基于ABAQUS的強夯置換研究

劉文俊

2021年8月4日 09:57

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一、問題描述

云南省昌寧至保山高速公路K79+560～K79+886高填路堤強夯段，設(shè)計行車速度80公里/小時，整體式路基寬度25.5米，分離式路基寬度12.75米。原為采空區(qū)，無組織回填。為避免已堆積填土的二次轉(zhuǎn)運堆積，采用大能量強夯置換處置松填土方。該方法是將重力勢能轉(zhuǎn)換為沖擊能及振動反復(fù)夯打地基土，從而提高地基土的承載力，降低地基土的壓縮模量，擬在路基范圍及坡腳外8m鋪設(shè)1.5m片石層后采用強夯置換處理，消除12m深度范圍內(nèi)新填土變形，并形成硬殼層，增加地基承載力，減少路基沉降。

利用ABAQUS有限元軟件，解決了夯擊時大變形帶來的網(wǎng)格畸變，以8000kN·m為例，對高能級強夯置換進行了詳細的數(shù)值分析，得到了高能級強夯作用下的變形、應(yīng)力及等效塑性應(yīng)變，分析了高能級強夯置換的加固機理。

強夯置換法處理軟土路基基層，一般先將地基土開挖至淤泥層的表面，接著在淤泥層表面拋填一定強度和厚度的片石形成工作墊層，在夯錘的作用下將片石夯入淤泥中，在夯坑中重復(fù)填料并夯擊直至達到收錘標準，最終在淤泥層中形成置換墩，達到與墩間土共同承擔(dān)上部荷載的目的。總的來說，強夯置換法加固地基的機理主要包括三個方面，即動力密實、動力固結(jié)和動力置換。

(1) 動力密實

土是由固相、液相和氣相組成的三項體系，土體的承載力主要由土顆粒之間相互接觸形成的骨架承擔(dān)，骨架之間的孔隙部分由氣體和水來回填。強夯法在加固多孔隙、粗顆粒非飽和土的過程主要是動力密實的機理，夯錘的夯擊能在土體中以波的形式擴散，使得土中的孔隙減小，孔隙中的氣體排出，孔隙水壓力增大，土顆粒產(chǎn)生相對位移和重排列，最終使得夯擊范圍內(nèi)土體變得更加密實，達到夯實加固的目的。

(2) 動力固結(jié)

動力固結(jié)作用主要針對細顆粒飽和土體。夯錘的沖擊荷載會在土體中產(chǎn)生很大的應(yīng)力波，擴散的應(yīng)力波會使土體顆粒發(fā)生擾動，結(jié)構(gòu)破壞，甚至局部液化并產(chǎn)生裂隙，這些新形成的裂隙相當(dāng)于在土體中增加了排水通道，使得孔隙水排出，孔隙水壓力得以釋放，最終達到土體固結(jié)、提高強度的目的。在強夯置換處理軟土地基的過程中，一方面夯錘瞬時強大的夯擊能使得土體發(fā)生了動力固結(jié)，另一方面置換形成的置換體加速了固結(jié)排水的過程，使得地基強度可以有明顯提高，這也是強夯置換法可以應(yīng)用在高飽和度、高壓縮性的軟土地基處理的主要原因。

(3) 動力置換

動力置換主要有整體置換和樁式置換兩種方式。其中整體置換類似換土墊層，它是通過強夯將大塊徑的石渣、塊石等相對強度較高的散體材料整體擠入待處理土層，憑借夯錘夯擊產(chǎn)生的巨大沖擊力將低強度、高壓縮性的待處理土層擠開，最終在整平拋石層之后形成高密實度、低壓縮性、力學(xué)強度好、承載能力強的工作墊層，達到整體置換的目的。

樁式置換是按照一定的夯點布置方式和夯點間距將石渣、塊石等相對強度較高的散體材料夯入待處理土層，形成一些列規(guī)則排列的置換墩（或樁），處理后的土層與置換墩（或樁）一起形成復(fù)合地基。在軟弱土層不是特別厚的情況下，樁式置換形成的置換墩會穿過軟弱土層直達下部的持力層，由于置換墩材料相對于軟弱土層來說壓縮模量要大很多，處理后的地基在受力過程中會承擔(dān)大部分荷載，墩間的軟弱土的沉降變形量得以減小。當(dāng)軟弱土層厚度很大的時候，置換墩與墩間的軟弱土層依靠側(cè)向摩擦和內(nèi)摩擦的共同作用承載上部荷載，并在強夯過程中形成硬殼層，并對上部荷載有擴散作用，也可以達到提高地基強度的目的。

