强夯法DCM(Dynamic Consolidation Method)是最早由法国工程师L. Menard于1969年提出的一种地基处理技术，在使用初始阶段仅用于加固砂土和碎石土地基。强夯技术因其施工简便、经济实用、效果显著等特点在工程中得到了广泛应用，目前已被推广应用于软黏土、粉土、黄土、碎石土、砂土等地基处理中^{[1, 2, 3, 4, 5, 6, 7]}。

但是，对于地下水位较高的饱和土地区，强夯技术仍然存在着不足，主要表现为施工过程中超孔隙水压力消散慢、起锤困难、橡皮土等问题。采用强夯技术和井点降水技术联合加固地基，利用井点降水以加速超孔隙水压力的消散和孔隙水的排出，能有效避免强夯过程中土壤严重液化问题。周健、刘嘉、王越虹等^{[8, 9, 10]}采用井点降水联合强夯技术加固饱和淤泥质地基进行了现场试验研究并取得了不错的效果；席连海、周健等^{[11, 12]}针对井点降水联合强夯技术加固吹填土(细砂)的适用性开展了试验研究，为井点降水联合强夯技术工程推广提供了参考。目前，该技术在黄河冲积平原区粉土地基的适用性还需要进一步研究。

本文结合济(南)东(营)高速公路粉土地基加固工程进行现场试验，通过埋设孔隙水压力计和水位管，分析降水条件下强夯引起的超孔隙水压力增长与消散规律，确定强夯的最佳夯击能、夯击次数、时间间隔和夯点间距等施工参数，为工程施工提供指导性意见。 1 试验基本情况 1.1 试验区工程地质概况

试验场地位于山东省滨州市，地形较为平坦，地势开阔，地貌成因类型为冲积平原，地貌类型为平地，岩性以为粉土、粉质黏土为主，地下水位约1.8 m。结合地基土的物理力学性质，将试验区地层自上而下依次划分为7层：

(1)土：灰褐、黄褐色，稍密至中密，湿至很湿，夹黏土透镜体，层厚5.80~8.90 m;

(2)粉质黏土：灰褐、黄褐色，可塑状态为主，局部软塑状态，很湿，夹粉土、粉砂透镜体，层厚4.00~9.20 m;

(3)粉土：灰褐、黄褐色，中密至密实，很湿，夹粉质黏土、粉砂透镜体，层厚6.70~11.00 m;

(4)粉质黏土：黄褐、灰黄色，可塑至硬塑状态，很湿，夹粉土透镜体，层厚0.50~6.70 m。

(5)粉土：黄褐色，中密至密实，很湿，夹粉质黏土、粉砂透镜体，层厚12.70～20.60 m;

(6)粉质黏土：灰褐、黄褐色，硬塑状态为主，局部可塑状态，很湿，夹粉土、粉砂透镜体，层厚2.40~6.50 m;

(7)粉土：红褐、灰褐色，密实，很湿，本次勘测未揭穿该层，最大揭露厚度3.50 m。 1.2 地基处理及孔隙水压力测试点布置

试验区选择40×40 m，在强夯区域以间距6 m按正方形布置，分成4个区域，对应夯击能分别为800，1 000，1 200 kN·m和1 500 kN·m，夯击数8~15击。根据第1遍点夯孔隙水压力计测定超孔隙水压力的消散时间确定第2遍点夯时间，各试验工况也应有一定间隔时间，互不干扰。夯点布置如图 1所示。

图 1 夯点布置示意图(单位：m)Fig. 1 Arrangement of tamping points(unit：m)

图选项

为了提高强夯效果，试验前首先采用井点降水技术对试验区进行降水，设计降水深度为3.5 m，井点间距为3 m。当地下水位达到3.5 m时，方可进行第1遍点夯。第1遍夯击结束后，继续抽水以加快超孔隙水压力消散和土体的固结。

进行强夯试验之前埋设振弦式孔隙水压力计，考虑到井点降水后地下水位约3.5 m，故最浅孔隙水压力计埋深定为4 m。从试验区第1遍夯击点隔0，2 m 和4 m设置，共设置4个孔隙水压力计测试点。每个位置各埋设3~4个孔隙水压力计，埋深分别为4，6，8 m和10 m，对应编号分别为：夯点，1-1，1-2，1-3，1-4；距离夯点2 m处，2-1，2-2，2-3；距离夯点4 m处，3-1，3-2，3-3。孔隙水压力计的布置如图 2所示。孔隙水压力的监测应该贯穿整个夯击过程，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1,2,5,10,30 min和l h对孔隙水压力计进行读数并记录；两遍单点夯击完成之后每隔一天测量孔隙水压力计的读数并记录。

