Reinforcement effect and construction process of rapid impact compaction for highway reconstruction and expansion
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摘要: 针对高速液压夯处理改扩建公路地基的技术不确定性，依托济广高速改扩建工程，通过调整夯击能、夯击次数、夯间距等施工参数，对高速液压夯处理粉土地基的加固效果与施工工艺进行了研究。研究表明：高速液压夯技术可有效提高地基的加固深度及密实度；夯击能和夯击次数是影响加固效果的主要施工参数，夯后土体加固效果随夯击次数与夯击能的增加均呈线性增加趋势；夯后土体侧向位移量随深度呈现抛物线变化趋势，各夯间距工况下土体侧向位移量在3～4 m埋深处达到峰值；高速液压夯处理粉土地基的最佳夯点间距为1.5 m，最大有效加固深度约6 m，最大有效加固半径约1.6 m。综合试验数据与理论分析，建立了高速液压夯处理粉土地基的加固范围计算公式。Abstract: With the uncertainty in the technology of rapid impact compaction (RIC) for highway reconstruction and expansion, relying on the Ji-Guang Expressway project, the reinforcement effect and construction technology of RIC on loess foundations were studied by adjusting construction parameters such as compaction energy, compaction frequency, and compaction spacing. Meanwhile, the application effect and technical feasibility were verified. The study shows that the RIC can effectively improve the strength depth and compactness of the foundation. The compaction energy and frequency are the main construction parameters that affect the reinforcement effect. The reinforcement effect of the compacted soil shows a linear increase trend with the increase of compaction frequency and compaction energy. The lateral displacement of the soil after compaction shows a parabolic trend with depth, and reaches its peak at a burial depth of 3-4 meters under various compaction spacing conditions. The optimal spacing between compaction points for high-speed hydraulic compaction of loess foundation is 1.5 meters, with a maximum effective reinforcement depth of about 6 meters and a maximum effective reinforcement radius of about 1.6 meters. Based on comprehensive experimental data and theoretical analysis, a calculation formula for the reinforcement range of RIC treatment of loess foundation has been established.
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0. 引言
由于新旧路基下地基土固结度存在差异、路基填料及碾压工艺亦不尽相同，导致新旧路基强度和刚度差异较大，使得改扩建道路容易产生新旧路基差异沉降问题[1−2]。路基加固施工中传统的处理技术主要有强夯法[3−4]和冲击碾压法[5−6]。然而，强夯法处理地基震动大，施工受周边环境限制，同时对土壤有一定的要求[7]；冲击碾压法处理地基常因能级不足导致分层碾压路基稳定性差[8]。上述两种传统软土地基处理技术常因一些限制条件难以达到令人满意的效果。近年兴起的高速液压夯实技术，因其具有机动灵活、经济高效、施工时不易产生水平波及剪切波且对临近构筑物影响小等优势[9]，已逐渐应用于地基处理工程。