二、模型建立

（1）工程地質(zhì)概況及土層參數(shù)的選取

該地區(qū)地貌單元屬構(gòu)造侵蝕丘崗地貌。橋梁為跨越當(dāng)?shù)厍逅疁厦旱V一處采坑區(qū)而設(shè)；現(xiàn)狀地勢較開闊，整體地形起伏不大，橋址附近周邊為種植坡地；地形坡度約 5～10°，地面標高在 1621.80～1632.40m 之間。場區(qū)為廢棄的人工采煤坑洼地；由于采煤后地勢較低，周邊降水匯集于此，形成一水塘（現(xiàn)已回填）。根據(jù)工程地質(zhì)測繪及鉆探揭露，橋址區(qū)地層主要為施工填土、采礦回填的素填土、、炭質(zhì)泥巖、全風(fēng)化泥巖（Q4）。人工填土（Q4ml）：雜色，松散，主要以粘性土及片石為主，為路基工程填筑土,該層為本工程施工回填渣土，土質(zhì)較疏松，揭露厚度為 1.0～16.0m 左右。平均指標：土體密度1850kg/m3，壓縮模量6MPa，泊松比0.36，黏聚力25kPa，摩擦角15°；素填土（Q4ml）：灰色、灰黃色、黑色，濕。在水塘內(nèi)，該層土體受水浸泡后，巖芯較軟，手指可按得動。該層土質(zhì)主要由采煤開挖后的棄土和礦渣組成。根據(jù)走訪，因采煤該層土體經(jīng)人工多次翻動搬運，土質(zhì)疏松。根據(jù)試驗結(jié)果，該層土孔隙比大，壓縮性較高，為中壓縮性土。該層覆蓋于煤坑地表，揭露厚度 4.5～25m。平均指標：土體密度1850kg/m3，壓縮模量6MPa，泊松比0.36，黏聚力25kPa，摩擦角15°；炭質(zhì)頁巖（N2）：灰黑色，泥炭質(zhì)，薄層理或片狀構(gòu)造，裂隙發(fā)育，巖質(zhì)極軟，經(jīng)機械破碎多呈砂狀和角礫狀及少量巖夾土狀，污手，采取率為 80 ，揭露厚度 7.00～12.00m。平均指標：土體密度1950kg/m3，壓縮模量20MPa，泊松比0.3，黏聚力50kPa，摩擦角18°。；全風(fēng)化泥巖（N2）：灰黑色，炭質(zhì)，原巖已完全風(fēng)化，巖芯呈可塑土狀，局部夾有強風(fēng)化碎塊，采取率為 85 。巖質(zhì)較軟，遇水易散解，揭露厚度 10.00～22.20m。平均指標：土體密度1950kg/m3，壓縮模量20MPa，泊松比0.3，黏聚力50kPa，摩擦角18°。土層分布如圖2-1所示。

該工程在路基范圍及坡腳外12m鋪設(shè)1.5m片石層后采用強夯處置，片石層平均指標：片石層密度1850kg/m3 土體密度1950kg/m3，壓縮模量30MPa，泊松比0.23，屈服強度1.2MPa，摩擦角37.5°。

圖2-1 地層分布

（2）計算模型建立

圖2-2為計算采用1/4對稱三維模型，計算土體平面尺寸為20ⅹ20m，深度方向取30m；在保證計算精度前提下提高分析效率，對夯錘中心點半徑4米內(nèi)網(wǎng)格加密，加密區(qū)網(wǎng)格尺寸0.33ⅹ0.75m；土體采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型模擬，片石層為理想彈塑性模型；模型豎向外側(cè)固定水平位移；內(nèi)側(cè)豎向?qū)ΨQ面采用軸對稱邊界，土層底部固定豎向和水平位移。截取地基模型尺寸夠大，可忽略邊界反射波對強夯置換計算精度的影響。

圖2-2 計算模型

夯擊初始參數(shù)取夯錘直徑2.5m，錘重34.2t，落距24.3m，夯擊能量8000kN·m時，對夯錘下部倒圓角，避免應(yīng)力集中引起網(wǎng)格畸變過大；將夯擊過程等效為具有一定初速度夯錘對土體的沖擊作用。由于片石為散粒體結(jié)構(gòu)，夯擊過程只將夯錘下部片石夯入土體，夯錘與片石、片石與填土接觸方式采用法向“硬接觸”、橫向無摩擦，接觸時間為0.2s。

圖2-3 ALE自適應(yīng)網(wǎng)格

為避免連續(xù)夯擊過程中網(wǎng)格畸變過大，采用ABAQUS提供的自適應(yīng)網(wǎng)格劃分技術(shù)（Arbitrary Lagrange-Euler Method，簡稱ALE），該方法可適用于強夯施工模擬。ALE方法結(jié)合了純拉格朗日分析和純歐拉分析的優(yōu)點。如圖2-3，夯擊過程中為適應(yīng)土體極大變形，避免網(wǎng)格畸變，在夯點中心半徑4米范圍內(nèi)網(wǎng)格大變形區(qū)域采用ALE網(wǎng)格劃分，在計算時每個增量步進行一次掃掠，檢查是否存在網(wǎng)格畸變并進行網(wǎng)格重新劃分，生成新網(wǎng)格后將舊網(wǎng)格中應(yīng)力、應(yīng)變位移等變量傳輸?shù)叫戮W(wǎng)格上。通過上述方法，網(wǎng)格與物質(zhì)點相互脫離，網(wǎng)格發(fā)生大幅度扭曲變形，以適應(yīng)夯坑形狀。

三、結(jié)果分析

3.1 模型驗證

（1）土體變形分析

以夯坑深度和夯沉量作為反映強夯置換加固效果的主要物理量，夯坑深度為土體豎向變形，夯沉量為夯擊作用面的豎向位移。以8000kN·m強夯能級為例，本小節(jié)分析了在高能級強夯置換作用下的夯坑變形規(guī)律、夯沉量變化、計算區(qū)域內(nèi)豎向位移分布及分次夯擊后土體分布規(guī)律，并與實測數(shù)據(jù)相比較，以驗證本文建立模型計算的可行性與正確性，在此基礎(chǔ)上探討高能級強夯置換作用下土體變形特征。

圖2-4為8000kN·m能級時不同擊數(shù)土體變形圖。經(jīng)過第1擊時中心1.3m半徑范圍內(nèi)出現(xiàn)夯坑，中心點夯沉量0.80m，夯坑邊緣夯沉量略高為0.82m，夯坑外側(cè)0.5m寬度范圍內(nèi)地表略有隆起；片石在夯擊過程中發(fā)生側(cè)向擠壓，夯坑尺寸略大于夯錘直徑2.5m，對比第2、3、5和9擊過后夯坑變形曲線，可以發(fā)現(xiàn)前3次夯坑形狀較為相似，夯坑深度隨擊數(shù)增加而增大，夯坑外側(cè)地表隆起范圍略有增加，側(cè)向擠壓作用更加明顯；向夯坑內(nèi)回填1/3至1/2深度片石后，第5擊夯坑深度繼續(xù)增大且片石的側(cè)向擠壓作用顯著，經(jīng)過全部9次夯擊后夯坑最終呈鼓狀，體現(xiàn)了片石的擠淤置換作用。

