2015年中文第1期(111y)(copy)

Size: px

Start display at page:

Download "2015年中文第1期(111y)(copy)"

暗钭
7 years ago
Views:

1 基于抗浮稳定的盾构隧道合理覆土厚度研究 1,2 1,2 3 刘学彦, 袁大军, 姜曦 (1. 北京交通大学土木建筑工程学院, 北京 ;2. 北京交通大学隧道与地下工程教育部工程研究中心, 北京 ;3. 北京市市政工程设计研究总院, 北京 ) [ 摘要 ] 运用理论分析和数值计算相结合的方法, 分别从施工期和运营期角度提出了隧道抗浮稳定合理覆土厚度设定原则和理论计算方法 ; 对于隧道施工期, 考虑土体侧向摩阻力和管片环间摩阻力的影响等较为有利因素, 同时考虑未凝浆液的影响等不利因素, 建立了合理覆土厚度的理论计算公式 ; 对于隧道运营期, 建议只考虑隧道上覆土体自重进行抗浮, 对于存在洪水冲刷的隧道设计, 其上覆土体厚度还要加上设计冲刷深度 ; 为南京某在建隧道的纵断面设计提供了一定的参考, 同时也为其他过江海盾构隧道满足抗浮稳定的覆土厚度设定提供理论支持 [ 关键词 ] 抗浮安全 ; 隧道施工期 ; 隧道运营期 ; 覆土厚度 [ 中图分类号 ] TB532;U211.3 [ 文献标识码 ] A [ 文章编号 ] (2015) 前言随着地铁城际铁路城市快速通道的迅速发展, 修建过江越海隧道成为一种趋势在软土中修建过江越海隧道时, 一般使用盾构法由于受到地形和交通线路的影响, 一般要求覆土厚度尽可能薄但是, 过薄的覆土厚度往往使得隧道本身不能满足抗浮要求, 特别是断面较大的隧道, 抗浮要求与线型布局的矛盾更为突出因此, 需要研究满足工程抗浮需求的合理覆土厚度, 以便更好地服务于 [1] 实际工程 Palmer 等运用离心机试验和等尺寸试验研究了海底埋置管道的上浮阻力, 并基于图 1 所 [2] 示模型, 得出无量纲上浮阻力的表达式 White 等给出了图 1 所示模型的上浮阻力表达式 Cheuk [3] 等研究了砂土中管道上浮的力学机制, 并给出了 3 种土体变形模型这些研究给出了管道上浮的力学特性, 为隧道抗浮提供一定的参考而盾构隧道抗浮稳定性能研究成果较少, 但国内的一些 [4] 学者进行了研究叶飞等分析了隧道施工期上浮的原因, 指出管片上浮是由多种因素作用造成的, [5] 并重点研究了螺栓接头的抗浮效应杨方勤等进行了隧道模型上浮试验, 建立了动态浮力密度曲 [6] 线戴小平等考虑上覆土体和周围土体之间的摩阻力, 改进了最小埋深的计算方法而在隧道运营期, 隧道抗浮的影响因素较少, 但也要考虑洪水冲刷等因素的影响由于城市越江隧道刚刚兴起, 大断面过江隧道的抗浮安全设计尚无统一的标准, 考虑因素的种类和量值范围也没有定论因此, 分别考虑隧道施工期和运营期工况, 研究隧道的抗浮稳定, 建立不同的分析方法, 然后综合考虑选择合理覆土厚度, 显得尤为重要而直径 14 m 以上大盾构隧道的出现, 使得隧道抗浮安全尤 [ 收稿日期 ] [ 基金项目 ] 国家自然科学基金资助项目 ( , ) [ 作者简介 ] 袁大军,1961 年出生, 男, 辽宁本溪市人, 教授, 博导, 主要从事盾构隧道方面的研究工作 ; yuandj603@163.com 88 中国工程科学

