魚塘路段人工硬殼層承載特性及計算方法

李德晟， 陳龍*， 陳永輝， 林立宏， 曾昭宇， 沈政

(1.河海大學巖土工程科學研究所， 南京 210098； 2.浙江臺州市沿海高速公路有限公司， 臺州 318000；3.廣東省交通規劃設計研究院股份有限公司， 廣州 510507)

在沿海地區道路工程的施工中，經常要經過淤泥、水田、魚塘等不良路基地段。魚塘地段軟土含水率高、抗剪強度低、透水能力弱、壓縮性高，在此基礎上修筑的路基往往因沉降過大或不均勻沉降出現破壞，從而影響使用。目前針對魚塘路段的成熟處置方法主要有換填法、排水固結法、修建結構物跨越法等[1]，這些方法都難以避免施工工期長、成本高等問題，換填法產生的淤泥外運與堆置，還對環境會產生較大的危害。

就地固化技術是一種利用固化劑(水泥、石灰、粉煤灰、工業廢料等)與土體內部顆粒發生的物理、化學反應，就地對軟土進行固化以使其強度滿足一定要求的方法，使用該技術對魚塘路段進行地基處理，能快速形成人工硬殼層，方便施工機械進場[2]。目前中外就地固化的相關研究大致可分為兩類，一是針對固化土的室內研究，如在傳統固化劑中添加新型材料以提高固化土的強度、穩定性等[3]；使用新型固化劑處理重金屬污染土，并分析其處理效果和工程特性[4-5]；對不同成分固化劑改良土的機理進行研究[6]；探究水泥摻量、含水率等與固化土強度或其他性能之間的關系[7]。二是就地固化方法的工程應用研究，如沈政等[8]采用就地固化技術對灘涂土進行處理，提出了適用的固化劑配合比并分析了其承載特性；徐亮等[9]將就地固化技術應用于城市快速路清淤填塘項目，先通過室內試驗確定固化劑配合比并在現場試驗中驗證其承載力滿足要求；王穎等[10]將就地固化處理低填土軟基的承載結果與3種理論結果進行比較，提出了相應的設計理論。現有研究中，使用就地固化技術處理魚塘路段還沒有得到系統的工程應用，根據現場測試結果計算處理后路基承載力的方法也很少涉及。

采用就地固化技術對多魚塘路段進行軟土固化處理，詳細介紹了現場情況、施工設備與施工工藝，并對固化后土體進行取芯檢測，淺層平板載荷試驗，輕型、重型動力觸探試驗；根據試驗結果和相關規范等，對固化土承載力的計算和測試方法進行探討。

1 軟土就地固化設備

河海大學通過水利部“948”項目引進芬蘭ALLU PMX300HD強力攪拌頭，并進行相關的設備配備、自動給料設備和定位設備的研發，現已形成一套成熟的軟土就地固化攪拌設備，如圖1、圖2所示。

其中，強力攪拌頭可實現三維立體攪拌；供料系統可以實時控制固化劑輸送過程中的壓力、輸送量及輸漿泵流速等。固化系統的工作流程主要是先將儲料罐中的固化劑通過送料絞龍輸送至操作后臺的料倉內，通過后臺自動定量供料控制系統控制進料及輸料，在自動感應稱重裝置和上下攪拌桶的共同作用下，將后臺料倉內的固化劑拌勻后由輸漿泵輸送至輸料軟管，混合后的固化劑通過安裝于挖掘機上的強力攪拌頭的噴漿裝置輸出，在攪拌頭的強力攪拌下，將輸出的固化劑與土體均勻拌和，達到就地固化的目的。

2 工程概況

2.1 工程背景

潮汕環線高速公路金浦互通所處區域(TJ09標段)，地勢平坦，魚塘、稻田緊密分布，水網密集，魚塘區水深0.5～1.5 m，軟土深度均在3 m以內。建設過程需穿越多個魚塘、稻田，原處理方案為素砼樁，平均處理深度9.1 m。

根據鉆探及靜力觸探結果采用淺層換填處理方案；同時，考慮到工程周圍無棄土場、棄淤困難，外運經過市區且會造成嚴重環境污染。于該立交范圍內淺層軟基處理處增加就地固化方案，并在金浦互通收費站區域選擇一段路基進行就地固化試驗，該試驗段長60 m，寬112 m，面積6 729 m2，平均處理深度2 m。

