马德青，沈宇鹏2，朱志龙，胡惠华，王树华3，石天奇2，张鹏

(1.湖南省交通规划勘察设计院有限公司，湖南长沙，410219；2.北京交通大学土木建筑工程学院，北京，100044；3.郴州市城市规划设计院，湖南郴州，423000)

挖填交界即土方零线，指路基工程挖方和填方的分界线，由于自身的不稳定性使路基产生不均匀沉降[1]。挖填交界处产生不均匀沉降的主要原因有：1)原地面由于高度不同使填筑的路基土竖向深度存在差异，引起路基不均匀沉降；2)原地面与填土间的约束阻力不足而导致填土在重力作用下沿原地面滑动，特别是横向填挖路段，这种滑动严重时会形成滑坡，造成路表纵向裂缝破坏道路原有结构。在经过构造剥蚀丘陵地貌建设路基工程中，纵横向挖填交界面随处可见，若处理不当，势必影响路基的强度和耐久性，因此，研究填挖交界面处的有效处理方法对解决路基不均匀沉降问题有着十分重要的意义。强夯法自被提出以来，在机场挖填交界面处理中得到广泛应用。MAYNE 等[2]等利用动量守恒定律推导了夯锤地面最大接触应力的表达式，通过收集强夯施工场地的实测结果分析强夯的动力响应，获得了夯坑深度、地表振动、加固深度等与单击夯击能相互关系的统计规律；JSFARZADEH[3]采用室内模型试验研究了强夯法的加固机理、影响深度和强夯过程中的土体变形规律；LEE 等[4-5]对比分析了影响强夯加固的各项因素，优化土体性质、初始状态以及强夯设计等多种参数；周德泉等[6-8]利用强夯加固机理，基于三维有限元模型进行研究，认为土工格栅能够减少沿填挖交界面横向裂缝的产生；贾敏才等[9]通过强夯模型试验，研究了强夯处理过程中微观变形机制和宏观力学响应；董倩等[10]基于碎石土地基认为地基承载力及变形模量综合评价是有效加固深度合理、适用的判定指标，瑞雷波、荷载板和动力触探综合检测是有效的评价方法；邓满香[11]基于三维有限元数值模拟和实际工程对比分析，得到了合理、有效的吹砂填海地基强夯参数；马强等[12]通过建立有限元模型对路基填筑完成时筋材的拉力及和位移进行了研究，分析了筋材在不同刚度条件下拉力与位移变化规律；王良发等[13]通过研究发现网孔结构地基加固材料土工格栅与地基土体组成的复合结构，可以有效提高路基的整体稳定性；韩云山等[14-15]探究了夯锤冲击地基的时程曲线与加固机理；姚仰平等[16]基于体应变建立了强夯加固范围的计算理论公式；闫楠等[17-18]从分析强夯地基加固原理出发，根据振动速度测试研究夯击能作用下填筑体的振动以及相应强夯加固机理，提出了冲击波和振动波2种振动形态，分析强夯加固作用的动态变化规律。目前，大多数研究均对象为强夯加固机理，且现有研究成果没有给出合理的适合挖填交界面的强夯参数，强夯施工一般是通过试验段试夯确定夯击参数，也常因地层结构、填料性质、施工工艺差异而不同。为此，本文作者以湖南郴州机场路基为依托，基于强夯法处理挖填交界面分析地基处理试验结果，探究不同夯击参数作用下的路基处理效果，优化夯击参数，以便为同类挖填交界面病害提供理论参考和技术支持。

1 工程地质概况

机场拟建场地位于郴州市北湖区华塘镇塔水林场一带，距郴州市区的直线距离约16 km。场地原始地貌属构造剥蚀丘陵地貌，地形起伏很大，最低点位于西侧，高程为220 m，相对高差约140 m。

场址及其附近出露的地层主要为第四系、二迭系上统斗岭组、二迭系下统当冲组、二迭系下统栖霞组、石炭系中上统壶天群。北向构造较发育，场地区及其附近区域主要发育华塘背斜、三合村林场向斜、豪里—塔水压性断裂。

场地内地表水较少，仅场地西北角3条冲沟有地表水。场地内存在基岩裂隙水和岩溶水，其中，基岩裂隙水主要受上层地下水及大气降水补给，其水位、水量和径流、补给受岩溶、节理裂隙的发育程度、连通性以及区域构造的影响，水位埋深及水位变化很大，未形成连续水位面，水量分布极不均匀。

