0.   引言

堰塞坝是中国西南片区的重大地质灾害，由滑坡、崩塌、泥石流、碎屑流等^[1-2]形成。中国学者提出对于堰塞坝应有一分为二的看法：对于具有来水条件和溃坝风险的危型堰塞坝应及时采取应急处理措施^[3-5]；对于近期来水情况下，堰塞体短期内整体稳定性不存在问题，可开展堰塞坝开发利用的评估与设计，达到“变废为宝”的效果^[6-7]。

堰塞坝开发利用的关键之一是堰塞体的加固处理，加固后的堰塞体必须具备足够的强度、防渗性能等要求。何宁等^[8]指出堰塞坝的加固和开发应从环境、社会、经济3方面进行评估，建议采用密实加固、防渗加固、堰塞体加固与堰塞湖开发利用的衔接技术进行加固和开发。堰塞坝场地形成后，对其进行开发利用，首先需要对其进行浅层密实加固，为后期防渗加固和深层加固中施工机械进场和施工工作面奠定基础^{[6, 8]}。只有解决堰塞坝料密实度较低的问题，防渗加固才能取得较好的效果，堰塞坝的治理及就地开发工程才能正常运行。例如台湾省的集集堰塞坝治理工程^[9]，对堰塞坝坡顶进行碾压密实后，后续的治理工作才得以顺利开展。然而目前，堰塞坝料的密实加固的相关研究尚未见报道，导致堰塞坝的开发利用工程在浅层密实加固阶段缺乏相关理论指导。堰塞坝料是一种松散宽级配材料，其主要由块石及碎石土等组成，相较传统工程材料具有整体松散、局部架空等特性，因此针对堰塞坝料可采用动力加固方法进行密实，提高其强度。

强夯法是一种常用的地基处理方法，具有造价低、施工设备简单、施工速度快等突出优势，被广泛应用于地基加固^[10]。近年来，室内模型试验由于其成本低，可重复性高的优势而被广泛使用于研究强夯加固过程中的能量消耗^[11]、加固深度^[12]以及密实机理^[13]等。但是大多研究针对黄土、砂土、粉土等细颗粒土体^[11-14]。张清峰等^[15-16]、高政国等^[17]研究了煤矸石地基和级配碎石填筑体的强夯动力响应特性。

综上所述，现有强夯加固效果的研究主要集中于细粒土，针对松散宽级配堰塞坝料的强夯室内模型试验尚未见报道。本文基于相似定律，设计了不同能级的堰塞坝料强夯模型试验，综合宏-细观分析手段，对强夯冲击堰塞坝料的动应力发展传播规律、变形特性、颗粒破碎、加固效果等进行系统研究，以期为堰塞坝料的密实加固提供理论依据和技术支撑，完善堰塞坝的加固及就地开发利用理论。

1.   模型试验设计

1.1   模型相似比设计

基于相似定律^{[12, 17-18]}进行了堰塞坝料强夯模型试验的设计，包括以下相似条件：①模型与原型几何相似；②模型与原型系统应是属于同一种性质的相似现象，可用同一个微分方程描述；③模型与原型的同类物理参数成比例，且比例为常数；④模型与原型的初始条件与边界条件相似。同时根据工程开发需求和试验要求，确定各参数关系如下：

式中：E为单击的夯击能；M为夯锤质量；h为落距；N为夯击次数；D为夯锤直径；w为土的含水率；${\gamma _{\text{d}}}$为干重度；H为有效加固深度。以G（G=Mg）和落距h为独立物理量，根据${\text{π }}$定理对其它物理量进行量纲分析，得到无量纲方程为

得到各相似指标关系：

本次模型试验中，根据试验目的、试验材料的颗粒级配，进行了一些针对性的物理量假定，认为模型和原型中堰塞坝料的重度和压缩模量参数保持不变，即$ {C_{{\gamma _\text{d}}}} $=1。