2 为突出所以本文选择直径为 14.5 m 的南京某在隧道自重半径土体容重已知因此可以求出隧建隧道作为分析对象以使理论更好地用于实际道抗浮稳定所需上覆土体压力为 P 0 =(F fu - G -(2 - π/2) R2 γ )/2R 2 隧道上覆土体土压力按照太沙基理论土条法[7] 进行分析并考虑土体侧向剪切阻力作用力学模型如图 3 所示其微分方程为 σ v 2R =(σ v - dσ v) 2R + γ dz 2R +2 (c + Kγ z tan φ) dz 3 边界条件为 z = d σ v = P 0 z = 0 σ v = 0 式 3 中 K 为土体侧压力系数 K = 1 - sin φ c 为图1 Fig. 1 2 土体粘聚力 φ 为土体摩擦角竖向剪切带模型 Vertical shear zone model 隧道抗浮计算的力学模型 2.1 隧道抗浮计算的一般力学模型盾构隧道开挖后受到周围土水压力管片自重上覆土重同步注浆浆液压力的共同作用会产图3 生不同的力学反应当管片受到向上的力较大时 Fig. 3 隧道将发生上浮假设单位长度上管片所受浮力为 F fu 隧道自重为 G 隧道半径为 R 覆土厚度为 d 土体浮容重为 γ 建立力学模型如图 2 所示土压力计算模型 Mechanical model of earth pressure 由式 3 进行积分得出最小覆土厚度 d 的解答为 d= 2.2 (Rγ + c)2 + 2Rγ K tan φp 0 -(Rγ + c) 4 Kγ tan φ 施工期隧道抗浮计算的力学模型在隧道施工期盾构开挖后为保证管片拼装后的盾尾建筑间隙及时填充将进行一定压力的同步注浆而未凝浆液将产生更大的浮力常常引起管片的局部上浮导致管片拼装困难盾构姿态恶化为防止管片的局部上浮需要适当的覆土厚度来满足隧道管片抗浮的力学条件由于未凝浆液只作用于局部管片管片环之间的环间摩擦力将发挥作用考虑管片环之间只发生变形趋势环间摩图 2 隧道抗浮计算力学模型 Fig. 2 Mechanical model of anti-buoyancy property for tunnel 擦力由螺栓预紧力提供如图 4 所示则提供的摩阻力平均到单位长度上为 S = μn i /B n 假设上覆土对下方土体和隧道压力为 P 0 若隧道满足抗浮力学稳定则有 P 0 2R + G +(2 - π/2) R2 γ - F fu = 0 1 隧道所受浮力由液体密度和隧道半径决定而 i=1 5 式 5 中 n 为一环管片环间纵向螺栓的数量 N i 为每个纵向螺栓施加的预紧力 μ 为管片环间的摩擦系数 B 为管片环宽度 2015 年第 17 卷第 1 期 89

3 同步注浆浆液密度为 17~20 kn/m3 [10] 结合工程经验考虑同步注浆系统的输送能力和浆液的填充效果取浆液容重为 18 kn/m3 施工期考虑浆液未凝工况并考虑螺栓预紧力的影响将参数代入式 6 和式 7 得施工期满足抗浮要求的覆土厚度为 m 运营期考虑水浮力并不再考虑螺栓预紧力的影响考虑到内部铺装运营维护时可能拆除计算时不再考虑其重量图 4 局部管片上浮时受到摩阻力示意图 Fig. 4 作为安全储备将参数代入式 8 和式 9 得运营 Frictional resistance due to buoyancy of 期满足抗浮要求的覆土厚度为 6.4 m 运用隧道抗 partial segments 浮计算一般力学模型即考虑上覆土体侧向摩阻力的影响运营期满足抗浮要求的覆土厚度为 5.19 m 此时单位长度管片浮力作用在土柱底部的线荷载 P s 计算式见式 6 F m - G -(2 - π/2)r2 γ - μn i /B n Ps = 3.1 i=1 6 2R 其中 F m 为单位长度管片所受未凝浆液浮力因此施工期隧道抗浮稳定的覆土厚度为 2.3 (Rγ + c)2 + 2Rγ K tan φp s -(Rγ + c) ds = 7 Kγ tan φ 运营期隧道抗浮计算的力学模型对于隧道运营期抗浮计算由于设计年限较长土体蠕变和长期不确定性因素较多对隧道抗浮性能的有利因素如土体侧向摩阻力建议不再考虑只运用隧道上方土体自重进行抗浮计算在隧道运营期纵向受力较为均匀不再考虑螺栓预紧力的影响考虑到内部铺装运营维护时可能拆除计算时不再考虑其重量作为安全储备则运营期抗浮最小覆土厚度 d y 为 d y = P y /γ 8 其中 P y 为运营期单位长度管片浮力作用在土柱底部的线荷载 P y =(F w - G -(2 - π/2) R2 γ )/2R 3 隧道抗浮安全的数值计算分析运营期隧道抗浮安全数值分析为了验证理论分析的合理性同时分析隧道上浮过程中土体的变形特性运用可以考虑大变形的 FLAC3D 有限差分程序考虑流固耦合建立数值模型由于施工期和运营期的抗浮要求有着不同的特点需要建立不同模型进行分析运营期隧道纵向各段受力相对均匀选取隧道长度 100 m 进行分析建立模型如图 5 所示为使计算结果具有对比性使用参数与理论计算保持一致其余计算参数见表 1 从图 6 可以看出随着覆土厚度的减少隧道上部土体的塑性区逐步发展当覆土厚度为 6 m 时其塑性区已经贯通而其位移云图也显示隧道上部土体的位移已达 0.16 m 发生了较大的变形如图 7 所示与仅利用上覆土体自重进行抗浮计算得出的覆土厚度为 6.40 m 较为一致而使用考虑土体摩阻力的抗浮计算公式得出的覆土厚度偏于危险 9 其中 F w 为运营期管片所受水浮力 2.4 隧道抗浮合理覆土厚度理论分析假设隧道直径为 14.5 m 管片外径为 7.25 m 内径为 6.65 m 管片容重为 26.0 kn/m3 管片环宽为 2 m 螺栓预紧力为 30 kn 单环纵向螺栓数量 58 个环间铺设有橡胶防水胶条混凝土间摩擦系数平均值为 0.31[8] 而橡胶与混凝土之间的摩擦系数远高于此 [9] 保守取环间摩擦系数为 0.31 上覆土体容重为 18.4 kn/m3 摩擦角为 15 粘聚力为 10 kpa 90 中国工程科学图5 模型尺寸示意图 Fig. 5 Size of three-dimensional model

