王 爭，易 勇

(中石化江漢油田勘察設計研究院，湖北 武漢 430070)

強夯法在某大型油罐工程地基處理中的應用

王 爭，易 勇

(中石化江漢油田勘察設計研究院，湖北 武漢 430070)

為了解決強夯有效加固深度的計算結果與實際工程存在較大偏差的問題，結合工程實例，通過對工程的試夯和現(xiàn)場原位測試進行分析，得出以下結論：①基于梅納德(Menard)理論計算的有效加固深度直接用于工程時存在較大偏差，需采用能級修正后才能與工程實際相符合；②不同的夯點布置方式對工程實際的影響不可忽略。

強夯法；地基處理；有效加固深度

強夯法是地基處理的主要方法之一，因其設備簡單、施工方便等特點而得到廣泛使用，其適用于處理碎石土、砂土、非飽和細粒土、濕陷性黃土、雜填土和素填土等地基。目前，研究者通過不同方法預測強夯有效加固深度的計算結果與實際工程存在較大偏差[1～4]。鑒于此，筆者結合某大型油罐工程地基處理實例，通過對不同強夯試夯區(qū)的研究，提出了梅納德公式的簡化計算方法和相關施工工藝，從而為利用強夯法進行地基加固提供參考。

1 工程概況

某大型油罐工程主要建立4個105m3原油儲罐，儲罐直徑80m，高21.8m?？拐鹪O防烈度為7度，擬建場地等級2級，地基等級1級，工程重要性2級，巖土工程勘察等級為甲級。

該工程所在地層自上而下為新近填土層(素填土、碎石素填土、雜填土)和震旦紀基巖。新近填土層為人工回填形成，基巖主要為板巖和石灰?guī)r。地面平均高程為7.00m，填土深度為7～14m，地下水位變化幅度為-3.00～6.93m。

2 工程設計

地基處理技術要求：①地基處理后的地基承載力特征值fak≥250KPa，壓縮模量Es≥17MPa；②要求有效加固深度至微風化巖巖面。

2.1試夯區(qū)一設計

1)試夯區(qū)一有效加固深度計算 根據(jù)風化巖面等高線圖，回填土深度在7～9m采用8000kN/m能級進行試夯，8000kN/m能級的對應有效加固深度為9～9.5m[5]。考慮到設計區(qū)域場地回填土土質很不均勻，且粘性土含量較大，根據(jù)梅納德理論，計算有效加固深度公式[6]如下：

(1)

式中，h為有效加固深度，m；W為夯錘重，kN；H為夯錘落距，m；α為修正系數(shù)，粘性土地基時取0.4。

在該工程進行強夯加固地基時，采用夯錘重W=400kN，夯錘落距H=20m。將上述參數(shù)代入式(1)求得有效加固深度為11.3m，該值與文獻[5]推薦值相比偏大。

該工程地下水位高程為3.5m(地面高程為7.0m)，地下水與海水連通。因此，在強夯過程中地下水以下土體要克服浮力做功，從而抵消一部分夯擊能，因而需要采用引入浮力的改進梅納德公式進行計算。考慮到強夯過程中土體的擴散，地下水位下土體浮力計算如下(計算模型見圖1)。

圖1 試夯區(qū)一強夯計算簡圖

土體擴散角系根據(jù)地勘報告取20°，根據(jù)現(xiàn)場點夯試驗結果得到夯沉量，起夯面夯沉量約為加固土體深度的1/3，基巖頂夯沉量為0。根據(jù)沉降量模型圖(見圖1(a))，標高3.5m處下沉量為1.833m，標高9.0m處下沉量為0m。另由于在強夯過程中，夯級能沿夯點處土體向下擴散，其擴散的形狀為截頭圓錐體(見圖1(b))。計算截頭圓錐體體積公式[7]如下：

V=πh1(R2+R×r+r2)÷3

(2)

式中，R、r分別表示上下截面直徑，m；h1表示截面高度，m。

由于地下水位線下受強夯影響的土體形狀為截頭圓錐體，因此根據(jù)式(2)可得：

地下水位線下土體體積:

V=3.14×(9-3.5)×(4.5262+4.526×2.524+2.5242)÷3=220.4m3

則地下水位線下土體浮力:

Ft=V×ρw=220.4×10=2204kN (水的容重ρw取10kN/m3)

以對應截面面積為權重，得平均沉降值為：

此浮力消耗的能為：

M=Ft·Δh=2204×0.435=959kN/m

則有效加固深度為:

該值和文獻[5]推薦值比較接近，結合實際工程經(jīng)驗，采用 8000kN/m能級時的有效加固深度定為9m。

圖2 試夯區(qū)一夯點布置示意圖

2)試夯區(qū)一強夯夯點的布置 考慮到大罐直徑為80m，屬于大面積強夯，因而采用正方形夯點布置形式。夯錘直徑為2.5m，質量為40t。第1遍夯點間距取2.5～3.5倍夯錘直徑(即6.25m～8.75m)，故第1遍夯點間距取8m，第2遍夯點在第1遍夯點中所形成正方形中心插點，第3遍夯點在第1遍夯點中2夯點間插點，第4遍夯點在前3遍夯點所形成正方形中心插點布置，第5遍為滿夯(見圖2)。