图 2 孔隙水压力计布置图(单位：m)Fig. 2 Arrangement of pore water pressure gauges(unit:m)

图选项

试验前，通过埋设的水位计，测得地下水位约3.8 m。在图 1所示A，B，C 和D这4个区域分别进行4种夯击能的单点夯击试验，根据止夯条件要求，4个点分别夯击了14击、11击、9击和8击。通过对强夯作用过程中土体孔隙水压力的的实时监测采集，计算出孔隙水压力数据，从而得到其增长与消散规律，以确定合理的夯击次数、间歇时间等参数。由于试验涉及到4种不同夯击能，采集到的数据量较大，本文选取了单点夯过程中800，1 200 kN·m和1 500 kN·m超孔隙水压力增长曲线和1 000，1 500 kN·m单点夯后超孔隙水压力消散曲线进行了分析。 2.1 超孔隙水压力增长规律

图 3为800，1 200 kN·m和1 500 kN·m 强夯作用下超孔隙水压力增长曲线。单点夯过程中超孔隙水压力有如下规律：(1)随着夯击次数的增加，强夯产生的巨大能量使得地下水位迅速上升，产生超孔隙水压力。夯击作用引起浅层土的超孔隙水压力远大于深层，但不同深度处的超孔隙水压力的增长过程基本同步。(2)4~6 m深的超孔隙水压力增加幅度十分明显，最大可达55 kPa，8~10 m深的超孔隙水压力增加幅度则不明显，可见最大影响深度约8~9 m，而有效影响深度应在6~8 m之间。(3)随着夯击数的增加，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，即超孔隙水压力增长率随着夯击数的增加逐渐减小。

图 3 超孔隙水压力增长规律Fig. 3 Increasing laws of excess pore water pressure

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图 4为1 000 kN·m和1 500 kN·m第1遍点夯后超孔隙水压力消散曲线。

图 4 超孔隙水压力消散规律Fig. 4 Dispersing laws of excess pore water pressure

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图 5为1 500 kN·m作用单点夯试验时不同径向距离处超孔隙压力的变化规律。可以看出，锤下4 m深处，距夯锤中心0~2 m的超孔隙水压力随着夯击次数的增加而增加，且增加幅度明显，而距夯锤中心3 m处的超孔隙水压力仅为夯锤中心处1/3。由此可见，1 500 kN·m的夯击能径向影响距离在2~4 m 之间，而设计夯点间距为6 m，因此可判定，在夯击一点时，对相邻夯点处的孔隙水压力的影响很小，故相邻夯点可以连续夯击点，而不必间隔跳夯。而单击夯击能较小时，其径向影响距离也越小，此时设计夯击间距则存在一定的不合理之处。

图 5 1500 kN·m夯击能时4 m深不同径向距离处超孔隙水压力变化Fig. 5 Changing laws of excess pore water pressure with different radial distances (1 500 kN·m,4 m depth)

图选项

采用水准仪对试验区在夯击过程中各夯点的平均单击夯沉量和总夯沉量进行监测，其与夯击能的关系见表 1，其中平均地面沉降，单位夯击能及其引起的地面沉降按照式(1)~式(3)计算:

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通过表 1可以看出：(1)单击夯击能越大时，其单位面积夯击能也越大。止夯时，其总夯击能比较接近，其中800 kN·m和1 000 kN·m能满足最后两击夯沉量小于5 cm的止夯条件，1 200 kN·m和1 500 kN·m地表土体隆起量稍大。(2)800 kN·m下，8击以后单击夯沉量较小，其原因是浅层土体已密实压缩量较小且深层土体动应力较小亦无法产生塑性变形。(3)止夯时，随着单击夯击能的增大，总夯沉量增加约15%，单位面积夯击能引起的地面沉降增加了约18%，可见选择1 500 kN·m施工参数更经济合理。

3.2 有效加固深度比较分析

强夯的有效加固深度是指在正常施工条件下，地基土的控制指标满足设计要求的深度。目前有效加固深度的判定标准也不统一^{[13, 14, 15, 16]}，主要从两个方面来确定：从原位测试指标来定义，地基土工程性能有明显改变的深度；从现场测量来确定，地基土竖向变形(应变)比较明显的深度。因缺少土体加固后竖向变形监测数据，本文主要根据夯后标贯击数(承载力)变化和强夯作用附加应力传递深度判定。

