强夯法消除风积粉细砂湿陷性研究*

2019-09-06毛洪运朱江鸿毕俊翔李忠民

工程地质学报 2019年4期

毛洪运朱江鸿喻小毕俊翔李忠民

(①中冶成都勘察研究总院有限公司成都 610023)(②兰州大学土木工程与力学学院兰州 730000)(③成都理工大学，环境与土木工程学院成都 610059)

0 引言

我国的西北部及中亚南亚地区有不少地域属于沙漠地貌。随着我国“一带一路”战略的实施，越来越多的重大工程项目在沙漠地区修建，比如交通道路工程、能源管道、电厂电站等。风积粉细砂是沙漠地区的典型地层，早前，人们认为沙漠地区不宜修筑建筑物，对于这一地层的研究甚少。不少研究表明，风积粉细砂在遇水后会发生湿陷变形，导致地基土发生不均匀沉降，对各种工程建设造成破坏，许多建筑工程和交通工程不得不面临这一问题。

湿陷性是指在上覆土层的自重应力作用下或者在自重应力和附加应力共同作用下，土体因浸水后土的结构破坏而发生的显著变形，其显著特点是突变型、非连续性和不可逆性(陈正汉等， 1986)。长期以来，工程地质界对于黄土的湿陷性进行了广泛的研究，有了较多的认识(谢定义等， 1999；吴光辉等， 2016；张婉等， 2017；朱景汕等， 2017)。但对于沙漠区风积粉细砂的湿陷性研究尚处于摸索阶段，风积粉细砂湿陷性的规律认识也比较少(韩永强等， 2015)。国内外学者对区域性风积粉细砂的湿陷性进行了一些研究。曾正中等(2001)对腾格里沙漠风积极细砂进行室内压缩试验和现场原位实验，均表明该区段砂土中的风洪积壤土类土和风积极细砂均具有湿陷性，细粒含量越多越具湿陷性且湿陷程度越高，为风积粉细砂湿陷性研究奠定了理论基础。周平等(2005)对武昌地区含黏性土粉细砂的承载力进行了研究，分析其物理力学指标，得出在工程性质上更接近于黏性土而非粉细砂。武立波等(2007)对陕西神木县石窑店的粉土、粉细砂进行了研究，发现该地区粉土、粉细砂具有弱可塑性、低黏结性、湿陷性及强度较低的特征，研究成果说明了粉细砂的细颗粒特性使得其工程性质兼具砂土和粉土的特性。武立波等(2012)研究了在水化作用下，宁夏宁东地区粉细砂的物理力学和水理性质规律，认为湿陷性是宁东粉细砂水敏感性的重要表现，其湿陷性主要受土体含水率、孔隙比、埋藏深度和干密度的影响。前人的研究为本文提供了方法和思路，对本文的研究具有指导意义，在研究风积粉细砂的湿陷因素时着重考虑了含水率和密实度的影响，统计分析了湿陷变形与总变形的关系。

强夯法，又名动力固结法，是由法国Menard技术公司于20世纪60年代末首创的一种软弱地基处理方法(Menard， 1975)。强夯法是指反复将重锤提到一定高度使其自由落下，给地基土以冲击能量和振动，使得地基土加固的软地基处理方法(中国工程建设标准化协会， 2010)，该方法因施工方便、设备简单、处理效果明显、费用低廉而得到广泛应用。国内外许多学者通过理论分析、相似模型试验、现场原位测试、室内土工试验及数值模拟等方法对强夯法进行了大量的研究。Gu et al.(2002)采用二维有限元数值模拟研究了强夯激励下干砂的应力响应问题。贾敏才等(2009)通过自行设计的可视室内强夯模型试验仪，分析夯击作用下砂性土的宏细观机制，认为在单击夯击能一定时，砂性土的加固存在一个最佳夯击数。张兴元等(2011)通过对兰州黄土的室内模型试验研究，认为低能级强夯加固地基以剪切波为主，高能级加固地基以压缩波为主。王松江等(2012)指出采用不同的能级，夯点间距，锤击次数等不同施工工艺消除黄土湿陷性的厚度差异较大。高鹏等(2014)分析研究了沙漠地区不同地基处理方法的加固效果，探究发现强夯法效果突出。上述成果表明了强夯法加固软弱土地基具有显著效果，对于消除黄土湿陷性也成效明显。但强夯法消除风积粉细砂湿陷性的研究较少，有待于系统展开研究。

表 1 各土层物理力学性质指标Table 1 Physical and mechanical indices of soil with different depths

本文结合某工程实例，通过研究该工程场地风积粉细砂强夯前后的物理力学特性变化，结合室内压缩实验及现场原位实验，评价强夯法消除风积粉细砂湿陷性效果，总结风积粉细砂湿陷性的规律及影响因素。该研究为风积粉细砂的湿陷性进一步研究，可以为同类型工程场地处理提供一些参考和借鉴。