2.2試夯區(qū)二設計

1)試夯區(qū)二有效加固深度計算 根據(jù)風化巖面等高線圖，試夯區(qū)二回填土深度為9～12.5m，采用夯錘重為400kN，夯錘落距為30m，根據(jù)式(1)計算出有效加固深度 。該值與文獻[5]推薦值相比偏大，因而采用引入浮力的改進梅納德公式進行計算(計算模型見圖3)。

根據(jù)沉降量模型圖(見圖3(b))，標高3.5m處下沉量為3.167m，標高12.5m處下沉量為0m。

則地下水位線下土體體積：

V=3.14×(12.5-3.5)×(5.8002+5.800×2.524+2.5242)÷3=514.8m3

地下水位線下土體浮力：

Ft=V×ρw=514.8×10=5148kN

以對應截面面積為權重，得平均沉降值為：

此浮力消耗的能為：

M=Ft·Δh=5148×0.478=2461kN/m

修正后的有效加固深度為:

圖3 試夯區(qū)二強夯計算簡圖

圖4 試夯區(qū)二夯點布置示意圖

該值和文獻[5]推薦值比較接近，結合實際工程經(jīng)驗，采用12000kN/m能級時的有效加固深度定為12.5m。

2)試夯區(qū)二強夯夯點的布置 由于需要處理的土層深度較深，為了進行同能級不同夯點布置形式的對比，對地質情況相近的2個試夯區(qū)塊分別采用正三角形和正方形夯點布置形式。在正三角形布置形式中，夯錘直徑為2.5m，夯錘量為400kN。第1遍夯點間距取2.5～3.5倍夯錘直徑(即6.25m～8.75m)，考慮到隨能級增加間距宜適當加大，故第1遍夯點間距取10m的正三角形布置，第2、3遍夯點在第1遍夯點中插點，第4遍為滿夯(見圖4)。

3 試夯區(qū)檢測

3.1試夯區(qū)一檢測

1)靜載試驗 采用直徑1.20m的圓形承壓板進行試驗，地基承載力特征值為250KPa、變形模量為17MPa。

2)圓錐動力觸探檢測 動力觸探檢測表明，深度在1.5～3.0m內有大塊徑的石塊，該塊石段以下地基土加固效果相對稍差；深度在8～9m以下為硬層(基巖)，夯間土處理較均勻。

上述檢測表明，試夯區(qū)一設計滿足地基處理技術要求。

3.2試夯區(qū)二檢測

1)靜載試驗 采用直徑1.20m的圓形承壓板進行試驗，三角形布點形式的地基承載力特征值不小于350KPa、變形模量約35.6MPa。

2)圓錐動力觸探檢測 動力觸探檢測表明，在淺部4m以內的填土中含有大量大塊徑石塊，而在5～8m以下進入較硬土層、動力觸探難以打入，經(jīng)處理后填土強度較高。

上述檢測表明，試夯區(qū)二設計滿足地基處理技術要求。

4 對相關問題的探討

圖5 強夯夯點影響范圍簡圖

在試夯區(qū)設計中，采用梅納德公式計算的有效加固深度結果與工程實際存在較大差異。考慮到地下水引起的浮力對強夯能級影響較大，故在計算中采用理想模型進行簡化計算，即采用引入浮力的改進梅納德公式計算的有效加固深度結果與工程實際試夯結果相一致。該方法便于工程研究者進行設計，同時有助于減少試夯周期。

當采用不同夯點布置形式時(見圖5)，強夯加固率計算公式[5]如下：

ρv=(S1/S0)×100%

(3)

式中，S1表示強夯影響區(qū)域面積，m2；S0表示需加固區(qū)域面積，m2。

則夯點布置形式為正三角形與正方形的強夯加固率分別為：

式中,a分別為正三角形和正方形的邊長。

從上述計算結果可知，與正方形夯點布置形式相比，采用正三角夯點布置形式的強夯加固率提高約12%，說明不同夯點布置方式導致不同的地基處理效果。工程實際試夯表明，采用正三角夯點布置形式時對周邊土質影響均勻，同時對地基的強夯加固處理也更加均勻。

[1]Leonard G A. Dynamic Compaction of Granular Soils[J]. ASCE, GT4, 1980, 106(4): 435-446.

[2]靳永恒.淺談強夯法地基處理[J].科技情報開發(fā)與經(jīng)濟，2001，31(4)：126-128.

[3]籍延青.填土的強夯機理與實驗研究[D].太原：太原理工大學，2005.

[4]孔位學，陸新.強夯法加固軟土地基有效加固深度研究[J].四川建筑科學研究，2001，27(4)：45-48.

[5]JGJ 79-2002.建筑地基處理技術規(guī)范[S].

[6]CECS279:2010.強夯地基處理技術規(guī)程[S].

[7]建筑工程常用數(shù)據(jù)系列手冊編寫組.建筑結構常用數(shù)據(jù)手冊[M].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2007.

[編輯] 李啟棟

10.3969/j.issn.1673-1409.2011.03.039

TU472.31

1673-1409(2011)03-0114-03