4 表1 Table 1 构管片上管片拖出盾尾后受到未凝浆液的影响模型计算用地层参数 Strata parameters for model calculation 上浮趋势较大取同步注浆浆液密度为 18 kn/m3 材料容重 /(kn m-3) 摩擦角 /( ) 粘聚力 /kpa 弹性模量 /MPa 松比 μ 隧道长度为 100 m 建立模型如图 4 所示而在管土体时浆液与管片结为一体将受到水浮力和地层压管片力的作用保守分析时仅考虑水浮力的作用因 3.2 片拼装一段时间后浆液将发生固结或凝结这此在不同的时期随着浆液形态的改变隧道管片施工期隧道抗浮安全数值分析的受力形式也发生改变为使分析具有一定的代隧道施工期管片拼装后较短的时间内同步表性考虑浆液全凝 10 m 浆液未凝 20 m 浆液未凝注浆使得浆液成为地层与管片之间的柔软介质工况进行分析水土压力通过浆液应力重分布后均匀地作用在盾图 6 不同覆土厚度三维隧道模型上部土体塑性区开展 Fig. 6 Development of soil plastic zone around tunnel with different depth of earth cover for three-dimensional model 图7 覆土 6 m 时隧道上部土体位移云图单位 m Fig. 7 tunnel with 6 m earth cover (unit m) 由于未凝浆液容重比水容重大的多所产生的图 8 浆液浮力等效荷载示意图 Fig. 8 Equivalent loads of mortar buoyancy diagram 则 q sin θdθ = q e sin θdθ 10 q = a - R (sin θ - 1) (γ s - γ w) 11 浮力也相应增加为建模的统一性把未凝浆液的浮力作用分为两部分 a.与水浮力等同部分 b.超出水浮力部分其中超出水浮力部分作为等效荷载同时由于从管片内部施加如图 8 所示图 8 中 γ s 为浆液容重 γ q 为等效容重 γ w 为水容重 R 为管片外径 r 0 为管片厚度图 8 左侧图受压力为 q 内部等效压力为 q e θ 为压力方向与 x 轴夹角 2π 0 0 q e = a - R (sin θ - 1) (γ q - γ w) 12 q sin θ dθ =(γ - γ ) π R 13 所以隧道所受上浮力或等效上浮力为 2π 所示 a 为隧道上方所受浆液压力图 8 右侧图所示 a 为隧道下方所受等效荷载压力假设管片外部所 2π q 0 2π 0 e s w 2 sin θ dθ =(γ q - γ w) π (R - r 0) 年第 17 卷第 1 期 14 91

