泥巖高填方地基強夯設計及現場試驗分析

何 勇， 賀 瑞， 陳建敏， 張朋朋

(1.西南電力設計院有限公司， 成都 610021；2.電力規劃設計總院， 北京 100120；3.中國南方電網超高壓輸電公司， 廣州 510530)

引 言

泥巖是由弱固結的黏土經壓實、脫水和重結晶等作用形成的沉積巖，其開挖后形成的泥巖碎石土一般屬于巨(粗)粒土料，遇水易崩解和軟化[1-5]，可能導致填方地基的濕陷沉降變形[6-7]。因此，采用泥巖作為建造高填方地基的填料，在工程界歷來存在爭議[5,7-9]。例如云南麗江機場采用泥巖填筑填方地基，建成通航后道面最大沉降量達45.4 cm，造成道面道基間嚴重脫空，道面開裂，嚴重影響適航性，被迫于2008年停航維修[6]；京珠高速公路長沙至湘潭K18-K19路段，采用泥巖填筑的路堤在未澆筑路面混凝土結構層前經歷雨季，13 m高的路基最大沉降量達18 cm，經壓漿處理后，一個月內路基再下沉18 cm[10]。

但在我國西南地區，泥巖分布廣泛，建造高填方地基時，考慮到地基處理的經濟成本和環境保護因素，多數工程，尤其是占地面積較大、土石方量較大的工程，不得不采用泥巖作為填料。有研究表明，壓實質量較高的泥巖填筑體發生濕陷沉降變形的幾率會有相當程度的降低[6,10]，因此，山西省機械施工公司提出泥巖高填方地基宜采用強夯法處理[11]，張永宏[12]認為采用強夯加固法可有效解決泥巖在路基填筑中的局限性。然而，現行有關設計標準對于泥巖高填方地基的分層強夯設計缺乏有效指導，未提出強夯能級的選用原則和方法；對于夯點間距和滿夯擊數等重要強夯設計參數規定尚不統一，并且部分研究文獻推薦的夯點間距過于偏大。本文依托烏東德直流輸電工程±800 kV昆北換流站工程泥巖高填方地基設計，對不同能級分層強夯方案開展了綜合比較，提出了技術經濟較優的6000 kN·m分層強夯方案，為類似工程的分層強夯設計提供了強夯能級選用的思路；同時，開展了現場試驗工作，著重研究了夯點間距和滿夯擊數等主要強夯設計參數，供工程設計和設計標準制修訂工作參考。

1 工程概況

1.1 站址概況

±800 kV昆北換流站為烏東德電站送電廣東廣西特高壓多端直流示范工程的送端換流站，站址位于云南省昆明市祿勸縣茂山鎮麗山村，南距祿勸縣約23 km。站址場地地貌屬侵蝕構造地貌之中海拔、中起伏山地地貌，場地主要由近南北向的寬緩山梁和分布于兩側的沖溝組成，自然地面高程在1925 m～2000 m之間，最大高差約75 m，地形坡度約5度～35度。