高速液压夯实法又称为“动力压实法”，夯锤在重力和液压力的作用下加速下落夯击夯板，对路基土进行夯实，并在液压缸的作用下实现快速上下往复动作[10]。Simpson等[11]通过试验对比提出高速液压夯是一种经济可行的地基处理技术；Suhendra等[12]、Adam等[13]提出将高速液压夯实技术作为基础设施工程的替代地基改良技术。目前高速液压夯实技术主要应用于桥涵台背、新旧路基结合部、半填半挖局部高填方以及不良填土层的补强，工程实践中取得了良好的效果。
关于高速液压夯地基处理应用，国内外研究学者也进行了相关试验研究。Serridge等[14]分析高速液压夯实技术在国际上的应用，证明了其在天然砂土处理中的有效性；Allouzi等[15]提出高速液压夯处理砂土的最佳打击次数为30次；Kristiansen等[16]提出高速液压夯对易液化砂土的有效处理深度在6 m左右；Mohammed等[17]、Tarawneh等[18]均提出，高速液压夯对均匀砂土以及松散的或细粒砂土的有效加固深度约为4～5 m；Ghanbari等[19]利用ABAQUS软件进行三维有限元模拟，得出高速液压夯实技术可以较好地改善2 m深度的粉土，对深度为4 m的土壤有普遍影响的结论。
目前，高速液压夯实法在施工中主要用于改扩建路基的补强工作，而关于高速液压夯加固公路地基的动力特性研究资料较少，且施工工艺与加固效果尚未形成体系，导致高速液压夯的设计和施工存在较大的不确定性和盲目性。另外，关于高速液压夯实法对粉土地基的加固处理研究较少，且多停留在数值模拟阶段。
针对上述问题，依托某公路改扩建工程，通过开展高速液压夯处理粉土地基的现场试验，对比不同夯击能与施工工艺对粉土地基处理效果的影响，分析了高速液压夯技术应用于粉土地基处理的影响因素及其加固效果，并建立了不同夯击能作用下有效加固范围的数学表达式，确定了高速液压夯施工工艺的系统流程。
1. 现场试验
1.1 试验场地
试验段位于济广高速公路济南至菏泽段改扩建工程，线路穿越地带大部分为黄泛冲积平原，地面起伏不大，线位处海拔高程为35～62 m。试验场区紧邻水塘（见图1），试验期间地下水位埋深与鱼塘水位基本持平，约为3.2 m。
试验段土质以低液限粉土、粉质黏土为主，偶有高液限黏土夹层，除个别地区有压缩系数较大的土层外，总体分布较均匀。试验场区各土层物理力学参数如表1所示。
表 1 试验点土质力学参数土样名称 取土深度/m 含水率$ {w}_{0} $/% 湿密度$ {\rho }_{0} $/(g·cm−3) 孔隙比$ {e}_{0} $ 压缩系数a100-200/MPa−1 压缩模量$ E\mathrm{_s} $/MPa 渗透系数k/(cm·s−1) 低液限黏土 1.9～2.1 34.2 1.81 1.002 0.616 3.247 3.85×10−7 低液限黏土 3.1～3.3 41.9 1.78 1.184 0.542 4.025 1.12×10−4 低液限粉土 3.6～3.8 29.8 高液限黏土 5.3～5.5 43.2 1.82 1.168 0.513 4.239 1.60×10−6 高液限黏土 5.6～5.8 31.2 1.91 0.864 0.544 3.427 5.11×10−7 低液限粉土 7.4～7.6 27.5 1.97 0.765 0.108 16.305 1.93×10−5 粉土质砂 8.5～8.7 22.7 1.97 0.686 低液限黏土 10.8～11.0 28.2 1.94 0.796 0.161 11.028 8.87×10−6 低液限黏土 13.0～13.2 30.5 1.95 0.838 低液限黏土 14.8～15.0 24.0 2.03 0.652 0.228 7.221 8.56×10−7 低液限黏土 16.8～17.0 19.6 2.00 0.625 低液限粉土 19.6～19.8 18.1 2.02 0.575 0.083 18.575 8.47×10−5 1.2 试验方案
1.2.1 高速液压夯
试验所用高速液压夯夯锤底面直径为1.5 m，锤重为9 t（见图2）。
1.2.2 夯击能对比试验方案
试验区总面积50 m×60 m，为进行夯击能对比试验，进一步划分为3个试验区，每个试验区面积为50 m×20 m，分别采用70，110，150 kJ三种夯击能进行现场夯击试验。试验所用夯板直径为1.5 m，采用2遍点夯+1遍满夯，夯点采用正方形布置，夯点间距为3.2 m，第二遍夯点位于第一遍夯点之间，点夯夯击次数为40击，点夯完成后对试验场地进行满夯，满夯能量为点夯能量的1/2，夯击次数为6击，高速液压夯夯击一次与场地接触时间为1 s。现场试验设计参数如表2所示，现场试验布置如图3所示。
表 2 高速液压夯加固范围试验设计工况
（夯击能）夯点
型式夯点
间距/m夯点
布置夯击
次数夯击