2.2 地質情況

金浦互通區域地表有一層0.5～3.4 m的耕植土或素填土，下伏0.8～2.0 m的淤泥質土或中、細砂或粉質黏土，其下為可塑狀粉質黏土或硬塑狀砂質黏性土。試驗段內上覆人工填土、砂土及砂質黏土、淤泥質土、中砂，下伏基巖為侵入花崗巖。表1為試驗段一處鉆孔獲得的土性，全風化花崗巖：灰白色，風化完全，巖芯呈堅硬土柱狀；微風化花崗巖：花白色，塊狀構造，節理裂隙發育，巖質堅硬。

表1 試驗段QK17號鉆孔獲得的土性Table 1 Soil properties obtained from borehole QK17 in test section

2.3 設計情況

試驗段設計平均固化深度為2 m，要求處理厚度與設計厚度相差不超過20 cm。處理寬度用尺量測，要求現場量測寬度與設計寬度相差不超過10 cm。將試驗段劃分為6 m×5 m的區塊，每個區塊測試點不少于3處。

固化劑為漿劑，設計固化劑為4%PO42.5水泥+2%二級粉煤灰，水灰比為0.67，施工過程中水泥漿的配合比(質量比)水∶水泥∶粉煤灰為1∶1∶0.5。

設計承載力特征值大于150 kPa，可采用固化土的靜力觸探、動力觸探、荷載板試驗等方法進行檢驗，以1 000 m2為一個區塊。

在固化層頂部和底部分別埋設沉降板，當沉降位移超過標準時，立即停止路基填筑。對于高填路基且下有軟基的區域，預壓期不少于3個月。

對于魚塘路段，先進行排水疏干，以淤泥層頂部為基準向下進行淺層固化處理，需處理完淤泥層，并進入下部土質較好土層0.5～1 m。

2.4 現場施工工藝

試驗段就地固化技術施工工藝，主要包括：

(1)清表：首先對處理區域進行清除表面雜質等影響下沉攪拌的雜物，場地整平，施工前進行現場試攪，未發現攪拌頭自身難以下沉土層，所以無需進行整體翻曬。

(2)劃分區塊：將試驗段劃分為單個尺寸為6 m×5 m的區塊，再將每個區塊分為24個小區塊，施工時逐個小區塊進行攪拌施工。

(3)組裝設備進場：將供電系統、供料系統以及攪拌設備進行組裝后進場。

(4)原位固化處理：攪拌設備直插式對原位土進行攪拌，在攪拌頭上添加標志線以控制固化深度，同時利用固化劑用量控制系統自動控制固化劑用量，整體采用邊固化邊推進的方式。

(5)整平養護：區域固化攪拌完畢后，可在其上鋪設鐵板，作為固化下一區域挖機的支撐平臺，同時達到對該區域進行壓實效果。整個場地區域固化完畢，淺層土強度初步提高后，利用挖掘機進行場地整平和碾壓，每個施工區塊結束后如不用作施工平臺鋪設塑料薄膜覆蓋養護。

對于魚塘區域，需先使用水泵進行初步排水，方可進行上述步驟，同時，對存在活魚的魚塘需做好轉移工作，若魚塘深度較大，為保證路面平整，需進行回填。圖3為試驗段就地固化處理前后場地情況的對比。

圖3 試驗段就地固化處理前后對比Fig.3 Comparison of test section before and after the in-situ solidification treatment

2.5 技術經濟比較

將原設計方案(素砼樁)、方案一(淺層換填)、方案二(就地固化)的造價、優缺點和工期進行對比，結果如表2所示。

表2 3種方案對比Table 2 Comparison of three options

方案一、二造價明顯低于原方案，就地固化方案造價雖略高于淺層換填方案，但其在環保和縮短工期方面的優勢是顯著的。

3 現場試驗

3.1 取芯檢測

采用現場挖探和鉆孔取芯的方式測量固化深度。施工過程中隨即進行了現場挖探檢測，經測量固化深度為2.1 m，厚度滿足設計要求。同時在固化場地內隨機抽取3處進行抽芯檢測，芯樣顯示固化深度為2.6、2.3、1.5 m，平均固化深度2.13 m。