5 因此可得 γ q =(γ s - γ w) R2 /(R - r 0)2 + γ w 15 由公式 13 和公式(14)知 a 值的变化对隧道上浮力的贡献为零隧道上浮力只与浆液密度有关也就是说盾构开挖后由于未凝浆液的作用隧道外围的水土压力无论怎么变化其对隧道上浮的贡献是一样的与埋深无关表现为浆液的浮力当浆液容重为 18 kn/m3 时等效容重为 19.5 kn/m3 由于浆液所占体积较小不再考虑浆液的体积图 m 未凝浆液 16 m 覆土隧道周边土体竖向位移单位 m Fig. 10 tunnel with 16 m earth cover and 20 m 浆液全凝条件下由于无局部浆液浮力的影 uncondensed mortar(unit m) 响其力学模型实际上为运营期隧道受力模型隧道在覆土厚度为 6 m 时出现塑性区贯通如图 6 所示考虑未凝浆液浮力作用时环间摩阻力对阻止隧道局部上浮起到一定作用表现为受浆液浮力管片区上浮较大而远离浆液浮力区其上浮位移逐渐减小而非突然减小如图 9 所示图示为断面 AA 和断面 B-B 的组合未凝浆液浮力越大环间摩阻力对阻止隧道局部上浮的作用越大表现为隧道上方土体位移梯度增大如图 9 和图 10 所示随着覆土厚度的减小未受未凝浆液局部浮力端的自稳能力变差其提供的环间摩阻力变小隧道上方土体均发生较大上浮位移梯度减小如图 10 和图 11 所示图 m 未凝浆液 10 m 覆土隧道周边土体竖向位移单位 m Fig. 11 tunnel with 10 m earth cover and 20 m uncondensed mortar (unit m) 由于 20 m 长度对于大直径隧道相当于 10 环或者盾构机一天的掘进长度在一天的时间内浆液已发生部分凝结 [11] 或完成主固结 [12] 其浮力作用渐渐与水相同因此可以把 20 m 未凝浆液作为上浮计算的极限工况参考当覆土厚度为 12 m 时其隧道上方地表最大上浮量已达 0.14 m 如图 12 和图 13 所示而隧道下方出现拉剪塑性区如图 14 所示于是可以判断隧道上浮量超出了土体的弹性变形极限所以考虑图9 10 m 未凝浆液 16 m 覆土隧道周边土体竖向位移单位 m Fig. 9 tunnel with 16 m earth cover and 10 m uncondensed mortar (unit m) 92 中国工程科学土体变形影响施工期其最小覆土厚度确定为 12 m 与理论计算值 m 基本一致验证了理论分析的可靠性和实用性

