大颗粒红砂岩高填方路基强夯加固理论与试验研究

郭乃正，邹金锋，李 亮，杨小礼，赵炼恒，但汉成

(中南大学 土木建筑学院，湖南 长沙，410075)

摘  要：假设夯坑周边隆起量较小，夯坑下土柱的侧向变形可忽略，夯坑的体积等于土体夯后孔隙减小的体积，强夯前后土柱质量不变，按照体积相同的原则等效为一圆柱体，推导出大颗粒土体在夯击时其压实度、孔隙比与有效影响深度的理论计算公式以及夯沉量、孔隙比、压实度与夯击能量之间的理论计算公式，利用这一理论对常吉高速公路的路基加固进行施工设计。研究结果表明：理论计算结果与实测结果较吻合，证实了上述理论的有效性；强夯后土体的压缩模量提高15%，夯沉量随夯击次数的增加而逐渐减小。

关键词：红砂岩；强夯；夯沉量；压实度；孔隙比

中图分类号：TU 472         文献标识码：A         文章编号：1672-7207(2008)01-0185-05

Dynamic compaction theory and experiments in high roadbed filled with red sandstone

GUO Nai-zheng, ZOU Jin-feng, LI Liang, YANG Xiao-li, ZHAO Lian-heng, DAN Han-cheng

(School of Civil and Architectural Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

Abstract: Based on the assumption that the upheaval around the tamper hole and the radial deformation was smaller, the tamper hole bulk equaled the reduction of small opening ratio after tamping, and the soil mass tamped was not changeable, the relationship between energy of tamper and settlement, compaction degree, small opening ratio was obtained. The formulation of the compaction degree and small opening ratio along the depth were given. The parameters of tamper construction design were confirmed. The reliability and validity of the tamper construction design was proved by a series of trail in local. The results show that compression modulus increases by 15%, and the tamping settlement decreases gradually with the increase of tamp times.

Key words: red sandstone; dynamic compaction; settlement; compaction degree; small opening ratio

强夯法自1969年由法国工程师Menard提出并应用于地基加固以来，在公路路基的加固中也得到了广泛发展。强夯法就是利用起重设备将重锤提升到一定高度，然后，使重锤自由下落，以巨大的冲击能量作用在地基上，使土中产生极大的冲击波，以克服土颗粒间的各种阻力，使土体压密^[1-3]。国内外对强夯动应力的研究主要为试验和数值模拟研究^[4-6]。孔令伟   等^[7-9]对强夯的边界接触应力进行了理论研究，此外，徐至钧等^[10-13]对强夯和强夯置换法加固地基进行了较系统的研究。然而，人们对于山区高速公路的填石路基强夯加固的研究并不多。在此，本文作者针对湖南省常(德)吉(首)高速公路中存在较多的大颗粒高填方路基强夯加固问题进行研究。该路段的路基回填高度一般为4~20 m，最高的可达58 m。全线主要处在红砂岩地区，少数路段为石灰岩，且地表覆盖层较浅，所以，路基填料主要为红砂岩以及附近边坡开挖和隧道出渣，以钙泥质和钙质红砂岩碎石为主，夹带少量亚黏土，碎石含量达70%以上，虽然填筑时进行了大规模的改石工作并将粒径控制在34 cm左右，但路基填筑后孔隙率仍然较大，压实质量也难以控制，极易产生较大的工后沉降和不均匀沉降。新实施的《公路路基设计规范》对路堤压实度要求又有所提高，下路堤、上路堤压实度分别从原来的90%和93%提高到93%和94%，而该段路基的填筑在新规范实施以前均按旧规范要求进行填筑。为了提高路基的压实度，减少路基的工后沉降和不均匀沉降并考虑到该路基的特殊性，决定采用强夯法对路基进行强夯加固^[14-16]。为此，本文作者对常(德)吉(首)高速公路的强夯加固进行了研究并提出了切实可行的设计方案。