圖2-4 8000kN·m能級不同擊數(shù)夯坑變形圖

（2）片石置換墩分析

在強夯置換所形成的復(fù)合地基中片石墩墩體直徑和長度是影響地基加固效果的關(guān)鍵因素，本節(jié)內(nèi)容研究在8000kN·m能級強夯置換作用下形成的置換墩長度、半徑等，分析強夯置換復(fù)合地基的置換加固效果。

從圖2-2中可以得出，經(jīng)過全部9次夯擊后夯坑直徑2.6m，土體豎向變形4.14m；回填碎石至起夯面后置換墩長5.64m，呈鼓狀，在深度1.5m~3m處墩體發(fā)生側(cè)向擠壓，這是因為回填1.2m片石后，在夯擊作用下片石向側(cè)向擠壓變形，最終形成鼓狀墩；另外，在片石擠壓置換作用下，夯坑直徑略大于夯錘直徑2.5m。分析得出8000kN·m強夯置換形成置換墩直徑1.6m、長度5.64m。

注：D為錘徑，D'為單墩深度內(nèi)平均置換墩徑，D'_max為單墩最大墩徑，L為置換墩長，H為落距，η為墩體長徑比，L_max為最大墩徑埋深。

強夯置換完成后，夯坑總體積約29.76m3。經(jīng)過第1擊時夯坑體積約4.3m3、直徑約1.3m，占總體積14.4%；經(jīng)過第2、3擊時夯坑體積快速發(fā)展，直徑分別為1.4m、1.48m，夯坑體積增量占比分別為14.6%、18.5% 。可以看出，在前3擊后片石向兩側(cè)擠壓，夯坑直徑不斷擴大，夯坑體積也隨之增大。第5、9擊后夯坑體積增量占比分別為17.8%、16.9%，在夯擊作用下土體逐漸壓密，強度不斷增大，夯坑體積增量隨之減小，直至穩(wěn)定狀態(tài)。

（3）夯沉量隨擊數(shù)的變化

圖2-5 8000kN·m能級單擊夯沉量與夯擊次數(shù)關(guān)系曲線

圖2-5給出了8000kN·m能級單擊夯沉量與夯擊次數(shù)相關(guān)關(guān)系。可以看出，模擬值與實測值單擊夯沉量發(fā)展趨勢基本相同；模擬值中前4次夯擊單擊夯沉量分別為0.99m、0.73m、0.58m和0.52m，單擊夯沉量差值逐漸減小。第1擊時土體最為松散且夯沉量最大，土體發(fā)生顯著壓縮變形，單擊夯沉量差值隨夯次增加而逐漸減小。向夯坑內(nèi)回填1/3~1/2夯坑深度片石后，首次夯擊（即第5次）夯沉量恢復(fù)至0.59m，這是因為回填松散片石后，在夯擊作用下被壓密；另外，回填片石后置換作用增強，片石向兩側(cè)擠壓變形顯著；回填片石后單擊夯沉量快速衰減，最終兩擊夯沉量為0.25m和0.23m，夯坑內(nèi)變形趨于穩(wěn)定。對比三組現(xiàn)場強夯置換實測數(shù)據(jù)，模擬值與實測值呈現(xiàn)一致的變化規(guī)律且擬合度較高。

圖2-6 能級8000kN·m時擊數(shù)與累計夯沉量變化曲線

圖2-6為能級8000kN·m時擊數(shù)與累計夯沉量變化曲線，累計夯沉量隨著夯擊次數(shù)增加而增大，增長趨勢逐漸減緩；回填片石后夯沉量加速衰減，最終趨于穩(wěn)定。最佳夯擊數(shù)為8~10擊，不僅能夠滿足地基的加固要求，也能有效地利用夯擊能量；通過與實測數(shù)據(jù)的比較，證明本計算方法可以有效地模擬高能級強夯置換的作用過程。

（4）強夯置換有效加固范圍

在巨大沖擊荷載作用下，夯點處大面積土體發(fā)生塑性變形，該值大于0.1則土體材料已經(jīng)屈服并處于壓密狀態(tài)。圖2-7為不同擊數(shù)下有效加固范圍。如圖a經(jīng)過第1擊時，可以有效加固深度0~5.8m，徑向0~3m范圍內(nèi)土體，隨著夯擊次數(shù)的增加，有效加固范圍不斷擴大，其增長幅度不斷減小，在第9擊完成后，可以有效加固起夯面下深度0~11.6m，徑向0~4米范圍內(nèi)土體，達到該工程設(shè)計要求。前3次夯擊有效加固范圍形狀較為相似，向夯坑內(nèi)回填1/3至1/2深度片石后，第5擊回填片石區(qū)等效塑性應(yīng)變區(qū)半徑不斷增大，片石側(cè)向擠壓作用更加顯著，有效加固半徑大于夯坑底部。

(a) 0.1%等效塑性應(yīng)變區(qū)

（b）第9擊等效塑性應(yīng)變云圖

圖2-7 8000kN·m時不同擊數(shù)下有效加固范圍

（5）強夯置換應(yīng)力分析

首先從每一次夯擊完成后土體豎向應(yīng)力和水平應(yīng)力分布云圖出發(fā)，直觀地了解在8000kN·m高能級強夯置換作用下，影響區(qū)域內(nèi)土體應(yīng)力分布的總體形態(tài)，研究了在各次夯擊后，中心點處土體的豎向應(yīng)力隨深度的變化規(guī)律，分析各次夯擊的作用效果。

