陆域与海域深厚碎石回填地基高能级强夯有效加固深度对比试验研究

闫楠，白晓宇，水伟厚，廖天辉

陆域与海域深厚碎石回填地基高能级强夯有效加固深度对比试验研究

闫楠1, 2，白晓宇3，水伟厚4，廖天辉5

(1. 青岛大学环境科学与工程学院，山东青岛，266071；2. 海洋环境与生态教育部重点实验室，山东青岛，266100；3. 青岛理工大学土木工程学院，山东青岛，266033；4. 中化岩土工程股份有限公司，北京，102600；5. 青岛鼎林置业有限公司，山东青岛，266555)

以广东某石油仓储工程高能级强夯法地基处理为背景，采用平板载荷试验、动力触探试验、标准贯入试验、瑞利波试验及室内土工试验相结合的方法，研究陆域与海域深厚碎石回填地基15 000 kN∙m高能级强夯下的有效加固深度。研究结果表明：陆域强夯区的有效加固深度不小于10.0 m，海域强夯区的有效加固深度不小于8.0 m；陆域回填区与海域回填区夯点与夯间处强夯加固效果没有显著差别，说明试验设计参数合理，场地经15 000 kN∙m能级强夯处理后地基的均匀性较好，强夯影响深度超过20.0 m，消除了20.0 m深度范围内粉砂层的液化，但对于深厚填土覆盖下淤泥质粉质黏土层的影响不大。在本试验条件下，对于深厚的碎石土杂填土地基，建议采用Menard公式确定有效加固深度时的修正系数介于0.21~0.26之间。

高能级强夯；地基处理；碎石土；有效加固深度；原位试验；室内试验

强夯法起源于古老的夯击方法，是在重锤夯实法的基础上发展起来的，其原理是反复将一定质量的锤(10~60 t)提升到一定的高度(10~30 m)，自由下落，给地基以冲击和振动能量，从而提高地基土强度，降低其压缩性，但在加固机理上又有别于重锤夯实法。重锤夯实是对浅层土加固，影响深度小，夯击能低于强夯夯击能，属于压实机理；而强夯法则是对深层土进行加固，主要是动力固结和动力密实机理，所以，强夯法又称为动力固结法或动力密实法[1−5]。目前，随着沿海地区围海造陆工程建设的快速发展，单击夯击能大于8 000 kN∙m，有效加固深度大于10 m的高能级强夯技术得到了广泛应用并取得了较好的加固效果[6−10]。但是，围海造陆所用的地基填料一般都是开山爆破的碎石土，其颗粒粒径极不均匀，孔隙大，级配差，而且堆填厚度很多都超过10 m以上，级配难以满足常规的土石方施工指标要求，采用高能级强夯法处理这类场地能否满足工程需求是广大科研工作者和工程技术人员亟待解决的重大问题[11]。另外，JGJ 79—2012“建筑地基处理技术规范”[12]仅给出了12 000 kN∙m能级的强夯施工参数，并且规定单击夯击能大于12 000 kN∙m时，强夯的有效加固深度应通过试验确定。主要是由于用低能级强夯的加固机理有别于高能级强夯，倘若高能级强夯工程仍沿用低能级强夯的设计方法，则会产生较大误差。近年来，我国已有一些学者和工程技术人员通过现场试验[13−19]、室内试验[2, 20]、数值模拟[21]等方法研究高能级强夯法的加固机理和设计施工方法。本文作者结合广东某石油仓储工程的高能级强夯地基处理施工，通过多种原位测试手段对 15 000 kN∙m能级强夯加固回填区(分为陆域和海域)的加固效果和加固机制进行研究，通过研究得到一些有意义的规律和结论。研究成果可为类似工程的设计、施工及检测提供借鉴，为规范的修订提供参考依据。

