鄧永鋒，鄭曉培，江舜武，劉華山，李 沛

(1.東南大學(xué) 交通學(xué)院，江蘇 南京，210096； 2.江蘇新蘇港投資發(fā)展有限公司，江蘇 連云港，222042；3.金東方港口投資有限公司，江蘇 連云港，222100)

在巖土工程實(shí)踐中，造成結(jié)構(gòu)失效或產(chǎn)生病害的主要原因之一就是地基不均勻問題[1-2](排除上部荷載不均勻引起的不均勻沉降)。為此，地基均勻性評(píng)價(jià)具有重要意義。目前，大多數(shù)工程都是直接以不均勻系數(shù)β進(jìn)行地基均勻性的評(píng)價(jià)。實(shí)踐證明：該方法具有一定實(shí)用性，但不均勻系數(shù)β考慮的只是地基不均勻性的極端情況，忽略了數(shù)據(jù)系列分布的特征。因此如果要對(duì)地基均勻程度進(jìn)行更深入評(píng)價(jià)，則還需借助其他方法。

一些學(xué)者在考慮到該方法的不足后，也提出了各自改良的評(píng)價(jià)方法。有學(xué)者從試驗(yàn)出發(fā)進(jìn)行改良，謝劍峰等[3]從地基承載力和沉降兩方面對(duì)分層回填雜填土地基強(qiáng)夯法處理加固效果進(jìn)行了評(píng)價(jià)；鄭少河等[4]基于現(xiàn)場試驗(yàn)，對(duì)高真空擊密法處理吹填飽和粉土地基的含水率、靜力觸探結(jié)果和地基承載力等進(jìn)行了效果檢測，并認(rèn)為該處理方法能提高吹填土地基的整體力學(xué)性能；吳立春等[5]結(jié)合靜力觸探試驗(yàn)、標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗(yàn)和載荷試驗(yàn)結(jié)果對(duì)不同強(qiáng)夯能量下吹填軟土地基加固效果進(jìn)行了評(píng)價(jià)；董倩等[6]結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際工況，采用綜合檢測評(píng)價(jià)，對(duì)比分析和綜合互補(bǔ)，對(duì)強(qiáng)夯后的地基進(jìn)行加固評(píng)價(jià)；此外，還有學(xué)者利用數(shù)值模擬的方法對(duì)地基均勻性進(jìn)行分析，田水等[7]利用數(shù)值模擬方法，對(duì)相同能級(jí)下不同夯擊方式的效果進(jìn)行了評(píng)價(jià)；鄭紅娟等[8]利用數(shù)值模擬確定了飽和地基土強(qiáng)夯的施工參數(shù)方法，為加固效果的評(píng)價(jià)提供了依據(jù)；周行春[9]利用八節(jié)點(diǎn)等參有限元法分析了由于軟土地基不均勻沉降引起的路面結(jié)構(gòu)附加應(yīng)力，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步提出了軟土地基不均勻沉降指標(biāo)限值。

鑒于上述傳統(tǒng)地基均勻性評(píng)價(jià)方法的不足，筆者在該評(píng)價(jià)方法基礎(chǔ)上，充分考慮了數(shù)據(jù)分布特征，提出了利用不均勻系數(shù)和變異系數(shù)相結(jié)合的方法來評(píng)價(jià)地基均勻性。并結(jié)合連云港贛榆港區(qū)一期吹填工程，通過分析各種原位試驗(yàn)結(jié)果，研究了強(qiáng)夯前后吹填土地基的均勻性變化，對(duì)比分析了均勻性評(píng)價(jià)方法的可靠性和可行性。

1 雙指標(biāo)地基均勻性評(píng)價(jià)方法

綜合傳統(tǒng)單一的“地基不均勻性系數(shù)”(表1)評(píng)價(jià)指標(biāo)不足，筆者提出了地基不均勻系數(shù)和場地參數(shù)變異系數(shù)雙指標(biāo)的地基均勻性評(píng)價(jià)方法。

表1 地基土不均勻系數(shù)Table 1 Uneven coefficient of foundation soil

注：該地基土壓縮模量由現(xiàn)場原位試驗(yàn)(靜力觸探試驗(yàn)和動(dòng)探試驗(yàn))得到。

1) 通過計(jì)算地基不均勻系數(shù)β對(duì)地基的均勻性進(jìn)行定量評(píng)價(jià)。

(1)

2) 根據(jù)地基土強(qiáng)度指標(biāo)(錐尖阻力、平均貫入數(shù))換算成地基壓縮模量，然后分別從平面范圍和深度范圍比較該指標(biāo)的離散程度(變異系數(shù))，并據(jù)此分析地基土不均勻性在空間的分布情況。變異系數(shù)能反映一個(gè)數(shù)據(jù)集的離散程度，變異系數(shù)越小，則說明集合內(nèi)個(gè)體間的差異性越小。

