 tamping point)

圖6 夯點2 ZH2 超孔壓隨夯擊數變化規律Fig.6 Curves of relationship between excesspore water pressure and compactingnumber (ZH2, No. 2 tamping point)

圖7 SJ1超孔壓隨夯擊數變化規律

圖8 SJ2超孔壓隨夯擊數變化規律

(3)從圖3、4可以看出，與夯點的距離對于超孔壓累積幅值具有較為明顯的影響。距離夯點越近，超孔壓累積幅值越大：距離夯錘邊緣1m的ZH1最大超孔壓接近20kPa，而距離夯錘邊緣2m的ZH2處最大超孔壓僅有10kPa左右。(4)從圖3～6可以看出，經歷了對夯點1的夯擊，超孔壓上升并消散之后，在夯點2處夯擊時，超孔壓累積幅值已經有所下降，并且不再超過第一次夯擊時的累積幅值，考慮到監測點距夯點2為4～5m，與5m夯點距較接近，說明夯點距的設置是較為合適的。

(5)從圖7、8中可以看出，砂井區塊SJ1、SJ2在6m處超孔壓累積幅值最小，4m最大，其原因同(2)分析。而2m處幅值處于中間，相比置換區塊有所下降，體現了砂井向上排水的作用，2m處滲透路徑短，孔壓消散快。這與夯擊過程中觀察到的砂井冒水現象較為一致。

(6)與夯點的距離對砂井區塊SJ1、SJ2的影響不是很明顯，最大孔壓幅值均在15kPa左右，表明砂井復合地基各向異性減小，具有較好的均勻性。

(7)在試夯過程中，埋置于ZH1的6m處孔壓計在第20擊、埋置于SJ1的4、6m處孔壓計在第25擊時損壞無法繼續讀數，反映了強夯影響深度已達到6m。由于強夯擠壓作用導致的填料置換作用已經達到夯點之外1m范圍之內。

3.2 超孔壓消散規律

超孔壓隨時間變化規律如圖9～12所示。分析曲線特點可以得出超孔壓隨時間變化規律如下：

(1)不同深度處超孔壓都能夠較快消散，從圖9、10可以看出，ZH1、ZH2在夯點1夯擊完成后15h內超孔壓消散幅度均已超過90%。表明試驗區塊場地土層具有較好的滲透性，動力固結作用較快。

圖9 ZH1超孔壓隨時間變化規律Fig.9 Relationships between excess porewater pressure and time(ZH1)

圖10 ZH2超孔壓隨時間變化規律Fig.10 Relationships between excesspore water pressure and time(ZH2)

圖11 SJ1超孔壓隨時間變化規律Fig.11 Relationships between excess porewater pressure and time(SJ1)

圖12 SJ2超孔壓隨時間變化規律Fig.12 Relationships between excess porewater pressure and time(SJ2)

(2)從圖9～12可以看出不同深度處超孔壓消散速度以6m為最快，4m次之，2m最慢，分析認為是由于在砂井施工中泥漿池及沖孔泥漿對于上部土層擾動較大造成的。ZH1、ZH2曲線中出現稍小于0的負值，可能是由于置換作用造成的擠壓使孔壓計周邊土體向上隆起，孔壓計位置上升造成的。

(3)從圖11、12可以看出，砂井區塊SJ1、SJ2在4和6m處超孔壓消散較快，2m相對較慢，但經過24h也已消散90% 以上。超孔壓消散過程中有輕微的波動，可能是由于地下水位輕微變動造成。

4 討論

4.1 最佳夯擊數

試驗區單擊夯沉量隨夯擊次數變化曲線如圖13所示，置換區塊在第二次填料夯擊后墩底能夠穿透軟弱土層，第16擊和第17擊的單擊沉降量分別為40和50mm；砂井區塊第14擊和15擊的單擊沉降量分別為50，40mm。根據規范[8]，在2000～2500kN·m的單擊夯擊能下最后兩擊的平均夯沉量不宜大于100mm，故可以將最佳夯擊數確定為強夯置換區塊16擊、砂井區塊14擊。

圖13 單擊沉降量隨夯擊次數變化曲線Fig.13 Relationships between each settlement and compacting number

由于粉土在夯擊時容易發生液化，故不能簡單的以最后兩擊夯沉量的平均值作為止夯標準[9]。根據超孔壓增加規律，置換區塊在第10擊后超孔壓增加趨于平緩，15擊之后增加量幾乎為零；砂井區塊要使超孔壓增加趨于平緩需要10～15擊，在16擊后甚至出現消散，說明兩個區塊的最佳夯擊數均在15擊左右，這與通過夯沉量確定的最佳錘擊數較為一致，證明根據超孔壓變化規律來輔助確定最佳夯擊數是可行的。

