高速铁路强夯及强夯置换施工工艺研究初探Word格式.docx
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振动波可分为体波和面波两大类，体波包括压缩波和剪切波，面波包括瑞利波、乐夫波等。
如果将地基视为弹性半空间体，则夯锤的自由下落过程，就是势能转换为动能的过程。
在夯锤与地面接触的瞬间，夯锤的势能绝大部分已转换成动能。
除一部分以声波形式向四周传播和夯锤与土体摩擦而变成热能外，其余的大部分冲击动能使土体产生振动，并以压缩波（亦称纵波、P波）、剪切波（横波、S波）和瑞利波（表面波、R波）在地基内传播，形成一个波场。
一般认为，压缩波大部分通过液相运动，使孔隙水压力增大，使土粒错位，土体骨架解体。
剪切波使土颗粒处于更密实的状态。
占总能量67%的瑞利波的竖向分量起到松动土的作用，其水平分量可使土得到密实。
3.1.1非饱和土强夯加固机理
采用强夯法加固非饱和土是基于动力压密的作用，即用冲击性动力荷载，使土体中的孔隙体积减小，土体变得更为密实，从而提高其强度。
非饱和土的夯实过程，就是土中的气相被挤出的过程。
3.1.2饱和土强夯加固机理
太沙基固结理论模型如图1（a），包括一个充满不可压缩液体的圆筒，一个用弹簧支承着活塞和供排出孔隙水的小孔。
他认为，在快速加荷条件下，由于孔隙水无法瞬时排出，饱和土是不可压缩的。
L·
梅那则根据饱和土在强夯后瞬时能产生数十厘米的压缩这一事实，提出了新的模型，这二种模型的不同点如图1（b）所示。
图1强夯机理模型图
图a为太沙基模型示意，其中：
1—无摩擦的活塞；
2—不可压缩的液体；
3—均质弹簧；
4—固定直径的孔眼，受压液体排出通路。
图b为梅那模型示意，其中：
1—有摩擦的活塞；
2—有气泡的可压缩液体；
3—非均质弹簧；
4—可变直径的孔眼，受压液体排出通路。
一般认为，当土中孔隙水体积占孔隙体积80％以上时，土体是饱和的，土为固相、液相二相体。
根据梅那模型和现有的研究成果，饱和土强夯加固过程可以分为四个阶段。
（1）能量转换与夯坑受冲剪阶段
夯击时，动能转换成动应力，坑壁冲剪破坏，下部土体压密。
夯坑周围土体发生水平位移，侧向挤出。
坑周剪坏，表面隆起，坑周垂直状裂缝发展。
（2）土体液化与破坏阶段
夯击能达到饱和能，孔隙水压力即上升到等于或大于上部土层自重覆盖压力，地基土产生液化。
由于振动或温度上升，土颗粒周围的吸着水变成了自由水，使土颗粒之间的凝聚力削减，土的强度下降到最小值，土体结构破坏。
（3）固结压密阶段
（4）触变恢复阶段
需要注意的是，处于触变恢复阶段的细粒饱和土对振动极为敏感，稍加振动则易使刚刚逐步恢复联结的土颗粒重新分散，导致土体强度又大幅度降低。
因此强夯施工后不宜立即进行检验。
必要时采用振动很小的检验手段，切忌采用具有很大冲击振动的检验方法，以免得出不符合实际加固效果的数据。
3.2强夯置换法的加固机理
强夯置换是利用强夯能量将碎石、矿渣等物理力学性能较好的粗粒料强制挤入地基，通过置换形成复合地基，来达到加固地基的目的。
强夯置换可分为整体置换和桩式置换。
3.3强夯法有效加固深度的确定
有效加固深度是表征强夯法处理地基效果的一个重要指标，有效加固深度也称有效影响深度。
有效加固深度的标准根据地基和加固目的不同而有所不同。
有效加固深度的影响因素有夯击能量的大小、地基土的性质、施工方法及有无其他辅助设施（是否设排水板、是否降水等）等。
法国L·
梅那提出的理论，加固深度
可根据Manard公式确定，即：
w
（1）
式中：
W——锤重（t）；
h——锤的落距（m）。
