超載預壓加固寧波機場場道軟基的試驗研究

一、寧波機場場道軟基寧波機場跑道寬45米，長3000米。設計要求飛行區內210m寬范圍大面積回填,其中跑道中心比原地面高出1.70m以上。設計道面為剛性道面。飛機安全營運對地基變形有嚴格要求:使用期內絕對沉降不得大于8cm,橫向不均勻沉降不得大于4cm。寧波機場位于寧波市西南的寧奉平原上,場區內地勢平坦,河道縱橫。地基表層為厚約0～1.0m的粘性土硬殼層,在跑道兩端地段下臥平均厚約0.35m的泥炭層。全場區內軟土層廣泛分布,且不均勻,層厚在7m至32m以上,如圖1。場區地基由9大層21亞層組成,其中典型土層的主要土性指標如表1。經估算,設計荷載下跑道中心最大固結沉降在0.48m以上,橫向沉降差在0.11m以上,縱向150m的沉降差在0.21m以上。考慮使用時道面高程不低于設計高程而預抬高,則估算的道面中心固結沉降在0.67m以上,橫向不均勻沉降在0.16m以上。顯然,天然地基難以滿足使用要求,地基必須進行處理。在深厚且分布很不均勻的軟土地基上建造大型民用機場在國際上并不多見,國內尚屬首次,本工程采用袋裝砂井超載預壓加固寧波機場場道軟基。本文謹介紹該工程地基加固成果。二、有效應力面積比與固結期土體殘余變形試驗表明,超載預壓減小土體殘余變形的效果顯著,且當持荷時間相同,超載越大,或者,荷載不變,持荷時間越長,其減小殘余變形的效果越好。圖2表示卸載時間不同的試驗結果,表2表示持荷時間不同時對次固結系數的影響。理論結合試驗分析表明,卸載后土體變形經歷了吸水膨脹、次膨脹和次固結三個階段,這三個階段經歷的時間長短與卸載大小、超載作用時間有關。當超載量大或持荷時間長,則膨脹量就較大,持續時間也更長,土體的殘余變形就更小。試驗和理論分析還表明,卸載后土體的殘余變形不僅與卸載前土體達到的固結度有關,而且與超載量有直接關系。有效應力面積比綜合了這兩個因素的作用。有效應力面積比R被定義為永久荷載下地基土有效應力面積與卸載前土體達到的有效應力面積的比值。對于大面積堆載下一維壓縮地基,其簡化式為:,其中Pf與P分別為永久荷載和堆載,為地基平均固結度。分析表明,土體殘余變形與有效應力面積比有直接關系,R大則殘余沉降大,R小則殘余沉降小。當R小到一定程度,在一定時間內土體不僅沒有殘余沉降發生,而且還有膨脹變形,如圖3示。因此,控制有效應力面積比就能有效地控制地基殘余沉降在某一范圍內。理論計算及分析表明,當R小于0.75時,寧波機場地基土卸載后20年內地基的殘余沉降將很小或可忽略。三、地表沉降觀測為了檢驗袋裝砂井超載預壓方案的實際加固效果,并為整個場道工程地基加固方案的確定提供必要的資料及依據,在深厚軟土區跑道上選擇了一面積為108×78m的區域進行原型試驗。試驗區袋裝砂井入土深20m,直徑7cm,按梅花形布置。試驗于1986年10月開始至1987年12月結束,其間堆載時間2個月,持荷時間6個月,卸載后連續觀測了4個月。實際堆載為:砂墊層0.35m,ρ=1.53g/cm3;碾壓壙碴1.22m,ρ=2.00g/cm3;半碾壓壙碴1.30m,ρ=1.80g/cm3;松填壙碴1.25m,ρ=1.55g/cm3。實際超載1.60m,約占預壓荷載的36.6%。為了對試驗情況進行監測,在試驗區不同部位分別埋設了地表沉降板、分層沉降管、深層沉降標、孔隙水壓力測頭及邊樁等觀測設備,如圖4。圖5給出了地表沉降觀測成果。分析觀測結果表明,地基沉降主要由砂井區內土層壓縮產生,卸載后地基產生少量回彈,其后變形趨于穩定。孔壓觀測結果有類似的規律,卸載后孔壓急劇減小,多數測頭的孔壓降至加載前初始值以下而產生負超靜孔隙水壓力,這表明地基在使用荷載作用下將不會產生主固結變形。根據觀測結果推算值如表3示。從表3可知,試驗區地基有效應力面積比在0.78以下。因此,在使用期內將有少量的沉降產生。根據推算,卸載前試驗區中心已完成預抬高后設計荷載下主固結沉降的108%,這也說明卸載后地基不至于產生主固結沉降,而僅有部分次固結沉降產生。根據浙江省杜湖水庫土壩砂井地基20年內次固結沉降僅占總沉降的6%的結論,即使不考慮超載預壓引起次固結系數的減小,寧波機場試驗區地基在使用荷載作用下20年的次固結變形也只有5.03cm,道邊沉降為4.66cm,因此,沉降與不均勻沉降均能滿足要求。四、加固場道軟基在試驗基礎上,經論證決定采用袋裝砂井超載預壓方法加固寧波機場場道軟基,并以地基達到一定的有效應力面積比,輔以沉降、固結度等作為方案設計和卸載控制的原則。