1  夯击前后孔隙比及压实度的估算

1.1  理论推导

在大颗粒填料路基中，迄今为止对如何有效地确定其压实度还没有一个行之有效的理论公式。其原因主要是大颗粒填料的最大干密度无法确定，而路基压实与沉降的控制标准又与压实度和孔隙比密切相关，因此，找出一个简单适用的理论公式来确定大颗粒填料的压实度与孔隙在强夯前后的提高幅度具有重要的理论意义和应用价值。考虑到大颗粒填料在强夯后其周边隆起范围比较小，在地表只有1.5 m左右，而随着深度的增加，其周围隆起的范围将更加小，为此，进行如下假设：

a. 由于大颗粒土体在夯击时水平方向的影响有限，据此假设夯锤加固作用下的土体为一个土柱体；

b. 由于假设路基在夯实过程中，夯坑周边土体的隆起量可以忽略不计，故可以认为夯坑的体积等于土体夯后孔隙减小的体积；

c. 虽然土柱有侧向变形，但假设强夯前后土柱质量不变，故可以将变形后的圆柱体分成很多小段，对于每一小段按照体积相同的原则等效为1个圆柱体，如图1所示。

图1  夯坑和土体的理论分析模型

Fig.1  Analyses theory model of soil deformation

对于夯锤下的被夯土柱，设强夯前土柱高度为h₁，底面半径为R，在强夯作用下土柱体的压缩量为h₀，底面半径增加量为R₀，夯坑上口直径为D₀，夯锤的直径为D，夯击前土体的加权平均重度、干密度分别为γ₀和ρ₀，夯后土体的加权平均重度、干密度分别为γ₁

和ρ₁。采用平均应变计算土体泊松比ν：

则有R₀=Rh₀ν/h₁。根据强夯前、后夯坑中土体的质量与有效加固深度内土体增加的质量相等的原则可得：

        (1)

由于密度可由压实度K和最大干密度ρ_d来表示，设K₀和K₁分别为夯实前、后的平均压实度，并令，，则有：

              (2)

同理，重度也可由压实度来表示，则有：

又因为(其中ρ_s为饱和重度)，，故将其代入式(2)和式(3)可得：

1.2  夯沉量计算分析

由于本路段中的强夯处理是属于路基的补强加固，强夯只是用来提高路基的压实度，又因强夯补强，在加固前路基时压实度必须达到90%以上，然后，在此基础上才能用强夯法进行补强加固，因此，可取平均压实度K₀=90%，根据上述理论可以求出在有效影响深度(5.5 m)内不同的夯击能量作用下路基平均压实度分别为K₁=93%和K₁=95%时的单点夯沉量的预测值，其计算结果如表1所示。

表1  有效影响深度为5.5 m时单点夯击下沉量

Table 1  Settlements in different tamper energies when effective depth is 5.5 m

从表1可以看出，在有效深度范围(5.5 m)内，要使土体的平均压实度提高5%，则其夯击能量要达到1.121 MN?m以上且其平均夯沉量应该控制在30 cm以上；要使土体的平均压实度提高3%，则其夯击能量应在1.121 MN?m以上且其平均夯沉量应该控制在  18 cm以上。

1.3  强夯法补强加固施工设计方案

根据本工程的具体特点和工程地质条件并结合强夯的初步实验和理论分析结果，制定以下强夯加固实施方案。其强夯设计参数如下：

a. 采用点夯法进行夯击，强夯采用隔点不隔行进行施工，对路基边角处进行适当调整，夯点距路边线为1 m左右。

b. 其有效加固深度为5.5 m。对填土厚度超过10 m的高填方路基段均进行强夯加固，对于填土厚度超过10 m的填土路基，填土厚度再每递增5.5 m进行1次强夯，当达到-0.8 m的填土层面时进行最后1 次   强夯。

c. 点夯的夯击能为1.2 MN?m，夯锤落距H=10.0 m，夯锤直径D=2.0 m。

d. 夯击间距取3.5 m，点位布置采用3.5 m×3.5 m的方格网，如图2所示。

e. 夯击次数是单点夯击3锤(注：当该点的夯沉量小于25 cm时，该点的夯击完成；当该点夯沉量大于或等于25 cm时，该点再补夯1锤)。

2  强夯效果试验

为了检验强夯前、后路基的承载力，特在该试验段进行8个点(共16个试验)的荷载板试验，荷载板直径为30 cm，反力装置采用挖土机，采用量程为300 kN，行程为15 cm的穿心顶，用2个百分表对称地安装在荷载板的对称部位，以便测出不同荷载作用下发生的位移，其分级加荷以10 kN为一级。为了说明问题，只给出2个点的试验数据。