1 场地地质概况

试验场地位于广东某海港，场区为新近开山爆破的碎石填海形成，场地分为陆域(回填前场地位于海平面以上)与海域(回填前场地位于海平面以下) 2部分。回填料呈黄褐及灰白色，岩性不均匀，主要为附近开山搬运的全风化—中风化花岗岩形成的碎石、块石经人工堆积而成，一般上部结构松散，下部结构稍密，钻进非常困难。粒径一般1.0~130 mm，局部块石粒径50~200 cm，该层分布于整个场区，厚度较大。整个地势较平坦，地表相对高差为0.66 m，主要由新近人工填土()层、第四系海陆交互相沉积()层和燕山期花岗岩()构成。场地自上而下土层分布及土层厚度如表1所示。

表1 土层厚度

2个试验场地相距约280 m，根据勘察报告，③层粉砂层具有液化特性。陆域回填区平均标高约6.32 m，稳定地下水位位于地面下约3.95 m，缺失②层淤泥质粉质黏土层；海域回填区平均标高约为5.64 m，稳定地下水位位于地面下1.70 m，其中，②层淤泥质粉质黏土层呈褐灰色，岩性不均匀，相变频繁，局部过度为粉土、黏土，偶夹少量粉砂，含少量的腐烂植物，有机质的质量分数为4.98%~10.58%，切面光滑，有光泽，干强度中等，韧性中等，软塑，为高压缩性土。

2 高能级强夯设计施工参数

为了得到大面积强夯施工参数，先对需要处理的地基进行试夯试验。根据试验设计要求，试夯前后应分别进行场地抄平，15 000 kN·m能级强夯处理主要加固目的是对第①层碎石回填土层进行加固，提高地基土的承载力、密实度，增大压缩模量，降低其压缩性，全部或部分消除第③层粉砂层液化，处理后场地地基承载力特征值ak≥300 kPa，压缩模量s≥25 MPa。

每块地基处理试验面积约为2 500 m2，设计施工参数如下。

1) 施工时采用隔行跳打，共夯5遍。第1遍和第2遍夯点夯击能量为15 000 kN∙m。夯锤直径为2.5 m，锤重约为500 kN，落距为30 m。

2) 夯点间距为10 m×10 m方格网状布置。

3) 第3遍加固强夯点能量为8 000 kN∙m。

4) 第1遍和第2遍夯点、第3遍加固强夯点最后两锤的平均夯沉量不大于150 mm。

5) 满夯2遍，每夯点2击，夯点与夯点锤印搭接1/4，能量采用3 000 kN∙m和1 000 kN∙m各1遍。强夯点布置示意图见图1。

3 试验方案

针对陆域和海域强夯区域的回填土及地层特点，拟采用原位测试(平板载荷试验、重型/超重型动力触探试验、标准贯入试验)、工程物探(瑞利波试验)和取样(淤泥质土)等试验手段对陆域和海域深厚回填地基的强夯加固机制进行研究，以便验证强夯施工成效，反映强夯加固的实际效果。其中，陆域回填区采取超重型动力触探(120)，海域回填区采取重型动力触探(63.5)。平板载荷试验主要是确定浅层回填土的承载力是否满足设计要求，动力触探试验和标准贯入试验主要是检测影响深度内的强夯加固效果及砂土层的液化判别，瑞雷波试验主要是检测场地均匀性和强夯的有效加固深度，钻孔取样主要是检验夯后②层淤泥质粉质黏土的物理力学指标变化情况，最终综合判断地基处理试验的加固效果[20]。各试验手段检测参数如表2所示。

数据单位：mm

表2 原位试验类型及点数

4 试验结果及分析

4.1 平板载荷试验

平板载荷试验可用于测定承压板下应力主要影响范围内岩土体承载力和变形特性。载荷试验是一种可靠的测试方法，对于重要的建(构)筑场地要用载荷试验来确定地基承载力。平板载荷试验反应承压板下1.5~2.0倍承压板宽度(或直径)范围内地基土的特性。因此，对于成分和结构不均匀的回填土较为适合。本次试验采用堆载–反力梁体系加载，载荷板长×宽为1.0 m×1.0 m，加载和终止条件按GB 50007—2011“建筑地基基础设计规范”[22]执行。

