振冲挤密加固深厚吹填珊瑚礁砂地基试验研究

邱伟健, 杨和平, 刘 岩, 贺迎喜

(1. 深圳市大鹏新区建筑工务署, 广东 深圳 518100; 2. 长沙理工大学交通运输工程学院, 湖南 长沙 410004;3. 中交四航工程研究院有限公司, 广东 广州 510000; 4. 中交四航局第二工程有限公司, 广东 广州 510230)

0 引言

沙特阿拉伯是连接亚、非、欧三大洲的枢纽,也是我国“一带一路”建设中的一个重要节点。本文依托工程位于沙特红海沿岸的吉赞市(图1),附近水域分布大量珊瑚暗礁与岛屿,此类珊瑚礁石大多由海洋微生物经漫长地质年代演变形成,属于生物化学沉积岩。2015年吉赞开始项目建设,工程设计提供的吹填形成陆域面积达26万平方米,需要大量砂石,因该地区砂石料匮乏且材质较差,加上当地同期开工在建项目多,出现价格高涨供不应求的状况,无疑给工程的建设周期及成本控制带来不利影响。而2009年,中交四航局在沙特吉达市修建RSGT码头时也遇到类似问题,当时采用振冲挤密法进行地基加固并获成功,项目建成投产运营至今吹填礁砂地基稳固。因此,吉赞市新建项目可借鉴成功经验,也用疏浚礁砂做填料,因地制宜就地取材,开展振冲加固地基现场试验,力争达到节能、经济、环保的目标建好该工程。

图1 项目地理位置示意图Fig.1 Geographical location of the project

珊瑚礁砂作为一种新型地基填筑材料,结构疏松、压实难、压缩性大、承载力低是它的基本性质。国内外对其已有研究多集中在物质特性以及对环境的影响上,很少涉及工程利用[1-3],相关地基勘察设计规范提供的填料系列中无一将其列入。显然,开展珊瑚礁砂工程应用研究不仅很迫切且十分有益[4],若能利用好珊瑚礁砂做堆场地基回填料,既可解决航道疏浚时礁砂碎屑的堆场问题,又能缓解海岸工程大量兴建而填料奇缺之矛盾,大大降低工程造价并缩短工期,为沿海造陆工程建设探索一条新路。尽管四航局有类似工程经验,但新项目地质条件及可用振冲机具的改变,同时为比较不同振冲法的加固效果,须再做现场试验。笔者有幸参与了项目施工过程,为响应并推进“一带一路”构想的实施,特依托该海岸工程,总结并推介振冲挤密法加固珊瑚礁砂吹填地基的现场试验研究工作。

1 振冲试验及加固效果分析

1.1 工程地质条件和加固目标

新建工程是吉赞经济城实现炼油、电厂、航运一体化的重要组成部分,现场吹填试验区选在取排水口旁,陆域均用珊瑚礁砂填筑。由颗分试验得该填料含碎、块石砂砾土并夹少量细砂和贝壳物,其不均匀系数Cu为2.42～4.36,曲率系数Cc为0.39～0.91,为级配不良砂。因砾石含量较高,非常利于振冲而形成砾石桩提高地基整体强度及抗液化能力。此外,通过击实及CBR试验知该填料最大干密度均在2.16 g/cm3以上,最优含水率在7.6%±1%内波动,最小CBR值为32.5%,满足项目技术规范对填料强度的设计要求(CBR>30%)。

经水力分层吹填形成的地基,上覆礁砂的总厚10～15 m,局部地基含软弱夹层,主要为粉土、粉质砂土和粉细砂,且黏粒含量较高,厚2.5～3.0 m。疏浚吹填珊瑚礁砂下部海相地层土也是珊瑚礁形成物,主要成分为粉土、砂、砾石并夹有贝壳物;部分独立区域的层位还存在海相淤泥,为软黏土夹杂松散粉细砂,厚0.5～2.0 m。场区的典型地质剖面见图2所示。表1给出场内各不同地基的土层厚度及其基本物理力学性质指标。

图2 典型地质剖面Fig.2 Typical geological section

根据设计要求,地基加固的目标深度为15 m,加固地基土必须达中密以上,图3～6中红色虚(曲)线为华北水利院设计书中提出的地基沿深度抗液化性能要求。

表1 地基土物理力学指标

1.2 试验区振冲试验

根据已有研究[5],振冲法分振冲置换法与振冲挤密法。置换法适合不排水、抗剪强度>20 kPa的黏、粉、饱和黄土及人工填土地基;挤密法适合砂土和粉土地基,不加填料时仅适合黏粒含量<10%的粗、中砂地基[6-7],对夹有粉土、粉细砂深厚吹填地基必须添加填料,否则很难达到加固要求[8-10]。依据礁砂的颗分试验,本工程宜采取振冲挤密法加固。为比较不同方法的处治效果,需尝试不加填料方案。振冲挤密法的工作原理是利用振冲器的强力振动使饱和礁砂液化、砂粒重新排列、孔隙减小、相对密度及摩擦角增大;此外振冲时强大水平振动力挤压密实加填料砂层,可避免地基产生不均匀沉降并提高其承载能力和抗液化性能。