圖2-8 第1擊時豎向應(yīng)力沿深度分布云圖

圖2-8為第1擊時豎向應(yīng)力沿深度分布云圖。經(jīng)過第1擊后，夯錘邊角處發(fā)生應(yīng)力集中，錘底的應(yīng)力分布為中心小邊緣大；在強夯影響區(qū)域內(nèi)，土體的應(yīng)力變化較為復(fù)雜，總體呈現(xiàn)出從最大應(yīng)力點向四周不規(guī)則遞減的規(guī)律；在強夯影響區(qū)域外，土體的豎向應(yīng)力為自重應(yīng)力，呈條形分布，隨著深度線性增長。；圖2-9夯點中心豎向應(yīng)力沿深度分布，可以發(fā)現(xiàn)，在各次夯擊作用下，豎向應(yīng)力的分布變化形態(tài)基本一致：最大應(yīng)力發(fā)生在錘下一定深度處，并隨著夯坑深度的增大，最大應(yīng)力點發(fā)生的深度也在變化。在第1、2、3、5和9擊夯擊完成后，最大應(yīng)力點至錘底的距離分別為0.6m、0.8m、1.05m、0.9m、1.6m，可以發(fā)現(xiàn)，隨著夯擊的進行，最大應(yīng)力點至錘底的距離越來越大，最大應(yīng)力值分別為0.44MPa、0.53MPa、0.55MPa、0.56MPa、1.1MPa，這是由于夯擊后，錘下一定深度范圍內(nèi)的土體發(fā)生了反彈，從而使應(yīng)力得到部分釋放。另外，當(dāng)夯擊產(chǎn)生的應(yīng)力與地應(yīng)力相等時，從起夯面到該點的距離為強夯的影響深度，則第1擊影響深度10.5米，大于有效加固深度8m；有效加固深度和影響深度隨著擊數(shù)的增大不斷增大，經(jīng)過全部9次夯擊后有效加固深度為13m，影響深度為13.5m。

圖2-9 夯點中心豎向應(yīng)力沿深度分布

（6）小結(jié)

通過計算分析8000kN·m高能級強夯置換（夯錘直徑2.5m）作用下的夯沉量、土體變形、應(yīng)力和塑性應(yīng)變。

（1）隨著擊數(shù)的增加夯沉量不斷增大，最終逐漸穩(wěn)定；在夯坑外側(cè)土體略有隆起，隆起范圍隨著夯擊次數(shù)增加不斷增大。

（2）當(dāng)土體等效塑性應(yīng)變大于0.1時認為土體被有效加固，隨著擊數(shù)的增加等效塑性應(yīng)變峰值不斷增大，有效加固深度也隨之增大，但增長的幅度不斷減小。

（3）夯擊作用完成后豎向應(yīng)力的最大應(yīng)力點出現(xiàn)在錘下1.5m~2.5m深度處；隨著擊數(shù)增加，最大豎向應(yīng)力不斷增大，且增長速度越來越慢。

（4）經(jīng)過全部9次夯擊后，8000kN·m強夯置換有效加固深度13m、有效加固寬度4m，并確定最佳擊數(shù)為8~9次。

3.2 強夯置換機理分析

在強夯置換的設(shè)計施工中，土質(zhì)條件是一個關(guān)鍵參數(shù)，由于現(xiàn)場土層不均勻分布，深軟雜填土厚度變化對強夯置換效果產(chǎn)生極大影響。本節(jié)內(nèi)容研究在能級相同，錘重和落距也相同的條件下，調(diào)整土層厚度分布，從夯沉量、夯坑變形、有效加固深度和水平加固寬度來分析高能級強夯的加固效果，夯沉量包括單擊和累計夯沉量，加固效果從土體等效塑性應(yīng)變分布來考慮。

（1）計算模型及參數(shù)選取

為了研究深軟雜填土厚度對高能級強夯加固效果的影響，分析了深軟雜填土5m、10m、15m、30m厚時，夯擊能量8000kN·m，夯錘重34.2t，落距24.3m的三種工況。計算采用1/4三維對稱模型，模型徑向取20ⅹ20m，深度取30m，網(wǎng)格尺寸0.33ⅹ0.75m，網(wǎng)格總數(shù)8800個。土體本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb模型，片石本構(gòu)模型采用理想彈塑性模型，土層參數(shù)如表3.1所示。

（2）深軟雜填土厚度變化時的夯沉量

圖3-1 累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系

圖3-1為深軟雜填土厚度變化時累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系。可以看出，不同深軟雜填土厚度的累計夯沉量均隨著擊數(shù)的增加而增加，經(jīng)過全部9次夯擊后累計夯沉量分別為4.96m、5.1m、5.22m、5.28m，可以看出，深軟雜填土越厚，總夯沉量越大，最大夯沉量差值0.32m。

圖3-2 單擊夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系

圖3-2為深軟雜填土厚度變化時單擊夯沉量。可以看出，前4次夯擊隨著擊數(shù)的增加單擊夯沉量越來越小，在回填片石后夯沉量顯著增大，隨后夯沉量不斷減小并趨于穩(wěn)定；這表明在夯擊作用下片石被壓密及側(cè)向擴出的變形過程。經(jīng)過第1擊，各深軟雜填土厚度的夯沉量差別不大，約1m；經(jīng)過第2擊，單擊夯沉量分別為0.67m、0.71m、0.73m、0.72m，深軟雜填土5m厚時單擊夯沉量明顯減小，這是因為下部全風(fēng)化泥巖距離地表較近，土體強度高。另外，當(dāng)深軟雜填土15m厚時總夯沉量與30m厚時差別不大，深軟雜填土厚度超過強夯置換有效加固范圍，總夯沉量基本不變。