2 挖填交界面预处理

2.1 强夯加固机理

根据动力固结理论，地基土体在强夯加固处理中依靠瞬时荷载经历能量转化、结构破坏、排水固结压密以及触变恢复共4个阶段。重锤自由下落至土体表面，重锤的重力势能转化为夯击能，在考虑摩擦产生能量损失的夯击作用下，土体内气体体积减小，超孔隙水压力和有效应力上升，有效应力使土体产生塑性变形；同时，由于瞬时夯击能存在，附着在土体颗粒表面的薄膜水振动剥离转化为自由水，土体中超孔隙水消散随时间呈现滞后效应，导致土体强度下降。随着夯击次数增加，土颗粒表面的薄膜水全部转化为自由水，气体体积接近于0，土体局部液化，强夯冲击力使土体强度降低到临界值导致结构被破坏。由于强夯作用使土体局部液化，此时，形成的瞬时孔隙水压力和超孔隙水压力大小相等，颗粒间产生裂隙，孔隙水可以沿裂隙呈树枝状排出，土体颗粒进行二次排列，超孔隙水压力消散裂缝闭合，从而提高土体强度。当超孔隙水压力减小至0时，土体颗粒接触达到最佳状态，土体中剩余少数自由水逐渐固定转换为薄膜水，形成稳定的薄膜水层，土体强度提高到最大值，地基实现加固。

过高的夯击能虽然可以使有效加固深度增加，但也会造成较大的周围土体隆起并加剧土体侧向变形，最终导致处理后的地基结构破坏[19]。因此，结合强夯加固路基原理，选取2 种夯击能(2.5 MN·m 和3.0 MN·m)进行最优夯击参数试验研究，为其他相似颗粒级配组成填料处理挖填交界面处的路基参数选择提供依据。

2.2 挖填交界面强夯预处理

本工程原地面地势起伏较大，且呈现出无规律性，填筑体与原地面岩土为2 种不同性质的介质，填挖区域相关土层物理力学参数见表1。从表1可见挖填区不同土体的干密度、含水率、压缩模量均有较大差异，因此，若处理不当，且出现地表水顺斜坡面渗透时，可能产生沿填筑体与原土基间斜坡面的位移，引起地表裂缝或不均匀沉降。为了保证填方区与挖方区能均匀过渡，在填挖方交接处靠填方一侧，应结合台阶开挖及有效加固深度经验公式，选取竖向每层填筑厚度为4 m，在台阶交界面附近采用点夯和满夯相结合的强夯方式进行处理，夯点间距为4.0 m，以实现对挖填交界面处地基的有效加固，具体处理方式见图1。在挖填交界面两侧，设置总长为约30 m 的沉降过渡带，见图2。

表1 挖填区域土体物理力学参数Table1 Physical and mechanical parameters of soil in excavation and filling area

图1 台阶交界面强夯处理图Fig.1 Treatment map of dynamic compaction in step interface

3 强夯试验方案

3.1 试验布置

由于原地形为斜坡地带，单遍点夯试验是从平整场地后开始，先进行单遍点夯后再进行2遍点夯。点夯采用2 种夯击能(2.5 MN·m 和3.0 MN·m)，夯间距分别为4.0，4.5和5.0 m，落距分别为5.7 m和17.0 m，填料虚铺厚度均为4.0 m，夯锤直径2.2 m，锤质量为18.1 t。

3.2 试验过程

图2 填挖交界处过渡段示意图Fig.2 Sketch map of transition section of interface

表2 强夯试验设计参数Table2 Dynamic compaction test parameters

针对不同夯击能和夯点间距分别进行强夯前后级配、强夯变形以及固体体积率的检测，具体强夯试验设计参数见表2。对不同夯点间距的强夯处置区域分别进行土体取样及点夯和满夯时的单点夯沉量观测，选择夯锤两侧相对固定的边缘进行取样和变形测量，取样和测量过程均按JTGE 40—2007“公路土工试验规程”和GB 50026—2007“工程测量规范”进行。根据试验结果确定最优夯击参数，将最优夯击参数应用在挖填交界面处，通过强夯变形量和固体体积率这2个指标分析该参数在挖填交界面的适用情况。

