黄泛区路基强夯时超孔隙水压力变化规律试验研究

李晓静 ，李术才，姚 凯，祝少纯，吕国仁

（1. 山东建筑大学 土木工程学院，济南 250101；2. 山东大学 岩土与结构工程研究中心，济南 250061；3. 山东大学 土建与水利学院，济南 250061；4. 滨州市公路勘察设计院，山东 滨州 256600）

1 引 言

强夯法又称动力固结法，由法国工程师L.Menard通过大量的工程实践提出。强夯法加固地基因其具有设备简单、施工方便、节省材料、经济易行、适用面广、效果显著等诸多优点而得到广泛应用[1－3]。

对于饱和土，孔隙中充满水，这些水在稳定状态时有一个平衡的压力，就是孔隙水压力。根据太沙基提出的有效应力原理，孔隙水压力μ=总应力σ－有效应力σ′，在总应力保持不变时，有效应力和孔隙水压力可相互转化。当土体受到外力挤压，土中原有水压力会上升，上升的这部分压力就是超孔隙水压力[4]。在强夯作用下，地基内部将引起超孔隙水压力的迅速增长，超孔隙水压力增长和消散的大小以及速度在一定程度上反映了土体加固效果的好坏[5－7]。在信息化施工过程中，超孔隙水压力的消散情况还可用来控制强夯的间隔时间[8]。因此，对强夯作用下地基超孔隙水压力变化规律的研究具有重要的意义。

本文依托滨德高速公路工程，通过试验区超孔隙水压力的观测及分析，能够为强夯施工时最佳夯击数、时间间隔和夯点间距等施工参数的确定提供依据。

2 工程概况

滨德高速公路所经地区主要黄河冲积而成，地表沉积了10 m左右厚的泛滥沉积物，形成了特殊的黄河泛滥区的地质地貌条件，是我国一种特殊的区域性地基，这类沉积物以粉土、粉细砂为主，并夹有软土，结构松散、强度低，是工程建设的不良地基，需进行强夯加固处理。

试验区地层主要以黄河冲洪积粉土和粉质黏土为主。粉质土层总体较厚，埋藏较浅，地下水位较在原地面以下2.1 m左右。试验区各层土质情况见表1。

3 试验方案

试验区面积为30 m×30 m，强夯之前预先在不同地层深度埋设孔隙水压力计。根据前期试夯结果，本次试验夯点为梅花形分布，相邻夯点间距为2.9 m ×2.9 m，夯4遍。第1遍和第2遍单夯能量为2 000 kN·m，夯击数8～12击；第3遍单夯能量为2 000 kN·m，夯击数6～10击；第4遍为满夯，夯击能800～1 000 kN·m，每点1～2击，搭夯1/3。夯点布置形式见图1。

表1 试验区地基物理力学性质指标分层统计表Table 1 Physico-mechanical properties of soils

图1 夯点布置形式图（单位：m）Fig.1 Layout of tamping points (unit: m)

孔隙水压力计为振弦式，量程为0.2 MPa，通过监测孔隙水压力计频率的变化计算孔压的变化。在孔隙水压力计埋设之前，对其进行标定和校核，保证测量数据的准确性。在进行强夯之前，埋设好监测仪器后，即对孔隙水压力计进行多次读数，获得稳定时的孔隙水压力数值。夯击某点时，选择其影响范围内的孔隙水压力计进行读数。夯击过程中，每击夯完后，立刻对孔隙水压力计进行读数并记录；在该点夯击后2、5、10、30 min、1 h对孔隙水压力计进行读数并记录；试验区在每遍夯击后（共 4遍）对所有孔隙水压力计进行读数并记录。间隔读数时间为 1、2、4、6、8，10、12、18、24、48 h；在试验区4遍夯击全部完成后，测量1、3、5、7、10 d的孔隙水压计读数。

4 试验区超孔隙水压力变化规律分析

用强夯法处理细颗粒饱和土时，强大的夯击能在地基土层中产生强烈的冲击波和冲击力对土体进行加固作用。饱和土土颗粒之间的孔隙内除孔隙水外，土中存在一些微小气泡。每夯击一遍，液相体积和气相体积都有所减少，会导致土体内部有效应力和孔隙水压力的变化，同时使饱和土产生压缩，土体不断密实。

由于监测过程中对孔隙水压力值实行高密度监测、记录，获得了庞大的数据量。为了清晰、简洁地表明数据所反映的地质和工程信息，本文选取了所测数据中具有代表性的部分典型数据进行分析。

