深厚回填土地基強夯加固效果影響因素研究

李怡文陳穎輝 鄒夢超

（昆明理工大學建筑工程學院，昆明 650500）

0 引言

隨著城市建設的快速發展，城市建設用地越來越緊缺。因此“城鎮上山、項目上山”，充分利用荒山荒地進行橫向發展，成為山區城市發展的最佳選擇。在云貴高原地區，由于山地眾多，地形地貌陡峭、起伏較大，很多建筑場地用地位于高挖方、深填方的區域，從而形成大量深厚填方場地，高填方地基由于施工質量控制不佳，回填填料成分不均勻，孔隙比較大，地基壓實不均勻，如果地基處理不當易造成建筑差異沉降，出現工程質量事故［1］。加固深厚回填土地基，在環境允許、土質條件適宜的情況下，強夯法性價比較高。強夯法的地基加固手段已經被廣泛應用，但由于地質條件的復雜性，不同夯擊能級、不同夯擊次數、不同夯擊組合都對地基加固效果有較大的影響，所以該手段的理論基礎還需要進一步完善，有必要對此類地基強夯加固影響因素進行深入研究。

強夯加固作用理論主要分為三個方面：動力性固結、振動波壓密和動力置換。強夯動力性固結是指當巨大的外部荷載作用于土體時，會破壞土體固有結構，土體內部存在的氣泡被排出，土體總體積發生縮減。若持續對土體進行強夯，土體內部孔隙水壓力就會不斷遞增，土體總應力也隨之遞增，最終導致土體發生變形出現類似不規則裂隙，從而提升了土體的滲透性，有利于土體中自由水的流出，使土體固結。土體固結后，隨著土的彈性模量和抗剪模量提高，土體地基承載力和抗剪能力也隨之提高。強夯振動波壓密是指強夯施工時，夯錘作用于地基土體的瞬間產生了龐大的夯擊能量，其以振動波的方式在土體中發展，促使土顆粒發生位移，進一步擠壓土體中存在的空隙，從而使土體更加密實，改善了地基承載能力。強夯動力置換是指強夯時利用巨大的夯擊能量將碎石、礦渣等材料錘進土體進行置換，形成復合性地基。此方法能大幅改善地基承載能力，強夯置換法在置換的過程中，一方面土體原有結構被破壞，形成了排水通道，加速了土體固結；另一方面形成復合地基提高了土體承載力。

吳銘炳和GUQ等［2-3］從彈塑性結構模型理論入手，對強夯動力加固結構相關應力機理進行了邊界有限元法深入分析。孔令偉等［4-5］在沒有充分考慮夯錘自重的模型理論基礎上，得到了填土強夯的動力邊界接觸應力與主體沉降在底部應力邊界變換域移動過程中的底部應力變換解析式。錢家歡等［6］分別利用強夯動力邊界有限元法對強夯動力加固機理問題及其關系進行了深入分析研究，得出了夯錘底部接觸移動時間應力變化規律及其底部移動時間應力與夯土邊界底部接觸時間移動應力的相互關系計算曲線。

本文在前人的研究基礎上，基于果林廣場深厚回填土地基強夯加固實例，運用有限元軟件ABAQUS對實際工程進行模擬，在已建立的模型上依次改變夯擊能、夯擊次數、施工組合和夯錘直徑，研究改變上述因素下強夯加固作用規律，從而給類似工程提供一定借鑒和參考。

1 工程概況

果林廣場項目位于云南省昆明市經濟開發區，項目海拔高度為1900～2000 m，工程占地面積約5.7萬m2，建筑面積約20萬m2，擬建項目為辦公樓和零售市場。項目所處區域內地質構造良好，地下水對項目影響不大。根據地勘報告可知，場地內主要有雜填土、粉質黏土、紅黏土和白灰質灰巖，其中回填土最大深度約10 m。擬建場地內人工填土，在回填時未進行專門處理，土體內部顆粒較為松散、密實度較低，整體表現為較低的均勻性及力學性［7］。并且上層深厚回填土尚未完成自重固結，在自身重力的影響下會隨時間變化產生固結沉降。在上部荷載及自重固結作用下，由于填土本身的不均勻性，人工填土層易產生較大沉降和不均勻沉降，導致地面沉降、開裂，主體結構開裂、傾斜，影響主體結構安全。