根据试验结果绘制的荷载–沉降(–)曲线如图2所示。从图2可以看出：陆域强夯区夯前载荷试验点L-JZ0加载到500 kN时，–曲线出现较明显的第1拐点，–lg曲线基本呈平行排列；加载至600 kN时，总沉降量较大，为47.01 mm，–lg曲线向下弯折。根据GB 50007—2011“建筑地基基础设计规范”[22]，按/＝0.015得出陆域强夯区夯前地基土承载力特征值为196 kPa。陆域强夯区夯后载荷试验点L-JZ1，L-JZ2和L-JZ3加载至600 kN时，地基土均未出现破坏，–曲线呈缓变形，−lg曲线没有出现明显弯折，荷载板周围土体没有明显隆起，根据/＝0.015对应荷载为其承载力特征值，且不超过最大加载量的一半，得到陆域强夯区夯后L-JZ1，L-JZ2和L-JZ3点地基承载力特征值分别为300，244和281 kPa，极差不超过30%，平均值为275 kPa。陆域强夯区在试验时由于突降暴雨，地下水位上升，强夯区被雨水浸泡，导致满夯效果下降，浅层地基承载力(L-JZ2)与设计要求还稍有差距，总的来说，陆域强夯区地基承载力较强夯前提高了24.5%~53.9%。海域强夯区夯后载荷试验点S-JZ1加载至600 kN时，地基土未出现破坏，–曲线呈缓变形，–lg曲线未出现明显弯折，同样可得到海域强夯区夯后试验点S-JZ1地基承载力特征值为300 kPa；而载荷试验点S-JZ2和S-JZ3均加载至540 kN时，总沉降量过大，均超过60 mm，地基土被破坏，由此得到S-JZ2和S-JZ3的地基承载力特征值分别为210 kPa和214 kPa，均小于设计要求的夯后地基承载力特征值300 kPa，承载力检测不满足要求。究其原因，海域强夯区静载试验时同样由于突降暴雨，强夯区被雨水浸泡，导致满夯效果下降；此外，海域强夯区的地基填料含有较多的植物根梢，有机质含量较高，现场静载试验挖坑时有刺鼻的腐臭味，导致夯后地基土的承载力下降。

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 动力触探试验

陆域强夯区夯前、夯后进行了3点超重型(120)动力触探试验，而海域强夯区夯前、夯后进行了3点重型(63.5)动力触探试验，夯前、夯后动探对比曲线如图3和图4所示。根据强夯后超重型动探实测锤击数(120)划分地层密实度情况如表3所示。

从表3可以看出：陆域强夯区13.0 m范围内地基土密实度都有了一定程度的提高，夯前0~4.0 m范围内地基土的密实度较差，平均锤击数为4击，经过 15 000 kN∙m高能级强夯后，效果较为明显。L-DP4在0~6.4 m范围内，平均锤击数为10.0击，地基土平均承载力约为640 kPa，压缩模量为44 MPa；在6.4~12.6 m范围内，地基土平均锤击数约为7.2击，平均承载力约为470 kPa，压缩模量为34 MPa。L-DP5在0~11.2 m范围内，平均锤击数约为8.7击，地基土平均承载力约为560 kPa，压缩模量为39 MPa。L-DP6在0~13.3 m范围内，平均锤击数约为8.9击，地基土平均承载力约为590 kPa，压缩模量为41 MPa。从图3(a)超重型动力触探试验结果可知，陆域强夯区经过15 000 kN∙m高能级强夯后，上部填土层地基承载力与强夯前相比提高了近120%。根据强夯前动力触探结果显示，在6.0~12.0 m深度范围内，碎石土较密，钻进困难，主要都是中风化花岗岩块石，经过15 000 kN∙m高能级强夯后，变化不明显，说明该层密实度相对较好。从动力触探数据综合分析，陆域强夯区的有效加固深度约为13.0 m，土层的密实度及均匀性较好。