1.2   模型试验方案

根据式（3）可知，只要确定夯锤落距的相似系数C_h，其他的相似系数也能从式中求出，这样就可以保证模型与原型的相似。考虑到模型试验箱的尺寸应大于夯锤直径的5倍，确定落距的相似系数C_h=12，重度的相似系数$ {C_{{\gamma _\text{d}}}} $=1，各相似比如表 1所示。

表  1  各相似系数

Table  1.  Similarity coefficients

相似 系数	$ {C}_\text{G}=\frac{{G}_{原型}}{{G}_{模型}} $	$ {C}_\text{D}=\frac{{D}_{原型}}{{D}_{模型}} $	$ {C}_\text{h}=\frac{{h}_{原型}}{{h}_{模型}} $	$ {C}_\text{E}=\frac{{E}_{原型}}{{E}_{模型}} $	$ {C}_{{\gamma }_\text{d}}=\frac{{\gamma }_\text{d}{}_{原型}}{{\gamma }_\text{d}{}_{模型}} $
数值	1728	12	12	20736	1

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采用以上相似比例系数，设计4种不同能级的堰塞坝料强夯冲击半模试验。对应的原型夯击能分别为2000，4000，6000，8000 kN•m，强夯参数模型与原型对照如表 2所示。为更好指导实际工程，本文所有试验结果均根据相似系数折算成原型。

表  2  1︰12相似系数下强夯原型与模型参数对照

Table  2.  Prototype and model parameters of dynamic compaction under similarity coefficient of 1︰12

序号	参数	锤重/ kg	落距/ m	夯击能/ (kN·m)
1	原型	8640	11.58	2000
	模型（半模）	5	0.965	0.0965
2	原型	17280	11.58	4000
	模型（半模）	10	0.965	0.192
3	原型	25920	11.58	6000
	模型（半模）	15	0.965	0.288
4	原型	34560	11.58	8000
	模型（半模）	20	0.965	0.384

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1.3   模型试验装置

堰塞坝料的强夯模型试验装置示意图如图 1所示，其由模型箱、冲击支架、夯锤、图像采集装置、传感器及多通道动态信号测试分析仪等组成。

图  1  模型装置示意图

Figure  1.  Schematic diagram of model devices

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模型箱采用钢板制作，其尺寸为100 cm×50 cm×100 cm（长×宽×高）。模型箱各面采用螺栓连结并在外围用12根5 cm×5 cm的角钢焊接加固，模型箱上表面每隔5 cm开有直径1 cm的小孔，便于后期架设静力触探仪器。模型箱正面为透明有机玻璃，其表面按照5 cm间距用黑色水性笔进行网格划分，便于图像采集标点。模型箱内部填有85 cm厚度的试验材料。

为确保半模试验中夯锤及地基能量传递的对称性，试验中夯锤为半圆形，直径为20 cm，夯锤落点位于模型箱中心，贴近有机玻璃面，距模型箱两边相同距离（图 1（b））。模型正面有机玻璃板具有一定厚度，在夯击过程中没有侧向变形，进而保证了半摸试验的对称边界条件。同时箱体两侧及背面贴有5 mm的泡沫材料，可有效避免冲击过程中的波反射。

冲击支架的高度为3.5 m，宽度为2 m，顶端安装电动卷线器，卷线器尾端连接有电磁铁，用于吸附夯锤。龙门架顶端中心安装一个竖直导轨，导轨上接有滑车，用于确保夯锤冲击点固定并调节落距。试验中分别采用5，10，15，20 kg4种夯锤，夯锤在脱钩后沿着导轨下落。为减小导轨和夯锤之间的摩擦，导轨由石墨制成并在每次试验前涂抹薄层机油，可将夯锤的摩擦耗能控制在5%以内。