1 工程概况

1.1 地层岩性

某工程场地位于沙漠地区，地层结构为第四系风积土，地层岩性单一，均为风积粉细砂。场地土层从上到下分述如下： ①层为黄色稍密风积粉细砂，主要成分以石英、长石为主，厚度约0.5～3.5im； ②层为中密稍湿风积粉细砂，厚度为1.0～4.9im，成分以石英、长石为主； ③层为密实稍湿风积粉细砂，成分以石英、长石为主，局部胶结，含有多量姜结石。在勘察深度范围内未见地下水，夯前原状土的土工试验结果显示，湿陷系数均大于0.015，多分布为0.017～0.069，湿陷性为轻微湿陷至中等湿陷。风积粉细砂地层相关物理力学指标标准值见表 1。

1.2 强夯设计及施工

表 2 强夯地基处理参数Table 2 Treatment parameters of dynamic compaction foundation

1.3 夯沉量与锤击数关系图

场地地基土为典型的风积粉细砂，含水率低，施工前平整场地，测量场地标高。为改善强夯加固效果，每遍点夯前向场地洒水压实，洒水量宜使土体含水率达到最优含水率，本工程场地位于沙漠地区，水量供应不足，采用洒水车运水并沿场地洒水，洒水量约为0.16im3·m-2。标好夯点位置后施工，施工时按照“隔排隔点”的方式依次夯击，满夯后平整场地，测量场地标高。根据实测数据，统计了填方区和挖方区的强夯夯沉量与锤击数的关系曲线，分析场地地基土对于强夯激励下的宏观反映。

填方区填土材料为挖方区挖出的风积粉细砂，经分层洒水压实后强夯加固，试验统计了4遍点夯各5个夯点的夯沉量与锤击数数据，绘制成关系曲线图(图 1)。

图 1 填方区夯沉量与锤击数关系曲线Fig. 1 Curvilinear figure of settlement with tamping mount in filled site

从图 1中可以得出，随着锤击数的增加，累计夯沉量增长趋势逐渐减缓，表明风积粉细砂强夯存在最佳锤击数。图 1中a、b、c、d图分别表示4遍点夯，可以看出第1遍和第2遍点夯累计沉降量均在105icm左右，第3遍和第4遍分别在90icm和80icm左右，第1击夯沉量也比第1遍和第2遍小，表明夯点加固范围为苹果形(王桂尧等， 2008)。

随着锤击数的增加，单击夯沉量逐渐减少，采用异数曲线拟合填方区单击夯沉量与锤击数的关系图(图 2)，可以得出最佳锤击数为10击。

图 2 填方区单击夯沉量拟合曲线Fig. 2 Settlement with every tamping in filled site

挖方区挖方厚度为1～3im，强夯设计、施工均与填方区相同，统计分析了第1遍点夯5个夯点的夯沉量与锤击数关系曲线(图 3)。对比分析填方区夯沉量与锤击数关系曲线，可以得出挖方区累计夯沉量较填方区少，在85icm左右，第1击夯沉量均小于25icm，在22icm左右。根据挖方区单击夯沉量与锤击数的曲线图(图 4)，可以得出挖方区最佳锤击数为8击。

图 3 挖方区夯沉量与锤击数曲线Fig. 3 Curvilinear figure of settlement with tamping mount in excavated site

图 4 挖方区单击夯沉量与锤击数的曲线Fig. 4 Settlement with every tamping in excavated site

2 试验概况

2.1 试验设计

强夯施工完成后间歇1周时间，使夯后土体静置稳定，土体中残存应力得以消散，间歇期结束后对强夯效果检测采用浅层平板载荷试验及室内土工试验的方式。静载荷试验主要检测夯后土体的承载力，测试时将载荷板放置于基础以上50icm，相当于夯后面以下50icm。室内试验取样布点按照横向间距为20im，深度每隔1im取一次样，室内试验取样要求取不扰动的Ⅰ级土样，为保持原状土的性状，试验中采取现场环刀取样加取土柱相结合的方式，取样完成后随即送往试验室做土工试验，测定夯后土体的物理力学指标和湿陷变形量。风积粉细砂试样见图 5。湿陷试验按照标准采用单线法(南京水利科学研究院， 1999)，同一土层取5个样对比分析。

图 5 风积粉细砂试样Fig. 5 Sample of eolian deposit find sand

表 3 强夯前后各土层相关参数Table 3 Parameters of foundation soil before and after dynamic compaction

2.2 试验结果分析

2.2.1 静载荷试验

本次试验分为现场浅层载荷试验及室内压缩试验，现场载荷试验典型曲线见图 6，载荷试验结果表明P-S曲线一般没有出现极限荷载，比例界限也不明显(张志田等， 2012)，载荷试验检测承载力为240ikPa，比夯前地基土提高了一倍，承载力满足设计要求。

