機場挖填交界基礎的強夯處治效果及參數分析

馬德青，沈宇鵬2，朱志龍，胡惠華，王樹華3，石天奇2，張鵬

(1.湖南省交通規劃勘察設計院有限公司，湖南長沙，410219；2.北京交通大學土木建筑工程學院，北京，100044；3.郴州市城市規劃設計院，湖南郴州，423000)

挖填交界即土方零線，指路基工程挖方和填方的分界線，由于自身的不穩定性使路基產生不均勻沉降[1]。挖填交界處產生不均勻沉降的主要原因有：1)原地面由于高度不同使填筑的路基土豎向深度存在差異，引起路基不均勻沉降；2)原地面與填土間的約束阻力不足而導致填土在重力作用下沿原地面滑動，特別是橫向填挖路段，這種滑動嚴重時會形成滑坡，造成路表縱向裂縫破壞道路原有結構。在經過構造剝蝕丘陵地貌建設路基工程中，縱橫向挖填交界面隨處可見，若處理不當，勢必影響路基的強度和耐久性，因此，研究填挖交界面處的有效處理方法對解決路基不均勻沉降問題有著十分重要的意義。強夯法自被提出以來，在機場挖填交界面處理中得到廣泛應用。MAYNE 等[2]等利用動量守恒定律推導了夯錘地面最大接觸應力的表達式，通過收集強夯施工場地的實測結果分析強夯的動力響應，獲得了夯坑深度、地表振動、加固深度等與單擊夯擊能相互關系的統計規律；JSFARZADEH[3]采用室內模型試驗研究了強夯法的加固機理、影響深度和強夯過程中的土體變形規律；LEE 等[4-5]對比分析了影響強夯加固的各項因素，優化土體性質、初始狀態以及強夯設計等多種參數；周德泉等[6-8]利用強夯加固機理，基于三維有限元模型進行研究，認為土工格柵能夠減少沿填挖交界面橫向裂縫的產生；賈敏才等[9]通過強夯模型試驗，研究了強夯處理過程中微觀變形機制和宏觀力學響應；董倩等[10]基于碎石土地基認為地基承載力及變形模量綜合評價是有效加固深度合理、適用的判定指標，瑞雷波、荷載板和動力觸探綜合檢測是有效的評價方法；鄧滿香[11]基于三維有限元數值模擬和實際工程對比分析，得到了合理、有效的吹砂填海地基強夯參數；馬強等[12]通過建立有限元模型對路基填筑完成時筋材的拉力及和位移進行了研究，分析了筋材在不同剛度條件下拉力與位移變化規律；王良發等[13]通過研究發現網孔結構地基加固材料土工格柵與地基土體組成的復合結構，可以有效提高路基的整體穩定性；韓云山等[14-15]探究了夯錘沖擊地基的時程曲線與加固機理；姚仰平等[16]基于體應變建立了強夯加固范圍的計算理論公式；閆楠等[17-18]從分析強夯地基加固原理出發，根據振動速度測試研究夯擊能作用下填筑體的振動以及相應強夯加固機理，提出了沖擊波和振動波2種振動形態，分析強夯加固作用的動態變化規律。目前，大多數研究均對象為強夯加固機理，且現有研究成果沒有給出合理的適合挖填交界面的強夯參數，強夯施工一般是通過試驗段試夯確定夯擊參數，也常因地層結構、填料性質、施工工藝差異而不同。為此，本文作者以湖南郴州機場路基為依托，基于強夯法處理挖填交界面分析地基處理試驗結果，探究不同夯擊參數作用下的路基處理效果，優化夯擊參數，以便為同類挖填交界面病害提供理論參考和技術支持。

1 工程地質概況

機場擬建場地位于郴州市北湖區華塘鎮塔水林場一帶，距郴州市區的直線距離約16 km。場地原始地貌屬構造剝蝕丘陵地貌，地形起伏很大，最低點位于西側，高程為220 m，相對高差約140 m。

場址及其附近出露的地層主要為第四系、二迭系上統斗嶺組、二迭系下統當沖組、二迭系下統棲霞組、石炭系中上統壺天群。北向構造較發育，場地區及其附近區域主要發育華塘背斜、三合村林場向斜、豪里—塔水壓性斷裂。

場地內地表水較少，僅場地西北角3條沖溝有地表水。場地內存在基巖裂隙水和巖溶水，其中，基巖裂隙水主要受上層地下水及大氣降水補給，其水位、水量和徑流、補給受巖溶、節理裂隙的發育程度、連通性以及區域構造的影響，水位埋深及水位變化很大，未形成連續水位面，水量分布極不均勻。

