陸域與海域深厚碎石回填地基高能級強夯有效加固深度對比試驗研究

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. 青島大學環境科學與工程學院，山東青島，266071；2. 海洋環境與生態教育部重點實驗室，山東青島，266100；3. 青島理工大學土木工程學院，山東青島，266033；4. 中化巖土工程股份有限公司，北京，102600；5. 青島鼎林置業有限公司，山東青島，266555)

以廣東某石油倉儲工程高能級強夯法地基處理為背景，采用平板載荷試驗、動力觸探試驗、標準貫入試驗、瑞利波試驗及室內土工試驗相結合的方法，研究陸域與海域深厚碎石回填地基15 000 kN?m高能級強夯下的有效加固深度。研究結果表明：陸域強夯區的有效加固深度不小于10.0 m，海域強夯區的有效加固深度不小于8.0 m；陸域回填區與海域回填區夯點與夯間處強夯加固效果沒有顯著差別，說明試驗設計參數合理，場地經15 000 kN?m能級強夯處理后地基的均勻性較好，強夯影響深度超過20.0 m，消除了20.0 m深度范圍內粉砂層的液化，但對于深厚填土覆蓋下淤泥質粉質黏土層的影響不大。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介于0.21~0.26之間。

高能級強夯；地基處理；碎石土；有效加固深度；原位試驗；室內試驗

強夯法起源于古老的夯擊方法，是在重錘夯實法的基礎上發展起來的，其原理是反復將一定質量的錘(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，從而提高地基土強度，降低其壓縮性，但在加固機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，夯擊能低于強夯夯擊能，屬于壓實機理；而強夯法則是對深層土進行加固，主要是動力固結和動力密實機理，所以，強夯法又稱為動力固結法或動力密實法[1?5]。目前，隨著沿海地區圍海造陸工程建設的快速發展，單擊夯擊能大于8 000 kN?m，有效加固深度大于10 m的高能級強夯技術得到了廣泛應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，級配難以滿足常規的土石方施工指標要求，采用高能級強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“建筑地基處理技術規范”[12]僅給出了12 000 kN?m能級的強夯施工參數，并且規定單擊夯擊能大于12 000 kN?m時，強夯的有效加固深度應通過試驗確定。主要是由于用低能級強夯的加固機理有別于高能級強夯，倘若高能級強夯工程仍沿用低能級強夯的設計方法，則會產生較大誤差。近年來，我國已有一些學者和工程技術人員通過現場試驗[13?19]、室內試驗[2, 20]、數值模擬[21]等方法研究高能級強夯法的加固機理和設計施工方法。本文作者結合廣東某石油倉儲工程的高能級強夯地基處理施工，通過多種原位測試手段對 15 000 kN?m能級強夯加固回填區(分為陸域和海域)的加固效果和加固機制進行研究，通過研究得到一些有意義的規律和結論。研究成果可為類似工程的設計、施工及檢測提供借鑒，為規范的修訂提供參考依據。

1 場地地質概況

試驗場地位于廣東某海港，場區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。回填料呈黃褐及灰白色，巖性不均勻，主要為附近開山搬運的全風化—中風化花崗巖形成的碎石、塊石經人工堆積而成，一般上部結構松散，下部結構稍密，鉆進非常困難。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，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，根據勘察報告，③層粉砂層具有液化特性。陸域回填區平均標高約6.32 m，穩定地下水位位于地面下約3.95 m，缺失②層淤泥質粉質黏土層；海域回填區平均標高約為5.64 m，穩定地下水位位于地面下1.70 m，其中，②層淤泥質粉質黏土層呈褐灰色，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，有機質的質量分數為4.98%~10.58%，切面光滑，有光澤，干強度中等，韌性中等，軟塑，為高壓縮性土。

2 高能級強夯設計施工參數

為了得到大面積強夯施工參數，先對需要處理的地基進行試夯試驗。根據試驗設計要求，試夯前后應分別進行場地抄平，15 000 kN·m能級強夯處理主要加固目的是對第①層碎石回填土層進行加固，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，設計施工參數如下。