海域强夯区经过15 000 kN∙m高能级强夯后的重型动力触探结果显示，S-DP4在9.5 m范围内加固效果比较明显，而在9.5 m深度以下，加固效果不显著。S-DP4在2.5~9.5 m深度内，平均锤击数约为11.0击，地基土平均承载力约为420 kPa，地基土的变形模量为26 MPa；在9.5~16.2 m范围内，平均锤击数为5.4击，平均承载力约为220 kPa，地基土的变形模量为 14 MPa。S-DP5在0~7.4 m深度范围内，平均锤击数为3.1击，地基土平均承载力130 kPa，地基土的变形模量为9 MPa；在7.4~10.7 m范围内，平均锤击数为6.9击，平均承载力270 kPa，地基土的变形模量为 18 MPa；在10.7~15.7 m范围内，平均锤击数为4.7击，平均承载力190 kPa，地基土的变形模量为13.3 MPa。S-DP6在0~7.7 m范围内，平均锤击数为3.0击，地基土平均承载力约为135 kPa，变形模量为9 MPa；在7.7~10.4 m范围内，平均锤击数为5.7击，地基土平均承载力约为230 kPa，变形模量为15 MPa；在10.4~15.6 m范围内，平均锤击数为3.9击，地基土平均承载力160 kPa，变形模量为11 MPa。由于试验之前突降暴雨，海域强夯区被雨水浸泡，导致满夯效果下降，另外，取样结果显示，回填料中夹杂树根，强夯效果不显著，S-DP5和S-DP6强夯加固效果较差，结合图3(b)所示的重型动力触探试验结果综合判断，海域强夯区有效加固深度约为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 陆域和海域强夯区夯后地层密实度分层

4.3 标准贯入试验

陆域强夯区与海域强夯区夯前、夯后分别进行了3点标准贯入试验，夯前、夯后典型的标准贯入试验对比曲线如图5所示。由图5可以看出：强夯前、夯后实测数据表明地基土密实度有所提高，但总体变化趋势不够明显，主要是由于碎石、块石填料对标准贯入试验影响较大。但是，通过标贯试验可以判定，陆域与海域强夯区经过15 000 kN∙m高能级强夯后，消除了20.0 m深度范围内粉砂层的液化。

(a) 陆域强夯区；(b) 海域强夯区

4.4 室内土工试验

对海域强夯区淤泥质粉质黏土进行钻孔取样，夯前、夯后的密度、孔隙比、压缩模量E标准值见表4。由表4可以看出：海域强夯区②层淤泥质粉质黏土经15 000 kN∙m能级强夯后，密度提高约1.1%，压缩模量提高约8.2%，孔隙比减小约7.5%。从综合试验手段来看，②层淤泥质粉质黏土物理力学特性的改善主要是上覆填土长期预压的结果。可见15 000 kN∙m高能级强夯对深厚填土覆盖下的淤泥质土加固效果不是很明显。

表4 海域强夯区夯前、夯后②层淤泥质粉质黏土物理力学特性对比

4.5 瑞利波试验

瑞利波(面波)试验是指在地面上沿瑞利波的传播方向，以一定的道间距设置＋1个检波器，来检验到瑞利波在Δ(Δ为相邻道长度)长度范围内的传播过程。瑞利波波速的高低，直接反映了地基土的承载性状。在强夯加固前、后的地基上进行瑞利波探测，对比瑞利波波速的变化情况，可对地基加固效果进行相应的评价。

本文根据JGJ/T 143—2004和J370—2004“多道瞬态面波勘察技术规程”[23]要求，采用24道1个排列，进行多道瞬态面波测试，测试采用的设备为SRS24型多功能工程地震仪。需要说明的是，在本次试验数据采集前进行了场地噪音和干扰调查，同时对检波器进行了一致性检验。采集参数通过现场试验确定，具体参数如下：道数为24道，道距为1.0 m，偏移距为20 m，采样点数为1 024个，采样率为1.0 ms，检波器为4.5 Hz，震源采用20磅(即9.07 kg)大锤人工锤击地面。陆域强夯区与海域强夯区夯前、夯后各进行3组瑞雷波测试，夯前、夯后的面波对比曲线如图6和图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

