濱海深厚填石地基上建筑物不均勻沉降原因分析及治理*

李志偉，楊岳峰，俞 偉，劉 鷺，羅貞海

(1.福建省建筑科學研究院有限責任公司，福建 福州 350025； 2.福建省綠色建筑技術重點實驗室，福建 福州 350025)

0 引言

在深厚填石地基中，當填石層填筑達到一定高度后，在巖土體及上部荷載的共同作用下，地基土將發生較大的沉降，且填石材料強度高、均勻性差，壓實質量難以保證，檢測難度大，尤其是當存在軟弱下臥層時，如何提高場地地基土的承載力、控制地基土沉降和不均勻沉降一直是深厚填石地基工程的熱點和難點[1-6]。

針對深厚填石地基，通常采用強夯進行地基處理。在強夯過程中，重錘的勢能轉為動能，并將大部分動能傳遞至土體，促使填石層孔隙減小、土體擠密，密實度得以提高，承載力也相應得以提高。強夯的有效加固深度主要取決于夯錘質量和落距，還與夯擊次數、地基土性質等緊密相關[7-8]。

對于深厚填石地基，強夯可以有效加固一定深度范圍內地層，但受到夯擊能及處理深度的限制，深層處理效果較為有限，尤其是當存在軟弱下臥層時，強夯處理無法減小深層軟弱層的固結沉降，地基處理總體效果也將大打折扣。因此，如何評估存在軟弱下臥層的深厚填石地基的工后沉降成為了工程難點[9-11]。首先，對于深厚填石地基，地基沉降規律與施工過程緊密相關，在填石的填筑階段和非填筑階段地基沉降規律明顯不同，無法用統一的地基沉降值-時間關系曲線來描述填石地基在不同階段的沉降規律[12]。其次，填石層的不均勻性和軟弱下臥層的地基土固結參數受強夯擾動后非常復雜，計算分析參數很難有效獲取，對工后沉降的預測有顯著影響[13]。此外，盡管目前預測高填方工后沉降可采用地基蠕變沉降算法[14]、數值計算方法[15]、曲線擬合法[16-17]等各種方法，但各種分析手段都存在不同程度的局限性，通用性較差，需結合實際工程情況進行具體分析，分析難度也顯著增大。

本文以存在軟弱下臥層的濱海深厚填石地基工程為例，通過對地基土分層沉降監測了解填石地基土沉降及不均勻沉降的主因，并通過建筑物沉降規律的分析，采取指數曲線和雙曲線進行擬合，成功預測和驗證建筑物后續沉降發展趨勢，為后續建筑物的糾偏和加固處理提供理論依據。

1 工程概況

1.1 建筑物概況

某建筑物為6層鋼筋混凝土框架結構，基礎為條形基礎(見圖1)，基礎持力層為強夯填石層，設計地基承載力特征值≥200kPa。

圖1 基礎及監測點平面布置

1.2 工程地質及水文地質條件

建筑物所在場地巖土層按層號順序分述如下：①填石 場地位于回填區，存在厚度不均的填石，填石主要由微風化花崗巖、微風化流紋巖及微風化熔結凝灰巖等開山碎塊石組成，粒徑2～30cm，局部地段含有大粒徑填石，呈濕～飽和，稍密狀態。該層連續分布，厚度由海岸向海方向逐漸變厚。⑤1粉質黏土 灰色、深灰色，局部含少量有機質，混黑色腐木，有微臭，黏性好，呈很濕、軟塑狀態，標貫擊數3～7擊，該層在原海域零星分布，厚度1.5～9.0m。⑤2粉質黏土 灰色、深灰色，部分為淺黃色，局部含少量有機質，含少量貝殼與粉細砂，黏性好，干強度高，呈濕、可塑狀態，標貫擊數7～19擊，該層在海域廣泛分布，厚度1.3～25.2m。⑤3粉質黏土 灰黃色、深灰色，部分為淺黃色，黏性較差，干強度高，呈稍濕、硬塑～堅硬狀態，夾多量花崗巖、流紋巖等基巖,標貫擊數13～75擊，該層在海域廣泛分布，厚度1.2～16.7m。⑨2強風化流紋巖 灰黃、淺肉紅色，原巖結構大部分被破壞，含多量中等風化流紋巖巖塊，巖芯呈土狀～半巖半土狀，巖質軟弱，厚度0.6～3.1m。⑨4微風化流紋巖 灰白、淺肉粉色，斑狀結構，流紋狀構造。斑晶主要礦物成分為長石，其次為石英，含量約占15%。基質主要由隱晶狀的酸性熔融物構成，呈長英質混合物狀出現，含量約占85%。巖芯較完整，多呈柱狀，局部呈碎塊狀。節理裂隙發育，少數節理面揭黃色，鐵質渲染，局部可見綠泥石化巖芯，錘擊聲脆，巖質堅硬，該層在勘測區廣泛分布，勘測未揭穿該層。