2 挖填交界面預處理

2.1 強夯加固機理

根據動力固結理論，地基土體在強夯加固處理中依靠瞬時荷載經歷能量轉化、結構破壞、排水固結壓密以及觸變恢復共4個階段。重錘自由下落至土體表面，重錘的重力勢能轉化為夯擊能，在考慮摩擦產生能量損失的夯擊作用下，土體內氣體體積減小，超孔隙水壓力和有效應力上升，有效應力使土體產生塑性變形；同時，由于瞬時夯擊能存在，附著在土體顆粒表面的薄膜水振動剝離轉化為自由水，土體中超孔隙水消散隨時間呈現滯后效應，導致土體強度下降。隨著夯擊次數增加，土顆粒表面的薄膜水全部轉化為自由水，氣體體積接近于0，土體局部液化，強夯沖擊力使土體強度降低到臨界值導致結構被破壞。由于強夯作用使土體局部液化，此時，形成的瞬時孔隙水壓力和超孔隙水壓力大小相等，顆粒間產生裂隙，孔隙水可以沿裂隙呈樹枝狀排出，土體顆粒進行二次排列，超孔隙水壓力消散裂縫閉合，從而提高土體強度。當超孔隙水壓力減小至0時，土體顆粒接觸達到最佳狀態，土體中剩余少數自由水逐漸固定轉換為薄膜水，形成穩定的薄膜水層，土體強度提高到最大值，地基實現加固。

過高的夯擊能雖然可以使有效加固深度增加，但也會造成較大的周圍土體隆起并加劇土體側向變形，最終導致處理后的地基結構破壞[19]。因此，結合強夯加固路基原理，選取2 種夯擊能(2.5 MN?m 和3.0 MN?m)進行最優夯擊參數試驗研究，為其他相似顆粒級配組成填料處理挖填交界面處的路基參數選擇提供依據。

2.2 挖填交界面強夯預處理

本工程原地面地勢起伏較大，且呈現出無規律性，填筑體與原地面巖土為2 種不同性質的介質，填挖區域相關土層物理力學參數見表1。從表1可見挖填區不同土體的干密度、含水率、壓縮模量均有較大差異，因此，若處理不當，且出現地表水順斜坡面滲透時，可能產生沿填筑體與原土基間斜坡面的位移，引起地表裂縫或不均勻沉降。為了保證填方區與挖方區能均勻過渡，在填挖方交接處靠填方一側，應結合臺階開挖及有效加固深度經驗公式，選取豎向每層填筑厚度為4 m，在臺階交界面附近采用點夯和滿夯相結合的強夯方式進行處理，夯點間距為4.0 m，以實現對挖填交界面處地基的有效加固，具體處理方式見圖1。在挖填交界面兩側，設置總長為約30 m 的沉降過渡帶，見圖2。

表1 挖填區域土體物理力學參數Table1 Physical and mechanical parameters of soil in excavation and filling area

圖1 臺階交界面強夯處理圖Fig.1 Treatment map of dynamic compaction in step interface

3 強夯試驗方案

3.1 試驗布置

由于原地形為斜坡地帶，單遍點夯試驗是從平整場地后開始，先進行單遍點夯后再進行2遍點夯。點夯采用2 種夯擊能(2.5 MN?m 和3.0 MN?m)，夯間距分別為4.0，4.5和5.0 m，落距分別為5.7 m和17.0 m，填料虛鋪厚度均為4.0 m，夯錘直徑2.2 m，錘質量為18.1 t。

3.2 試驗過程

圖2 填挖交界處過渡段示意圖Fig.2 Sketch map of transition section of interface

表2 強夯試驗設計參數Table2 Dynamic compaction test parameters

針對不同夯擊能和夯點間距分別進行強夯前后級配、強夯變形以及固體體積率的檢測，具體強夯試驗設計參數見表2。對不同夯點間距的強夯處置區域分別進行土體取樣及點夯和滿夯時的單點夯沉量觀測，選擇夯錘兩側相對固定的邊緣進行取樣和變形測量，取樣和測量過程均按JTGE 40—2007“公路土工試驗規程”和GB 50026—2007“工程測量規范”進行。根據試驗結果確定最優夯擊參數，將最優夯擊參數應用在挖填交界面處，通過強夯變形量和固體體積率這2個指標分析該參數在挖填交界面的適用情況。