在整個建設項目工程施工前的場地內，總共夯擊四遍，前兩遍夯擊為主點夯，采用6000 kN·m能級（夯錘的最大承重30 t，落距20 m），第三遍為加固夯（3000 kN·m），第四遍滿夯（2000 kN·m），要求處理深度≥8.0 m。經過計算，施工區夯擊點布置如圖1所示，首次點夯時，夯點以7 m×7 m方形設置（紅色）；第二遍夯擊時，其點設置于第一遍夯點圖形中心處（藍色），兩遍強夯處理點形狀同樣表現為梅花形；第三遍為加固夯，以4.95 m×4.95 m菱形設置（綠色）；第四遍強夯時，夯擊點搭接在以往夯印的1/4處，從而實現滿夯。

圖1 施工區夯擊點布置圖Fig.1 Construction area hammering point layout

2 數值模擬

為更好地研究夯擊能、夯擊次數、夯擊組合、夯錘直徑等因素的影響，本文選用ABAQUS有限元軟件進行模擬分析［8］，分別深入研究不同程度影響夯擊因素對強夯加固效果。

2.1 有限元模型建立

根據果林廣場項目的實際情況，在ABAQUS中選用修正的摩爾-庫倫本構模型，C3D8R單元，網格尺寸為1.0 m，時間步距為0.002 s，夯錘與土體接觸時間經計算為0.06 s，模型尺寸為40 m×40 m×22 m，地基模型［7-8］的邊界條件設置為水平方向和地面三向位移約束。所有條件賦予后，所建模型如圖2、圖3所示，場地各土層的物理力學參數如表1所示。

表1 各土層的主要物理力學指標表Table 1 Table of the main physical and mechanics indicators of each soil layer

圖2 三維模型圖Fig.2 three-dimensional diagram

2.2 荷載參數及輸入

依據工程的強夯施工方案，施工二區選用的夯錘質量為300 kN，g取10 N/kg，夯錘直徑為2.6 m，落距為20 m，依據以往工程經驗及試夯結果，單次夯擊土體沉降值L取0.6 m。強夯時，夯錘作用于地基土體的時間可按式（1）計算得出：

同時查閱文獻可知，李守巨等［9］利用動量定理和重力勢能做功推導出接觸面之間應力公式：

式中：Δt為接觸時間，s；g為重力加速度，m/s2；h為落距，m；W為夯錘質量，kN；L為單擊沉降量；A為夯錘底面積，m2。

荷載輸入形式如圖4所示。

圖4 荷載輸入形式Fig.4 Load input form

將上述參數代入式（1）、式（2）求得在模型中接觸時間為0.06 s，接觸面應力為4.56 MPa。

2.3 模型合理性

將論文給定的強夯施工參數值直接賦予軟件，通過軟件模擬果林廣場施工的全過程。選取果林廣場前六次夯擊結果與強夯模擬結果對比，得到表2。

表2 強夯下土體豎向位移表Table 2 The vertical displacement table of the earth under the strong mound cm

在模型中按6000 kN·m能級將荷載輸入，導出強夯模擬數據，對比強夯實際數據，得到圖5。

從表2和圖5可以看出，ABAQUS有限元軟件模擬本工程效果良好。數值模擬得到的單擊沉降量和累計沉降量與工程實際測得的單擊沉降量和累計沉降量數值相差不大，誤差較小，表明所建模型較符合工程要求，并為后續研究強夯加固效果影響提供了基礎。

圖5 不同夯擊下土體豎向位移對比Fig.5 The vertical displacement contrast of the soil under different moths

3 強夯加固效果影響研究

3.1 相同夯擊能下不同夯擊次數對強夯加固效果的影響

本文以6000 kN·m夯擊能為同一能級，以夯擊后土體的豎向位移量為評定強夯加固效果的依據，不改變其他施工參數，對果林廣場進行強夯處理，得到以下夯擊云圖，如圖6所示。

圖6 不同夯擊次數下土體豎向位移云圖Fig.6 The vertical displacement cloud map of the soil under different hammering times