图 6 风积粉细砂典型静载荷试验p-s曲线Fig. 6 Typical p-s curvilinear of eolian deposit fine sand

2.2.2 室内试验

根据室内土工试验，对比分析强夯加固前后各土层的物理力学指标，试验中同1层土取样个数均大于5个，分析数据时，剔除异常的数据，取剩余数据的平均值分析，数据见表 3。

从表 3可以得出，强夯法基本消除了风积粉细沙的湿陷性。强夯夯锤落地时产生巨大的冲击力，并以冲击波的形式向土层内部传播，携带了巨大能量的冲击波迫使粉细砂颗粒重新排列，土体中的气体被排出，空隙减少，土体压密。以土体重度为参照指标，强夯处理后重度均有较大幅度的提升，普遍提升了1.3倍左右，基本消除了湿陷性。根据各土层5个统计参数得出表层土体在各级上覆压力下的压缩变形、湿陷变形及总变形量(表 4)，低密实度高含水率的①土层以压缩变形为主，湿陷变形很小；高密实低含水率的②土层压缩变形很小，湿陷变形较大，总变形集中，在0.6～0.7imm之间。

表 4 各土层土样湿陷试验变形参数Table 4 Parameters of collapse test in defferent depth soil

这与谢定义(1999)关于黄土湿陷的观点相符。表明风积粉细砂的湿陷特性与密实度和含水率密切相关，其中水的含量对于风积粉细砂的湿陷性起到了主要控制因素，强夯加速了洒水效应的传播。消除风积粉细砂的湿陷性可以通过增加含水率再夯实的步骤，如果含水率不足不仅影响夯实效果，而且对于湿陷性的改善也很差。

风积粉细砂在逐级增加的压力下，变形量逐渐增加，但每级增量在减少(图 7)。反映了土体在附加压力下逐渐被压实，风积粉细砂颗粒相互接触挤压，空隙中气体被排出，达到最大压力200ikPa后稳定一段时间，在相同压力下浸水，土样迅速下沉，但总变形却变化不大，土体浸水后，水在风积粉细砂颗粒间起到了润滑作用，有效的降低了土颗粒之间的摩擦阻力。

图 7 各级压力下风积粉细砂变形量Fig. 7 Deformation of eolian deposit fine sand at different press

图 8 风积粉细砂各级压力下随时间的变形量Fig. 8 Deformation of eolian deposit fine sand with loading time at different presses

根据现场渗透试验，风积粉细砂的渗透系数在6.0×10-4～6.0×10-3之间，试验时按照间隔10imin、20imin、30imin、30imin记录各压力下的变形量，绘制成变形量与时间的关系图(图 8)，结果表明风积粉细砂在施加各级压力下前10imin变形量大，约占变形总量的90%，试验观察发现几乎在加载的瞬间产生极大变形，变形随时间的增量较小。

3 洒水对强夯加固的效果评价

强夯法加固细颗粒土的原理为动力压密，动应力波在土体中传播迫使风积粉细砂土体颗粒密实，降低松散土的可压缩性，从而提高承载力，消除风积粉细砂的湿陷性。试验结果表明强夯法在有效加固深度内基本消除了风积粉细砂湿陷，不可忽视的是水的作用，由强夯前后各土层相关参数表(表 3)可知，高含水率湿陷改善效果显著高于低含水率湿陷改善效果。在强夯设计与施工时都应该把土体的含水率作为重要的因数考虑。土体的物质组成和结构特性决定了其力学性质，风积粉细砂颗粒物质组成为石英、长石等细颗粒物质，是长期风化作用形成的，粒径主要为粉粒。使得该类土兼具粉土和砂的特性，单粒排列的风积粉细砂土具有空隙大、透水性强、土粒间没有黏聚力，土粒相互依靠支承、内摩擦力较大等特点。土粒中浸水时，砂砾间产生毛细水弯液面作用于土粒，土粒产生短暂的胶结，粒间的结合水膜使邻近土颗粒连接起来，从而土体具有塑性性质，表现出黏着特性，具有一定的黏聚力。土粒间的弱结合水减少了土粒的摩擦力，在自重和上覆附加压力下产生沉降变形。这也是风积粉细砂土湿陷的内因和强夯法消除其湿陷性的技术措施。在增加其含水率的前提下夯击压密，风积粉细砂结构由松散单粒接触连接变成紧密挤压连接。

因此，强夯法能有效消除风积粉细砂湿陷性；其中，洒水是控制湿陷性的主要因素，强夯是次要因素。在加固土体的过程中，应将浸水预压融入强夯法中，保证土体有一定密实度的情况下，预先浸水使其湿陷变形再压实，能够取得很好的处理效果。

根据工程现场经验，由于风积粉细砂颗粒无黏聚力，水理性质中湿陷性及吸湿性很强，风化作用强烈。进行强夯法处理后的地基土不宜长时间搁置，更不能将基底位置地基土长期暴露，基础施工完成后及时回填处理。