圖4為現場抽芯檢測過程，觀察現場抽出的芯樣，顯示固化土層厚度為1.5～2.6 m，固化體底部與原狀土結合較好，能很好地聯接在一起。

圖4 現場抽芯檢測Fig.4 On-site core-pulling inspection

3.2 淺層平板載荷試驗

固化施工滿28 d后，對試驗段進行淺層平板載荷試驗，隨機選取1點進行試驗，承壓板為方形，面積為0.5 m2，加荷情況如表3所示，試驗結果如圖5所示。

圖5 淺層平板載荷試驗P-S曲線Fig.5 P-S curve of shallow plate load test

表3 淺層平板載荷試驗加荷歷程Table 3 Loading history of shallow plate load test

路基在200 kPa荷載持續作用下，沉降僅為0.23 mm。卸載后沉降由0.23 mm回彈至0.10 mm，卸荷后回彈率為56.5%。

3.3 輕型動力觸探試驗

固化施工28 d后，對隨機選取的24個測點進行輕型動力觸探試驗，根據每30 cm錘擊數計算換算承載力，24個測點的承載力平均值如圖6所示，圖中所指的試驗深度為開始進行動力觸探試驗時的深度，試驗深度增加可反映固化深度降低，承載力指承載力特征值，下同。

圖6 輕型動力觸探試驗結果Fig.6 Light dynamic penetration test results

根據試驗結果，固化土表層承載力平均值達到了395.33 kPa，隨試驗深度的增加，換算承載力呈下降趨勢。但即使當試驗深度達；到1.8 m，即固化土底部時，平均承載力為189.67 kPa，大于設計值150 kPa。

3.4 重型動力觸探試驗

固化施工28 d后，隨機選取8個點進行重型動力觸探試驗，每0.1 m深度進行一次測試，根據獲得的63.5 kg重錘每10 cm錘擊數N63.5(次)計算換算承載力，試驗得到的結果如圖7所示。試驗段所使用的確定地基承載力標準值fk(kPa)的換算經驗公式(由重型動力觸探儀廠家給出)為

圖7 重型動力觸探試驗結果Fig.7 Heavy dynamic penetration test results

fk=35.96N63.5+23.8

(1)

根據試驗結果，固化土表層的承載力平均值達到481.5 kPa，但在0.1 m深度處進行試驗，承載力平均值驟降至293 kPa，此后隨試驗深度的增加，逐漸降至139.75 kPa。這是由于固化劑漿體密度小于土體，機械攪拌導致部分水泥漿體上浮，使得固化土體上部形成一層較薄的“水泥漿硬殼層”。

比較輕型動力觸探和重型動力觸探的試驗結果可以發現，當試驗深度接近固化土底部時，重型動力觸探試驗得到的換算承載力明顯低于輕型動力觸探的試驗結果，并且重型動力觸探試驗“水泥漿硬殼層”現象更明顯。原因為重型動力觸探試驗在選擇測點時隨機性更強，攪拌不均勻和固化深度不足的問題得到了凸顯。

4 就地固化硬殼層地基承載力探討

4.1 規范計算

根據《建筑地基基礎設計規范》(GB 5007)[11]，由土的抗剪強度指標確定地基承載力特征值，并應滿足變形要求。計算公式為

fa=MbγbMdγmdMcck

(2)

式(2)中：fa為由土的抗剪強度指標確定的地基承載力特征值，kPa；Mb、Md、Mc為承載力系數，可依據φk按規范查表確定。φk為基底下1倍寬度的深度范圍內土的內摩擦角標準值，(°)；γ、γm為基礎底面以下土的重度和基礎底面以上土的加權平均重度，kN/m3；b為基礎底面寬度，m，大于6 m時按6 m取值，對于砂土小于3 m時按3 m取值；d為基礎埋置深度，m；ck為基礎下1倍短邊寬度的深度范圍內土的黏聚力標準值，kPa。