1.2 地質條件

①1層粉質粘土、粘土：呈灰褐色、灰色，可塑～硬塑狀，混巖石風化碎屑，分布在溝谷中土層的中上部，厚度1.00 m～3.20 m。

①2層粉質粘土、粘土：呈灰色、灰黑色，主要為粘土和粉質粘土，軟塑。

①3層粉砂：呈灰色，松散～稍密，在溝谷地段零星分布。

②1層粉質粘土：呈紅褐色、褐色，可塑～硬塑狀，混巖石風化碎屑，廣泛分布于山梁及斜坡地段，厚度為0.50 m～2.60 m。

②2層塊石：雜色，呈稍密狀，骨架成分一般多以強風化泥巖、砂巖為主，塊石粒徑一般200 mm～300 mm，充填可塑狀粘土。

③1層泥巖、粉砂巖全風化層，呈紅褐色、褐色，全風化，呈土狀，主要分布于山梁及斜坡中上部，厚度0.40 m～6.90 m。

③層基巖，主要為泥巖，呈紫紅色、棕紅色；次為紫紅色、棕紅色粉砂巖，淺灰色砂巖及泥質砂巖。基巖強風化層厚度約為0.40 m～3.90 m。

1.3 站區豎向布置

根據技術經濟綜合比較，站區采用平坡式豎向布置。場地平整以土石方挖填自平衡為原則，初平設計標高1969.30 m，挖方量約220×104m3，填方量約225×104m3。場平后，500 kV交流濾波器場大部、±800 kV直流場大部位于填方區，站區圍墻內最大填方高度大約35 m，是目前國內特高壓換流站工程的第一高填方。

2 強夯方案設計與優化

根據場平方案和勘察資料，估算的場地挖方土石比例約為2∶8，因此，填方填料以泥巖碎石土為主，而泥巖高填方地基要解決的核心問題主要是濕陷沉降變形問題。在建造大面積填方地基主流的幾種壓(夯)實工藝中，強夯法具有較大的單位壓實功[13]，可以提高壓實質量，減少泥巖填方地基發生濕陷沉降變形的幾率。同時，結合昆明新機場建造泥巖高填方地基的成功經驗[14]，為了減少填方地基的工后沉降，站區高填方地基處理采用分層強夯方案。

2.1 強夯能級

由于高能級、超高能級強夯設備體積較大、移動笨拙，同時，強夯加固深度并不隨著能級的增高而成比例增長，因此，高填方地基不宜采用高能級、超高能級強夯。下面對6000 kN·m、4000 kN·m兩個中等能級分層強夯方案開展比選。

2.1.1 6000 kN·m方案

點夯能級6000 kN·m，最大分層堆填厚度8 m；滿夯能級2000 kN·m。預估的強夯分層情況見表1，相應的工期、投資估算分別見表2、表3。

表1 6000 kN·m方案分層一覽表

表2 6000 kN·m方案工期估算

注：1.6000 kN·m點夯效率按500 m2/d，2000 kN·m滿夯效率按500 m2/d考慮。

2.泥巖碎石土強夯時可以連續夯擊，因此表中未計各遍夯擊的間隔時間。

表3 6000 kN·m方案投資估算

注：1.點夯單點擊數按12擊考慮。

2.僅計直接工程費。

2.1.2 4000 kN·m方案

點夯能級4000 kN·m，最大分層堆填厚度6 m；滿夯能級2000 kN·m。預估的強夯分層情況見表4，相應的工期、投資估算分別見表5、表6。

表4 4000 kN·m方案分層一覽表

注：1.4000 kN·m點夯效率按700 m2/d，2000 kN·m滿夯效率按500 m2/d考慮。

表6 4000 kN·m方案投資估算

注：1.點夯單點擊數按15擊考慮。

2.1.3 方案比選

表7 方案比較表

根據比較，以直接工程費口徑計算的投資，6000 kN·m方案節省大約270萬元，節省幅度11%；同時，節省工期大約20 d，節省幅度19%。

技術方面，由于泥巖碎石土在分層堆填時不可避免的存在塊石架空現象，而這正是泥巖高填方地基發生濕陷沉降變形的重要原因[10]，因此，強夯時宜適當提高夯擊能將大顆粒擊碎。

綜合考慮，推薦采用技術經濟更優的6000 kN·m分層強夯方案。

2.2 填料組織

填料主要來源于場平挖方區開挖出的土石方，包括②1層粉質粘土、②2層塊石和③層基巖。細粒土填料的含水量應按最優含水量±2%控制，其中，最優含水量采用重型擊實試驗確定。為了減小泥巖地基發生濕陷沉降變形的幾率，開挖出的泥巖塊石最大粒徑按300 mm控制。