4 試驗分析

4.1 填料級配試驗分析

強夯試驗前后填料級配曲線如圖3所示。強夯試驗區填料在強夯處治前以粗粒土為主，其中巨粒土質量分數達20%，填料級配良好，具有較好的工程性質。強夯處置后不同夯點間距試驗區不均勻系數和曲率系數見表3。從表3可見：隨著夯點間距增大，粒料破碎效果降低；當夯點間距為5.0 m 時，粒徑小于80 mm 的顆粒質量分數為67.68%。這是由于夯點間距增加導致距離夯點較遠、粒徑較大的土顆粒沒有被破壞，但填料粒徑在不同夯點間距下經過強夯后均呈明顯減小趨勢，填料級配還以粗顆粒為主；當夯點間距為4.0 m和4.5 m時，強夯破碎效果更加明顯。

圖3 強夯試驗前后填料級配曲線Fig.3 Grading curves before and after dynamic compaction

4.2 夯擊變形試驗分析

試驗區采用2.5 MN?m夯擊能進行第1次點夯，單點夯至12～14遍時，最后2擊平均夯沉量均可滿足小于5 cm的收錘標準，第2次點夯夯至10～12遍時，最后2 擊平均夯沉量均可滿足小于5 cm 的標準。試驗區進行第2次點夯時，沉降量相比第1次點夯明顯減小，見圖4和圖5。在不同夯點間距下，圖5中逐擊夯沉量變化曲線表現出小幅波動，這是由于在夯擊過程中，夯點附近局部土顆粒排列松散以及夯錘沒有準確夯擊到夯點，在距離上產生偏心。累積夯沉量隨夯擊數的變化規律基本一致，同時，隨著夯擊數增加，累積沉降變化率逐漸減小。試驗區采用3.0 MN?m 夯擊能，在不同夯點間距下夯至11～12遍時都能夠達到最后2擊平均夯沉量小于5 cm 的標準。單擊夯沉量及累積夯沉量曲線如圖6和圖7所示，在試驗區進行第2次點夯時，沉降量相比第1遍點夯明顯減小。由以上分析可以確定在挖方區采用較低夯擊能而在填方區采用較高夯擊能，地基處理效果會更加顯著。同時，在2.5 MN?m夯擊能作用下，夯點間距為4.0 m和夯點間距為4.5 m 對應的第1 次點夯單點累計沉降量相差較小，因此，選取點夯間距為4.5 m處治挖填交界面的挖方區。當夯擊能為3.0 MN?m 時，夯點間距為4.0 m的夯擊參數強夯處理區域效果最好，因此，可以在夯擊能為3.0 MN?m、點夯間距為4.0 m強夯處治挖填交界面的填方區，以平衡挖填交界處的沉降差異。

表3 強夯處置交界面前后填料不均勻系數Cu和曲率系數CcTable3 Cu and Cc of filler before and after dynamic compaction treatment

圖4 2.5 MN?m點夯能級強夯2次時的累積夯沉量變化曲線Fig.4 Accumulated settlement curves of point tamping twice under 2.5 MN?m compaction energy

圖5 2.5 MN·m點夯能級強夯2次時的點夯逐擊夯沉量變化曲線Fig.5 Successive settlement curves of point tamping twice under 2.5 MN?m compaction energy

圖6 3.0 MN?m點夯能級強夯2次時的點夯累積夯沉量變化曲線Fig.6 Accumulated settlement curves of point tamping twice under 3.0 MN?m compaction energy

總體來說，當夯錘密度不變時，夯沉量與一定范圍內的夯擊能呈正相關關系，而與夯點間距的相關性不顯著。張芮瑜等[20]將影響夯沉量的因素歸納為落錘高度H、夯錘厚度h、夯點面積Sa和夯擊遍數n，并建立夯沉量u與上述4 個因素的冪函數關系式[20]：

圖7 3.0 MN?m點夯能級強夯2次時的點夯逐擊夯沉量變化曲線Fig.7 Successive settlement curves of point tamping twice under 3.0 MN?m compaction energy

式中：k為常數。同時，強夯處置地基時產生的夯擊能量與落錘高度、夯錘厚度、夯點面積密切相關，這與本次試驗得到的結果一致?？紤]到夯點間距對夯沉量的作用效果并不顯著，因此，可以得出夯沉量與夯擊能及夯擊遍數呈正相關關系。