遍数备注 70 kJ 点夯 3.2 正方形 40 2 连续夯击30次，
提锤1次110 kJ 点夯 3.2 正方形 40 2 150 kJ 点夯 3.2 正方形 40 2 1.2.3 施工工艺对比试验方案
为分析评价不同施工工艺参数的加固效果及适用性，优化高速液压夯处理粉土地基的施工工艺，确定合理的止夯标准，开展了不同夯击能、不同夯击次数、不同夯点间距等施工参数的现场试验，试验方案如表3所示，现场试验布置如图4所示。
表 3 高速液压夯施工工艺试验设计试验类型 工况 夯击能量/kJ 布置形式 夯点间距/m 夯击次数 夯击遍数 试验段长度/m 夯击能工艺试验 1-150 150 正方形，第二遍夯点位于第一遍夯点之间 3.2 60 2 20 1-110-80 110 80 1-110-60 110 60 1-70 70 80 夯间距工艺试验 2-150 150 正方形，第二遍夯点位于第一遍夯点之间 1.2 60 2 20 2-150 1.5 2-150 2.1 1.3 试验监测方案
夯击试验前按照试验平面布置图进行现场钻孔，埋设孔隙水压力计，用来监测夯击试验过程中地下水位以下孔隙水压力变化。
位于夯点下方的渗压孔内埋设4个孔隙水压力计，埋深分别为4，5，6，7 m；远离夯点渗压孔内埋设2个孔隙水压力计，埋深分别为4，5 m，3个试验区共埋设孔隙水压力计18个，孔隙水压力计的布置如图5所示。
为监测高速液压夯径向影响范围，点夯试验时分别在距离夯点1D和2D（D为夯板直径）处埋设测斜管，埋设深度为8 m，用于观测夯击过程中夯点周围土体位移变化，现场测斜管布设如图6。
2. 试验结果及分析
2.1 液压夯加固粉土地基影响因素研究
2.1.1 夯击次数的影响
110 kJ夯击能工况下，10，20，30，40击不同深度处累计孔隙水压力值见表4，夯点正下方不同测点处超静孔隙水压力值见图7。
表 4 不同深度处累计孔隙水压力值测点埋深/m 累计孔隙水压力/kPa 10击 20击 30击 40击 4 18.10 38.25 56.06 68.61 5 16.06 26.28 32.41 39.41 6 9.34 16.93 21.61 24.23 7 4.09 8.47 12.26 16.06 分析表4与图7可知，前20次夯击不同深度处的累计孔隙水压力值随深度的增加而减小，由于前20击时土体较为松散，密实度较低，孔隙水压力呈线性增加趋势，地基受夯击作用得到明显的加固；20～30击时，各测点的累计孔压仍随夯击次数增加而增大，但4 m处测点的累计孔隙水压力变缓趋势与前20击相差不大，由于测点距地表较近，受夯击作用影响较大，5 m以下测点的累计孔隙水压力增长速率随夯击次数的增加开始变缓，测点范围内的土体仍处于持续加固状态；30～40击时，各测点累计孔压仍随夯击次数增加的变化不大，说明随夯击次数的增加，地基已得到较明显的加固，且在110 kJ夯击能工况下，夯击次数为40击时可以达到较好的加固效果。
2.1.2 夯击能的影响
为研究夯击能对超静孔隙水压力的竖向传播特性影响，汇总夯点下不同夯击能第40次夯击超静孔隙水压力变化情况（见图8）。
分析图8可得，高速液压夯击能越大，应力波影响深度越广，相同深度土体超静孔隙水压力越大，不同埋深点土体超静孔隙水压力值均随夯击能的增加而线性增长，且埋深越深，其增长速率越小。
具体来看，夯击能为70，110，150 kJ时，4 m埋深超静孔隙水压力分别为54.78，70.32，80.11 kPa，夯击能从70 kJ增长至150 kJ时，超静孔隙水压力增长率约为32%；埋深为5 m和6 m处的超静孔隙水压力增长率分别为31%，27%；而埋深7 m处的超静孔隙水压力增长率仅为14%。由上述数据可见，夯击能由70 kJ提升至150 kJ，夯击能增加2.14倍，超静孔隙水压力仅增加1.46倍，夯击能增加与有效加固深度并不成正比。因此，综合考虑加固效果和工程的经济性，提出将110 kJ作为最佳夯击能。
上述超静孔隙水压力变化规律表明，夯击过程中高速液压夯产生的夯击波不断向周围土体传播，随着深度的增加，动应力值在不断降低，深度达到7 m时，超孔隙静水压力无明显变化，综合判断，夯击能对土体加固的竖向影响范围约为6 m。
2.1.3 夯点间距的影响
夯击能为150 kJ、夯点间距为2.1 m工况下，土体侧向位移随夯击次数的变化情况如图9所示。
由图9可知，随测点埋深增加，土体的侧向位移量呈先增加后减小的趋势，其中3 m埋深处夯后土体侧向位移值达到最大，后随深度的增加，土体侧向位移值逐渐减少；不同埋深处土体侧向位移均随夯击次数的增加而增大。
相比于夯后土体竖向位移，侧向位移明显要小的多，表明高速液压夯作用对深度方向土体产生的扰动较大，而对侧向土体产生的扰动较小，高速液压夯竖向有效影响范围远大于径向有效影响范围，其原因为高速液压夯处理地基时对地基施加的荷载为竖直方向，故深度方向的土体加固效果更明显。
以150 kJ工况为例，提取第80次夯击时不同夯点间距的测斜结果绘制曲线，如图10所示。