場地位于原海域，地下水與海水貫通，地下水發育，主要接受海水補給，同時受大氣降水和垂直滲入，通過地表蒸發及向大海排泄。場地內第四系松散巖土類孔隙水主要賦存于第四系人工填石層及海積土層內，塊狀基巖裂隙水主要賦存于花崗巖風化裂隙和構造裂隙中。

1.3 典型地質剖面

典型地質剖面如圖2所示。

圖2 典型地質剖面

1.4 場地回填及處理概況

場地采用回填加強夯的處理方案，2006年12月—2008年12月進行挖土及回填作業，并同步進行強夯處理，具體如下。

1)2006年12月—2008年12月 填方至標高5.000m處，夯擊能為6 000kN·m。

2)2009年4月—2009年8月 填方至標高約9.000m處，夯擊能為2 000kN·m。

1.5 建筑物不均勻沉降及處理概況

該建筑于2011年5月竣工并投入使用，至2012年4月2日，建筑物最大沉降量達到338.7mm，最大沉降差達98.9mm，最大傾斜率達到4.6‰，總沉降量和沉降差超過規范要求，并引發建筑物地梁及上部結構發生開裂破壞。

2 地基不均勻前期處理及分析

2.1 地基土固結灌漿處理

為了防止建筑物沉降進一步加劇，初步判定地基沉降是因填石層未密實所導致(經后續驗證，該判定有誤，詳見下文分析)，故于2012年1月—2012年3月針對該建筑物基礎下12m范圍內的地基土采用大面積固結灌漿的方法進行加固處理。

在灌漿完成后，采用壓水試驗、圓錐重型動力觸探等方法，結合鉆探取芯對灌漿后的地基進行檢測，檢測結果如下。

1)重型圓錐動力觸探試驗 97%以上的實測動力觸探數據大于設計要求的10擊標準，表明灌漿加固后的動力觸探成果基本滿足設計要求。

2)鉆孔取芯 灌漿加固的地基土層以碎石為主，混有塊石，碎石含量40%～70%，碎石土中間含有較多的砂和黏性土，以及部分水泥砂漿，固結灌漿水泥膠結不是非常明顯。

3)壓水試驗 取芯檢測孔均出現多處失水點，透水率都大于設計要求。

根據固結灌漿檢測結果，灌漿加固后的動力觸探成果基本滿足設計要求，然而在灌漿完成后，建筑物的沉降趨勢并未得到緩解，沉降速率也未明顯減小，這表明該固結灌漿并未解決地基土的固結沉降問題，這在文獻[7]中也得以驗證。

2.2 注漿處理效果分析

根據地勘資料，場地填石層厚度為23～33m，填石層下為原海積黏性土層，包括⑤1軟塑狀粉質黏土、⑤2可塑狀粉質黏土和⑤3硬塑狀粉質黏土，總厚度20～30m，其下為風化巖層。

在場地回填過程中，填石層采用強夯法進行處理，其中回填至5.000m標高時，填石層厚度達19～29m，此時采用6 000kN·m夯擊能進行強夯處理，處理深度約10m(根據文獻[8]取值，余同)，即處理深度僅為1/3～1/2填石層厚度；第2次回填至廠坪標高后，采用2 000kN·m夯擊能進行強夯處理，其強夯處理深度為6～7m，即處理深度集中在填石層上部1/4～1/5填石層厚度。

在強夯處理后，地表下12m深度范圍內的填石層均在強夯的有效處理范圍內，確保了地基承載力滿足設計要求(地基承載力特征值達到200kPa，壓縮模量≥10MPa)。盡管場地固結灌漿也對填石層有一定的固結作用，但強夯處理和固結灌漿仍集中在中上部填石層，并未對下臥粉質黏土層進行有效處理，因此在上部填石層及建筑物荷載的作用下，必將發生顯著的壓縮固結沉降。

2.3 土體深層沉降監測及數據分析

為了進一步了解地基土沉降的原因，2012年5月—2016年8月，場地增設了8個土體深層沉降觀測點，具體結果如表1所示。

表1 土體深層沉降監測值

根據表1可知，除D1和D4點填石層壓縮量占總沉降量比例大于10%外，其余6個點的填石層壓縮量占總沉降量比例均小于10%，平均值約為4.8%，這表明在強夯處理后，填石層的壓縮量占總沉降量比例很小，場地的主要沉降量是由下臥粉質黏土層(尤其是⑤1層軟塑狀態粉質黏土)的固結沉降引起的。

同時，通過對深層沉降數據(即30m深度以下)的進一步分析可知，下臥粉質黏土層的壓縮主要集中在30～40m深度，即為⑤1軟塑狀粉質黏土和⑤2可塑狀粉質黏土主要分布深度，這也進一步說明地基土的壓縮主要由⑤1軟塑狀粉質黏土和⑤2可塑狀粉質黏土的壓縮固結沉降引起的。