（3）深軟雜填土厚度變化時強夯置換的有效加固范圍

(a) 5m深軟雜填土

(b) 10m深軟雜填土

(d) 30m深軟雜填土

圖3-3 不同土層下等效塑性應(yīng)變云圖

圖3-3為不同土層下等效塑性應(yīng)變云圖，當(dāng)深軟雜填土5m、10m、15m和30m厚時等效塑性應(yīng)變峰值分別為49%、46%、47%、50%，可以看出，深軟雜填土厚度發(fā)生變化時，土體等效塑性應(yīng)變峰值變化較小；強夯置換有效加固半徑基本不變，均4m左右；當(dāng)深軟雜填土5m、10m、15m和30m厚時有效加固深度分別為11.6m、12.4.m、12.8m、13m，隨著深軟雜填土厚度增大，強夯置換有效加固深度不斷增大，有效加固深度的差值不斷減小。

圖3-4 置換墩形狀

圖3-4為不同深軟雜填土厚度下置換墩形狀，曲線左上一側(cè)為片石層，右下一側(cè)為土層。當(dāng)深軟雜填土5m、10m、15m和30m厚時置換墩長度分別為5.09m、5.39m、5.45m、5.53m，可以看出，隨著深軟雜填土厚度的增加，置換墩長度逐漸增大，而深軟雜填土厚度超出強夯置換有效加固范圍時，置換墩長度穩(wěn)定于5.5m。

因此在該強夯置換工藝條件下，能夠適應(yīng)各種地層變化，能夠有效加固12米深、4m寬深軟雜填土。

3.2 夯錘底面積變化對加固效果的影響

在強夯置換的設(shè)計施工中，錘底面積是一個極為重要的參數(shù)。相同能級作用下，不同的錘底面積直接影響強夯施工的加固效果。本節(jié)內(nèi)容研究在能級相同，錘重和落距也相同的條件下，調(diào)整錘底面積，從夯沉量、有效加固深度和水平影響寬度來分析高能級強夯的加固效果，夯沉量包括單擊和累計夯沉量，加固效果從土體等效塑性應(yīng)變分布來考慮。

（1）計算模型及參數(shù)選取

為了研究錘底面積對高能級強夯加固效果的影響，分析了夯錘底面直徑分別為3m、2.5m、2.2m和1.8m時，夯擊能量8000kN·m，夯錘重34.2t，落距24.3m的四種工況，各工況的土層參數(shù)相同，土質(zhì)參數(shù)如表3.2所示。計算采用1/4三維對稱模型，模型徑向取20ⅹ20m，深度取30m，網(wǎng)格尺寸0.33ⅹ0.75m，網(wǎng)格總數(shù)8800個。土體本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb模型，片石本構(gòu)模型采用理想彈塑性模型。

邊界條件：模型豎向外側(cè)固定水平位移；內(nèi)側(cè)豎向?qū)ΨQ面采用軸對稱邊界；在土層底部固定豎向和水平向的位移。

荷載的施加：當(dāng)夯錘底面直徑分別為3m、2.5m、2.2m、1.8m、1.5m和1.2m時，為保證夯錘質(zhì)量不發(fā)生變化，夯錘高度分別為0.57m、0.82m、1.06m、1.58m，夯錘初速度22.2m/s。

（2）錘底面積變化時的夯沉量

圖3-5 錘底面積變化時累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系

圖3-5為錘底面積變化時累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系。可以看出，不同夯錘直徑的累計夯沉量均隨著擊數(shù)的增加而增加且不同直徑的累計夯沉量之間的差值也越來越大。經(jīng)過全部9次夯擊后累計夯沉量分別為4.36m、5.26m、6.21m、7.44m，直徑1.8m的夯錘面積比直徑2.2m、2.5m、3m分別小了33%、48%、64%，最終沉降量分別大20%、41%、71%。可以看出，夯錘底面積越小，夯擊能越集中，總夯沉量越大。

圖3-6 錘底面積變化時單擊夯沉量

圖3-6為錘底面積變化時單擊夯沉量關(guān)系。可以看出，前4次夯擊隨著擊數(shù)的增加單擊夯沉量越來越少，在回填片石后夯沉量顯著增大，隨后夯沉量不斷減小。經(jīng)過第1擊時，夯沉量分別為0.73m、1m、1.27m、1.68m，直徑1.8m的首擊夯沉量最大，比直徑2.2m、2.5m、3m的首擊夯沉量分別提高32%、70%、138%；經(jīng)過第2擊時，單擊夯沉量分別為0.51m、0.73m、1.01m、1.28m，直徑1.25m的第2擊夯沉量最大，比直徑2.2m、2.5m、3m的單擊夯沉量分別提高27%、75%、158%；經(jīng)過第3擊時，單擊夯沉量分別為0.52m、0.59m、0.82m、0.95m，直徑1.25m的第3擊夯沉量最大，比直徑2.2m、2.5m、3m的單擊夯沉量分別提高13%、57%、78%；可以看出，前4次夯擊中隨著夯擊次數(shù)的增加，直徑1.8m夯錘的夯沉量相較于直徑2.2m、2.5m、3m增加比例逐漸減少；縮小錘底面積可以增加夯錘動量，但隨著夯擊次數(shù)的增加，直徑1.8m夯錘的夯沉量衰減速度更快；前4次夯擊完成后，回填1/3~1/2夯坑深度的片石，回填片石后首擊夯擊的單擊夯沉量分別為0.66m、0.89m、0.93m、0.92m。在隨后的4次夯擊中，可以明顯看出，錘底面積越小，夯沉量衰減速度越快。

（3）錘底面積變化時強夯置換的有效加固范圍

圖3-7為不同錘底面積下等效塑性應(yīng)變云圖，當(dāng)夯錘直徑1.8m、2.2m、2.5m和3m時等效塑性應(yīng)變峰值分別為80%、79%、50%、43%，可以看出在夯擊能不變的條件下，錘底面積越小，強夯置換完成后下部土體等效塑性應(yīng)變越大，加固效果越好。當(dāng)夯錘直徑1.8m、2.2m、2.5m和3m時有效加固半徑分別為3.2m、3.5m、4m、5m，隨著錘底面積增大，強夯置換有效加固半徑不斷擴大；而有效加固深度分別為15m、13.6m、11.6m、10.2m，隨著錘底面積增大，強夯置換有效加固深度深度不斷減小。