3 現場試驗設計與分析

自20世紀70年代引起國內以來，強夯法已在地基處理領域得到廣泛應用，有關強夯的加固機理研究也在不斷深入，但目前尚未形成一套成熟、系統的設計理論，仍然屬于工程實踐領先于理論研究的地基處理方式。因此，采用強夯法處理的地基，應進行試驗，確定適用性和處理效果，以及合適的強夯設計和施工參數。

3.1 試驗方案設計

考慮試驗對比分析、強夯設計優化的需要，設置A、B兩個試驗區，各區場地尺寸約為20 m×20 m。

3.1.1 變量設計

夯點間距直接影響有效加固深度和加固效果，因此，在強夯能級一定時，夯點間距是最有意義的試驗變量。對于6000 kN·m能級的夯點間距，目前工程界的認識并不統一，《強夯地基處理技術規程》CECS 279∶2010的規定為5.5 m～6.0 m，而《高填方地基技術規范》GB 51254-2017的規定則為5 m，也有研究提出為8 m[15]。因此，試驗將夯點間距作為主要變量，A區采用5 m，B區采用6 m。

滿夯是加固強夯地基擾動層的重要手段，滿夯擊數直接決定了地基強度，即適當提高滿夯擊數對加固效果有利；但考慮到施工效率，滿夯擊數也不宜過高。因此，將滿夯擊數作為變量之一，A區每點5擊，B區每點3擊。

綜上，現場試驗的研究變量分別是夯點間距和滿夯擊數。

3.1.2 設計參數

結合強夯方案設計和試驗變量設計，提出現場試驗的主要設計參數見表8：

表8 主要設計參數

3.1.3 施工參數

結合主流強夯設備的起吊能力，試驗選擇錘底直徑2.5 m、質量35 t的夯錘，相應的施工參數見表9。

表9 主要施工參數

3.1.4 填筑方式

根據《強夯地基處理技術規程》CECS 279∶2010的規定，人工填土強夯地基分層堆填的亞層厚度可取0.8 m～1.2 m。但根據滇西北直流輸電工程±800 kV新松換流站的工程經驗，亞層厚度過大時，填料粒徑無法控制，極易形成塊石架空，顯著減小強夯的有效加固深度，同時，為泥巖發生濕陷沉降變形提供了可能。因此，將堆填的亞層厚度由規范規定的0.8 m～1.2 m改為0.4 m。每堆填約400 mm時，采用推土機推平處理，再用18 t振動碾壓機械碾壓2遍，通過開挖-裝車-卸車堆填-大顆粒二次破碎-推土機推平-碾壓-第2亞層回填，直至完成該層預定的堆填厚度。

3.1.5 驗收指標

根據同類地質條件下的工程經驗，結合特高壓換流站的使用要求，強夯地基的預期設計目標，即質量驗收指標見表10。

表10 驗收指標表

3.2 試驗結果分析

3.2.1 平板載荷試驗

A、B區夯后各設3個載荷試驗點，其位置均為夯間，深度均為夯后完成面以下1m。試驗結果見表11。

表11 平板載荷試驗結果

注：試驗采用邊長1.5 m的方形壓板，最大加載量400 kPa。

從試驗結果來看，A、B區夯后的地基承載力特征值和變形模量均達到了預期設計目標。其中，就變形模量而言，A、B區的平均值均超過均30 MPa，可判定為低壓縮性地基；橫向比較，A區較好。

3.2.2 重型動力觸探

A、B區夯前各設3個重型動力觸探測點，位置均為夯間；夯后各設6個重型動力觸探測點，其中3個為夯間對比測點，3個為夯點測點。

A、B區夯間測點夯前、夯后的動力觸探試驗曲線對比分別如圖1、圖2所示。

圖1 A區重型動力觸探試驗曲線圖

圖2 B區重型動力觸探試驗曲線圖

A區夯間在夯前的動探擊數平均值約為9.0，處于稍密狀態；夯后動探擊數平均值約為14.4，處于中密狀態。夯后8 m深度范圍以內動探擊數均有不同程度提高，平均提高大約60%。