而强夯加固的有效深度为：
（2）
K——经验系数（一般软土K约为0.5；
粘土取0.6～0.7；
沙土取0.7～0.8），当需要加固的深度超过能量有效影响深度时，强夯则需加大能量或分层进行。
国内试验研究和工程实测资料表明，采用梅那公式估算有效加固深度偏大。
由于梅那估算值较实测值为大，自1980年开始，国内外相继发表了一些文章，建议对梅那公式进行修正。
如Leonards建议对砂土地基乘以0.5的修正系数。
Gambin则认为修正系数的值为0.5～1.0，国内不少文章建议对于不同土类采用不同修正系数，范围为0.34～0.80。
显然经过修正的梅那公式与未修正的梅那公式相比较有了改进，其估算值更接近实测值。
但是大量工程实践表明，对于同一类土，采用不同能量夯击时，修正系数并不相同。
单击夯击能越大时，修正系数越小。
因此，对于同一类土，采用一个修正系数，并不能得到满意的结果。
另外，梅那公式的表达式还存在量纲不合理的缺点。
国内外专家通过实际实测有效加固深度数据及数据处理处理，得出了很多关于强夯有效深度计算的经验公式。
具有代表性的主要有BILLAM法、太原理工大学范维垣推导出的有效加固深度经验公式、费香泽等人基于室内模型试验推导出强夯法加固深度的经验公式、张立洁等基于现场实测结果，通过统计归纳，总结出基于现场观测结果的经验公式。
现分述如下：
BILLAM法通过归纳工程实践结果得到经验有效加固深度公式：
（3）
式中Z——有效加固深度（m）；
M——夯锤重量（t）；
H——落距（m）；
k——折减系数；
与土的种类和初始密度有关，一般取0.10～0.16；
D——为夯锤底面直径。
太原理工大学范维垣等通过试验（粘性土和砂性土）后得出如下有效加固深度的经验公式
（4）
式中Z——有效加固深度（m）；
W——锤重（t）；
H——落距（m）；
E——单位面积夯击能（kN·
m）
费香泽等人基于室内模型试验推导出强夯法加固深度的经验公式。
基于室内模型试验的经验公式除了考虑机具影响因素外还考虑土性参数的影响，费香泽等提出如下计算方法：
（5）
式中：
Z——强夯有效加固深度（m）；
M——夯锤的重量（t）；
N——每遍的击数；
D——夯锤底面直径（m）；
——为土的天然干容重（kN/m3）；
——土的含水量。
此模型指出除了单击夯击能、锤底面积外，每遍的击数、土性指标中的天然干容重和含水量对加固深度也有影响。
张立洁等基于现场实测结果，结合土工试验，通过统计归纳，总结出基于现场观测结果的经验公式。
基于现场观测成果的经验公式一般不考虑强夯机具影响直接通过对加固前后土性指标的对比结合现场夯沉量的量测给出简明适用的公式。
计算公式如下：
（6）
式中:
Z——强夯有效加固深度（m）；
ΔZ——夯沉量（m）；
e0——加固前土的孔隙比；
e——加固后的土的孔隙比
我国《建筑地基处理技术规范》JGJ79-2002中规定，强夯法的有效加固深度应根据现场试夯或当地经验确定。
在缺少试验资料或经验时可由下表预估。
表中数值系根据大量工程实测资料的归纳和工程经验的总结而制定的。
表1强夯法加固的有效深度（m）
单击夯击能/kN·
m
碎石土、砂土
等粗颗粒土
粉土、粘性土、湿陷性黄土
等细颗粒土
1000
5.0～6.0
4.0～5.0
2000
6.0～7.0
3000
7.0～8.0
4000
8.0～9.0
5000
9.0～9.5
8.0～8.5
6000
9.5～10.0
8.5～9.0
8000
10.0～10.5
注：
强夯法的有效加固深度应从起夯面算起。
4、强夯与强夯置换工艺研究
4.1研究方法