因此在強夯置換施工方案設(shè)計中，可以有針對性地選擇不同的夯錘底面積以達到不同的處理效果，大面積夯錘可以進行預(yù)處理達到設(shè)備進場目的，中等面積夯錘加固表土，較小面積夯錘加強置換擠淤深層加固效果。但也要避免錘底面積過小，首擊夯沉量過大導(dǎo)致提錘困難，延誤工期。

(a) 錘底半徑1.8m

(b) 錘底半徑2.2m

(d) 錘底半徑3m

圖3-7 不同錘底面積下等效塑性應(yīng)變云圖

圖3-8為不同錘底面積下置換墩形狀，曲線左上一側(cè)為片石層，右下一側(cè)為深軟雜填土。可以看出，置換墩呈鼓狀，墩體中部向兩側(cè)擠壓變形。當(dāng)夯錘直徑1.8m、2.2m、2.5m和3m時，置換墩長度分別為7.66、7.18、5.5m、5.43m；而墩體直徑分別為1.94m、2.26m、2.58m、3.2m，均大于其夯錘直徑。隨著夯錘直徑不斷減小，置換墩長度越來越長，但墩體直徑也相應(yīng)減小。另外，夯錘直徑越小，動量越集中，能將片石夯入深層土體。因此，在設(shè)計施工中，考慮處理深度、置換率、現(xiàn)場土質(zhì)情況，合理確定夯錘直徑。

圖3-8 不同錘底面積下置換墩形狀

（4）最佳夯錘直徑

綜上所述，隨著夯錘直徑不斷減小，夯擊完成后形成的有效加固直徑也隨之減小，有效加固深度不斷增大。當(dāng)夯錘直徑為3m時，有效加固半徑最大約5m，設(shè)計時可增大夯點間距，節(jié)省工程造價；其有效加固深度最小約10.2m，不滿足地基處理要求，而9次夯擊后隨著夯擊次數(shù)增加有效加固深度增長幅度較小，增加夯擊次數(shù)的經(jīng)濟效益極差；另外，。當(dāng)夯錘直徑為1.8m、2.2m時，有效加固深度分別為13.6m、15m，處理深度大，適合深層次加固；其有效加固半徑分別為3.5m、3.2m，設(shè)計時必須加密夯點保證地基處理范圍內(nèi)土體均被有效加固，防止產(chǎn)生不均勻沉降，但夯點數(shù)量增多，工程造價增大；另外，單擊夯沉量過大會產(chǎn)生吸錘現(xiàn)象提錘困難，耽誤施工進度。因此，綜合考慮地基處理深度和夯點布置，選擇夯錘直徑2.5m既滿足高速公路地基處理深度要求又兼顧施工經(jīng)濟性。

3.3 同能級不同落距對加固效果的影響

強夯法處理地基施工簡便，經(jīng)濟效益顯著，得到廣泛應(yīng)用。但是如何控制強夯的加固效果，相同能級下是加大錘重還是加大落距，未有定量結(jié)論，另外錘重和落距的變化對施工機具和施工效率也有一定的要求和影響。一些學(xué)者對重錘低落距和輕錘高落距的強夯效果進行過比較研究，并普遍認為重錘低落距加固效果優(yōu)于輕錘高落距。

呂秀杰、龔曉南等建議在濕陷性黃土中選用強夯法時，優(yōu)先選用重錘低落距加固地基土；高廣運等通過非線性有限元的分析，得出在同能級下，重錘低落距比輕錘高落距獲得的夯后土體強度更高、夯沉量更大，有利于提高深層加固效果，李在卿通過從能量轉(zhuǎn)化的角度分析和三個工程實例的比較，提出了在強夯單擊夯擊能相同的情況下，重錘低落距比輕錘高落距強夯效果好的結(jié)論；另外，徐萬金通過比較重錘低落距與輕錘高落距強夯法對濕陷性黃土地基的加固效果，得出夯錘在接觸土體瞬間的動量大小，是影響土體壓縮變形的關(guān)鍵因素，動量大時加固效果顯著。

前人的研究是針對常規(guī)(低能級)強夯時錘重和落距變化對強夯加固效果的影響進行研究，并且主要集中在定性方面。而對高能級強夯置換作用下，錘重和落距的選擇對加固效果影響的定量研究尚未開展，本章通過對能級相同、錘重和落距不同對強夯置換加固效果及規(guī)律的進行分析，為高能級強夯置換的設(shè)計與施工提供參考依據(jù)，為進一步優(yōu)化施工設(shè)計參數(shù)和提高效率、節(jié)約工程造價服務(wù)。

（1）計算模型及參數(shù)的選取

計算模型采用1/4對稱三維模型，計算范圍徑向取20×20m，深度方向取30m，網(wǎng)格尺寸0.33m×0.75m，共8800個網(wǎng)格；土體本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb模型。

邊界條件：模型豎向外側(cè)固定水平位移；內(nèi)側(cè)豎向?qū)ΨQ面采用軸對稱邊界；在土層底部，固定豎向和水平向的位移。

荷載的施加：夯錘底面直徑2.5m，落距12.3m、18.3m、24.3m、30.3m、36.3m分別對應(yīng)夯錘初速度15.8m/s、19.3m/s、22.2m/s、24.9m/s、27.2m/s；對應(yīng)錘重65t、44t、34.2t、26.4t、22t。