4 试验分析

4.1 填料级配试验分析

强夯试验前后填料级配曲线如图3所示。强夯试验区填料在强夯处治前以粗粒土为主，其中巨粒土质量分数达20%，填料级配良好，具有较好的工程性质。强夯处置后不同夯点间距试验区不均匀系数和曲率系数见表3。从表3可见：随着夯点间距增大，粒料破碎效果降低；当夯点间距为5.0 m 时，粒径小于80 mm 的颗粒质量分数为67.68%。这是由于夯点间距增加导致距离夯点较远、粒径较大的土颗粒没有被破坏，但填料粒径在不同夯点间距下经过强夯后均呈明显减小趋势，填料级配还以粗颗粒为主；当夯点间距为4.0 m和4.5 m时，强夯破碎效果更加明显。

图3 强夯试验前后填料级配曲线Fig.3 Grading curves before and after dynamic compaction

4.2 夯击变形试验分析

试验区采用2.5 MN·m夯击能进行第1次点夯，单点夯至12～14遍时，最后2击平均夯沉量均可满足小于5 cm的收锤标准，第2次点夯夯至10～12遍时，最后2 击平均夯沉量均可满足小于5 cm 的标准。试验区进行第2次点夯时，沉降量相比第1次点夯明显减小，见图4和图5。在不同夯点间距下，图5中逐击夯沉量变化曲线表现出小幅波动，这是由于在夯击过程中，夯点附近局部土颗粒排列松散以及夯锤没有准确夯击到夯点，在距离上产生偏心。累积夯沉量随夯击数的变化规律基本一致，同时，随着夯击数增加，累积沉降变化率逐渐减小。试验区采用3.0 MN·m 夯击能，在不同夯点间距下夯至11～12遍时都能够达到最后2击平均夯沉量小于5 cm 的标准。单击夯沉量及累积夯沉量曲线如图6和图7所示，在试验区进行第2次点夯时，沉降量相比第1遍点夯明显减小。由以上分析可以确定在挖方区采用较低夯击能而在填方区采用较高夯击能，地基处理效果会更加显著。同时，在2.5 MN·m夯击能作用下，夯点间距为4.0 m和夯点间距为4.5 m 对应的第1 次点夯单点累计沉降量相差较小，因此，选取点夯间距为4.5 m处治挖填交界面的挖方区。当夯击能为3.0 MN·m 时，夯点间距为4.0 m的夯击参数强夯处理区域效果最好，因此，可以在夯击能为3.0 MN·m、点夯间距为4.0 m强夯处治挖填交界面的填方区，以平衡挖填交界处的沉降差异。

表3 强夯处置交界面前后填料不均匀系数Cu和曲率系数CcTable3 Cu and Cc of filler before and after dynamic compaction treatment

图4 2.5 MN·m点夯能级强夯2次时的累积夯沉量变化曲线Fig.4 Accumulated settlement curves of point tamping twice under 2.5 MN·m compaction energy

图5 2.5 MN·m点夯能级强夯2次时的点夯逐击夯沉量变化曲线Fig.5 Successive settlement curves of point tamping twice under 2.5 MN·m compaction energy

图6 3.0 MN·m点夯能级强夯2次时的点夯累积夯沉量变化曲线Fig.6 Accumulated settlement curves of point tamping twice under 3.0 MN·m compaction energy

总体来说，当夯锤密度不变时，夯沉量与一定范围内的夯击能呈正相关关系，而与夯点间距的相关性不显著。张芮瑜等[20]将影响夯沉量的因素归纳为落锤高度H、夯锤厚度h、夯点面积Sa和夯击遍数n，并建立夯沉量u与上述4 个因素的幂函数关系式[20]：

图7 3.0 MN·m点夯能级强夯2次时的点夯逐击夯沉量变化曲线Fig.7 Successive settlement curves of point tamping twice under 3.0 MN·m compaction energy

式中：k为常数。同时，强夯处置地基时产生的夯击能量与落锤高度、夯锤厚度、夯点面积密切相关，这与本次试验得到的结果一致。考虑到夯点间距对夯沉量的作用效果并不显著，因此，可以得出夯沉量与夯击能及夯击遍数呈正相关关系。