从图6(a)和图6(b)可以看出：陆域强夯区夯后L-MB6与夯前相比，在10 m以下，波速变化增大，在强夯之前，L-MB2试验点填土厚度接近16.0 m。瑞利波试验结果表明：在填土深度范围内，波速变化基本保持在240 m/s左右，经过15 000 kN∙m高能级强夯后，在0~7.0 m范围内出现4个拐点，说明在强夯过程中将回填层的碎石土挤压进入软弱土层，形成了竖向排水通道，软弱土层中的孔隙水沿着排水通道逸出，提高了土层密实度，使得面波的传播速度有所提高。穿过软弱土层后，波速变化较大，说明软弱土层加固效果好。夯前L-MB1的瑞利波曲线显示：回填土的密实度与L-MB2相比有所提高，随深度增加，波速逐渐增大，经过15 000 kN∙m能级强夯后，在0~10.0 m范围内出现4个拐点，在5.0，6.5和7.0 m处夹杂有少量的软弱土层，试验点L-MB5和L-MB6在10.0 m处均出现拐点，说明经过强夯后，在10.0 m处还存在软弱土层。图6(c)显示：试验点L-MB3在强夯之前，波速传播比较平缓，变化较小，而经过15 000 kN∙m高能级强夯后，在7.0 m处的频散曲线表现出“之”字形，出现锯齿形状，说明地层存在孔洞，在11.0 m深度处出现拐点，从拐点的位置判断：软弱土层的厚度在1.2 m范围之内。根据陆域强夯区夯前、夯后频散曲线拐点判定其有效加固深度，试验点L-MB5和L-MB6强夯有效加固深度约为10.0 m；试验点L-MB4强夯有效加固深度约为12.0 m。综合以上结果判定，陆域强夯区经15 000 kN∙m高能级强夯后，有效加固深度为10.0~12.0 m。

从图7可以看出：海域强夯区夯前、夯后波速变化幅度不大。试验点S-MB4在填土层范围内波速基本无变化，说明强夯前后，上部回填土的密实度相对较高，在强夯前0~6.0 m范围内波速变化基本上比较平稳，说明填土层的均匀性较好，经过15 000 kN∙m高能级强夯后，回填层中的碎石土在夯锤的冲击应力作用下挤压进入淤泥质粉质黏土层中，波速变化起伏较大。在6.0 m以下夯后波速相对夯前反而降低，夯前填土厚度较大，波速随深度增加而增大，夯后试验结果结合钻探结果显示，碎石土挤压进入淤泥层，而波速传播到淤泥层及粉质黏土层时，波速会有所降低。而面波试验点S-MB6在0~8.0 m范围内变化较小，但总体来说，夯后填土密实度有所提高，波速增大；而在8.0 m以下夯后波速与夯前相比反而降低，主要是由于碎石土在强夯后挤压进入淤泥质土层，波速有所降低，穿过淤泥层传播到黏土层时，则波速将提高。试验点S-MB5夯前、夯后变化不明显，在强夯前，由于S-MB5位于重型运输车辆出入通道，表层土体密实度有一定程度的提高，强夯后试验结果表明波速变化较小。根据海域强夯区夯前、夯后频散曲线交叉点判断，海域强夯区经15 000 kN∙m高能级强夯后，有效加固深度在8.0 m左右。可见：海域强夯区的有效加固深度小于陆域强夯区，与静载荷试验结果、动力触探试验结果一致。

5 讨论

强夯地基的有效加固深度是评价地基处理效果的重要指标之一，而且一直是强夯技术理论中比较重要而未得到根本解决的问题，主要受地基土的性质和强夯施工工艺的影响[24]。鉴于其复杂性，王铁宏等[25]归纳了40多种确定强夯法有效加固深度的方法，建议采用Menard公式[12]的修正形式来预估强夯有效加固深度。