(1) 试验方案

为探究振冲施工参数对加固效果的影响并确定最优振冲工艺,大面积施工前,先在吹填区选A、B两区(A位于常规区,分1～4小区;B位于软弱夹层区,分5～6小区)开展试验。相比以往用30和132 kW振冲器,本次使用ZCQ-75 kW型振冲器,用它利于减小流态区并提高挤密效果。各区的振冲试验均按等边三角形布设桩位,具体方案见表2所列。

表2 振冲试验方案

(2) 振冲效果检验及最优工艺参数

试验结束后,在各小区选一代表性点(SPT-1～-6)做标贯试验,图3、4为A、B各区振冲后测试结果对比。分析可知,常规1～4分区,振前地基0～15 m深度内平均标贯数不足10击,整个地基呈松散状,液化风险极高;按1区振冲方案加固的地基,在设计深度内标贯数均值提高到11击,地基整体达到稍密至中密,不满足加固要求;2区方案振冲处理地基虽达中密以上状态,但局部层位的标贯数达不到抗液化要求;比较相同参数3、4区的振冲效果,4区振后标贯线沿深度都位于3区线右侧,标贯击数的均值为24,远大于3区对应值,表明加固礁砂已达密实状态,效果显著完全满足抗液化要求;而3区地基虽达中密状态,但有两层位不满足抗液化要求,说明无填料振冲不适合加固该处地基。分析图5,软弱夹层5区经无填料振冲后标贯击数虽明显增大,但深9和13米两处土体有液化风险;而6区振冲挤密的效果显著,地基加固范围标贯击数均值达23击,各层液化风险得以消除。

图3 常规1～4区振后标贯试验结果对比Fig.3 Comparison of SPT results after vibroflotation in general 1～4 area

图4 软弱夹层5～6区振后标贯试验结果对比Fig.4 Comparison of SPT results after vibroflotation in weak 5～6 area

基于试验检测结果进一步优化设计,确定ZCQ-75 kW振冲器实施双点振冲的最优工艺参数:

①振冲孔按等边三角形布设,软弱夹层区内间距取3.0 m,常规区取3.5 m;

②采用疏浚礁砂填筑,填料添加采取连续下料,每层厚0.3 m;

③振冲过程中,需控制的水压、水量分别为0.3～0.4 MPa和200～300 L/min(软弱夹层区采用0.4～0.5 MPa和300～400 L/min);

④成桩作业:a慢速振冲下沉至地下设计深度处,留振60 s;b慢速振冲上拔0.3～0.5 m,留振8～10 s,控制密实电流为20～50 A(软弱夹层区须50～70 A);c重复步骤b,控制振冲速度为:贯入1～2 m/min,上拔0.5～1 m/min;直至孔口,再留振120 s,成桩结束。

1.3 场区大面积振冲的加固效果分析

按最优振冲工艺完成场区大面积振冲施工,为减少检测工作量,只在常规及软弱夹层区各选一代表点(CPT-1和CPT-2)检测,进行振冲前、后静力触探试验,测点取三角桩中心处,测深为20 m,结果见图5、6所示。

分析图5、6可知,振冲后的常规和软弱夹层区地基质量均显著提高。天然吹填礁砂松散,4～10 m内实测CPT值接近合格线,部分层低于设计值,表明其承载能力低,工后沉降大。经振冲后,常规区10～15 m内,CPT均值由原不足4 MPa提至12 MPa,部分层达20 MPa以上;软弱夹层区6～9 m内,CPT均值由原基本不合要求提至9 MPa,深9～12 m范围内,CPT均值也达10 MPa。可见按最优振冲工艺加固的地基有效深度内均达设计要求。处理后的礁砂地基已达中～密实状态,充分说明加填料振冲挤密法加固吹填礁砂地基切实可行。

图5 常规区CPT-1点测试结果对比Fig.5 Comparison of CPT results before and after vibroflo- tation of CPT-1 points in general area

图6 软弱夹层区CPT-2点测试结果对比Fig.6 Comparison of CPT results before and after vibroflotation of CPT-2 points in weak area

2 振冲后地基的抗液化性能检验

前文所定抗液化设计要求是按国内规范法计算确定,比较新近国内外液化判断方法,部分学者[11]认为该法判别偏保守,为全面验证拟定振冲工艺的有效性及地基液化判别的可靠性,以下用国际上普遍认可的NCEER法分析振冲后地基抗液化性能,并用Iwasaki的液化指数法做判断。