对比加固前后标贯击数N_63.5，7.5 m内浅层土体标贯击数增加了约1~5击，可见地基承载力大幅提高；9 m以下土体标贯击数基本不变，其承载力提高不明显。

土体压缩层厚度自基础底面算起，算到附加应力与自重应力比值为0.2处，即σ_z/σ_c=0.2处。在本次试验中，强夯冲击产生的附加应力将全部转化为超孔隙水压力。图 6为各夯击能下超孔隙水压力沿深度变化曲线，可以看出：(1)夯击次数相 同时，单击夯击能越大，引起的超孔隙水压力越大，影响深度越深，有效加固深度深度也越大。(2)采用线性内插法计算得总夯击能10 000 kN·m下超孔压变化曲线，发现单击夯击能越大时其有效加固深度深度也越大，这同时也说明了应当选择1 500 kN·m进行施工。

图 6 各夯击能下超孔隙水压力沿深度变化曲线Fig. 6 Curves of excess pore water pressure varying with depth under different tamping energy

图选项

将图 6中有效加固深度结果统计于表 2。本文1 500 kN·m 强夯有效加固深度达7.8 m，对比文献^{[3, 17]}得出的未降水条件下采用2000 kN·m或3 000 kN·m 强夯加固粉土地基的有效加固深度约为 7 m 的结果，可见强夯联合井点降水加固地基效果更好。

根据Menard公式h=推算出试验区有效加固深度系数α(图 7)，可见该地质条件下有效加固深度系数约为0.20，可为今后类似地质条件下强夯的设计和施工提供参考。

图 7 有效加固深度系数Fig. 7 Coefficients of effective reinforcement depthdifferent tamping energy

图选项

为了确定合理的单点夯击次数，防止夯击过程中出现地基土层液化，应将单点夯试验时产生的孔隙水压力与液化临界孔隙水压力对比。液化临界孔隙水压力的计算采用太沙基提出的有效应力原理，即总应力=有效应力+孔隙水压力。在土层发生液化时，认为土体有效应力为0，即上部土体自重完全由孔隙水压力承担。表 1试验结果表明，试验区土体饱和重度γ约为20 kN/m³，为了方便确定液化临界孔隙水压力值，深度h处的液化临界孔隙水压力值Y_max=γh，γ取20 kN/m³。当超孔隙水压力接近或超过液化临界孔隙水压力值Y_max时，地基土层很可能会发生液化。分析图 9中数据能看出：(1)夯击过程中，4 m以下土体超孔隙水压力均小于80 kPa的临界值，不会液化；4 m以上土体，根据超孔隙水压力沿深度分布增长规律，其超孔隙水压力将大于临界值，若不降水，必定会发生液化现象。(2)设计降水水位3.5 m是经济合理的，若水位过高，则4 m 以上土体易发生液化；若降水水位太低，将造成降水施工难度大、成本高。 4 结论

本文根据强夯联合井点降水加固粉土地基现场试验，分析土体超孔隙水压力增长与消散、夯坑沉降等数据，得出如下结论：

(1)单点夯击完成后，超孔隙水压力立即进入了消散的过程，由于夯后维持井水降水作用，超孔隙水压力消散速率非常快，且深度越浅，超孔隙水压力消散越明显。夯后3 h，超孔隙水压力消散70%左右；24 h后，超孔隙水压力基本消散，可见井点降水能大幅缩短每遍强夯的时间间隔，缩短工期。

(2)综合分析4种不同单击夯击能地基加固效果，总夯击能一定时，1 500 kN·m下单位面积夯击能引起的地面沉降最大，有效加固深度亦最大，可见选择1 500 kN·m施工参数更经济合理。

(3)根据Menard公式，推算出试验区有效加固深度系数α=0.2，可为今后相同或类似地质条件下强夯的设计和施工提供依据。

(4)连续进行单点夯击时，表层土发生液化的可能性要大于深层土，临界深度约4 m。本试验设计降水水位3.5 m是合理可行的。

(5)强夯联合井点降水的粉土地基处理工艺，通过降低地下水位的形式，增大了地基土的加固深度，地基处理效果更好，发挥了井点降水和强夯法各自的优点，具有推广应用的价值。