將式(2)應用于就地固化試驗段(固化深度2 m)，已知原狀土：γ1=14 kN/m3，c1=10 kPa，φ1=10°；固化土：γ2=15 kN/m3，c1=60 kPa，φ1=38°[12-14]。首先假設硬殼層上部(d=0)有一基礎，其寬度b與fa的關系如表4所示。

隨基礎寬度b的增加，fa反而成下降趨勢，當寬度剛超過固化處理深度時甚至產生驟降，這與常理不符。究其原因，寬度b越大，下層土對fa的影響越大，式(2)用于常規建筑地基，基底深度往往超過了軟土厚度，且原狀土多是上軟下硬，若將式(2)用于上硬下軟的固化土地基則不合適。

若將基礎寬度固定為3 m，則其埋置深度d與fa的關系如圖8所示。對比圖8與圖7的關系曲線可以發現：由式(2)計算得到的fa-d曲線雖然比重型動力觸探試驗實測曲線更平滑，但兩曲線d=0與d=1.6 m所對應的fa相近。計算得到的曲線在d=0.1 m左右沒有出現突變，即沒有出現“水泥漿硬殼層”現象。

綜上，式(2)并不適用于固化土地基承載力特征值的計算，但若現場固化土均勻度控制得較好，可近似使用圖8曲線判斷不同固化深度的地基承載力。

圖8 埋置深度d與fa的關系Fig.8 The relationship between embedding depth d and fa

4.2 動力觸探試驗求承載力

輕型動力觸探的適用范圍為黏性土、粉土、粉砂[15]，而試驗段固化土的變形模量多在40～60 MPa，性質相比更接近中、粗、礫砂和碎石類土[16-17]，因此輕型動力觸探試驗不適用于就地固化試驗段承載力的確定。廣東省《建筑地基基礎設計規范》(DBJ 15-3—91)用N10確定地基承載力標準值fk(kPa)的關系式為

fk=24+4.5N10

(3)

根據式(3)，如果地基承載力為400 kPa(試驗段常見)，則輕型動力觸探試驗需要約84次錘擊，不適用。

針對重型動力觸探試驗，因變形模量相近，可參考中、粗、礫砂和碎石類土的N63.5-fk關系。根據廣東省建筑設計研究院資料，中、粗、礫砂N63.5與fk之間關系如表5所示。

表5 中、粗、礫砂N63.5與fk的關系Table 5 The relationship between N63.5 and fk of medium, coarse and gravel sand

現有關于中、粗砂的資料中，N63.5一般不超過12，根據沈陽市區《建筑地基基礎技術規范》(DB 21-907-96)資料，礫砂N63.5與fk之間的關系如表6所示。

表6 礫砂N63.5與fk的關系Table 6 The relationship between N63.5 and fk of gravel sand

周林花等[18]根據《動力觸探技術規定》(TBJ 18—87)中碎石類土地基基本承載力f0與N63.5的關系表，用最小二乘法得到擬合方程

(4)

該方程可用于直接確定碎石土、卵礫、圓礫的承載力。將上述結論繪制于圖9中。

圖9 不同方法得到的N63.5和承載力關系Fig.9 The relationship between N63.5 and bearing capacity obtained by different methods

由圖9可知，N63.5≤10時，檢測使用曲線與廣東建筑設計研究院資料吻合度極高；N63.5≤20時，檢測使用曲線與周林花等得到的擬合曲線較接近；N63.5≤25時，換算承載力均不超過沈陽規范資料使用值。

錘擊數較少時，使用一次函數進行擬合能較好地反映真實情況，實際上，廣東資料使用的擬合公式為fk=40N63.5(3≤N63.5≤10)。然而，當錘擊數增加至一定程度(如N63.5≥20)時，線性擬合結果會偏大，錘擊數越大，越不宜使用線性擬合。這也是大部分規范不在錘擊數較大時使用一次函數計算承載力的原因。相比之下，二次函數的擬合結果更加合理，尤其是在錘擊數出現大值的時候，而固化28 d后表層土的錘擊數往往大于20。

4.3 由淺層平板載荷試驗推求N63.5-fa曲線

一般情況下，載荷試驗被認為是測量地基承載力各種原位測試方法中結果最準確，最可靠的一種。但由于其檢測費用高，檢測時間長等缺點，在工程中大范圍使用需要的成本很大，因此動力觸探試驗往往更受青睞。對于固化土地基，如何得到準確的N63.5-fk曲線擬合公式是亟待解決的難題。