土層厚度30.0m，上層1.5m的片石土，各層土體計算參數(shù)如表3.3所示。

（2）夯錘落距變化時的夯沉量

圖3-9 夯錘落距變化時累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系

圖3-9為夯錘落距變化時累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系。可以看出，不同落距的累計夯沉量均隨著擊數(shù)的增加而增加。經(jīng)過全部9次夯擊后累計夯沉量分別為5.97m、5.42m、5.28m、4.75、4.42m，落距12.3m的夯錘比落距18.3m、24.3m、30.3m、36.3m分別小了33%、49%、59%、66%，其最終沉降量分別大10%、13%、26%、35%。可以看出重錘低落相比于輕錘高落加固效果要好。

圖3-10 夯錘落距變化時單擊夯沉量

圖3-10為夯錘落距變化時單擊夯沉量關(guān)系。可以看出，前4次夯擊隨著擊數(shù)的增加單擊夯沉量越來越少，在回填片石后夯沉量顯著增大，隨后夯沉量不斷減小。經(jīng)過第1擊時，夯沉量分別為1.25m、1.09m、1m、0.91m、0.82m，落距12.3m的首擊夯沉量最大，比落距18.3m、24.3m、30.3m、36.3m的首擊夯沉量分別提高15%、25%、37%、52%；經(jīng)過第2擊時，單擊夯沉量分別為0.86m、0.79m、0.73m、0.62m、0.6m，落距12.3m的第2擊夯沉量最大，比落距18.3m、24.3m、30.3m、36.3m單擊夯沉量分別提高9%、18%、39%、43%；經(jīng)過第3擊時，單擊夯沉量分別為0.56m、0.54m、0.52m、0.5m、0.44m，落距12.3m的第3擊夯沉量最大，比落距18.3m、24.3m、30.3m、36.3m單擊夯沉量分別提高4%、8%、12%、27%；可以看出，前4次夯擊中隨著夯擊次數(shù)的增加，落距12.3m夯錘的夯沉量相較于落距18.3m、24.3m、30.3m、36.3m增加比例逐漸減少，在能級相同條件下增加錘重減小落距可以增加夯錘動量，提高強夯置換效果，但是隨著夯擊次數(shù)的增加，落距12.3的夯沉量衰減速度更快。回填片石后首次夯擊的單擊夯沉量分別為0.85m、0.81m、0.88m、0.69m、0.65m。在隨后的4次夯擊中，隨著夯擊擊數(shù)的增加，夯沉量衰減速度加快。最終夯沉量趨于穩(wěn)定。

（3）夯錘落距變化時強夯置換的有效加固范圍

圖3-11為不同夯錘落距下等效塑性應(yīng)變云圖，當(dāng)夯錘落距12.3m、18.3m、24.3m、30.3m和36.3m時等效塑性應(yīng)變峰值分別為60%、52%、50%、45%、41%，可以看出，在夯擊能不變的條件下，落距越小，強夯置換完成后下部土體等效塑性應(yīng)變越大，加固效果越好。當(dāng)夯錘夯錘落距12.3m、18.3m、24.3m、30.3m和36.3m時有效加固半徑變化不大，均4m；而有效加固深度分別為15m、13.6m、11.6m、11.0m、10.6m，隨著落距增大，強夯置換豎向有效加固深度不斷減小。因此在強夯置換施工方案設(shè)計中，綜合考慮經(jīng)濟、工期、處理深度等適當(dāng)選用重錘低落可以提高強夯置換加固效果。

(a) 夯錘落距12.3m

(b) 夯錘落距18.3m

(d) 夯錘落距30.3m

(e) 夯錘落距36.3m

圖3-11為不同夯錘落距下等效塑性應(yīng)變云圖

圖3-12為不同落距下置換墩形狀，曲線左上一側(cè)為片石層，右下一側(cè)為深軟雜填土。可以看出，置換墩呈鼓狀，墩體中部向兩側(cè)擠壓變形。當(dāng)落距12.3m、18.3m、24.3m、30.3m和36.3m時，置換墩長度分別為7.5m、6.9m、5.5m、5.1m、4.8m，而墩體直徑變化較小，約2.6m。隨著落距的不斷增大，墩體長度不斷減小，因此在施工設(shè)計中采用重錘低落可以提高強夯置換加固效果，增大置換墩長度。

圖3-12為不同夯錘落距下置換墩形狀

（4）最佳夯錘落距

綜上所述，隨著落距減小，夯擊完成后的有效加固深度不斷增大。當(dāng)落距36.3m、錘重22.9t時，有效加固深度約10.6m，不滿足地基處理要求；實際工程中，在空氣阻力作用下落距越高，夯擊能利用率越小；另外，在側(cè)風(fēng)作用下輕錘易發(fā)生偏錘現(xiàn)象。當(dāng)落距12.3m、錘重67.6t時，有效加固深度滿足地基處理要求，也能有效減小空氣阻力損失和側(cè)風(fēng)影響，但隨著落距減小，錘重不斷增大，夯錘制造和起吊困難。因此，綜合考慮有效加固深度和施工簡易性，選擇24.3m為最佳夯錘落距。

3.4 不同高能級強夯的加固效果研究

隨著工程建設(shè)項目的需要，強夯法的能級不斷增加。現(xiàn)行2002年國家地基處理規(guī)范中強夯法最高能級僅為8000kN·m，亟待對更高能級強夯進行研究，進而指導(dǎo)高能級強夯地基處理的工程實踐。強夯作用下土體的反應(yīng)隨地基土類型和輸入能量的不同而不同。當(dāng)能級大于6000kN·m時，隨著強夯能量的提高，夯坑形狀的發(fā)展及土體變形規(guī)律，強夯有效加固深度及有效加固深度如何變化，都是非常重要的問題，這關(guān)系到強夯能量是否得到有效利用，一味追求能級的提高是否有其現(xiàn)實意義。