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方格網狀布置。

3) 第3遍加固強夯點能量為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。強夯點布置示意圖見圖1。

3 試驗方案

針對陸域和海域強夯區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、標準貫入試驗)、工程物探(瑞利波試驗)和取樣(淤泥質土)等試驗手段對陸域和海域深厚回填地基的強夯加固機制進行研究，以便驗證強夯施工成效，反映強夯加固的實際效果。其中，陸域回填區采取超重型動力觸探(120)，海域回填區采取重型動力觸探(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計要求，動力觸探試驗和標準貫入試驗主要是檢測影響深度內的強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夯的有效加固深度，鉆孔取樣主要是檢驗夯后②層淤泥質粉質黏土的物理力學指標變化情況，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如表2所示。

數據單位：mm

表2 原位試驗類型及點數

4 試驗結果及分析

4.1 平板載荷試驗

平板載荷試驗可用于測定承壓板下應力主要影響范圍內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)筑場地要用載荷試驗來確定地基承載力。平板載荷試驗反應承壓板下1.5~2.0倍承壓板寬度(或直徑)范圍內地基土的特性。因此，對于成分和結構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“建筑地基基礎設計規范”[22]執行。

根據試驗結果繪制的荷載–沉降(–)曲線如圖2所示。從圖2可以看出：陸域強夯區夯前載荷試驗點L-JZ0加載到500 kN時，–曲線出現較明顯的第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GB 50007—2011“建筑地基基礎設計規范”[22]，按/＝0.015得出陸域強夯區夯前地基土承載力特征值為196 kPa。陸域強夯區夯后載荷試驗點L-JZ1，L-JZ2和L-JZ3加載至600 kN時，地基土均未出現破壞，–曲線呈緩變形，?lg曲線沒有出現明顯彎折，荷載板周圍土體沒有明顯隆起，根據/＝0.015對應荷載為其承載力特征值，且不超過最大加載量的一半，得到陸域強夯區夯后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。陸域強夯區在試驗時由于突降暴雨，地下水位上升，強夯區被雨水浸泡，導致滿夯效果下降，淺層地基承載力(L-JZ2)與設計要求還稍有差距，總的來說，陸域強夯區地基承載力較強夯前提高了24.5%~53.9%。海域強夯區夯后載荷試驗點S-JZ1加載至600 kN時，地基土未出現破壞，–曲線呈緩變形，–lg曲線未出現明顯彎折，同樣可得到海域強夯區夯后試驗點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，海域強夯區靜載試驗時同樣由于突降暴雨，強夯區被雨水浸泡，導致滿夯效果下降；此外，海域強夯區的地基填料含有較多的植物根梢，有機質含量較高，現場靜載試驗挖坑時有刺鼻的腐臭味，導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

陸域強夯區夯前、夯后進行了3點超重型(120)動力觸探試驗，而海域強夯區夯前、夯后進行了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。根據強夯后超重型動探實測錘擊數(120)劃分地層密實度情況如表3所示。

從表3可以看出：陸域強夯區13.0 m范圍內地基土密實度都有了一定程度的提高，夯前0~4.0 m范圍內地基土的密實度較差，平均錘擊數為4擊，經過 15 000 kN?m高能級強夯后，效果較為明顯。L-DP4在0~6.4 m范圍內，平均錘擊數為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，地基土平均錘擊數約為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，平均錘擊數約為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，平均錘擊數約為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果可知，陸域強夯區經過15 000 kN?m高能級強夯后，上部填土層地基承載力與強夯前相比提高了近120%。根據強夯前動力觸探結果顯示，在6.0~12.0 m深度范圍內，碎石土較密，鉆進困難，主要都是中風化花崗巖塊石，經過15 000 kN?m高能級強夯后，變化不明顯，說明該層密實度相對較好。從動力觸探數據綜合分析，陸域強夯區的有效加固深度約為13.0 m，土層的密實度及均勻性較好。