4.2 夯點距

點夯的夯點距通?？扇″N徑的2.5～3.5倍[9]。試驗區夯錘直徑1.5m，則夯點距宜為3.75～5.25m。若夯點緊接，應力疊加(見圖14(b))，效率降低，所以從經濟角度出發應按圖14(a)布置，夯點距取5m。

ZH2、SJ2與所在區塊夯點1的夯錘中心距離均為2.75m，可近似視為在2夯點中心，既2夯點在此處產生的超孔壓相同。ZH2與SJ2在6m處產生的最大超孔壓均可達到5kPa，足以說明夯點距設置為5m可以保證加固效果，且更加經濟合理。

圖14 強夯效果示意圖

4.3 加固深度

強夯置換施工結束后，在夯點1中心位置通過鉆孔檢驗擠入碎石深度，鉆孔取芯檢驗情況如圖15所示，碎石擠入深度可以達4.4m，且根據表2所示原位測試結果，下部地層強度得到較大提高，加固深度可以達到6m以上。

圖15 鉆孔取芯情況

有效加固深度h通常按Menard公式計算，即:

(2)

式中：α為有效加固深度系數，與土的力學參數有關；MH為夯擊能，其中M為夯錘質量，H為夯錘起吊高度。由通過大量工程實踐所得到的飽和粉土α=0.4[10]可以算出試驗區有效加固深度為5.66～6.32m，而通過超孔壓變化規律獲得的影響深度可達6m，再結合鉆孔取芯情況，說明超孔壓監測是了解加固深度、評價加固效果的有效手段。

表2 原位測試試驗成果表Table 2 Result table of in-situ tests

5 結論

根據對2種強夯法處理飽和軟土地基的超孔隙水壓力變化規律的對比分析，可以得出以下結論：

(1)試驗區在2000～2500kN·m夯擊能的作用下，強夯置換和砂井-強夯的最佳夯擊數分別為14，16擊。

(2)置換區塊距離夯點越近超孔壓累積幅值越大，而砂井區塊這一趨勢則不明顯，說明砂井強夯地基具有更好的均勻性；不同深度、與夯錘中心不同距離的孔壓監測結果表明，兩種地基處理方式點夯間距5m能夠達到加固效果，且更加經濟。

(3)夯擊完成后置換區塊超孔壓消散速度比砂井區塊更快，但總體來說2種試夯方案超孔壓均能較快消散，說明工程場地土層滲透性較好，動力固結作用能較快完成。

(4)該地區在2000～2500kN·m夯擊能作用下，兩種方案在6m處引起的超孔壓均可達5～6kPa，且6m處部分孔壓計出現了損壞，說明2種方案的影響深度均能達到6m。

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責任編輯 龐 旻

An Experimental Study on Saturated Soft Ground Improvement with
Dynamic Compaction Replacement and Dcm Combined with Sand-Drain Based on Monitoring of Pore Water Pressure

LIU Hong-Jun1,2，WU Teng2，MA Jiang3，WANG Hu2

(1.The Key Lab of Marine Environmental Science and Ecology， Ministry of Education， Ocean University of China， Qingdao 266100， China； 2. College of Environmental Science and Engineering， Ocean University of China， Qingdao 266100， China； 3.Qingdao Times Architectural Design Co.Ltd.， Qingdao 266500， China)

Dynamic compaction replacement and DCM(dynamic compaction method) combined with sand-drain were adopted to treat a saturated soft ground in Qingdao area. Pore water pressure gauges were embedded at different distances and depths in the experimental area. By analyzing the variation of excess pore water pressure，some conclusions were drawn as follows. When the study area was compacted under tamping enery level ranging from 2000 kN·m to 2500 kN·m，the best tamping number was 14 blows for dynamic compaction replacement and 16 blows for DCM combined with sand-drain during point compaction，the effective impacting depth was more than 6m. In the area of dynamic compaction replacement，the nearer to the tramping point，the higher the excess pore water pressure would accumulate，but this tendency was not significant in the other area. DCM combined with sand-drain can offer better uniformity than dynamic compaction replacement to the ground. In the area of dynamic compaction replacement，excess pore water pressure dissipated more quickly than the other area. Experimental results proved it an effective means to determine the parameters of dynamic compaction，judge the depth of reinforcement and evaluate the reinforcement effect by monitoring pore water pressure.

excess pore water pressure；sand-drain；dynamic compaction；dynamic compaction replacement

2013-08-28；

2013-12-15

劉紅軍(1966-)，男，教授，博導，主要從事環境巖土工程的教學科研工作。E-mail:hongjun@ouc.edu.cn

TU 443

A

1672-5174(2015)02-109-06

10.16441/j.cnki.hdxb.20130290