4.1 超孔隙水压力随单点击数的变化规律

图2～7列出了试验区超孔隙水压力与单点击数的关系曲线。

图2 第一遍夯击时不同深度处超孔隙水压力随夯击数的变化规律（距夯点中心2.5 m处）Fig.2 Relationships between excess pore water pressure and compacting number（the first pass，2.5 m from the center）

图3 第一遍夯击时不同深度处超孔隙水压力随夯击数的变化规律（距夯点中心5 m处）Fig.3 Relationships between excess pore water pressure and compacting number（the first pass，5 m from the center）

图4 第二遍夯击时不同深度处超孔隙水压力随夯击数的变化规律（距夯点中心3.7 m处）Fig.4 Relationships between excess pore water pressure and compacting number（the second pass，3.7 m from the center）

图5 第2遍夯击时不同深度处超孔隙水压力随夯击数的变化规律（距夯点中心5 m处）Fig.5 Relationships between excess pore water pressure and compacting number（the second pass，5 m from the center）

图6 第3遍夯击时不同深度处超孔隙水压力随夯击数的变化规律（距夯点中心4 m处）Fig.6 Relationships between excess pore water pressure and compacting number（the third pass，4 m from the center）

图7 第3遍夯击时5.6 m深度处超孔隙水压力随夯击数的变化规律（距夯点中心5.2 m处）Fig.7 Relationship between excess pore water pressure and compacting number（the third pass，5.2 m from the center）

经分析，单点夯过程中超孔隙水压有如下规律：

（1）在2 000 kN·m夯击能的作用下，不同深度处的超孔隙水压力随着夯击数的增加而增大，5～7 m深处增大幅度明显，而8～9 m深处增大不明显（见图2、图5及图6中8.4 m深处的数据）。由此可见，2 000 kN·m夯击能最大影响深度约8～9 m，而有效影响深度应在6～8 m之间。

（2）随着夯击数的增加，5～8 m深处的超孔隙水压力增量逐渐变小，表现在曲线斜率逐渐变小。夯击第1遍和第2遍时，5～8 m深处的超孔隙水压力曲线趋于平缓需要8～9击。夯击第3遍时，其超孔隙水压力曲线趋于平缓需要6～8击。由于粉土在夯击时容易发生液化，不能简单的以最后两击夯沉量的平均值作为止夯标准，故可以根据上述规律来确定最佳夯击次数。因此，试验区在2 000 kN·m夯击能的作用下，第 1～2遍夯击时最佳夯击数为8～9击，第三遍夯击时最佳夯击数为6～8击。

（3）随着遍数的增加，特别是2、3遍之间，超孔隙水压力增量变小的趋势更加明显，表现为曲线变得更为平缓，斜率变小。

（4）总体而言，在夯击过程中，较浅地层的超孔隙水压力及其增幅大于较深地层的超孔隙水压力及其增幅。

（5）相同地层的土体，前一遍夯击时超孔隙水压力大于后一遍夯击时超孔隙水压力。表明随着夯击遍数的增加土体逐渐密实，有效应力增加，从而使得超孔隙水压力逐渐变小。

4.2 超孔隙水压力随时间的变化规律

图8、9为超孔隙水压力随时间的变化曲线，可以发现如下规律：

（1）随着单遍夯击的完成（一般需要20 h），超孔隙水压力也增大到最大值，之后超孔隙水压力进入了消散的过程。

（2）第1遍夯击后经过20 h，超孔隙水压力基本消散80%左右，其值基本小于10 kPa。第2遍夯击后经过30 h超孔隙水压力消散基本在80%左右，经过40 h超孔隙水压力消散基本在85%左右，其值基本小于5 kPa。第3遍后，超孔隙水压力消散至低值的时间相对更长，经过20 h，超孔隙水压力消散基本在60%～70%之间，其值基本在8～18 kPa之间。由此可见，该地区超孔隙水压力的消散时间比较长，这与试验区土质以粉土和粉质黏土为主有密切的关系。由于粉质黏土透水性差，超孔隙水压力不易消散。同时，上述规律可为强夯时各遍夯击间隔时间的确定提供重要的依据，夯击时间间隔不应小于超孔隙水压力的消散时间。

（3）在3遍夯击过程中，浅层的超孔隙水压力大于深层的超孔隙水压力，其消散的时间也相对较长。在第1遍夯击后，各地层的超孔隙水压力在消散过程中受临近区夯击的影响较大，即临近区的夯击一定程度上会延长该地层超孔隙水压力的消散。在第2遍和第3遍后这种影响作用相对减弱。

图8 不同深度超孔隙水压力随时间的变化规律Fig.8 Relationships between excess pore water pressure and time