海域強夯區經過15 000 kN?m高能級強夯后的重型動力觸探結果顯示，S-DP4在9.5 m范圍內加固效果比較明顯，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，平均錘擊數約為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，平均錘擊數為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，平均錘擊數為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，平均錘擊數為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，平均錘擊數為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，平均錘擊數為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，平均錘擊數為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，平均錘擊數為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，海域強夯區被雨水浸泡，導致滿夯效果下降，另外，取樣結果顯示，回填料中夾雜樹根，強夯效果不顯著，S-DP5和S-DP6強夯加固效果較差，結合圖3(b)所示的重型動力觸探試驗結果綜合判斷，海域強夯區有效加固深度約為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 陸域和海域強夯區夯后地層密實度分層

4.3 標準貫入試驗

陸域強夯區與海域強夯區夯前、夯后分別進行了3點標準貫入試驗，夯前、夯后典型的標準貫入試驗對比曲線如圖5所示。由圖5可以看出：強夯前、夯后實測數據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、塊石填料對標準貫入試驗影響較大。但是，通過標貫試驗可以判定，陸域與海域強夯區經過15 000 kN?m高能級強夯后，消除了20.0 m深度范圍內粉砂層的液化。

(a) 陸域強夯區；(b) 海域強夯區

4.4 室內土工試驗

對海域強夯區淤泥質粉質黏土進行鉆孔取樣，夯前、夯后的密度、孔隙比、壓縮模量E標準值見表4。由表4可以看出：海域強夯區②層淤泥質粉質黏土經15 000 kN?m能級強夯后，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層淤泥質粉質黏土物理力學特性的改善主要是上覆填土長期預壓的結果。可見15 000 kN?m高能級強夯對深厚填土覆蓋下的淤泥質土加固效果不是很明顯。

表4 海域強夯區夯前、夯后②層淤泥質粉質黏土物理力學特性對比

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。在強夯加固前、后的地基上進行瑞利波探測，對比瑞利波波速的變化情況，可對地基加固效果進行相應的評價。

本文根據JGJ/T 143—2004和J370—2004“多道瞬態面波勘察技術規程”[23]要求，采用24道1個排列，進行多道瞬態面波測試，測試采用的設備為SRS24型多功能工程地震儀。需要說明的是，在本次試驗數據采集前進行了場地噪音和干擾調查，同時對檢波器進行了一致性檢驗。采集參數通過現場試驗確定，具體參數如下：道數為24道，道距為1.0 m，偏移距為20 m，采樣點數為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。陸域強夯區與海域強夯區夯前、夯后各進行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：陸域強夯區夯后L-MB6與夯前相比，在10 m以下，波速變化增大，在強夯之前，L-MB2試驗點填土厚度接近16.0 m。瑞利波試驗結果表明：在填土深度范圍內，波速變化基本保持在240 m/s左右，經過15 000 kN?m高能級強夯后，在0~7.0 m范圍內出現4個拐點，說明在強夯過程中將回填層的碎石土擠壓進入軟弱土層，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，經過15 000 kN?m能級強夯后，在0~10.0 m范圍內出現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處均出現拐點，說明經過強夯后，在10.0 m處還存在軟弱土層。圖6(c)顯示：試驗點L-MB3在強夯之前，波速傳播比較平緩，變化較小，而經過15 000 kN?m高能級強夯后，在7.0 m處的頻散曲線表現出“之”字形，出現鋸齒形狀，說明地層存在孔洞，在11.0 m深度處出現拐點，從拐點的位置判斷：軟弱土層的厚度在1.2 m范圍之內。根據陸域強夯區夯前、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強夯有效加固深度約為10.0 m；試驗點L-MB4強夯有效加固深度約為12.0 m。綜合以上結果判定，陸域強夯區經15 000 kN?m高能級強夯后，有效加固深度為10.0~12.0 m。