根據沈陽市區《建筑地基基礎技術規范》(DB 21-907—96)資料，對礫砂變形模量E0(MPa)和重型動力觸探數N63.5進行擬合，可以發現兩者存在顯著的二次項關系，即

R2=0.999 75

(5)

周林花等[18]根據《動力觸探規定》(TBJ 18—87)，得到了砂土、碎石土變形模量E0(MPa)和重型動力觸探數N63.5的擬合公式，即

R2=0.998

(6)

據此可使用二次函數擬合N63.5-E0曲線為

(7)

式(7)中：a1、b1、c1為待定系數。

淺層平板載荷試驗的變形模量E0(MPa)計算[15]公式為

(8)

式(8)中：I0為剛性承壓板的形狀系數，圓形承壓板取0.785，方形承壓板取0.886；ν為土的泊松比，碎石土取0.27，砂土取0.30，粉土取0.35，粉質黏土取0.38，黏土取0.42；d為承壓板直徑或邊長，m；P為P-S曲線線性段的壓力，kPa；S為與P對應的沉降，mm。

若結合試驗情況，取I0=0.886，ν=0.30，d=0.71 m，則式(8)可簡化為

(9)

聯立式(7)與式(9)，可得

(10)

式(10)中：k為P-S曲線線性段的斜率；a、b、c為待定系數。

根據式(10)，在試驗段3處位置分別進行一次淺層平板載荷試驗與重型動力觸探試驗，即可確定系數a、b、c，具有成本低、準確度高的特點。由《工程地質手冊》[15]，可取S/b=0.01～0.015(b為承壓板直徑或寬度)所對應的荷載作為地基土承載力特征值，此時仍可近似認為P-S曲線處于線性段。安全起見，取S/b=0.01，即S=7.07 mm對應的P值為承載力特征值，可得：

(11)

式(11)即為由淺層平板載荷試驗推求的固化土N63.5-fa曲線擬合公式，分析第4.2節可知，這是一個二次函數，有較好的擬合效果。

為了驗證式(10)與式(11)的合理性，基于式(5)，令S/b分別為0.01、0.015，可得

(12)

將式(12)的圖像繪制于圖10中。

圖10 新方法的合理性分析Fig.10 The rationality analysis of the new method

根據圖10，由淺層平板載荷試驗推求的N63.5-fa擬合公式在S/b分別為0.01、0.015的情況下，對現存的換算方法有一個較好的包絡效果。

綜上，針對就地固化硬殼層，使用重型動力觸探試驗確定承載力較為合適，可由式(10)得到適用于不同現場的就地固化檢測N63.5-fa曲線擬合公式，式中的沉降S應結合工程實際確定，取S/b=0.01為一種偏安全的考慮方法。

5 結論

介紹了軟土就地固化技術及其設備，并以潮汕環線高速公路就地固化試驗段為例，詳細介紹了該技術在魚塘路段的應用。通過取芯檢測和其他三種承載力檢測試驗，可得到如下結論。

(1)對于高含水率的魚塘、稻田軟土地基，相比打樁、換填等傳統處理方法，就地固化方法具有費用低、工期短、節能環保等顯著優勢。

(2)試驗段軟土經就地固化處理后，在200 kPa的地表荷載持續作用下沉降僅為0.23 mm，動力觸探試驗測得的表層承載力超過390 kPa，能滿足承載力要求，但存在攪拌不均勻現象。同一測點的動力觸探試驗，測得的承載力隨試驗深度增加呈下降趨勢，且存在“水泥漿硬殼層”現象。

(3)規范公式[式(2)]不適用于固化硬殼層的承載力計算，輕型動力觸探試驗也不適用于固化土。對于重型動力觸探試驗，使用二次函數擬合N63.5-fk曲線較好，式(10)揭示了淺層平板載荷試驗P-S曲線與重型動力觸探試驗錘擊數的關系，可根據式(11)用淺層平板載荷試驗數據推求現場的N63.5-fa曲線擬合公式。