由图10可知，不同夯点间距下夯后土体侧向位移量随深度呈现抛物线变化趋势，侧向位移量在3 m埋深处达到峰值，且随着夯点间距的增大，侧向位移量峰值逐渐减小。
当夯点间距为1.2 m时，浅层地基土发生挤压隆起，相邻夯点之间的振动会彼此干扰，影响压实效果；夯点间距为1.5 m时，浅层地基未发生挤压隆起，相邻夯点之间的彼此扰动较小，且夯后土体侧向位移峰值较大，土体得到较好的加固；当夯点间距增加至2.1 m时，夯后土体侧斜值曲线变化平缓，侧向位移变化非常小，土体加固效果未能达到要求。
综上，夯点间距的变化对夯后土体侧向位移产生较明显的影响，高速液压夯处理粉土地基最佳夯点间距为1.5 m。
2.2 高速液压夯施工工艺参数及加固效果评价
2.2.1 夯沉量分析
图11为4种不同工况下土体夯沉量随夯击次数变化曲线。由图11可以看出，随夯击次数的增加，不同工况的点夯累计沉降量均增大。在前50次夯击过程中，夯后土体累计沉降量迅速增大，且随夯击能的增大，夯后土体累计沉降量越大，150 kJ，110 kJ，110 kJ-边沟，70 kJ工况下分别为127.06，106.47，97.06， 88.82 cm。
其中70 kJ和110 kJ的夯后累计沉降量增长率分别为178.2%和196.5%；第50次夯击时，累计沉降量曲线出现一个较明显的拐点；50次夯击后，夯后土体累计沉降量增长变缓，70 kJ和110 kJ夯后土体累计沉降量增长率变为21.3%和20.4%，说明随着夯击次数的增加，夯后土体的可压缩性降低，地基土的密实度提高，土体得到有效加固。
2.2.2 高速液压夯加固效果评价
为评价高速液压夯地基加固效果，分别于施工前和施工完毕28 d后对地基进行标准贯入试验，并对加固处理后的地基进行浅层平板静载试验。
图12为不同夯击能加固处理后的地基载荷试验曲线。由图12可知，粉土地基经不同能级高速液压夯处理后，各试验区的地基承载力特征值fak均能达到200 kPa，可见高速液压夯对粉土地基具有良好的加固效果。
图13为不同夯击能加固前后的地基标贯击数随深度分布曲线。由图13可知，随着夯击能的增加，影响深度范围内的粉土地基力学强度均有不同程度的提高，夯击能为150 kJ时粉土地基强度提高幅度最大，不同能级高速液压夯处理后，6 m深度范围内土体标贯击数均明显增大，表明高速液压夯加固粉土地基的有效影响深度在6 m以内，与测斜结果吻合。
2.2.3 高速液压夯处理粉土地基工艺参数的确定
由不同工况点累积夯沉量监测结果（见图11）可以看出，不同工况下最后3击沉降量均大于4 cm，不满足《液压快速夯实地基技术标准》（T/SDCEAS 10006—2021）中关于点夯止夯标准的相关规定，因此无法通过单击夯沉量控制夯击次数。为此，本文提出采用总夯沉量进行止夯控制。
由图11可得，70 kJ工况夯击80次后累计沉降达到110 cm，接近液压夯设备的极限行程（1.2 m），继续夯击可能损坏设备，且夯击次数过多增加了施工成本，降低了施工效率，经济性较低，因此选定最优夯击次数为80击；110 kJ工况夯击60次后累计沉降达到121 cm，达到液压夯设备的极限行程，无法继续夯击，因此选定最优夯击次数为60击；150 kJ工况夯击50次后累计沉降达到127 cm，超过液压夯设备的极限行程，无法继续夯击，因此选定最优夯击次数为50击。其中，110 kJ工况下，同样的夯击次数，夯击边沟的沉降量要小的多，当夯击次数达到80击后，累计沉降达到120 cm，达到液压夯设备的极限行程，无法继续夯击，因此夯击边沟的最优夯击次数为80击。
2.3 有效加固范围确定
2.3.1 有效加固深度的确定
液压夯夯击地面时，能量由夯锤势能转换为动能，经夯板转化为瞬时动应力向四周传递，对地基土体产生加固作用，动应力在土体中由夯点处向四周传播，在地下水位以下产生超静孔隙水压力。通过分析超静孔隙水压力的竖向变化规律，可以揭示高速液压夯动应力沿竖向的传播特性。现场监测超静孔隙水压力的最小埋深为4 m，4 m以浅土层无测试数据，为增加数据点，采用拟静力法计算地基浅层土的竖向动应力值，将动应力扩散近似为静应力扩散。参照圆形面积均布荷载作用下地基附加应力计算模型进行分析，浅层土体任意深度
$ z $ 处的附加动应力$ {\sigma }_{z} $ 计算公式如式（1）所示：$$ \sigma_{\mathrm{z}}=P_0\alpha\mathrm{_r}=P_0\left[1-\left(\frac{r^2}{z^2}+1\right)^{\frac{3}{2}}\right] $$ (1) 式中：
$ \sigma\mathrm{_z} $ 为夯板下深度$ z $ 处的土体附加应力值；$ {P}_{0} $ 可近似为夯锤底面接地动应力；$ \alpha\mathrm{_r} $ 为圆形面积均布荷载作用下深度z处的附加应力系数，与土体深度z和圆形荷载半径r的比值有关。其中，$ {P}_{0} $ 可根据夯锤冲击力F与接地面积A求出，计算公式如式（2）所示：$$ {P}_{0}=\frac{F}{A} $$ (2) 根据动量定理有：
$$ F=mv/t $$ (3) 式中：