2 贛榆港區(qū)場地特性

2.1 場地概況

贛榆港區(qū)在連云港區(qū)北側(cè)海州灣內(nèi)，該一期工程采用吹填造地形成陸域。經(jīng)吹填后的場地土層變化劇烈，其吹填方式、吹填原土層、吹泥口位置和水力分選等導(dǎo)致了場地不均勻；場地中砂層以松散狀態(tài)為主，黏土層以軟塑為主，黏土層含砂量較大。

2.2 夯前場地特性

鑒于吹填場地復(fù)雜性，筆者先對(duì)夯前場地進(jìn)行場地均勻性評(píng)價(jià)。在現(xiàn)場有代表性的場地上選取1個(gè)試驗(yàn)區(qū)(56 m×28 m)進(jìn)行靜力觸探、動(dòng)力觸探試驗(yàn)。其孔位布置見圖1。由于工程現(xiàn)場0～2 m深度范圍內(nèi)都填筑著碎石土，在靜力觸探和動(dòng)力觸探試驗(yàn)前都是先將這部分碎石土挖除，重新用填土填平后再進(jìn)行試驗(yàn)，因此筆者只對(duì)2～10 m深度內(nèi)土體的錐尖阻力和平均貫入數(shù)進(jìn)行分析。

圖1 試驗(yàn)孔位布置(單位：m)Fig. 1 Position arrangement of test holes

2.2.1 靜力觸探

為直觀地呈現(xiàn)出地基在水平范圍和深度范圍的特性，將靜力觸探試驗(yàn)結(jié)果經(jīng)換算成地基壓縮模量[6]，如表2。

表2 夯前地基壓縮模量分析統(tǒng)計(jì)(靜力觸探)Table 2 Compression modulus before dynamic compaction

2.2.2 動(dòng)力觸探

對(duì)該試驗(yàn)區(qū)域進(jìn)行動(dòng)力觸探試驗(yàn)，為直觀地呈現(xiàn)出地基在水平范圍和深度范圍特征，將動(dòng)力觸探試驗(yàn)結(jié)果換算成地基壓縮模量[10]，結(jié)果如表3。

表3 夯前地基壓縮模量分析統(tǒng)計(jì)(動(dòng)力觸探)Table 3 Compression modulus before dynamic compaction

通過靜動(dòng)力觸探試驗(yàn)結(jié)果可知：若僅考慮不均勻系數(shù)β，那么兩者判斷的地基均勻性結(jié)果不一，這說明僅通過不均勻系數(shù)判斷地基均勻性是不夠充分的，表明傳統(tǒng)評(píng)價(jià)方法的不足。但從變異系數(shù)來看，部分點(diǎn)位數(shù)值較大，且大小不均，說明了場地相對(duì)不均勻。

3 現(xiàn)場強(qiáng)夯工藝

為提高場地均勻性，采用強(qiáng)夯工藝對(duì)地基進(jìn)行處理。該場地的強(qiáng)夯施工方案為：4遍主夯，單點(diǎn)夯擊能為2 000 kN·m，夯點(diǎn)間距為3.5 m，呈正方形布置；夯擊次數(shù)為12擊，且最后兩擊夯沉量小于5 cm。4遍主夯結(jié)束后，采用800、600 kN·m夯擊能進(jìn)行兩遍的普夯，整平場地。夯擊過程中，如單點(diǎn)夯擊次數(shù)未達(dá)收錘標(biāo)準(zhǔn)(及大于12擊且最后兩擊夯沉量小于5 cm)，當(dāng)夯錘擊穿地面致使夯錘提升困難時(shí)，往夯坑內(nèi)填入碎石，繼續(xù)進(jìn)行夯擊。

4 夯后地基均勻性評(píng)價(jià)

根據(jù)筆者提出改進(jìn)的均勻性評(píng)價(jià)方法，利用靜力觸探和動(dòng)力觸探對(duì)處理后的場地進(jìn)行測試，并與夯前地基進(jìn)行對(duì)比，分析夯后地基均勻性改善效果，并進(jìn)行載荷試驗(yàn)。

4.1 靜力觸探

在夯前場地上的同樣的鉆孔進(jìn)行靜力觸探試驗(yàn)(CH1～CH9)，通過經(jīng)驗(yàn)公式換算得到對(duì)應(yīng)的壓縮模量，如表4。

表4 夯后地基壓縮模量分析統(tǒng)計(jì)(靜力觸探)Table 4 Compression modulus after dynamic compaction