根据武汉工程试验段路基工点图设计要求，分别选择典型的施工区段分别进行强夯与强夯置换工艺试验，通过对夯前与夯后各项检测结果的对比分析，评判强夯与强夯置换的效果，研究强夯与强夯置换工艺在近似地质条件下在武广客运专线的适用性，确定确定近似地质条件下强夯与强夯置换的相关参数及合理的检测方法。
4.2工点选择
5试验与检测
强夯施工前及结束后间隔一定时间进行夯前及夯后能对地基加固质量进行检验。
对碎石土和砂土地基，其间隔时间可取1～2周；
对粉土和粘性土地基可取2～4周。
强夯置换地基间隔时间可取4周。
检测方法有室内土工试验、动力触探试验、标准贯入试验、静力触探试验、载荷试验、波速试验等。
强夯法检测点位置可分别布置在夯坑内、夯坑外和夯击区边缘。
详见附件一
6结论与建议
⑴地下水位是影响强夯加固效果的重要因素。
地下水位低的地基土，强夯加固效果好；
地下水位高的地基土，强夯加固效果相对较差。
因此，在高水位地区进行强夯处理地基时，最好采取降水措施使地下水位处于预期的加固深度以下或直接变更为强夯置换方式。
⑵地基土的类型是强夯加固能否适用的关键
对于粗粒土以及非饱和的黄土、粉性土和砂性土，强夯加固处理效果相当显著。
对于饱和的粘性土其加固效果不理想，且尚有争议。
对于这类地基土，当采用强夯处理时，可采取强夯置换的方式效果更为显著
⑶夯击能是强夯及强夯置换工艺中决定加固深度的重要指标。
夯击能是指对地基土施加能量的统称，包括单击夯击能和夯击次数。
研究与实践表明，单击夯击能基本上决定了强夯加固的有效范围，夯击次数则主要在于提高有效范围内的加固效果。
⑷强夯及强夯置换加固处理粘性土特别是饱和粘性土均需要合理的间歇时间，没有间歇时间反而引起高饱和土地基的各项指标检测结果不能满足设计要求。
⑸根据DK1235+815～+806.3强夯效果不佳主要原因是地质条件不适合进行强夯加固，且施工时连续夯击又在一定程度上降低了加固效果。
DK1235+460～+495段强夯前后标贯平均击数和地基土的比例界限P0提高30%，锥头阻力和侧壁摩阻力分别提高7.75%和17.21%。
高饱和粘土和填土地基适宜采用强夯置换法加固处理。
⑹利用BILLAM公式法和费香泽室内试验模型公式法所得有效加固深度与实测结果较接近，建议采用上述两种方法作为类似土类的强夯加固有效深的计算方法。
本次强夯时加固的有效深度为7m,强夯置换时加固的有效深度为6m。
⑺地下水位以上的孔隙水压力在夯击过程中其孔隙水压变化较大，夯后约5～7天基本消散完成。
⑻强夯加固对地基的物理指标影响甚微，加固前后指标变化微小。
⑼建议强夯前地面铺一层0.5～1.0m碎石垫层，以扩散夯击能，并加大地下水位与地表的距离。
7.经济与社会效益评估
通过本次研究，课题组认为强夯不适合用于高饱和黏性土的地基加固，但强夯置换对高饱和黏性的加固效果显著。
武汉工程试验段根据本次研究所取得的相关参数，进行了后续强夯置换加固施工，施工效率高，加固效果稳定，较其他加固桩网结构措施成本节约明显。
根据本次工艺试验阶段性成果，武广铁路客运专线有限公司出台了“武广工［2006］112号〈武广铁路客运专线无碴轨道路基原地基强夯前后检查验收的补充规定〉”。
对全线强夯施工设计资料进行了部分优化，增加了强夯置换加固措施，为全线路基加固施工起到了积极作用。
强夯试验检测结果及分析
1检测内容和方法
DK1235+815～DK1236+828.7强夯试验段在夯前进行了标准贯入试验，夯后进行了平板载荷试验，检测地基承载力。
DK1235+460～495强夯置换试验段检测内容见附表1。
钻孔、静力触探和孔隙水压力检测位置见附图1。