$ m $ 为夯锤质量；$ v $ 为夯锤接地时的瞬时速度；$ t $ 为冲击力作用时间（该时间需依据具体夯锤参数以及被夯击地面的材料特征确定，本试验现场测量t为0.32 s）。根据自由落体运动公式有：
$$ v=\sqrt{2gh} $$ (4) 式中：g为重力加速度；h为夯锤落距。
对于确定的夯击能，液压夯夯锤质量m和落距h均为已知，代入上述相应各式即可求出附加动应力
$ \sigma\mathrm{_z} $ 。经验证，超净孔隙水压力的实测值与理论计算值变化趋势基本吻合，对实测与计算超静孔隙水压力结果进行汇总，绘制不同夯击能工况第40次夯击后夯点下超静孔隙水压力沿深度的变化曲线，如图14所示。
由图14可知，夯后土体超静孔隙水压力值随深度的增加呈现出二次衰减趋势，埋深在2～4 m的区域内呈现出较大的衰减斜率，同时在4 m埋深位置处，衰减曲线出现了一个明显的拐点，即曲率最大点。拐点以下的区域，超静孔隙水压力值曲线的衰减斜率减小，超静孔隙水压力值呈现出缓慢衰减的趋势；各工况夯后超静孔隙水压力沿深度均有类似的衰减趋势；当深度达到7 m时，各个工况下的超静孔隙水压力已经相当接近，说明高速液压夯处理粉土地基的有效影响深度在7 m以内。
为明确高速液压夯有效加固深度，参考强夯加固影响深度判别方法，将超静孔隙水压力为自重应力的20%时的深度作为有效影响深度的临界值。根据高速液压夯夯实过程中超静孔隙水压力的竖向变化，绘制了不同夯击能夯后超静孔隙水压力沿深度变化曲线，如图15所示。图15中0.2倍自重应力线与超孔隙水压力线交点对应的深度即为有效加固深度。
分析图15可知，夯击能为70，110，150 kJ夯击40次后有效加固深度分别为 5.3，6.0，6.6 m。根据夯击能对有效加固深度的影响，建立粉土地基有效加固深度的数学表达式。现有强夯影响深度的Menard公式仅考虑夯锤重量和下落距离影响，但与强夯相比，高速液压夯夯击能更多的向下传播而非应力扩散，若直接采用Menard公式计算，会造成计算结果与实际影响深度存在较大的偏差，为此引入修正系数K对影响深度计算公式进行修正：
$$ H = K\sqrt {Mh} $$ (5) 式中：H为有效加固深度，m；M为夯锤质量，t；h为夯锤落距，m；K为修正系数，综合本研究测试数据取K=1.84。
绘制第40次夯击后不同夯击能下的有效加固深度实测与理论计算图，如图16所示。
由图16可得，修正后的有效加固深度计算结果与实测值的平均误差约为5.94%，在允许误差范围之内，验证了式（3）的可靠性，说明依据该公式可以对高速液压夯处理粉土地基的有效影响深度进行预测。
2.3.2 有效加固半径的确定
关于动力夯实地基径向加固范围，本文根据不同埋深土体超静孔隙水压力沿水平方向的变化图，选取超静孔隙水压力衰减率为60%的水平距离作为液压夯的有效影响半径，进行加固范围的判定。根据上述判定准则，得到不同夯击能第40次夯击的有效影响半径，如图17所示。
分析图17可知，各能级高速液压夯均在5 m埋深处获得最大有效影响半径，4 m和7 m埋深有效影响半径相对较小，影响范围曲线沿深度方向呈外凸趋势。对比相同深度不同夯击能有效影响半径，单击夯击能越大，有效影响半径越大，70，110，150 kJ夯击能于5 m埋深处的有效影响半径分别为1.52，1.70，1.73 m，说明夯击能对有效影响半径的影响程度较小。根据夯击能对有效影响半径的影响，初步建立如下夯击能与有效影响半径的数学公式：
$$ R = 0.2845\ln (Mh) + 0.9814 $$ (6) 式中：R为有效加固半径，m；M为夯锤重量，t；h为夯锤落距，m。
绘制第40次夯击后不同夯击能的有效加固半径实测值与理论计算值对比图，如图18所示。
由图18可得，拟合后的有效加固深度计算结果与实测值的平均误差约为1.46%，在允许误差范围之内，验证了式（4）的可靠性，说明依据该公式可以对高速液压夯处理粉土地基的有效加固半径进行预测。
3. 结论
（1）夯击能和夯击次数是影响高速液压夯处理粉土地基效果的主要施工参数，夯后土体加固效果随夯击次数与夯击能的增加均呈线性增加趋势。对于本研究依托的改扩建公路粉土地基，采用高速液压夯处理时，选取110 kJ夯击能、点夯夯击次数40击，可对不同深度的土体进行有效加固。
（2）测斜监测数据表明，高速液压夯夯后土体侧向位移量随深度呈现抛物线变化趋势，各夯间距工况下土体侧向位移量在3～4 m埋深处达到峰值，夯点间距的变化对夯后土体侧向位移产生较明显的影响，高速液压夯处理粉土地基的最佳夯点间距为1.5 m。
（3）高速液压夯处理改扩建公路地基时宜采用总夯沉量进行止夯控制。综合考虑设备性能、施工效率及经济性，70，110，110（边沟），150 kJ工况对应的最优夯击次数分别为80，60，80，50击。
（4）综合现场试验数据与理论分析，高速液压夯技术加固粉土地基的最大有效加固深度约为6 m，最大有效加固半径约为1.6 m。
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表 1 试验点土质力学参数
