超载预压加固宁波机场场道软基的试验研究

超载预压加固宁波机场场道软基的试验研究

一、宁波机场场道软基宁波机场跑道宽45米，长3000米。设计要求飞行区内210m宽范围大面积回填,其中跑道中心比原地面高出1.70m以上。设计道面为刚性道面。飞机安全营运对地基变形有严格要求:使用期内绝对沉降不得大于8cm,横向不均匀沉降不得大于4cm。宁波机场位于宁波市西南的宁奉平原上,场区内地势平坦,河道纵横。地基表层为厚约0～1.0m的粘性土硬壳层,在跑道两端地段下卧平均厚约0.35m的泥炭层。全场区内软土层广泛分布,且不均匀,层厚在7m至32m以上,如图1。场区地基由9大层21亚层组成,其中典型土层的主要土性指标如表1。经估算,设计荷载下跑道中心最大固结沉降在0.48m以上,横向沉降差在0.11m以上,纵向150m的沉降差在0.21m以上。考虑使用时道面高程不低于设计高程而预抬高,则估算的道面中心固结沉降在0.67m以上,横向不均匀沉降在0.16m以上。显然,天然地基难以满足使用要求,地基必须进行处理。在深厚且分布很不均匀的软土地基上建造大型民用机场在国际上并不多见,国内尚属首次,本工程采用袋装砂井超载预压加固宁波机场场道软基。本文谨介绍该工程地基加固成果。二、有效应力面积比与固结期土体残余变形试验表明,超载预压减小土体残余变形的效果显著,且当持荷时间相同,超载越大,或者,荷载不变,持荷时间越长,其减小残余变形的效果越好。图2表示卸载时间不同的试验结果,表2表示持荷时间不同时对次固结系数的影响。理论结合试验分析表明,卸载后土体变形经历了吸水膨胀、次膨胀和次固结三个阶段,这三个阶段经历的时间长短与卸载大小、超载作用时间有关。当超载量大或持荷时间长,则膨胀量就较大,持续时间也更长,土体的残余变形就更小。试验和理论分析还表明,卸载后土体的残余变形不仅与卸载前土体达到的固结度有关,而且与超载量有直接关系。有效应力面积比综合了这两个因素的作用。有效应力面积比R被定义为永久荷载下地基土有效应力面积与卸载前土体达到的有效应力面积的比值。对于大面积堆载下一维压缩地基,其简化式为:,其中Pf与P分别为永久荷载和堆载,为地基平均固结度。分析表明,土体残余变形与有效应力面积比有直接关系,R大则残余沉降大,R小则残余沉降小。当R小到一定程度,在一定时间内土体不仅没有残余沉降发生,而且还有膨胀变形,如图3示。因此,控制有效应力面积比就能有效地控制地基残余沉降在某一范围内。理论计算及分析表明,当R小于0.75时,宁波机场地基土卸载后20年内地基的残余沉降将很小或可忽略。三、地表沉降观测为了检验袋装砂井超载预压方案的实际加固效果,并为整个场道工程地基加固方案的确定提供必要的资料及依据,在深厚软土区跑道上选择了一面积为108×78m的区域进行原型试验。试验区袋装砂井入土深20m,直径7cm,按梅花形布置。试验于1986年10月开始至1987年12月结束,其间堆载时间2个月,持荷时间6个月,卸载后连续观测了4个月。实际堆载为:砂垫层0.35m,ρ=1.53g/cm3;碾压圹碴1.22m,ρ=2.00g/cm3;半碾压圹碴1.30m,ρ=1.80g/cm3;松填圹碴1.25m,ρ=1.55g/cm3。实际超载1.60m,约占预压荷载的36.6%。为了对试验情况进行监测,在试验区不同部位分别埋设了地表沉降板、分层沉降管、深层沉降标、孔隙水压力测头及边桩等观测设备,如图4。图5给出了地表沉降观测成果。分析观测结果表明,地基沉降主要由砂井区内土层压缩产生,卸载后地基产生少量回弹,其后变形趋于稳定。孔压观测结果有类似的规律,卸载后孔压急剧减小,多数测头的孔压降至加载前初始值以下而产生负超静孔隙水压力,这表明地基在使用荷载作用下将不会产生主固结变形。根据观测结果推算值如表3示。从表3可知,试验区地基有效应力面积比在0.78以下。因此,在使用期内将有少量的沉降产生。根据推算,卸载前试验区中心已完成预抬高后设计荷载下主固结沉降的108%,这也说明卸载后地基不至于产生主固结沉降,而仅有部分次固结沉降产生。根据浙江省杜湖水库土坝砂井地基20年内次固结沉降仅占总沉降的6%的结论,即使不考虑超载预压引起次固结系数的减小,宁波机场试验区地基在使用荷载作用下20年的次固结变形也只有5.03cm,道边沉降为4.66cm,因此,沉降与不均匀沉降均能满足要求。四、加固场道软基在试验基础上,经论证决定采用袋装砂井超载预压方法加固宁波机场场道软基,并以地基达到一定的有效应力面积比,辅以沉降、固结度等作为方案设计和卸载控制的原则。