2.1 基于CPT的NCEER液化判别法

NCEER法根据CPT测试数据来计算砂土地基各层的循环应力比(CSR)和循环抗力比(CRR),进而求得各土层安全系数Fs,其定义为:

Fs=CRR/CSR

(1)

Fs>1时,土层不液化;反之,判为液化。

CSR及CRR分别由式(2)、(3)求算:

(2)

CRR=CRR7.5×MSF

(3)

(4)

CRR7.5=0.833[(qC1N)CS/1 000]+0.05

(5)

CRR7.5=93[(qC1N)CS/1 000]3+0.08

(6)

(7)

(8)

式(4)～(8) 中:γd为剪应力折减系数;CRR7.5为基于震级MW=7.5下的循环抗力比,当(qc1N)CS<50和50≤(qc1N)CS<160时,其值分别由式(5)、(6)定;CQ为圆锥贯入阻力归一化因子,其值≤1.7;qc1N为归一化锥尖阻力,(qc1N)CS为砂性土的归一化锥尖阻力;MSF为震级比例系数。

其余各参数:αmax为地面水平峰值加速度;g为重力加速度;σv0为土体底部的总上覆应力;σ′v0为有效垂直上覆土压力;z为土层埋藏深度;Pa为单位大气压力,取100 kPa;qc为实测锥尖阻力;Kc为土性修正系数,对砂性土取1。

2.2 Iwasaki的液化指数判断法

Iwasaki等人最早提出采用液化指数对液化危害进行分析判定,其计算公式如下:

(9)

式中:z为土层深度;w(z)为受单位液化土层厚度和层位影响的权函数,w(z)=10-0.5z。

当按NCEER法计算得到土层安全系数Fs≤1时,F=1-Fs.;当Fs>1时,F=0。由式(9)求得液化指数LPI后,根据阿美规范制订的地基液化等级评估标准(见表3)判断液化风险。

表3 地基液化等级评估标准

2.3 振冲场区液化判断结果

在大面积振冲区选7个代表点位(L1～L7)进行液化性检验,由加固地基的CPT数据,在设计震级MW=7,地面峰值加速度αmax=0.16g,震级比例系数MSF=1.2的条件下,先用NCEER法计算振后地基的液化性能,然后将求得的各土层安全系数代入(9)式求液化指数值。各测点振冲前、后地基的LPI值见图7,表4为振后液化判断的结果汇总。

图7 L1～L7测点振冲前、后液化指数对比Fig.7 Comparison of liquefaction index before and after vibroflotation of L1～L7 points

表4 液化判断结果汇总

不难看出,地基各测点振冲前的LPI均值为8.84,吹填礁砂区处于中度液化状态;而振冲后LPI值均落入不液化区,砂土液化风险得以消除;分析表6知,常规区的LPI均值明显低于软弱夹层区,前者为0.12,后者为0.78,表明地基中粉土、粉砂和粉细砂含量对振冲挤密效果影响较大。

3 加固地基工后沉降分析

3.1 沉降控制标准

加固地基除应满足承载及抗液化要求外,还须符合工后沉降要求,以避免运营期堆场不均匀沉降。根据本吹填礁砂工程特性并按设计书的要求,提出加固后地基的沉降控制标准(见表5)。

表5 沉降控制要求

3.2 沉降分析计算方法

(1) 极限平衡法

对振冲法加固地基,Aboshi等人研究采用极限平衡法估算地基沉降,并提出地基沉降在振冲前、后存在如下关系:

Streated=μsoilSuntreated

(10)

(11)

aS=0.907(D/S)2

(12)

(13)

式中:μsoil为应力修正系数;n为应力集中系数,Barksdale&Bachus[12]指出,按n取5分析振冲加固砂土地基沉降求得的结果最为精准;as为桩土置换率;当按等边三角形布置振冲桩位时,其值由式(12)定,D为振冲桩直径;s为振冲桩挤密间距;H0为土层厚度;Δσ′v为附加荷载产生的竖向应力增量;M为约束模量。

因吹填地基部分土层粉粒和黏粒含量高,Sanglerat和Mitchell & Gardner等[13]建议可用约束模量M简化该层位分析计算,其值取决CPT锥尖阻力大小,其计算公式为:

M=αqc

(14)

式中:α为相关系数;qc为锥尖阻力,Sanglerat和Mitchell & Gardner通过试验提出,在地基细粒土层中α与qc存在表6所述关系[13]。

Lunne & Christophersen(1983)由试验得出,砂和砾石等粗粒土层M也由qc按(15)式确定:

(15)