從圖7可以看出：海域強夯區夯前、夯后波速變化幅度不大。試驗點S-MB4在填土層范圍內波速基本無變化，說明強夯前后，上部回填土的密實度相對較高，在強夯前0~6.0 m范圍內波速變化基本上比較平穩，說明填土層的均勻性較好，經過15 000 kN?m高能級強夯后，回填層中的碎石土在夯錘的沖擊應力作用下擠壓進入淤泥質粉質黏土層中，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，夯后試驗結果結合鉆探結果顯示，碎石土擠壓進入淤泥層，而波速傳播到淤泥層及粉質黏土層時，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夯后擠壓進入淤泥質土層，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，在強夯前，由于S-MB5位于重型運輸車輛出入通道，表層土體密實度有一定程度的提高，強夯后試驗結果表明波速變化較小。根據海域強夯區夯前、夯后頻散曲線交叉點判斷，海域強夯區經15 000 kN?m高能級強夯后，有效加固深度在8.0 m左右。可見：海域強夯區的有效加固深度小于陸域強夯區，與靜載荷試驗結果、動力觸探試驗結果一致。

5 討論

強夯地基的有效加固深度是評價地基處理效果的重要指標之一，而且一直是強夯技術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和強夯施工工藝的影響[24]。鑒于其復雜性，王鐵宏等[25]歸納了40多種確定強夯法有效加固深度的方法，建議采用Menard公式[12]的修正形式來預估強夯有效加固深度。

式中：為強夯法的有效加固深度(m)；為小于1.0的修正系數，與土的條件(包括土的性質、結構性、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(夯擊能、夯錘底面積、夯擊次數、地下水位等)有關，其值為0.34~0.80[12]，而人工雜填土的修正系數最小，即＝0.2[25]，可根據不同的土類選用不同的修正系數；為夯錘質量(t)；為落距(m)。

本文采用15 000 kN?m高能級強夯處理深厚碎石回填地基，陸域回填區的有效加固深度為10.0 m(取不同試驗方法的最小值)，相當于式(1)中＝0.26時的有效加固深度；海域回填區的有效加固深度為8.0 m左右，相當于式(1)中＝0.21時的有效加固深度。陸域與海域回填區的修正系數值低于文獻[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，同時也分別低于JGJ 79—2012“建筑地基處理技術規范”[12]和GB/T 50756—2012“鋼制儲罐地基處理技術規范”[26]建議的修正系數最小值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)，陸域回填區下臥軟弱的粉質黏土夾層，海域回填區下臥軟弱的淤泥質粉質黏土夾層，而且填土層的水位變化較大(海域回填區強夯期間突降暴雨)，這對高能級強夯深厚碎石回填地基的有效加固深度影響較為顯著，導致采用Menard公式的修正形式來預估強夯有效加固深度時修正系數偏低，即強夯有效加固深度低于GB/T 50756—2012“鋼制儲罐地基處理技術規范”[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。該修正系數的取值范圍符合文獻[25]中針對雜填土地基提出的取值范圍(＝0.20~0.40)。

6 結論與建議

1) 在本文試驗條件下，陸域強夯區的有效加固深度不小于10.0 m，海域強夯區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，導致陸域強夯區夯后地基承載力特征值為275 kPa，海域強夯區夯后地基承載力特征值為241 kPa，均小于設計建議值 300 kPa。

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

4) 陸域與海域強夯區經過15 000 kN?m高能級強夯后，強夯影響深度超過20.0 m，能夠消除該深度范圍內粉砂層的液化，但是，對于深厚填土覆蓋下淤泥質粉質黏土層的影響不大。

5) 高能級強夯有效加固深度的影響因素較為復雜，本文根據實測結果建議采用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，標準貫入試驗曲線顯示強夯前后變化不明顯，而動力觸探試驗難度較大。因此，對于本類場地進行大面積強夯施工時，建議采用平板載荷試驗結合瑞利波試驗進行強夯加固效果檢驗。

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(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

上海市科學技術委員會上海市科技啟明星跟蹤類項目(13QH1400400)；上海現代建筑設計集團研究項目(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，從事地基基礎與地下工程研究；E-mail: baixiaoyu538@163.com