從圖6可以看到，在巨大的夯擊能量作用下，夯坑四周出現了隆起。強夯施工期間，夯錘攜帶的龐大的能量沖擊土體，促使土體中土顆粒發生激烈運動，發生擠壓，降低了土體的孔隙率，使其密實程度大大提高，從而改善了地基的承載力，與此同時對夯錘底四周的土體進行了擠壓，也就是土體發生隆起。強夯加固時首次夯擊時的沉降值最大，達到0.63 m。隨著夯擊次數的增加，單擊沉降量不斷降低并趨近穩定，而累計沉降量不斷增大并且也趨于一個穩定值。當進行第6次夯擊時，得到的單夯沉降量僅為0.09 m；第7擊時，其值降為0.05 m，滿足國家相關規定中的停夯要求［10］。將本文的計算結果與用文獻［11］提出的方法所得到的計算結果以及工程實測數據進行了對比，結果表明，伴隨著強夯次數的增加，地基土體變得越來越密實，地基承載力也越來越大，漸漸趨于穩定。

這說明盲目增加夯擊次數對地基處理效果不大，在強夯施工過程中存在最優夯擊數，當夯擊數少于最優值時，增加夯擊次數有利于地基土的固結；反之，加固效果不佳。

3.2 相同夯擊能下不同夯擊組合對強夯加固效果的影響

在果林廣場項目強夯施工中，選用的是質量為30 t、直徑為2.6 m、密度為7800 kg/m3的夯錘，夯錘落距為20 m。在不改變夯錘其他參數的情況下，選用兩個不同質量的夯錘作為對照組，其余夯錘質量分別選擇為25 t和20 t，施工各參數匯總到表3。

表3 不同夯錘質量工況表Table 3 Different hammer quality operating condition sheets

根據數值模擬結果，從圖7可以明顯看出在20 t×30 m、25 t×24 m和30 t×20 m三種不同施工方案下，土體的隆起量和沉降量隨著施工組合的變化而變化，其中重錘低落距的土體隆起量和沉降量相較于輕錘高落距均得到提高。在20 t×30 m施工組合下的單擊沉降量為0.54 m；在25t×24 m施工組合下的單次沉降量為0.57 m；而30 t×20 m施工組合下的單次沉降量為0.63 m，三種施工方案下土體沉降曲線趨勢相同。重錘低落距的施工組合下，強夯施工影響深度最大達到9 m，而輕錘高落距則為8.1 m。這表明重錘低落距的施工方式比輕錘高落距施工方式夯擊效果更好，在施工允許的條件下盡可能采用重錘低落距這種組合。

圖7 同一能級不同夯錘組合下夯沉量隨深度變化曲線Fig.7 The amount of sinking in different hammer combinations at the same energy level varies with depth

出現上述施工差異究其原因，還是因為兩者施工方式夯擊地面時輸出的動量不同。以M1、H1表示輕錘高落距的夯錘重、落距，同理M2、H2表示重錘低落距的夯錘重、落距，在同一能量下（能量來自重力勢能），即M1gH1=M2gH2，動量可由式Mv=M（2gh）?表示，根據數學運算，得出前后兩者施工方式的動量比為（H1/H2）?，計算結果表明，前者施工方式的動量相較于后者要小。故在滿足施工要求，同時不改變夯錘其他參數情況下，根據以往相關工程經驗可以知道，動量越大，地基加固作用越好，因而應優先考慮重錘低落距的施工方案。

3.3 相同夯擊能下不同夯擊直徑對強夯加固效果的影響

只改變夯錘直徑的大小，不改變其它施工參數，夯擊能同樣是6000 kN·m，具體情況如表4所示。

表4 不同夯錘直徑工況表Table 4 Different hammer diameter operating tables

在ABAQUS有限元軟件將上述不同直徑夯錘分別輸入，得到強夯后土體豎向位移云圖如圖8所示。

圖8 不同直徑夯錘單夯下土體豎向沉降變化圖Fig.8 A graph of vertical settlement changes in the earth under a single hammer of different diameters

從圖8可以看到，小直徑錘的單夯沉降量達到0.80 m，普通夯錘的單夯沉降量為0.68 m，大直徑的單夯沉降量為0.63 m。小直徑夯錘與地基土體接觸后生成的夯坑，其影響的深度在三者中最大；而大直徑夯錘生成的夯坑，其影響深度在三者中最小。產生以上變化的主要原因是由于夯錘與地基土體之間接觸面的沖擊應力不同。在同一夯擊能沖擊下，夯錘面積越小，其與土體之間的沖擊應力越大，這就表明夯錘底面尺寸的大小直接確定了夯擊面的沖擊荷載集度。同時也可以看出，小直徑夯錘，夯坑周圍隆起量大，達到0.26 m，而大直徑夯錘其隆起量僅為0.14 m，這說明夯錘直徑影響著夯坑四周的隆起量。出現這種情況同樣是因為在同一夯擊能作用下，夯錘直徑越小，接觸面沖擊力越大，對四周土體擠壓力也越大。