繪制出場地平面范圍和深度范圍內(nèi)夯前夯后的壓縮模量變異系數(shù)圖，如圖2。

圖2 夯前和夯后壓縮模量變異系數(shù)變化(靜力觸探)Fig. 2 Variation coefficient variation of compression modulus before and after ramming

4.2 動(dòng)探試驗(yàn)

筆者對(duì)夯后場地進(jìn)行動(dòng)力觸探試驗(yàn)(DH1～DH10)，并分析動(dòng)力觸探試驗(yàn)結(jié)果，如表5。

表5 夯后地基壓縮模量分析統(tǒng)計(jì)(動(dòng)力觸探)Table 5 Compression modulus after dynamic compaction

場地平面范圍和深度范圍內(nèi)夯前夯后的壓縮模量變異系數(shù)如圖3。

圖3 夯前和夯后壓縮模量的變異系數(shù)(動(dòng)力觸探)Fig. 3 Variation coefficient of compression modulus before and after ramming (by dynamic penetration)

4.3 載荷試驗(yàn)分析

為評(píng)定夯后地基土承載力以及進(jìn)一步確認(rèn)夯后吹填土地基均勻性，筆者增加了載荷試驗(yàn)。根據(jù)港區(qū)設(shè)計(jì)要求，吹填場地地基承載力不應(yīng)小于120～150 kPa，地基極限荷載不應(yīng)小于240～300 kPa。本次載荷試驗(yàn)共做2組，一組(4～6#試驗(yàn)點(diǎn))在挖除碎石場地上(碎石墊層厚度約為0.2 m)進(jìn)行；另一組(1～3#試驗(yàn)點(diǎn))在群夯后的碎石地面(碎石墊層厚度約為1.3 m)上進(jìn)行。由于碎石墊層會(huì)提高地基承載力和剛度，因而此處只分析4～6#試驗(yàn)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果。試驗(yàn)布置點(diǎn)見圖4。

圖4 載荷試驗(yàn)點(diǎn)位布置(單位：m)Fig. 4 Arrangement of PLT

根據(jù)載荷試驗(yàn)結(jié)果繪制p-s曲線，并計(jì)算承載力特征值、變形模量和壓縮模量，如圖5。

圖5 4～6#試驗(yàn)點(diǎn)p-s曲線Fig. 5 p-s curve of 4～6# test points

對(duì)3種現(xiàn)場原位測試技術(shù)都進(jìn)行夯前后地基均勻性的評(píng)價(jià)，雙指標(biāo)評(píng)價(jià)方法不僅表現(xiàn)出可靠性，也表明變異系數(shù)的引入能更詳盡體現(xiàn)夯后地基均勻性提高效果，更能從平面和深度兩個(gè)維度上闡述均勻性變化特征，比原來傳統(tǒng)單一指標(biāo)方法更加系統(tǒng)。需要指出的是，比對(duì)靜力觸探和動(dòng)探的評(píng)價(jià)結(jié)果，筆者發(fā)現(xiàn)靜探手段較重型動(dòng)探更適合于該類地基，因?yàn)殪o力觸探數(shù)據(jù)精度較高。

表6 載荷試驗(yàn)結(jié)果Table 6 Results of plate loading test MPa

5 結(jié) 論

筆者根據(jù)傳統(tǒng)地基均勻性評(píng)價(jià)方法的局限性，提出了從地基不均勻系數(shù)與變異系數(shù)相結(jié)合的雙指標(biāo)綜合評(píng)價(jià)地基均勻性方法；并結(jié)合贛榆港區(qū)吹填土地基加固的工程實(shí)踐，明確所提方法的實(shí)用性。主要結(jié)論如下：

1) 雙指標(biāo)評(píng)價(jià)法能從平面和深度兩個(gè)維度上闡述地基均勻性變化特征，比原來傳統(tǒng)單一指標(biāo)方法更加系統(tǒng)；

2) 對(duì)比筆者選用的原位測試法可發(fā)現(xiàn)：相對(duì)于載荷試驗(yàn)，靜力觸探和動(dòng)力觸探試驗(yàn)不僅能從平面范圍對(duì)場地進(jìn)行均勻性評(píng)價(jià)，還能從深度范圍內(nèi)進(jìn)行評(píng)價(jià)。靜力觸探試驗(yàn)又比動(dòng)力觸探具有更高的精度，為此若實(shí)際條件允許，建議將靜力觸探作為原位測試手段，再結(jié)合其他原位測試方法(動(dòng)力觸探、標(biāo)準(zhǔn)貫入等)對(duì)場地進(jìn)行綜合測評(píng)。

3) 筆者中所提的評(píng)價(jià)方法可為日后吹填土地基均勻性評(píng)價(jià)提供了借鑒方法，但其是否可用于其他加固地基均勻性評(píng)價(jià)還需進(jìn)一步驗(yàn)證。

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