1.4   材料及制备

本次模型试验的堰塞坝料取自西藏波密易贡大滑坡旧址，为滑坡后残存的堆积体。对现场取样获取的易贡堰塞坝料进行了筛分试验、密度及含水率测试等，其级配曲线及基本性质见表 3所示，根据《土的工程分类》^[19]，现场取样堰塞坝料为级配良好砾。

表  3  易贡堰塞坝料基本性质

Table  3.  Basic properties of landslide dam materials for Yigong landslide dam

天然干密度/ (g·cm-3)	天然含水率/ %	d50/ mm	Cu	Cs
1.81	6	4.18	20.7	2.0

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考虑到堰塞坝料的宽级配特性及模型试验的尺寸效应，参照粗粒土三轴试验和模型试验的缩尺试验方法^[20-21]，将试验材料的最大粒径控制为20 mm，采用等量替代的方法，保持颗粒粒径小于5 mm的含量不变，将大于2 cm的超径粒径用5~20 mm粒径土体按比例等质量替换，缩尺后的堰塞坝料级配如图 2所示。

图  2  模型试验堰塞坝料的级配曲线

Figure  2.  Grain-size distribution curves of landslide dam materials

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试验前采用落雨法对堰塞坝料密度与落雨距离的关系进行了标定，确定试验落雨高度为10 cm。该落距便于试验过程中操作，同时制备的堰塞坝料干密度为1.81 g/cm³，与实际天然堆积情况下松散堰塞坝料的干密度一致。

1.5   量测设备

动应力的量测采用微型动态应变式土压力盒，由于堰塞坝料的粒度分布范围较广，要求土压力盒直径尽可能大，使得土压力盒的直径应大于堰塞坝料的最大直径，并在土压盒的周围采用细砂保护。预试验结果表明：小直径土压力盒在强夯作用下易发生翻转，导致测试的动应力结果波动较大。为此，确定的土压力盒的尺寸为φ28 mm×9 mm。土压力盒的布置位置如图 1所示，在模型堰塞体深度15，25，35，45，55，65 cm共布置15个土压力盒。夯锤冲击过程中地基的动应力数据由DH5922D动态信号测试分析系统根据土压力盒应变数据，结合其刚度自动转换得到，采集频率为256 kHz，一般认为夯锤在夯击瞬间与地基的接触时间为几十至几百毫秒，因此该频率范围能够准确监测夯击后堰塞坝料的动应力变化情况。

图形测试系统由照明装置和相机组成。相机主要用于记录冲击前后彩砂的位置情况，将图片导入Getdata软件中，以土体表面为x轴，垂直土体表面方向为y轴，通过提取彩砂所在位置的坐标建立位移场，对比夯击前后不同深度处彩砂的位置变化，从而获得模型内部的位移变形。由于冲击过程短暂，整个过程持续不超过0.5 s，选用PowerShot G5 X相机，该相机的图像采集速度30次/秒，单次图像采集像素达到2000万，可通过蓝牙将图像上传至计算机。照明装置采用LED聚光灯。

试验后采用CLD-3型静力触探机对堰塞坝料进行静力触探试验，试验仪器额定贯入力为30 kN，整机各部件重量只有60 kg，体积小、安装方便、工作效率高，探头面积为5 cm²，通过机械传动将探头匀速地压入地基中，获取锥尖阻力的变化。

1.6   试验流程

堰塞坝料室内强夯试验流程如下：①对堰塞坝料进行筛分，按照粒径分为8个粒组，每次取样前根据级配数据取样混合配置相应的材料。②分8层向模型箱中装入0.8 m高度的试样，每层土样10 cm高，且每一层土样中间需铺设一层2~3 mm厚的彩砂，用于观察夯击后内部土体的位移变化。③在装样过程中进行传感器的布置。④装样完成后静置一段时间。⑤使夯锤与电葫芦上的电磁铁连接并将夯锤沿导轨吊至预定高度；待夯锤稳定后断开电磁铁电源，夯锤沿导轨垂直落下冲击土体。⑥用直尺测量夯坑最深位置至土层表面的距离，作为夯沉量；采集土压力盒、夯加速度传感器数据，拍摄彩色砂位置、夯坑情况的照片；夯击满足设定次数后，停止夯击。⑦夯击试验结束后，采用静力触探试验测试堰塞坝料的加固效果。⑧冲击结束后，取夯坑正下方长0.2 m，宽0.1 m的矩形范围内土体进行级配分析，并与原级配进行比较。