本章計算分析能級分別為4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m、和12000kN·m的夯擊作用下土體的變形和應(yīng)力，研究能級的變化對強夯加固效果的影響。

（1）計算模型及參數(shù)的選取

計算模型的建立與第二章相同，計算中土層參數(shù)選取如表3.4所示。

夯錘參數(shù)：落距24.3m，對于夯擊能4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m、和12000kN·m，夯錘質(zhì)量分別為16.4t、24.7t、34.2t、41.2t、49.4t。

荷載的施加：將夯錘置于地基表面，并施加22.2m/s的初速度沖擊土體。

（2）強夯置換能級變化時的夯沉量

圖3-13 夯擊能變化時累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系

圖3-13為夯擊能變化時累計夯沉量與擊數(shù)的關(guān)系。不同能級的累計夯沉量均隨著擊數(shù)的增加而增加。經(jīng)過全部9次夯擊后累計夯沉量分別為2.58m、3.98m、5.28m、5.89、6.6m，12000kN·m能級比4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m能級分別高200%、100%、50%、20%，最終沉降量分別大12%、25%、66%、156%。可以看出，隨著夯擊能的增大夯沉量不斷增大，強夯置換加固效果越好。

圖3-14 強夯能級變化時單擊夯沉量

圖3-14為強夯能級變化時單擊夯沉量。可以看出，前4次夯擊隨著擊數(shù)的增加單擊夯沉量越來越少，在回填片石后夯沉量顯著增大，隨后夯沉量不斷減小。經(jīng)過第1擊時，夯沉量分別為0.45m、0.71m、1m、1.2m、1.44m，12000kN·m能級的首擊夯沉量最大，比4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m能級的首擊夯沉量分別提高220%、103%、44%、20%；經(jīng)過第2擊，單擊夯沉量分別為0.34m、0.52m、0.73m、0.85m、0.96m，12000kN·m的第2擊夯沉量最大，比4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m能級單擊夯沉量分別提高182%、85%、32%、13%；經(jīng)過第3擊，單擊夯沉量分別為0.31m、0.46m、0.59m、0.67m、0.74m，12000kN·m的第3擊夯沉量最大，比4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m能級單擊夯沉量分別提高139%、61%、25%、10%；可以看出，前4次夯擊中隨著夯擊次數(shù)的增加，12000kN·m夯錘的夯沉量相較于4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m能級增加比例逐漸減少，能級越高，夯沉量越大，但隨著夯擊次數(shù)的增加，12000kN·m的夯沉量衰減速度更快。回填片石后首次夯擊，單擊夯沉量分別為0.31m、0.6m、0.88m、0.9m、1.05m，在隨后的4次夯擊中，隨著夯擊擊數(shù)的增加，夯沉量衰減速度加快，最終夯沉量趨于穩(wěn)定。隨著強夯能級的增大，相鄰能級間的總夯沉量差值不斷減小，因此在設(shè)計施工中，要針對地質(zhì)條件合理確定最夯擊能。

（3）強夯置換能級變化時強夯置換的有效加固范圍

圖3-15為不同夯錘落距下等效塑性應(yīng)變云圖，當(dāng)能級分別為4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m和12000kN·m時等效塑性應(yīng)變峰值分別為60%、52%、50%、45%、41%，可以看出，夯擊能越高，強夯置換完成后下部土體等效塑性應(yīng)變越大，加固效果越好。夯擊能不同時，有效加固半徑變化不大，均4m；而有效加固深度分別為10m、11.6m、13m、14.4m、15m，隨著能級增大，強夯置換豎向有效加固深度深度不斷增大。因此在強夯置換施工方案設(shè)計中，綜合考慮經(jīng)濟、處理深度、地質(zhì)條件等適當(dāng)選用高能級強夯可以提高強夯置換加固效果。

(a) 4000kN·m能級

(b) 6000kN·m能級

圖片39.png

(d) 10000kN·m能級

(e) 12000kN·m能級

圖3-15 不同能級下等效塑性應(yīng)變云圖

圖3-16為不同能級下置換墩形狀，曲線左上一側(cè)為片石層，右下一側(cè)為深軟雜填土。可以看出，置換墩呈鼓狀，墩體中部向兩側(cè)擠壓變形，當(dāng)強夯能級4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m和12000kN·m時，側(cè)向鼓起最大半徑為0m、0.06m、0.16m、0.2m、0.24m，隨著強夯能級的增大側(cè)向鼓起半徑不斷增大，片石向兩側(cè)的擠壓作用更為顯著。當(dāng)強夯能級4000kN·m、6000kN·m、8000kN·m、10000kN·m和12000kN·m時，置換墩長度分別為3.6m、4.6m、5.5m、5.8m、6.1m，隨著能級增大強夯置換形成的墩體長度不斷增大，但增長幅度越來越小，因此在強夯置換設(shè)計中必須通過試夯等確定最佳夯擊能，保證施工的經(jīng)濟、高效。

圖3-16 不同能級下置換墩形狀

（4）最佳夯擊能

綜上所述，隨著夯擊能增大，夯擊完成后的有效加固深度不斷增大，強夯置換作用更加顯著。當(dāng)夯擊能4000kN·m、錘重16.5t時，有效加固深度約10m，不滿足地基處理要求。當(dāng)夯擊能12000 kN·m、錘重49.4t時，有效加固深度約15m，滿足地基處理要求，但根據(jù)圖3-16夯擊能10000、12000 kN·m置換墩長度增量較小，有效加固深度增量較小，片石側(cè)向擠壓作用顯著，即片石在更高能級夯擊作用下主要向兩側(cè)擠壓變形，置換墩長度增加幅度不大，夯擊能難以傳遞到更深層土體；另外，夯擊能過高會產(chǎn)生超靜孔隙水壓力更大夯擊能利用率下降。