6 土体自重进行抗浮计算若隧道位于陆地或海洋下方隧道上方土体不考虑洪水冲刷的影响则运营期抗浮最小覆土厚度 d y 为 d y = P y /γ 16 P y =(F w - G -(2 - π/2) R2 γ )/2R 17 其中 P y 为运营期单位长度管片浮力作用在土柱底部的线荷载图 m 未凝浆液 12 m 覆土隧道周边土体其中 F w 为运营期管片所受水浮力竖向位移单位 m Fig. 12 tunnel with 12 m earth cover and 20 m uncondensed 若隧道位于江河下方隧道上方考虑洪水冲刷的影响则运营抗浮最小覆土厚度 d yh 为 d yh = P y /γ + h 0 mortar (unit m) 18 隧道施工期过程相对短暂可以考虑土体侧向摩阻力和管片环间摩阻力的影响等较为有利因素但是也要同时考虑未凝浆液的影响等不利因素则施工期抗浮最小覆土厚度 d s 为 ds = (Rγ + c)2 + 2Rγ K tan φp s -(Rγ + c) Kγ tan φ 19 其中 P s 为施工期单位长度管片浮力作用在土图 m 未凝浆液 12 m 覆土隧道上方地表隆起分布 Fig. 13 柱底部的线荷载 F m - G -(2 - π/2)r2 γ - μn i /B n Upheaval of ground surface above tunnel with Ps = i=1 20 2R 其中 F m 为单位长度管片所受未凝浆液浮力 12 m earth cover and 20 m uncondensed mortar 在隧道施工期间盾构开挖产生的建筑间隙注浆效果等也是隧道上浮的主要因素而隧道施工期的最小覆土厚度是满足隧道抗浮稳定的力学条件即是必要条件若隧道施工期不满足最小覆土厚度要求则隧道一定上浮当隧道设定覆土厚度满足最小覆土厚度要求时也要保证盾构开挖产图 14 Fig m 未凝浆液 12 m 覆土隧道周边塑性区分布 Soil plastic zone around tunnel with 12 m earth cover and 20 m uncondensed mortar 生的建筑间隙及时填充并稳定才能使隧道管片不发生上浮 5 隧道抗浮稳定的覆土厚度确定考虑地铁输水城际铁路和城市快速通道等 4 讨论对于隧道运营期抗浮计算由于隧道内铺装荷载有可能在隧道检修时拆除所以分析时未考虑隧道内铺装荷载在隧道设计条件苛刻情况下可以考虑隧道内铺装荷载但是隧道检修时隧道内荷载不宜减少对于土体性能对隧道抗浮性能的贡献如土体侧向摩阻力由于土体蠕变和长期不确定性因素的影响建议不再考虑只运用隧道上方不同用途选择盾构隧道直径大小为 6~15 m 作为研究对象取管片重度 26 kn/m3 浆液重度 18 kn/m3 水的重度 10 kn/m3 环间摩擦系数为 0.31 螺栓预紧力为 30 kn 隧道直径为 15 m 时选择管片厚度 0.6 m 环宽 2.0 m 纵向连接螺栓 58 个隧道直径为 6 m 时选择管片厚度 0.3 m 环宽 1.2 m 纵向连接螺栓 16 个其他直径使用内插法确定计算使用土体参数如表 1 所示代入式 16 至式 20 进行计算分析结果如图 15 所示 2015 年第 17 卷第 1 期 93

7 6 结语图 15 不同直径隧道抗浮安全所需覆土厚度 Fig. 15 Depth of earth cover required for anti-buoyancy security of tunnel with different diameters 从图 15 可以看出, 随着隧道直径的增大, 其满足抗浮稳定的覆土厚度越来越大满足运营期抗浮稳定要求的覆土厚度基本为 0.5D(D 为隧道直径 ); 而满足施工期抗浮稳定的覆土厚度则随着隧道直径的增大逐渐增大, 从开始的 0.5D 逐渐接近于隧道直径所要指出的是, 图 15 是在直径变化而其他所有条件不变的情况下计算出的覆土厚度其计算值可以作为定性分析, 比如施工期隧道稳定比运营期隧道稳定需要的覆土厚度要大而要定量分析, 还需要结合具体的地质地形和水文条件同时维持隧道抗浮安全需要的覆土厚度设定需要注意以下几点 1) 在许可条件下, 隧道抗浮稳定覆土厚度设定要同时考虑施工期抗浮稳定和运营期抗浮稳定洪水冲刷等因素综合设定, 设定值取其中较大者隧道抗浮设计时, 一般应满足公式 (16) 至公式 (20) 2) 在苛刻条件下, 隧道抗浮稳定覆土厚度设定也必须满足洪水冲刷条件下 ( 有则必须考虑 ) 运营期抗浮稳定施工期抗浮稳定则可运用施工荷载进行平衡 3) 存在始发竖井风井等结构物条件下, 隧道覆土厚度可适当降低 4) 特殊条件下, 如浅覆土段很短, 隧道上方有其他构筑物等则应进行专门研究对于隧道抗浮稳定性较差者, 可以局部增加覆土厚度改良土体或采用内部压重等方法进行研究分析后加以运用本文从施工期和运营期角度, 在理论分析的基础上, 针对隧道抗浮安全的覆土厚度进行了数值对比分析, 验证了理论计算公式的可行性和适用性, 并得出了以下结论 1) 对于隧道施工期, 考虑土体侧向摩阻力和管片环间摩阻力的影响等较为有利因素, 同时考虑未凝浆液的影响等不利因素, 建立了理论计算公式 2) 满足隧道施工期抗浮稳定的覆土厚度设定, 只是保证隧道施工期抗浮稳定的力学条件, 要使施工期隧道不发生上浮则还要保证盾构开挖产生的建筑间隙及时填充并稳定 3) 对于隧道运营期, 由于土体蠕变和长期不确定性因素的影响, 建议只考虑隧道上覆土体自重进行抗浮计算 4) 分别从施工期和运营期角度提出了隧道抗浮稳定合理覆土厚度设定原则和理论计算方法, 并运用数值分析进行了验证可以为盾构隧道满足抗浮稳定的覆土厚度设定提供理论支持 5) 需要指出的是, 隧道抗浮稳定只是盾构隧道覆土厚度设定关键条件之一, 其他影响覆土厚度设定的关键条件还包括盾构掘进等参考文献 [1] Palmer A C,White D J,Baumgard A J,et al. Uplift resistance of buried submarine pipelines:comparison between centrifuge modelling and full-scale tests[j]. Ge otechnique,2003,53(10): [2] White D J,Cheuk C Y,Bolton M D. The uplift resistance of pipes and plate anchors buried in sand[j]. Ge otechnique,2003, 58(10): [3] Cheuk C Y,White D J,Bolton M D. Uplift mechanisms of pipes buried in sand[j]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2008,134(2): [4] 叶飞, 朱合华, 丁文其. 考虑管片环间接头效应的盾构隧道抗浮计算与控制分析 [J]. 中国公路学报,2008,21(3): [5] 杨方勤, 段创峰, 吴华柒, 等. 上海长江隧道抗浮模型试验与理论研究 [J]. 地下空间与工程学报,2010,6(3): [6] 戴小平, 郭涛, 秦建设. 盾构机穿越江河浅覆土层最小埋深的研究 [J]. 岩土力学,2004,27(5): [7] 陈若曦, 朱斌, 陈云敏, 等. 基于主应力轴旋转理论的修正 Terzaghi 松动土压力 [J]. 岩土力学,2010,31(5): [8] 冯忠居, 任文峰, 谢富贵, 等. 公路路基特长箱涵顶进模拟试验 [J]. 交通运输工程学报,2007,7(4): [9] 王可良, 刘玲, 隋同波, 等. 坝体岩基 - 橡胶粉改性混凝土现场抗剪 ( 断 ) 试验研究 [J]. 岩土力学,2011,32(3): [10] 赵天石. 泥水盾构同步注浆浆液试验及应用技术研究 [D]. 上 94 中国工程科学