土样名称 取土深度/m 含水率$ {w}_{0} $/% 湿密度$ {\rho }_{0} $/(g·cm−3) 孔隙比$ {e}_{0} $ 压缩系数a100-200/MPa−1 压缩模量$ E\mathrm{_s} $/MPa 渗透系数k/(cm·s−1) 低液限黏土 1.9～2.1 34.2 1.81 1.002 0.616 3.247 3.85×10−7 低液限黏土 3.1～3.3 41.9 1.78 1.184 0.542 4.025 1.12×10−4 低液限粉土 3.6～3.8 29.8 高液限黏土 5.3～5.5 43.2 1.82 1.168 0.513 4.239 1.60×10−6 高液限黏土 5.6～5.8 31.2 1.91 0.864 0.544 3.427 5.11×10−7 低液限粉土 7.4～7.6 27.5 1.97 0.765 0.108 16.305 1.93×10−5 粉土质砂 8.5～8.7 22.7 1.97 0.686 低液限黏土 10.8～11.0 28.2 1.94 0.796 0.161 11.028 8.87×10−6 低液限黏土 13.0～13.2 30.5 1.95 0.838 低液限黏土 14.8～15.0 24.0 2.03 0.652 0.228 7.221 8.56×10−7 低液限黏土 16.8～17.0 19.6 2.00 0.625 低液限粉土 19.6～19.8 18.1 2.02 0.575 0.083 18.575 8.47×10−5 
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表 2 高速液压夯加固范围试验设计
工况
（夯击能）夯点
型式夯点
间距/m夯点
布置夯击
次数夯击
遍数备注 70 kJ 点夯 3.2 正方形 40 2 连续夯击30次，
提锤1次110 kJ 点夯 3.2 正方形 40 2 150 kJ 点夯 3.2 正方形 40 2
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表 3 高速液压夯施工工艺试验设计
试验类型 工况 夯击能量/kJ 布置形式 夯点间距/m 夯击次数 夯击遍数 试验段长度/m 夯击能工艺试验 1-150 150 正方形，第二遍夯点位于第一遍夯点之间 3.2 60 2 20 1-110-80 110 80 1-110-60 110 60 1-70 70 80 夯间距工艺试验 2-150 150 正方形，第二遍夯点位于第一遍夯点之间 1.2 60 2 20 2-150 1.5 2-150 2.1
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表 4 不同深度处累计孔隙水压力值
测点埋深/m 累计孔隙水压力/kPa 10击 20击 30击 40击 4 18.10 38.25 56.06 68.61 5 16.06 26.28 32.41 39.41 6 9.34 16.93 21.61 24.23 7 4.09 8.47 12.26 16.06
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[1] 段凌云. 高速液压夯在高速公路改扩建项目中的应用研究[J]. 四川水泥,2019(12):122. (DUAN L Y. Application research of high speed hydraulic tamper in expressway reconstruction and expansion project[J]. Sichuan Cement,2019(12):122. (in Chinese)DUAN L Y. Application research of high speed hydraulic tamper in expressway reconstruction and expansion project[J]. Sichuan Cement, 2019（12）: 122. [2] 贾冬梅. 改扩建高速公路拓宽路基沉降规律分析[J]. 山西交通科技,2023(1):44-46. (JIA D M. Analysis of subsidence law of widened subgrade of reconstructed and expanded expressway[J]. Shanxi Science & Technology of Transportation,2023(1):44-46. (in Chinese)JIA D M. Analysis of subsidence law of widened subgrade of reconstructed and expanded expressway[J]. Shanxi Science & Technology of Transportation, 2023（1）: 