同時，通過數值模擬可以發現不同直徑夯錘對夯坑水平方向的影響，三種直徑夯錘作用下土體水平位移基本呈對稱分布，均在夯坑四周最邊沿處產生最大位移，但沿水平方向或豎直方向遠離夯擊點時，其水平位移量逐步降低。對比三種不同直徑夯錘云圖發現，小直徑夯錘強夯作用下水平影響范圍最小，但在豎直方向上其影響深度最大，而大直徑夯錘的強夯效果與小直徑夯錘作用情況正好相反。究其原因也是由于夯錘與土體之間接觸面應力集度不同，在夯擊能一定時，夯錘與土體間接觸面積越大，接觸應力就越分散，影響的水平范圍就越大；反之，當夯錘與土體的接觸面積較小時，接觸應力就越集中，因此影響的深度就越大。

綜合可知，在同一夯擊能下，采用小直徑夯錘處理淺層回填土的加固效果較好，有利于土體的快速變形，但由于水平范圍處理較弱，因此在強夯施工時應當適當減小夯點間距，工程中也應視情況選取夯錘直徑。

3.4 不同夯擊能對強夯加固效果的影響

選用6個不同等級的夯擊能，同樣采用單一變量原則，其他參數保持不變，研究單次夯擊下土體的豎向位移變化，夯擊能等級分別為2000 kN·m、2500 kN·m、3000 kN·m、4000 kN·m、6000 kN·m、8000 kN·m。通過6個不同夯擊能下的單擊夯沉量和隆起量發展趨勢，發現隨著夯擊能量的提高，單擊沉降量和夯坑周邊隆起量也在逐步增加，如圖9所示。通過ABAQUS有限元軟件，將上述不同夯擊能分別輸入，得到不同夯擊作用下土體沉降量隨深度范圍的變化，具體如圖10所示。

圖9 夯擊能對沉降量隆起量影響Fig.9 The impact of stun can have on the amount of subsidence

圖10 不同能級夯擊下土體沿地基深度位移Fig.10 The soil is shifted along the foundation depth by different energy levels

從圖10可以看到，隨著夯擊能的提高，地基表面的土體的沉降量也隨之增大。在同一能級作用下，土體的豎向位移量在表層2 m深度內減小幅度較小，基本呈現線性，而隨著地基土體深度的進一步增加，土體的豎向位移量迅速減小。對于3000 kN·m及以下的夯擊能，從圖可以看出其在6 m以上的影響很小，基本可以忽略；而4000 kN·m及以上的夯擊能影響深度可達到7 m，這種結果也符合國家行業標準中的相關定。當夯擊能級從4000 kN·m增大到6000 kN·m時，土體豎向位移量增幅為44.2%，而夯擊能從6000 kN·m增加到8000 kN·m時，夯沉量增幅僅為8.1%，說明對于同一類型土體，盲目增加夯擊能，對影響深度的增加效果也并不明顯。

4 結論

（1）當夯擊能等級相同，其他施工參數保持不變時，隨著夯擊次數的增加，土體沉降量也隨之增大，但增幅變緩，說明在強夯中存在一個最優夯擊次數，本文根據數值模擬，得到最佳夯擊次數為第7擊。

（2）當夯擊能等級相同，改變夯擊組合進行數值模擬，發現重錘低落距施工方式較于輕錘高落距作用效果更好，本文中應優先采用30 t×20 m這種施工方式。

（3）當夯擊能一定時，改變夯錘直徑，發現采用1.4 m直徑夯錘時對土體影響深度較大，水平范圍較小，單夯沉降量為0.8 m；采用2.6 m直徑夯錘時影響深度較小，但水平范圍較大，單夯沉降量0.63 m；采用2.0 m直徑夯錘加固效果居中，這說明在實際工程中應當依據具體情況酌情選取。

（4）不同夯擊能級時，其他施工參數保持不變，隨著夯擊能的增大，土體單次夯沉量也不斷增大。當夯擊能級從4000 kN·m增大到6000 kN·m時，土體豎向位移量增幅為44.2%，而當夯擊能從6000 kN·m增加到8000 kN·m時，夯沉量增幅僅為8.1%，這說明在施工中盲目提高夯擊能是不合理的，在本工程中夯擊能選用6000～8000 kN·m即可。