图9 不同深度超孔隙水压力消散率随时间的变化规律Fig.9 Relationships between the dissipation rate of excess pore water pressure and time

4.3 超孔隙水压力随水平距离的变化规律

图10为试验区最大孔隙水压力变化量（夯击过程中在某深度产生的超孔隙水压力最大值减去超孔隙水压力最小值）与距夯坑中心点水平距离的关系曲线。从图中可以看出：最大孔隙水压力变化量随着该点离夯点中心距离的增大而迅速降低，最大影响距离小于10 m，有效影响宽度基本为5～7 m。因此，建议强夯施工时，同遍各夯点间距取5～7 m。

图10 不同深度最大孔隙水压力增量与距夯坑中心点水平距离的关系Fig.10 Relationships between the maximum increment of excess pore water pressure and the horizontal distance

浅层孔隙水压力受夯击影响的水平距离较深层的大，8.4 m深地层处的孔隙水压力增量随不同距离的变化差异较小，表明该深度处孔隙水压力在试验中受到的影响较小。

5 试验区强夯有效加固深度的分析

强夯的影响深度和有效加固深度是两个不同的概念，目前关于有效加固深度尚无统一的说法。笔者认为，“影响深度”是指在强夯法处理后的地基中，土性指标有所变化的深度；“有效加固深度”是指在正常的施工条件下，地基土的控制指标满足设计要求的深度。一般来说，强夯的影响深度大于其有效加固深度[9]。

5.1 强夯有效加固深度h的计算方法

强夯有效加固深度h通常按Menard公式计算，即

式中：α为有效加固深度系数，与土的力学参数有关；MH为夯击能，其中M为夯锤质量，H为夯锤起吊高度。此外，由于 Menard公式本身存在量纲不一致等缺陷，缪林昌等[10]提出了拟静力法确定强夯有效加固深度的公式为

式中：η为夯击效率系数，一般取值0.5～0.75；a为夯锤底面半径，γ为土的浮重度。经该公式计算得到的有效强夯有效加固深度在7 m左右，符合本文的现场测试结果。

对于本工程，已知夯击能为2 000 kN·m，重点是有效加固深度系数α的确定。

5.2 有效加固深度系数的确定

对于不同的工程，有效加固深度系数α取值不同，它主要与土的力学参数有关。由本文通过超孔隙水压力变化规律获得的有效影响深度在 6～8 m之间，根据式（1），可推算出试验区α=0.134～0.179。

为了验证试验获得的有效加固深度系数的正确性，笔者还曾尝试采用量纲分析和Flac软件中的动态分析模块计算相结合的方法，获得了有效加固深度系数α与土体力学参数的函数关系表达式。计算过程中的基本原理为：假设强夯之后土体中各力学参数自上而下按线性规律变化，并且假设土的阻尼参数保持不变，则求得α与各力学参数的关系可以表达如下式：

式中：E0、c0、φ0、ρ0分别为路堤表面土体的变形模量、黏聚力、内摩擦角及湿密度，量纲分别为[力][长度]-2、[力][长度]-2、1、[质量][长度]-3；δE、δc、δφ、δρ为各参数的变化梯度，量纲分别为[力][长度]-3、[力][长度]-3、[长度]-1、[质量][长度]-4；D为夯锤的直径，量纲为[长度][11]。

利用平均竖向残余应变来界定影响深度，分析可以最终求得与本试夯路基相关的各系数如下：

结合表 1中的现场地质勘察得到的各土层参数，按此公式计算出α=0.154，与由试验获得孔隙水压力分布规律推求出的α（0.134～0.179）较为一致。验证了本文通过超孔隙水压力变化确定有效加固深度的可行性。

6 结 论

（1）试验区在2 000 kN·m夯击能的作用下，第1～2遍夯击时最佳夯击数为8～9击，第3遍夯击时最佳夯击数为6～8击。

（2）夯击后，浅层的超孔隙水压力基本均大于深层的超孔隙水压力，其超孔隙水压力消散至低值的时间也相对较长，并且浅层孔隙水压力受夯击影响的水平距离较深层的大。在超孔隙水压力消散过程中，应注意避免动荷载在表层的震动干扰，防止粉土液化。

（3）该地区在2 000 kN·m夯击能的作用下，强夯最大影响深度为 8～9 m，有效加固深度 6～8 m。试验区有效加固深度系数α=0.134～0.179。α与土的各力学参数之间的关系可用式（4）表示。

（4）2 000 kN·m的夯击能对6～7 m深处孔隙水压力水平最大影响距离小于10 m，有效影响宽度基本为5～7 m。因此，建议强夯施工时，同遍各夯点间距取5～7 m。

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