44-46. (in Chinese) [3] BO M W, NA Y M, ARULRAJAH A, et al. Densification of granular soil by dynamic compaction[J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers-Ground Improvement,2009,162(3):121-132. doi: 10.1680/grim.2009.162.3.121 [4] LEONARDS G A, HOLTZ R D, CUTTER W A. Dynamic compaction of granular soils[J]. Journal of the Geotechnical Engineering Division,1980,106(1):35-44. doi: 10.1061/AJGEB6.0000914 [5] TANG K, YUAN H W, LV J X, et al. Research on the method for analyzing the degree of impact acceleration and compaction of the impact roller[J]. IEEE Access,2020,8:73588-73600. doi: 10.1109/ACCESS.2020.2983425 [6] 赵建忠. 公路路基施工中冲击碾压技术的应用[J]. 交通建设与管理,2023(3):148-149. (ZHAO J Z. Application of impact crushing technology in highway roadbed construction[J]. Transport Construction & Management,2023(3):148-149. (in Chinese)ZHAO J Z. Application of impact crushing technology in highway roadbed construction[J]. Transport Construction & Management, 2023（3）: 148-149. [7] 腊润涛, 张 荣. 强夯法处理湿陷性黄土地基的效果评价[J]. 公路,2020,65(1):54-57. (LA R T, ZHANG R. Evaluation of the effectiveness of strong ramming method in treating collapsible loess foundations[J]. Highway,2020,65(1):54-57. (in Chinese)LA R T, ZHANG R. Evaluation of the effectiveness of strong ramming method in treating collapsible loess foundations[J]. Highway, 2020, 65（1）: 54-57. [8] 曹 斌, 刘 岩. 高速液压夯实机在高速公路路基填筑中的应用[J]. 公路,2016,61(11):71-75. (CAO B, LIU Y. Application of high-speed hydraulic rammer in highway roadbed filling[J]. Highway,2016,61(11):71-75. (in Chinese)CAO B, LIU Y. Application of high-speed hydraulic rammer in highway roadbed filling[J]. Highway, 2016, 61（11）: 71-75. [9] 张凯乐. 高速夯实机在桥台背路基施工中的应用[J]. 交通世界,2022(27):75-77. (ZHANG K L. Application of high-speed rammer in the construction of bridge abutment backing roadbed[J]. TranspoWorld,2022(27):75-77. (in Chinese)ZHANG K L. Application of high-speed rammer in the construction of bridge abutment backing roadbed[J]. TranspoWorld, 2022（27）: 75-77. [10] 董宝志, 徐文涛, 徐 晓, 等. 14000 kN·m超高能级强夯处理晋南地区湿陷性黄土的效果分析[J]. 