其中强夯工艺试验前在附图1所示位置设孔隙水压力观测孔，分别在地表以下1m、3m（或4m）、4m（或5m）、7m（或6.5m）处埋设孔隙水压力计，并在埋设24h后进行孔隙水压力计初读数。
附表1 DK1235+460～495段强夯前后检测内容
检测项目
强夯前检测内容
强夯后检测内容
备 注
静力触探
5
6
夯前32.6延米，夯后40.4延米
钻探
3
夯前26.0延米，夯后56.8延米
标准贯入
3孔
共48次
土
工
试
验
物理指标
\
37
天然含水量、天然密度、天然干密度、最佳含水量、最大干密度、孔隙比、液限、塑限、塑性指数、液性指数 （共取土37件）击实试验
力学指标
压缩模量、渗透系数、快剪内摩擦角、快剪粘聚力、标贯击数
孔隙水压力
456点·
次
平板载荷
2测试结果分析
2.1DK1235+815～DK1236+828.7段
夯前标准贯入检测点为DK1235+820左10米、DK1235+820右10米、
附图1DK1235+460～DK1236+495段夯点及检测点平面示意布置图
DK1236+808.7左5米，共3点。
仪器分别选取XY-100钻机、标准贯入仪、室内分析系统。
使用XY-100钻机钻孔，达到预定深度后，在钻孔中下标贯器，接钻杆，采用通过63.5Kg的落锤、76cm标准落距，机械操作重锤自由落下锤击，取得各土层的标准贯入试验击数N，为防止钻探浮土对结果的影响，标贯器先用重锤贯入15cm，不记击数，并按三次贯入10cm记录每10cm锤击数，最后记录贯入30cm总锤击数。
检测结果如附表2。
附表2DK1235+815～DK1236+828.7强夯前标贯试验结果统计表
时代成因
地层代号
岩土名称
状态
承载力
压缩模量
kPa
MPa
Qml
填筑土
中密
185
8.5
Q2al
1
粉质粘土
硬塑
350
13.0
2
可塑
230
9.0
粘土
260
9.5
4
12.5
夯后，在场地中选取DK1235+823.75、DK1236+813.7、DK1236+823.7三个点进行了平板载荷试验。
试验结果见附表3、附图2、附图3、附图4。
由表可知，三个点地基承载力分别为125kPa、125kPa、187.5kPa。
场区内地基承载力值极差大于平均值的30％，剔除最大值187.5kPa异常值，该场区的地基基本承载力为125kPa，未能达到设计承载力（设计承载力为250kPa）的要求。
附表3DK1235+815～DK1236+828.7强夯后平板载荷试验结果统计表
编号
试验点里程
最大试验载荷
极限承载力
基本承载力
残余沉降（mm）
变形模量E0
kN
沉降
≥kPa
DK1235+823.75
375
34.15
250
7.90
125.0
0.79
137.22
DK1235+813.7
500
46.08
6.52
1.23
28.58
43.96
DK1235.823.7
41.64
23.61
187.5
9.24
24.83
14.21
备注
计算所得土的变形模量仅供参考
附图2DK1235＋823.75强夯平板载荷试验P－s曲线图
附图3DK1235＋813.7强夯平板载荷试验P－s曲线图
附图4DK1235＋823.7强夯平板载荷试验P－s曲线图
2.2DK1235+460～495段
2.2.1夯沉量
夯沉量指每次夯击时夯坑中土发生的沉降量。
可以表征地基的密实程度，每击的夯沉量越小，表明承载力越大。
通常以最后两击的平均夯沉量作为确定夯击次数的指标。
本次试验的夯沉量统计表见附表4。
从总夯沉量和最后两击平均夯沉量
附表4强夯夯沉量结果统计表
夯击点位置