8 海 : 同济大学,2008. [11] 钟小春, 左佳, 刘泉维, 等. 地层中粉细砂在盾构壁后注浆中的再利用研究 [J]. 岩土力学,2008,29( 增 ): [12] 苏万鑫, 谢康和. 非饱和土一维固结混合流体方法的解析分析 [J]. 岩土力学,2010,31(8): Research on depth of earth cover for shield tunnel anti-buoyancy security Liu Xueyan 1,2,Yuan Dajun 1,2,Jiang Xi 3 (1. School of Civil Engineering,Beijing Jiaotong University,Beijing ,China;2. Tunnel and Underground Engineering Research Center of Ministry of Education,Beijing Jiaotong University,Beijing , China;3. Beijing General Municipal Engineering Design & Research Institute,Beijing ,China) [Abstract] The depth of earth cover for tunnel anti-buoyancy security during construction and operation was analyzed in this paper with theoretical and numerical methods. The principles and theoretical analysis methods were proposed for it. The formula of depth of earth cover for antibuoyancy security of tunnel during construction was given for the first time. It involves the unfavorable factors,such as uncondensed mortar,the favorable factors,such as resistances of soil and segments. The weight of earth cover for tunnel was suggested to consider as unique factor for tunnel security during operation. The eroded depth for design should be considered for tunnel influenced by floods. It has provided some references for longitudinal section design of the tunnel in construction under the Yangzi River in Nanjing. And it also provided theoretical foundation for the set depth of earth cover for anti- buoyancy security of other shield tunnels under river or sea. [Key words] anti- buoyancy security;tunnel construction period;tunnel operation period; depth of earth cover 2015 年第 17 卷第 1 期 95

01-0982.doc

01-0982.doc 第 32 卷第 7 期岩土工程学报 Vol.32 No.7 2010 年 7 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering July 2010 沿海碎石回填地基上高能级强夯系列试验对比研究年廷凯 1,2, 水伟厚 3, 李鸿江 4, 杨庆 1,2, 王玉立 (1. 大连理工