4.3 固体体积率试验分析

强夯试验固体体积率检测结果见图8。从图8可见：试验区采用2.5 MN·m 夯击能时，固体体积率平均值均能达83%，但在夯击数为12 遍及以下时试验区检测固体体积率不能满足要求；采用3.0 MN·m夯击能时，夯点间距为4.0 m，固体体积率为88.2%，较夯点间距4.0 m 的固体体积率分别减小3.2%和4.0%。这是因为在采用强夯法处理地基时，在一定夯击能作用下产生的冲击波会引起土体颗粒间的气体被挤出，土颗粒重新排列，试验区夯点间检测固体体积率随夯击数的增加而增大，随夯点间距增加而减小，导致土颗粒间孔隙减小进而固体体积率增加。在此夯击能作用下，当夯点间距为4.0 m 和4.5 m，夯击数为12 遍时，夯点间检测固体体积率平均值都能达到83%以上，分别为86.1%和83.4%，但当夯点间距为5.0 m时，实验区检测固体体积率为82.3%，不能达到机场地基对于固体体积率的要求。同时，在夯击数为8～10 遍时，不同夯点间距处理下的土体固体体积率增加不明显，增加幅度仅为0.9%～1.3%，而在夯击数为11～14遍时，土体固体体积率变化显著；当夯点间距为4.0 m时，土体固体体积率增加幅度最大达5.2%。与3.0 MN·m夯击能作用下固体体积率变化规律不同的是：在2.5 MN·m 夯击能作用下，随着夯击数增加，夯点间距为4.0 m的固体体积率相比4.5 m的对应值仅降低0.4%。这可能是在较低夯击能处理地基的状态下，弱夯击能在夯点间距为4.0 m 处治地基时造成加固范围重叠，重叠区能量的消散只会导致粒径较小的颗粒发生破坏，而粒径较大的颗粒级配变化很小，地基处理效果反而没有夯点间距为4.5 m时显著。

图8 2.5 MN·m和3.0 MN·m夯击能作用下夯击数与固体体积率的关系Fig.8 Relationship between compaction times and solid volume radio under 2.5 MN·m and 3.0 MN·m

5 挖填交界面最优夯击参数适用性

5.1 差异沉降量

采用最优夯击参数，即填方区采用夯击能为3.0 MN·m，夯点间距为4.0 m，挖方区采用夯击能为2.5 MN·m，夯点间距为4.5 m，分别在填方和挖方区进行强夯试验得到的差异沉降量如表4所示。从表4可见：在强夯填筑填方区进行第1 次点夯时，沉降量随夯击数增加而增大，累计沉降量达到0.627 m，而挖方区从夯击8遍时的0.402 m到第1 次点夯结束时沉降量为0.619 m，挖填区域的差异沉降量不断减小；到第2 次点夯结束时，2 个区域差异变形量缩小至0.04 m，最后在1.0 MN·m 满夯结束时差异变形量为0.02 m。可见，在此夯击参数下处理挖填区的地基处理效果得到验证。

表4 最优夯击参数强夯处治挖填区域差异沉降量对比Table4 Comparison of differential settlementss by the optimal tamping parameter of dynamic compaction m

5.2 固体体积率

挖方区和填方区强夯法处治之前固体体积率相差较大，挖方区土体固体体积率较大，采用最优夯击参数处治不同区域，分别在挖方区和填方区选取3点测定固体体积率最后取平均值。强夯后挖填交界面的固体体积率见表5。从表5可见：挖方区固体体积率平均值为83.7%，填方区固体体积率平均值为84.2%，经强夯处治后的挖填区域固体体积率相差0.5%，满足机场道路地基处理要求。

表5 挖填交界面固体体积率Table5 Solid volume radio of interface %

6 结论

1)强夯试验区填料以粗粒土为主，各指标符合设计规范对强夯填料的要求。试验区经过强夯后，填料粒径均呈一定减小趋势，同时，随着夯点间距增加，粒径减小趋势不显著。

2)试验区夯点间检测固体体积率随点夯击数的增加而增大，随夯点间距的增加而减小。在3.0 MN·m 夯击能作用下，随着夯击遍数增加，夯点间距为4.0 m 的固体体积率相比4.5 m 的对应值提高约3.2%。而在2.5 MN·m夯击能作用下，随着夯击遍数增加，夯点间距为4.0 m的固体体积率相比4.5 m的对应值反而呈降低趋势。

3)采用最优夯击参数，即填方区采用夯击能为3.0 MN·m 点夯2 遍+1.0 MN·m 满夯1 遍的工法，夯点间距为4.0 m，挖方区采用夯击能为2.5 MN·m点夯2 遍+1.0 MN·m 满夯1 遍的工法，夯点间距为4.5 m，单点夯击数按14 击和最后2 击平均夯沉量不超过5 cm双重控制，满夯按1/4锤径搭接，强夯处理后填方区和挖方区的差异变形量仅为0.02 m，固体体积率相对差为0.5%，满足地基处理要求。