夯击次数
总夯沉量（m）
最后2击平均夯沉量（m）
夯击完成后隆起量（m）
强夯周边影响范围（m）
5-5
7
0.522
0.042
0.376
1.5
4-5
9
0.809
0.052
0.217
1.6
4-4
1.086
0.097
0.36
1.37
5-1
12
1.915
0.122
0.625
1.65
3-1
13
1.903
0.092
0.585
1.52
1-1
2.039
0.174
0.328
1.77
来看，六个夯点可分为两类，其中夯点5-5、4-5、4-4为一类，最大的夯沉量为1.086m，平均总夯沉量为0.806m，最后2击的平均夯沉量最大为0.097m，最后2击平均夯沉量均值为0.064m，夯击完成后平均隆起量为0.318m、强夯周边平均影响范围为1.49m。
夯点5-1、3-1、1-1为一类，最大的夯沉量为2.039m，平均总夯沉量为1.925m，最后2击的平均夯沉量最大为0.174m，最后2击平均夯沉量均值为0.129m，夯击完成后平均隆起量为0.513m、强夯周边平均影响范围为1.65m。
从强夯夯沉量来看，第一类土加固效果较第二类土好。
夯沉量明显偏大的原因与强夯未设垫层有关，夯击能没得到扩散，夯锤直接冲切土体造成地表剪切破坏；
每点夯击次数掌握不好，使夯坑土过多，挤向侧壁造成地面过大隆起；
由于强夯处理段为粘性土地段，强夯后地基强度提高需要较长时间才能完成。
2.2.2物理力学指标
在本次试夯前进行了3孔钻探、夯后进行了6孔钻探，取样进行了常规土工试验，得到的物理力学指标如附表5。
从强夯前后物理指标变化来看，除液性指数降低16.65%外，其它指标相差均在10%以内，说明强夯对物理指标的影响甚微。
从强夯前后力学指标的变化来看，除粘聚力和垂向渗透系数外，其它参数指标变化较小。
强夯
附表5强夯前后场地土工试验结果统计表
内
摩
擦
角
粘
聚
力
渗透
系数
K20
w
r
Gs
e0
Sr
wL
wp
Ip
IL
a
100-200
Es
100-300
C
p=200-
300KPa
%
kN/m3
（MPa）-1
dw
cm/s
击
平均值
21.9
19.9
2.75
0.65
92.3
37.3
17.4
0.12
0.14
13.56
15.59
16.17
136.5
0.59
1.77E-07
23.8
最小值
16.2
18.9
2.73
0.48
88.4
29.1
15.4
12.9
0.06
0.08
6.33
0.07
7.72
14.50
111
0.54
8.96E-08
17.0
最大值
27.8
21.2
2.77
0.81
97.7
47.2
24.4
22.8
0.23
0.28
19.46
21.1
21.20
178
3.01E-07
33.0
标准偏差
3.76
0.68
0.012
0.11
3.19
5.66
3.07
2.85
0.058
3.997
0.047
4.37
2.529
25.67
0.036
1.10E-07
5.7
变异系数
0.17
0.034
0.005
0.04
0.15
0.16
0.428
0.295
0.400
0.156
0.188
0.061
0.622
0.238
19.6
2.76
0.711
93
41.0
22.3
18.8
0.10
14.06
15.46
17.37
77.82
0.58
1.91E-08
24.0
16.4
0.524
85
30.0
13.8
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