地基处理,2023,5(5):414-420. (DONG B Z, XU W T, XU X, et al. Effect of 14000 kN·m ultra-high energy level dynamic compaction on collapsible loess in southern Shanxi[J]. Journal of Ground Improvement,2023,5(5):414-420. (in Chinese)DONG B Z, XU W T, XU X, et al. Effect of 14000 kN·m ultra-high energy level dynamic compaction on collapsible loess in southern Shanxi[J]. Journal of Ground Improvement, 2023, 5（5）: 414-420. (in Chinese) [11] SIMPSON L A, JANG S T, RONAN C E, et al. Liquefaction potential mitigation using rapid impact compaction[M]//ZENG D, MANZARI M T, HILTUNEN D R. Geotechnical Earthquake Engineering and Soil Dynamics IV. Sacramento: ASCE, 2008: 1-10. [12] SUHENDRA A, FENDY. Rapid impact compaction method as an alternative ground improvement technology in infrastructure project[C]//IOP Conference Series: Earth and Environmental Science. IOP Publishing, 2023: 012012. [13] ADAM D, BRANDL H. Innovative dynamic compaction techniques & integrated compaction control methods[C]//Proceedings of the 17th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering. IOS Press, 2009: 2216-2219. [14] SERRIDGE C J, SYNAC O. Application of the Rapid Impact Compaction (RIC) technique for risk mitigation in problematic soils[C]//The 10th IAEG International Congress. Nottingham, 2006: 1-13. [15] ALLOUZI R, BODOUR W A L, ALKLOUB A, et al. Finite-element model to simulate ground-improvement technique of rapid impact compaction[J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers-Ground Improvement,2019,172(1):44-52. doi: 10.1680/jgrim.18.00057 [16] KRISTIANSEN H, DAVIES M. Ground improvement using rapid impact compaction[C]//13th World Conference on Earthquake Engineering. Vancouver: WCEE, 2004: 496. [17] MOHAMMED M M, HASHIM R, SALMAN A F. Effective improvement depth for ground treated with rapid impact compaction[J]. Scientific Research and Essays,2010,5(18):2686-2693. [18] TARAWNEH B, MATRAJI M. Ground improvement using rapid impact compaction: case study in Dubai[J]. Građevinar,2014,66(11):1007-1014. [19] GHANBARI E, HAMIDI A. Numerical modeling of rapid impact compaction in loose sands[J]. Geomechanics and Engineering,2014,6(5):487-502. doi: 10.12989/gae.2014.6.5.487 -
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