(一)可采用的加固方案從試驗成果推算得到的反映土體固結速率的因子B,可反算出不同砂井間距時的固結因子B。根據地質情況確定場道不同位置的砂井入土深,從砂井固結理論計算得不同預壓時間、不同砂井間距時地基平均固結度。根據預估沉降及地基平均固結度計算有效應力面積比,當R小于等于0.78時為可供選擇方案。表4給出了寧波機場二期工程軟土地基可供選擇的部分加固方案。地基加固方案需結合工期等因素進行經濟分析后才能確定。根據寧波機場的實際情況確定全場地基加固方案如圖1。其中,袋裝砂井直徑7cm,間距1.5m,按梅花形布置。全場共打入砂井158900根。(二)高固結度樁的計算為了監測地基實際變形情況,全場(一期)共埋設了59個沉降觀測點。根據每個觀測點的觀測成果,采用指數函數法推算得到地基最終沉降、瞬時沉降、固結因子B,從而得到某時刻地基平均固結度。根據實際堆載情況計算初步設計荷載P0f,考慮實際沉降量后的設計荷載Pf以及堆載P,最后計算得到此時地基有效應力面積比R()。當R小于或等于0.78時被認為已達到要求,可實施卸載,否則暫緩卸載。對于實測沉降過大,地基土特別軟弱,實際堆載不足,預計在允許工期內達不到預期效果的區段及時地采取了二次加載措施,以保證工程如期完成。全場經過7個多月的預壓,開始卸除超載。表5給出了其中4個觀測點的結果。五、不考慮涂裝量對砂井非理想性的影響Hansbo(1979)給出了砂井地基某深度Z徑向平均固結度式中Th為時間因子,,Ch為土體水平固結系數,de為等效排水直徑;Fn為反映排水距離的影響因子,當井徑比n(n=de/dw,dw為砂井直徑)大于等于20時,可簡化為其中Fs為反映砂井涂抹作用的影響因子;Fr為反映井阻作用的的影響因子;kh,ks分別為原狀土和涂抹區土的滲透系數;L為土層豎向最大排水距離,Z為土體離水平排水面的距離;qw為砂井排水量其中kw為井料滲透系數;ds為涂抹區直徑,Jamiokowski(1981)曾建議取機具成孔直徑dm的2.5～3.0倍,即ds=(2.5～3.0)dm,根據涂抹區邊緣不排水應變只有5%的情況,Hansbo(1987)推薦關系式為:ds=2dm。式(1)可改寫為根據上述方程,計算寧波機場砂井地基固結情況,其結果如圖6～10。圖6,7表示不考慮涂抹作用時的結果。其中,圖6表示卸載前(t=220.5d)對應不同井料滲透系數地基徑向平均固結度沿深度的分布,圖7表示深度不同時井料滲透系數與固結因子比Bi/Br的關系,在此,Bi表示理想砂井地基的固結因子,Br表示Fs=0的固結因子。從圖示規律可知,井阻對土體固結速率有影響。井料滲透系數越小,其影響越大,且隨深度的增加而增大。當井料滲透系數小于10-2cm/s時,井阻作用就十分明顯。如圖6示,當井料滲透系數分別為2.0×10-2cm/s和2.0×10-3cm/s時,地基平均固結度相差達28.5%。由此可見,為了減小井阻作用的影響,工程上要求井料滲透系數一般大于10-2cm/s是必要的。圖8給出了滲透系數比kh/ks,直徑比ds/dw與固結因子比Bi/Bs的關系,其中Bs為不考慮井阻作用(Fr=0)時的固結因子。從圖可知,涂抹對固結速率的影響隨涂抹區(直徑比)的增大而增大,更隨滲透系數比的增大而增大,但并不隨深度而變。分析圖示結果可以發現,當涂抹區直徑為砂井直徑的3倍,且涂抹區擾動土的滲透系數為原狀土的1/10時,固結因子比將高達5.3,這說明涂抹對土體固結速率的影響是不容忽視的。對于寧波機場試驗區地基,機具成孔直徑dm=10.5cm,原狀土體水平滲透系數kh=9.88×10-8cm/s,取涂抹區直徑ds=2dm,則可計算得到卸去超載前理想砂井地基的平均固結度為99.65%,而根據實測試驗結果推算得到的實際砂井地基平均固結度為81.4%。因此,由砂井井阻及涂抹作用等(砂井非理想性)引起的固結度降低為18.25%。這說明,寧波機場試驗區砂井非理想性對固結速率有很大影響,工程上砂井非理想性的影響不容忽視。圖9表示井阻影響占砂井非理想性的比例Rr(%)與井料滲透系數kw的關系。圖10表示涂抹作用占砂井非理想性的比例Rs(%)與滲透系數比kh/ks的的關系。從圖9可知,當井料滲透系數增大時,井阻所占比例會迅速減小,而涂抹等作用所占比例則相應增大。從圖10可得,隨著機具入土時對周圍土體擾動程度的增大,涂抹作用所占比例增大。寧波機場試驗區實際所用砂料的滲透系數約在7×10-3～2.1×10-2cm/s之間,則從圖9可知,井阻影響占總非理想性影響的6%～35%左右,而涂抹等影響則占了65%以上