(一)可采用的加固方案从试验成果推算得到的反映土体固结速率的因子B,可反算出不同砂井间距时的固结因子B。根据地质情况确定场道不同位置的砂井入土深,从砂井固结理论计算得不同预压时间、不同砂井间距时地基平均固结度。根据预估沉降及地基平均固结度计算有效应力面积比,当R小于等于0.78时为可供选择方案。表4给出了宁波机场二期工程软土地基可供选择的部分加固方案。地基加固方案需结合工期等因素进行经济分析后才能确定。根据宁波机场的实际情况确定全场地基加固方案如图1。其中,袋装砂井直径7cm,间距1.5m,按梅花形布置。全场共打入砂井158900根。(二)高固结度桩的计算为了监测地基实际变形情况,全场(一期)共埋设了59个沉降观测点。根据每个观测点的观测成果,采用指数函数法推算得到地基最终沉降、瞬时沉降、固结因子B,从而得到某时刻地基平均固结度。根据实际堆载情况计算初步设计荷载P0f,考虑实际沉降量后的设计荷载Pf以及堆载P,最后计算得到此时地基有效应力面积比R()。当R小于或等于0.78时被认为已达到要求,可实施卸载,否则暂缓卸载。对于实测沉降过大,地基土特别软弱,实际堆载不足,预计在允许工期内达不到预期效果的区段及时地采取了二次加载措施,以保证工程如期完成。全场经过7个多月的预压,开始卸除超载。表5给出了其中4个观测点的结果。五、不考虑涂装量对砂井非理想性的影响Hansbo(1979)给出了砂井地基某深度Z径向平均固结度式中Th为时间因子,,Ch为土体水平固结系数,de为等效排水直径;Fn为反映排水距离的影响因子,当井径比n(n=de/dw,dw为砂井直径)大于等于20时,可简化为其中Fs为反映砂井涂抹作用的影响因子;Fr为反映井阻作用的的影响因子;kh,ks分别为原状土和涂抹区土的渗透系数;L为土层竖向最大排水距离,Z为土体离水平排水面的距离;qw为砂井排水量其中kw为井料渗透系数;ds为涂抹区直径,Jamiokowski(1981)曾建议取机具成孔直径dm的2.5～3.0倍,即ds=(2.5～3.0)dm,根据涂抹区边缘不排水应变只有5%的情况,Hansbo(1987)推荐关系式为:ds=2dm。式(1)可改写为根据上述方程,计算宁波机场砂井地基固结情况,其结果如图6～10。图6,7表示不考虑涂抹作用时的结果。其中,图6表示卸载前(t=220.5d)对应不同井料渗透系数地基径向平均固结度沿深度的分布,图7表示深度不同时井料渗透系数与固结因子比Bi/Br的关系,在此,Bi表示理想砂井地基的固结因子,Br表示Fs=0的固结因子。从图示规律可知,井阻对土体固结速率有影响。井料渗透系数越小,其影响越大,且随深度的增加而增大。当井料渗透系数小于10-2cm/s时,井阻作用就十分明显。如图6示,当井料渗透系数分别为2.0×10-2cm/s和2.0×10-3cm/s时,地基平均固结度相差达28.5%。由此可见,为了减小井阻作用的影响,工程上要求井料渗透系数一般大于10-2cm/s是必要的。图8给出了渗透系数比kh/ks,直径比ds/dw与固结因子比Bi/Bs的关系,其中Bs为不考虑井阻作用(Fr=0)时的固结因子。从图可知,涂抹对固结速率的影响随涂抹区(直径比)的增大而增大,更随渗透系数比的增大而增大,但并不随深度而变。分析图示结果可以发现,当涂抹区直径为砂井直径的3倍,且涂抹区扰动土的渗透系数为原状土的1/10时,固结因子比将高达5.3,这说明涂抹对土体固结速率的影响是不容忽视的。对于宁波机场试验区地基,机具成孔直径dm=10.5cm,原状土体水平渗透系数kh=9.88×10-8cm/s,取涂抹区直径ds=2dm,则可计算得到卸去超载前理想砂井地基的平均固结度为99.65%,而根据实测试验结果推算得到的实际砂井地基平均固结度为81.4%。因此,由砂井井阻及涂抹作用等(砂井非理想性)引起的固结度降低为18.25%。这说明,宁波机场试验区砂井非理想性对固结速率有很大影响,工程上砂井非理想性的影响不容忽视。图9表示井阻影响占砂井非理想性的比例Rr(%)与井料渗透系数kw的关系。图10表示涂抹作用占砂井非理想性的比例Rs(%)与渗透系数比kh/ks的的关系。从图9可知,当井料渗透系数增大时,井阻所占比例会迅速减小,而涂抹等作用所占比例则相应增大。从图10可得,随着机具入土时对周围土体扰动程度的增大,涂抹作用所占比例增大。宁波机场试验区实际所用砂料的渗透系数约在7×10-3～2.1×10-2cm/s之间,则从图9可知,井阻影响占总非理想性影响的6%～35%左右,而涂抹等影响则占了65%以上