4.3 固體體積率試驗分析

強夯試驗固體體積率檢測結果見圖8。從圖8可見：試驗區采用2.5 MN?m 夯擊能時，固體體積率平均值均能達83%，但在夯擊數為12 遍及以下時試驗區檢測固體體積率不能滿足要求；采用3.0 MN?m夯擊能時，夯點間距為4.0 m，固體體積率為88.2%，較夯點間距4.0 m 的固體體積率分別減小3.2%和4.0%。這是因為在采用強夯法處理地基時，在一定夯擊能作用下產生的沖擊波會引起土體顆粒間的氣體被擠出，土顆粒重新排列，試驗區夯點間檢測固體體積率隨夯擊數的增加而增大，隨夯點間距增加而減小，導致土顆粒間孔隙減小進而固體體積率增加。在此夯擊能作用下，當夯點間距為4.0 m 和4.5 m，夯擊數為12 遍時，夯點間檢測固體體積率平均值都能達到83%以上，分別為86.1%和83.4%，但當夯點間距為5.0 m時，實驗區檢測固體體積率為82.3%，不能達到機場地基對于固體體積率的要求。同時，在夯擊數為8～10 遍時，不同夯點間距處理下的土體固體體積率增加不明顯，增加幅度僅為0.9%～1.3%，而在夯擊數為11～14遍時，土體固體體積率變化顯著；當夯點間距為4.0 m時，土體固體體積率增加幅度最大達5.2%。與3.0 MN?m夯擊能作用下固體體積率變化規律不同的是：在2.5 MN?m 夯擊能作用下，隨著夯擊數增加，夯點間距為4.0 m的固體體積率相比4.5 m的對應值僅降低0.4%。這可能是在較低夯擊能處理地基的狀態下，弱夯擊能在夯點間距為4.0 m 處治地基時造成加固范圍重疊，重疊區能量的消散只會導致粒徑較小的顆粒發生破壞，而粒徑較大的顆粒級配變化很小，地基處理效果反而沒有夯點間距為4.5 m時顯著。

圖8 2.5 MN?m和3.0 MN?m夯擊能作用下夯擊數與固體體積率的關系Fig.8 Relationship between compaction times and solid volume radio under 2.5 MN?m and 3.0 MN?m

5 挖填交界面最優夯擊參數適用性

5.1 差異沉降量

采用最優夯擊參數，即填方區采用夯擊能為3.0 MN?m，夯點間距為4.0 m，挖方區采用夯擊能為2.5 MN?m，夯點間距為4.5 m，分別在填方和挖方區進行強夯試驗得到的差異沉降量如表4所示。從表4可見：在強夯填筑填方區進行第1 次點夯時，沉降量隨夯擊數增加而增大，累計沉降量達到0.627 m，而挖方區從夯擊8遍時的0.402 m到第1 次點夯結束時沉降量為0.619 m，挖填區域的差異沉降量不斷減?。坏降? 次點夯結束時，2 個區域差異變形量縮小至0.04 m，最后在1.0 MN?m 滿夯結束時差異變形量為0.02 m?？梢姡诖撕粨魠迪绿幚硗谔顓^的地基處理效果得到驗證。

表4 最優夯擊參數強夯處治挖填區域差異沉降量對比Table4 Comparison of differential settlementss by the optimal tamping parameter of dynamic compaction m

5.2 固體體積率

挖方區和填方區強夯法處治之前固體體積率相差較大，挖方區土體固體體積率較大，采用最優夯擊參數處治不同區域，分別在挖方區和填方區選取3點測定固體體積率最后取平均值。強夯后挖填交界面的固體體積率見表5。從表5可見：挖方區固體體積率平均值為83.7%，填方區固體體積率平均值為84.2%，經強夯處治后的挖填區域固體體積率相差0.5%，滿足機場道路地基處理要求。

表5 挖填交界面固體體積率Table5 Solid volume radio of interface %

6 結論

1)強夯試驗區填料以粗粒土為主，各指標符合設計規范對強夯填料的要求。試驗區經過強夯后，填料粒徑均呈一定減小趨勢，同時，隨著夯點間距增加，粒徑減小趨勢不顯著。

2)試驗區夯點間檢測固體體積率隨點夯擊數的增加而增大，隨夯點間距的增加而減小。在3.0 MN?m 夯擊能作用下，隨著夯擊遍數增加，夯點間距為4.0 m 的固體體積率相比4.5 m 的對應值提高約3.2%。而在2.5 MN?m夯擊能作用下，隨著夯擊遍數增加，夯點間距為4.0 m的固體體積率相比4.5 m的對應值反而呈降低趨勢。

3)采用最優夯擊參數，即填方區采用夯擊能為3.0 MN?m 點夯2 遍+1.0 MN?m 滿夯1 遍的工法，夯點間距為4.0 m，挖方區采用夯擊能為2.5 MN?m點夯2 遍+1.0 MN?m 滿夯1 遍的工法，夯點間距為4.5 m，單點夯擊數按14 擊和最后2 擊平均夯沉量不超過5 cm雙重控制，滿夯按1/4錘徑搭接，強夯處理后填方區和挖方區的差異變形量僅為0.02 m，固體體積率相對差為0.5%，滿足地基處理要求。