此外，該結論亦可從固結灌漿處理情況予以證明，原場地所進行的固結灌漿仍主要以淺層填石層作為處理對象，并未起到對深層地基土處理作用，故其加固效果極為有限，并未能緩解地基土的沉降。

然而，若針對深部粉質黏土層進行處理，不僅施工難度高，且代價極大，故需先行進行地基土的固結沉降值預測，進一步判定后續沉降趨勢，再確定后續的處理措施。

3 軟弱下臥層固結沉降分析

為了對地基土固結沉降趨勢進行判定，考慮到場地地層條件變化較大，且主要壓縮層⑤1軟塑狀粉質黏土和⑤2可塑狀粉質黏土為交叉互層，粉質黏土按一層進行簡化考慮，具體計算參數如下：粉質黏土層平均厚度按15m計，豎向固結系數及水平固結系數取0.001 5cm2/s和0.001 8cm2/s，e-p曲線取值如表2所示(e為孔隙比，p為土體壓力)。

表2 e-p曲線取值

回填工況分3個階段進行堆填，具體如下。

1)第1階段 場地填方至標高5.000m處，自2006年12月—2008年12月，共24個月。

2)第2階段 場地填方至9.000m處，自2009年4月—2009年8月，共4個月。

3)第3階段 堆載(填方至9.000m)完成——2017年6月，共106個月。

分析過程中僅考慮各階段場地堆載的影響，未考慮強夯處理及建筑物荷載對粉質黏土層固結的影響，具體結果如圖3所示。

圖3 粉質黏土層的歸一化固結沉降曲線

由圖3可知，自2006年12月起至2017年6月，粉質黏土層的固結沉降量占總沉降量已接近90%，在后續階段仍將發生一定的沉降，但沉降占比相對較小。

根據建筑物沉降監測數據可知，其沉降正逐漸趨于穩定，沉降速率亦逐漸減小。自2017年3月—2017年6月，除3號監測點沉降速率(0.048mm/d)略大于穩定控制標準外，100d內各監測點的沉降速率均已滿足淺基礎建筑物的穩定標準(即0.04mm/d)，這也進一步表明下臥粉質黏土層的固結沉降正逐漸趨于穩定。

4 建筑物沉降擬合分析

4.1 建筑物沉降擬合預測

由圖2可知，粉質黏土層的厚度差異大，且在填石層填筑過程中，土層受到較大的擾動，上述固結沉降分析僅適合做規律性判定，對于影響沉降量的土層厚度、固結系數等參數均進行了簡化，依靠固結沉降分析難以有效進行后續沉降量的準確判定，且各沉降監測點沉降值也差異較大，說明建筑物各區域仍存在較大差異。

因此，為了準確分析建筑物各監測點的沉降規律及后續沉降量，本文根據建筑物沉降監測數據，采用指數曲線和雙曲線對建筑物各監測點的沉降曲線進行擬合。

由擬合曲線可知，以1號監測點為例，當前沉降值為495.7mm，采用指數曲線擬合得到的最終沉降值為517.0mm，即建筑物已發生沉降量占最終沉降量的96%；采用雙曲線擬合得到的最終沉降值為600.0mm，即建筑物已發生沉降量占最終沉降量的83%，平均值為89%，與上一節的固結分析結果基本吻合。

4.2 建筑物沉降擬合驗證

為了進一步校核上述擬合曲線的準確性，針對建筑物2012—2016年的年沉降量實測值與擬合曲線進行對比，具體結果如圖4所示。

圖4 建筑物監測點年沉降量對比

由圖4對比曲線可知，指數曲線與雙曲線的擬合結果均與建筑物的沉降實測結果較為吻合，故采用上述擬合曲線可用于建筑物后續沉降量的預測。

結合指數曲線和雙曲線的變化趨勢，分別進行2017—2020年建筑物沉降量預測，具體結果如表3所示。

由表3可以看出，指數曲線預測值相對較小，可取為下限值，雙曲線預測值相對較大，可取為上限值。結合工程經驗，年沉降量的預測值可按上述二者平均值予以確定。

表3 2017—2020年建筑物沉降預測結果 mm

同理，最終建筑物的沉降值亦可通過上述指數曲線和雙曲線擬合結果的平均值予以確定，具體如表4所示。

根據表4結果可知，指數曲線預測所得最終沉降量相對于雙曲線預測沉降量小，指數曲線預測所得已發生沉降占最終沉降值比例相對較大，為91%～96%，雙曲線預測所得已發生沉降占最終沉降值比例相對較小，為78%～83%，取上述兩類曲線預測值的平均值作為最終結果，即建筑物已發生沉降值占最終沉降量比值為83.5%～88.8%。