表6 α与qc的关系

(2) 施莫特曼沉降计算法

施莫特曼沉降计算法[14]非常适合分析弹性模量随深度变化的地基沉降,其基本思路是用一按三角形分布的纵向应变建立的“2B-0.6”模型计算沉降,但经实践检验该模型并没有很好地考虑加固地基工后长期沉降。对此,施莫特曼提出修正后的应变影响因子IZ分布模型(见图8)。

图8 修正后的IZ分布Fig.8 Distribution of corrected IZ

运用施莫法分析沉降,先需获取基础下各土层弹性模量,砂性地基土的标贯值N与弹性模量ES存在如下关系:

ES=500(N+15)

(16)

式中:N为标贯击数;ES为弹性模量(kPa)。

本文地基沉降分析采用经修正后的施莫特曼沉降计算法,其计算公式为(17)、(18),分别适用方形和条形基础:

(17)

(18)

(19)

C2=1+0.2lg(10t)

(20)

式中:S为地基沉降(m);B为基础宽度(m);Δz为基础下各土层厚(m);Iz为应变影响因子,由图8确定;ES为土体弹性模量(kPa);式(19)中C1为埋深修正系数,建议C1≥0.5;式(20)中C2为蠕变修正系数;P0为地基土压力(kPa);ΔP为基础附加应力(kPa);t为时间单位(a)。

3.3 两种方法分析计算加固地基沉降

沉降检测计算点位由业主现场选定,同样因测点多,此处也只在软弱夹层和常规区各选一代表点位(S1和S2)并分别用极限法和施莫法做分析计算。

(1) 加固地基沉降极限法分析

软弱夹层区S1点,振冲桩长16.0 m,桩径D=1.0 m,挤密间距s=2.0 m,由(13)式求得振冲前桩总压缩变形量为42.0 mm;将上述参数代入(12)式得桩间土置换率as=0.227;再将其代入(11)式得应力修正系数μsoil=0.524,得到振冲后地基沉降应是振前的52.4%,为22.2 mm,较加固前的沉降减少47.1%,满足工后沉降控制要求。同理,按上述步骤求出常规区 S2测点的振冲前、后地基沉降分别为44.8 mm和17.5 mm,加固地基的工后沉降减少60.9%,远小于沉降控制值。S1、S2点振冲前、后沉降对比见图9所示。

图9 S1、S2点位振冲前、后沉降对比Fig.9 Comparison of settlement before and after vibroflotation of S1 and S2 points

(2) 加固地基沉降施莫法分析

现场基础均为方形,分析加固地基工后沉降将修正Iz代入(17)式计算,t分别取5年和25年,先分别由S1、S2测点位标贯击数求地基各土层弹性模量,后将其代入(17)式计算沉降,得S1测点的5年和25年工后沉降分别为24.6 mm和27.1 mm;同样,求得S2测点的相应值是22.0 mm和24.2 mm,均满足沉降控制要求。两测点加固地基的5年和25年沉降曲线见图10。显而易见,珊瑚礁砂吹填地基经加填料振冲后基本无压缩变形,工后长期沉降极小。

图10 S1、S2点位振冲后5年、25年沉降对比Fig.10 Settlement comparison of 5 and 25 years after vibroflotation of S1 and S2 points

(3) 两地基沉降分析结果差异性对比

为方便比较两分析结果的差异性,场区内再选8个代表点(S3～S10)做沉降分析,表7给出两种地基分区各测点极限法和施莫法沉降计算的汇总结果;为更清晰明了,在图11中描绘两种分析确定的工后沉降对比曲线。

表7 沉降计算结果汇总

图11 沉降计算结果对比Fig.11 Comparison of settlement calculation results

显然,极限法的分析结果偏小,施莫法确定的沉降值偏大,但两者均满足沉降控制要求,再次表明加填料振冲挤密法加固吹填珊瑚礁砂地基切实可行。相比之下,施莫法可考虑工后长期沉降且确定的地基沉降偏安全,做类似工程沉降分析时宜优先采用。

4 结论

(1) 现场试验表明,只要正确采用振冲工艺和施工参数,加填料振冲挤密法加固珊瑚礁礁砂吹填地基效果明显,能有效提高地基的承载及抗液化能力。

(2) 根据液化判断结果,实施本研究提出的振冲方案和工艺,无论珊瑚礁礁砂地基中是否存在含粉、黏粒的软弱夹层,经振冲加固后地基土的液化指数值均会落入不液化区,砂土液化的风险将得以消除。

(3) 沉降分析表明,极限法的分析结果偏小,施莫法的分析偏于安全,经振冲加固的两种珊瑚礁砂吹填地基均满足沉降控制要求,且基本无压缩变形、工后长期沉降小。

(4) 尽管将珊瑚礁作地基填料并用于实际工程也有一些时日,但对它的基本理论、设计方法及施工技术的研究几乎仍是空白,随着“一带一路”倡议不断推进,有必要尽快总结提出相应的技术实施指南。