2.1  承载力试验成果分析

承载力试验的试验结果如图2所示。

1—2点夯前；2—2点夯后；3—3点夯前；4—3点夯后

图2  2点和3点强夯前后路基承载力试验曲线

Fig.2  Bearing capacity curves of roadbed before and after dynamic compaction

从图2可以看出：

a. 强夯后，第3点在强夯后的位移不超过6 mm；

b. 对于第2点，强夯后的位移达到10 mm以上，强夯前的位移将达到35 mm，这可能是其填土中存在冲积土或者坡积土的缘故，但是，它们基本上在强夯过后不影响路基的正常使用。

3) 在夯击前后路基土的荷载-沉降关系曲线均没有明显的转折点，呈近似直线关系。虽然没有得出路基的极限承载力，但夯后路基土的沉降量明显小于夯前沉降量，说明路基土的压缩模量有了较大提高，土体的压缩性明显提高，从而减少了路基的工后沉降。

采用式(5)计算路基土的压缩模量，其提高量值的显著变化如表2所示。

从表2可以看出，压缩模量在路基强夯前、后提高情况比较显著，其最小倍数达到1.49倍，最大倍数达到3.85倍，平均值为2.49倍。

表2   强夯前后土体压缩模量对比表

Table 2  Comparison between compression module before and after dynamic compaction    压缩模量/Mpa

2.2  密度的探坑试验

采用探坑试验来评估强夯前后密实度的变化情况。为了减小误差，探坑的体积不小于80 cm×80 cm×80 cm，探坑的体积采用灌水法进行测量，土体及水的质量采用实验室的标准磅来测量。其试验结果如表3所示。

表3  土体含水量、干密度和密度在强夯前后的变化表

Table 3  Change of ratio of contained water and density before and after tampering

从表3可以看出，路基填料的密度显著提高，其密度的提高率最高达23.6%，最少也达4%，其密度平均提高10.91%，根据密实度的定义可知，其密实度的提高率也在该值左右；含水量在强夯前、后发生显著的变化，其减小率最高可达64%，最小可达9.8%，其平均值达45%；干密度最高可提高32.7%，但其平均值的变化略比密度平均值的变化高，可达11.1%。

2.3  单点夯击试验方案

为了更好地了解大颗粒填料在强夯时的夯沉量变化特性，特在施工现场选择一个场地进行不同能量下的试夯试验。试验点分别为A，B，C和D 4点，相应的夯击能量分别为1.20，1.08，0.96和0.84 MN?m。夯点的夯击顺序为A→C→B→D，相应的夯击次数分别为9，7，7和5次；在夯击过程中，要记录各个点每次夯击后的夯沉量。A点和C点的夯沉量与夯击次数的关系如图3所示。

1—A点单击夯沉量；2—C点单击夯沉量；3—A点累计夯沉量；4—C点累计夯沉量

图3  A和C点的单击和累计夯沉量与夯击次数的关系图

Fig.3  Relationship between tamper times and settlements with different tamper energies

从图3可以看出：当夯击能量分别为1.2 MN?m和1.08 kN?m，且夯击次数分别为9次和7次时，它们相应的最终夯沉量达到66.7 cm和40.7 cm左右；相应的单击平均夯沉量分别为7.4 cm和7.0 cm左右；最后1击的夯沉量分别为3.1 cm和4.1 cm左右。

需要说明的是，图3中的个别点沉降出现波动可能是夯锤的偏心夯击所致，而有的点出现夯沉量过大可能是填土中的大颗粒被冲碎造成压密所致，但是，总体曲线都呈现出随着夯击次数的增加，夯沉量逐渐减小的趋势。

3  结  论

a. 提出了大颗粒红砂岩高填方路基强夯加固有效影响深度的理论公式并应用于现场施工设，取得了良好的效果。

b. 得出了夯沉量与夯击能量、夯沉量与有效加固深度、孔隙比与有效影响深度、有效影响深度和压实度之间的理论计算公式，理论计算结果与实测较吻合。

c. 强夯后土体的压缩模量提高15%，夯沉量随夯击次数的增加而逐渐减小。

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收稿日期：2007-04-15；修回日期：2007-06-02

基金项目：湖南省科学技术厅科技计划重点资助项目(04SK2009)

作者简介：郭乃正(1961-)，男，河南获嘉人，研究员，从事交通基础工程的应用研究

通信作者：邹金锋，男，博士；电话：0731-2659893；Email: zoujinfeng_0@163.com