表4 建筑物最終沉降值擬合結果

同時，對比上述固結沉降分析結果，擬合結果與固結沉降分析結果較為接近，即進一步說明該建筑物沉降值已逐漸趨于穩定，但后續仍存在約15%沉降值，若進行建筑物糾偏加固時，應充分考慮該殘余變形量的影響，即應采用過糾措施確保建筑物糾偏效果。

5 建筑物頂升糾偏及分析驗證

5.1 建筑物頂升糾偏施工

基于上述分析和校核結果，為了避免建筑物沉降繼續增大而導致上部結構開裂加劇，本工程擬對建筑物進行及時糾傾，并對上部結構進行加固處理。

為了確保后續建筑物的正常使用，在進行建筑物頂升糾偏時，除對已發生沉降所導致的不均勻沉降進行調平糾偏外，還應考慮后續沉降(約15%)的影響，即應在糾偏過程中考慮約15%的過糾量，最終避免后續建筑物發生不均勻沉降影響功能使用。

2018年上半年，該工程經過現場頂升糾偏進行處理，具體施工工序如下：托換梁施工→千斤頂布置施工→主體與基礎分離→頂升施工→主體結構連接加固施工→測量復位情況。

1)需確定各柱位的頂升量 通過上述分析已預測后續沉降量，故糾偏過程中需提前考慮后續沉降量，并進行過糾糾偏。

2)需確定各柱位的頂速率 鑒于各柱位處的頂升量各不相同，故各柱位的千斤頂頂升速率也各不相同，應按頂升量的大小進行分區，不同分區應分別獨立設置油泵站，每個千斤頂應有獨立的油路開關閥門，以實現頂升速率控制。

3)頂升位移分級 頂升位移分級以頂升量最大處位移量10mm為1個分級，每完成1次分級頂升后應校核各柱位處頂升量，各柱頂升量的偏差應小于框架結構的允許沉降變形差。同時，在糾偏過程中，采用標尺法在每柱位處均設置頂升豎向標尺，用于實時監測各柱位處的豎向頂升位移量，每完成5次分級頂升后進行一次建筑物傾斜觀測，并將傾斜觀測數據與頂升監測數據校核。

4)柱子連接 待頂升到位后，及時進行柱的連接，包括鋼筋連接及混凝土澆筑。千斤頂應待混凝土強度達到設計值后，分批撤離，并對柱連接段采用外包鋼進行加固處理。

5.2 建筑物沉降預測值驗證

為了進一步驗證上述分析結果的準確性，本文對2016年12月—2020年12月(即糾偏后約2年8個月)監測數據與預測值進行對比驗證，具體如表5所示。

表5 建筑物沉降值預測值與實測值對比 mm

根據2017—2020年各沉降觀測點實測值與預測值的對比可知，除2017年1號、4號和6號監測點的沉降實測值超過了上限預測值(雙曲線)外，其余年份所有監測點的實測值均在上限預測值(雙曲線)和下線預測值(指數曲線)之間，尤其是在2019年后，沉降實測值基本與預測平均值較為接近，這也進一步驗證了沉降預測值的合理性和準確性。

5.3 建筑物頂升糾偏效果

經糾偏后近980天對建筑物沉降及傾斜率的監測可知，建筑物的沉降預測值與建筑物的過糾量基本吻合，即各柱位處的差異沉降基本消除，且建筑物的最大傾斜率發生在7號監測點處，傾斜率為0.803‰，即建筑物各處的垂直度均在規范允許范圍內，可滿足建筑物安全使用要求。

6 結語

本文通過對濱海深厚填石地基的固結沉降進行分析，并與建筑物沉降數據的擬合曲線進行對比驗證，得到以下主要結論。

1)在深厚填石層中，強夯處理后地基土的密實度和承載力可滿足上部建筑物的承載力要求，采取固結灌漿處理僅能提高填石層的密實度，即強夯處理和固結灌漿處理均無法對下臥粉質黏土層進行有效處理，在上部填石層及建筑物荷載的作用下，必將發生顯著的壓縮固結沉降。

2)在深厚填石地基上，除個別點位外，填石層壓縮量占總沉降量比例均小于10%，即建筑物沉降是源于下臥粉質黏土層的固結沉降，填石層的壓縮對沉降貢獻較小。

3)建筑物沉降值可采用指數曲線和雙曲線進行擬合，取雙曲線預測值為上限值，取指數曲線預測值為下限值，并可取二者的平均值作為預測指導值。

在充分復核地基土固結沉降趨勢后，對建筑物采取糾偏措施，除對已發生沉降所導致的不均勻沉降進行調平糾偏外，還應考慮后續沉降量所需的過糾量，最終避免后續建筑物發生不均勻沉降影響功能使用。