B區夯間在夯前的動探擊數平均值約為7.6，處于稍密狀態；夯后動探擊數平均值約為11.3，處于中密狀態。夯后8 m深度范圍以內動探擊數均有不同程度提高，平均提高大約48%。

各區夯點測點夯后的動力觸探試驗結果見表12。

表12 夯點動力觸探試驗結果

從試驗結果來看，A、B區夯點夯后的動探擊數平均值均在15擊左右，處于中密狀態，部分層位已處于密實狀態，加固效果較好。

將夯點與夯間的動力觸探試驗結果進行對比，可以看出，A區夯點、夯間的動探擊數平均值基本接近；而B區的差異則相對較大，反映整體的均勻性較差。

綜合來看，A、B區的強夯加固深度均達到8 m。橫向比較，不論是以動探擊數平均值衡量的地基強度，或者是以動探擊數提高值評價的夯實效果，亦或是夯點夯間的均勻性，A區均較B區稍好。

3.2.3 壓實系數檢測

A、B區分別在平板載荷試驗點設置3個壓實系數檢測點，分別采用了現場環刀法、現場灌砂法以及瑞雷波法在深度上進行了分層檢測。其中，瑞雷波法通過建立波速與密度的關系間接計算壓實系數，其試驗結果見圖3。

圖3 壓實系數圖

從圖3中可以看出，A、B區3個測點沿深度的壓實系數均大于等于0.94，符合設計要求。

3.2.4 綜合分析

總體來看，A、B試驗區的地基承載力特征值、變形模量和壓實系數等試驗結果均達到了設計預期，以起夯面計算的有效加固深度達到8 m；表明采用強夯處理泥巖填方地基是合適的，試驗方案是基本合理的。

從動力觸探試驗來看，A、B試驗區填土的密實度經強夯后，由稍密狀態進入中密～密實狀態，地基強度得到大幅提高。但B區夯點、夯間的動探擊數平均值差異相對較大，主要是夯間的動探擊數相對較低，表明受夯點間距偏大的影響，夯間的夯實加固效果有限，導致地基均勻性較差。

從平板載荷試驗來看，A、B試驗區的地基承載力特征值均可以達到200 kPa，變形模量平均值超過30 MPa。由于淺層平板載荷試驗的影響深度主要是強夯填筑體的上部，而該深度范圍是點夯的擾動范圍，主要由滿夯加固，因此，可以認為滿夯擊數分別為3擊、5擊時均能滿足設計要求。

4 結 論

(1)泥巖高填方地基設計應著重提高回填壓實質量，減少其發生濕陷沉降變形的幾率，宜采用中等能級分層強夯，能級選用可根據技術經濟比較確定。針對±800 kV昆北換流站，推薦采用技術經濟較優的6000 kN·m分層強夯方案。

(2)為了有效控制填料粒徑，盡量避免由于泥巖大塊石架空可能造成的地基濕陷沉降變形，建議將堆填的亞層厚度由規范規定的0.8 m～1.2 m減小為0.4 m，相應將最大粒徑控制在300 mm左右。

(3)在土石比例約2:8，夯點間距分別為5 m、6 m，夯點的單點擊數不低于12擊時，6000 kN·m的有效加固深度可以達到8 m；地基承載力特征值可達200 kPa，變形模量平均值超過30 MPa；但夯點間距為6 m時夯間、夯點的密實度差異相對較大，地基均勻性較差。

(4)對于±800 kV昆北換流站，大面積強夯施工時的夯點間距推薦采用夯間夯實效果更好、地基均勻性更好的5 m；兼顧考慮施工效率，頂層以下各層的滿夯推薦采用一遍3擊，頂層滿夯推薦采用兩遍5擊。