式中：为强夯法的有效加固深度(m)；为小于1.0的修正系数，与土的条件(包括土的性质、结构性、透水性、含水率、堆积时间、不同土层厚度及埋藏顺序等)和施工参数(夯击能、夯锤底面积、夯击次数、地下水位等)有关，其值为0.34~0.80[12]，而人工杂填土的修正系数最小，即＝0.2[25]，可根据不同的土类选用不同的修正系数；为夯锤质量(t)；为落距(m)。

本文采用15 000 kN∙m高能级强夯处理深厚碎石回填地基，陆域回填区的有效加固深度为10.0 m(取不同试验方法的最小值)，相当于式(1)中＝0.26时的有效加固深度；海域回填区的有效加固深度为8.0 m左右，相当于式(1)中＝0.21时的有效加固深度。陆域与海域回填区的修正系数值低于文献[25]建议的碎石土等粗粒土(＝0.45~0.55)和爆破开山抛石填海地基(＝0.37~0.41)修正系数，同时也分别低于JGJ 79—2012“建筑地基处理技术规范”[12]和GB/T 50756—2012“钢制储罐地基处理技术规范”[26]建议的修正系数最小值0.34和0.32。分析原因，在本试验条件下，填土层厚度较厚(有效加固深度小于填土层厚度)，陆域回填区下卧软弱的粉质黏土夹层，海域回填区下卧软弱的淤泥质粉质黏土夹层，而且填土层的水位变化较大(海域回填区强夯期间突降暴雨)，这对高能级强夯深厚碎石回填地基的有效加固深度影响较为显著，导致采用Menard公式的修正形式来预估强夯有效加固深度时修正系数偏低，即强夯有效加固深度低于GB/T 50756—2012“钢制储罐地基处理技术规范”[26]有效加固深度推荐值13.0~13.5 m(15 000 kN∙m能级)。因此，在本文的施工条件下，对于深厚的碎石土杂填土地基，本文建议的修正系数取值如下：无地下水(陆域)时，＝0.26，有地下水(海域)时，＝0.21。该修正系数的取值范围符合文献[25]中针对杂填土地基提出的取值范围(＝0.20~0.40)。

6 结论与建议

1) 在本文试验条件下，陆域强夯区的有效加固深度不小于10.0 m，海域强夯区的有效加固深度不小于8.0 m。

2) 由于静载试验场地被雨水浸泡，导致陆域强夯区夯后地基承载力特征值为275 kPa，海域强夯区夯后地基承载力特征值为241 kPa，均小于设计建议值 300 kPa。

3) 陆域与海域强夯区夯点与夯间处强夯加固效果差别不显著，这说明试夯设计参数合理，场地经过15 000 kN∙m能级强夯处理后地基的均匀性较好。

4) 陆域与海域强夯区经过15 000 kN∙m高能级强夯后，强夯影响深度超过20.0 m，能够消除该深度范围内粉砂层的液化，但是，对于深厚填土覆盖下淤泥质粉质黏土层的影响不大。

5) 高能级强夯有效加固深度的影响因素较为复杂，本文根据实测结果建议采用Menard公式计算深厚碎石回填地基，对于陆域回填地基采用公式计算，对于海域回填地基采用公式计算。

6) 本试验场地主要为开山爆破的碎石堆填形成，厚度较大，标准贯入试验曲线显示强夯前后变化不明显，而动力触探试验难度较大。因此，对于本类场地进行大面积强夯施工时，建议采用平板载荷试验结合瑞利波试验进行强夯加固效果检验。

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(编辑 杨幼平)

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

上海市科学技术委员会上海市科技启明星跟踪类项目(13QH1400400)；上海现代建筑设计集团研究项目(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)

白晓宇，博士，讲师，从事地基基础与地下工程研究；E-mail: baixiaoyu538@163.com