2.   试验结果与分析

2.1   动应力发展及传播规律

（1）动应力峰值随夯击次数的发展规律

强夯冲击后堰塞坝料不同深度处的动应力峰值与夯击次数变化关系如图 3（a），3（b）所示。从图 3中可知，对于不同深度，随着夯击次数增大，动应力峰值逐渐增长，这一结果与砂土地基和煤矸石地基的强夯规律一致^[15]。随着单点夯击次数增大，土体密实度提高，动应力峰值不断增大。但相比于煤矸石地基，堰塞坝料地基动应力峰值稳定所需的单点夯击次数较高，为15~16次。

图  3  堰塞坝料及砂土强夯试验不同深度处动应力峰值随夯击次数变化

Figure  3.  Variation of peak dynamic stresses at depths of 3 and 4.2 m in dynamic compaction tests on landslide dam materials and sandy soil with tamping times

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同时根据试验结果可知，堰塞坝料的动应力随夯击次数整体呈现增长趋势，但是动应力数值出现了一定波动，这与砂土强夯的动应力发展规律有一定区别（图 3（c））。这主要是由于易贡堰塞坝料整体松散级配较宽，颗粒间咬合并不紧密，在冲击力作用下颗粒易错动并重新排列，同时坝料风化严重，在强夯能量作用下，颗粒发生了破碎（见2.4节），导致土体孔隙变化，因此动应力有所下降，但随后破碎颗粒在冲击力作用下逐渐填充至粗颗粒形成的孔隙中，使得地基更为密实，动应力随之提高。

（2）动应力峰值随深度的传播规律

夯击能为4000，6000，8000 kN·m时，动土应力峰值随深度的变化曲线分别如图 4所示。从图 4中可知，除了极少数据外，同一夯击次数下动土应力峰值基本随着深度增加而减小，这表明强夯冲击能随深度具有较大的耗散。夯击能为6000 kN·m时，动土应力在深度5.4 m范围内快速衰减，5.4 m深度处的动应力峰值仅有1.8 m深度处的25%~35%；6.6~7.8 m深度动应力峰值小幅度下降，相较1.8 m深度处，数值已衰减超过90%，可认为该能级的加固深度约为5.4~6.6 m。当夯击能进一步提高到8000 kN•m时，地基中动应力峰值进一步增大，但不同深度动应力峰值仍随深度明显衰减。

图  4  动应力峰值随深度的衰减规律曲线

Figure  4.  Attenuation curves of peak dynamic stress with depth

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值得注意的是，当强夯能级提高（8000 kN·m）且夯击次数较大时，表层3 m深度的动应力衰减并不明显。这是因为强夯能量的传递是从表层地基逐渐发展到深层地基，前期加固效果主要集中于表层土体。随着夯击能和夯击次数增大，表层土体的密实度趋于稳定值，冲击能量产生的压缩变形逐渐减小。此后强夯能量逐渐传递至深层。因此越靠近地基表面，强夯后期动应力数值变化较小。

2.2   强夯后地基变形特性

（1）表面变形

在不同夯击能量作用下，堰塞坝料夯坑深度与夯击次数的关系如图 5所示。

图  5  夯坑深度随夯击次数变化关系

Figure  5.  Relationship between tamping depth and times

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由图 5可知，连续夯击时，前3击的夯沉量较大，3次夯击后夯坑深度为0.3~0.85 m，此后夯坑深度的增加随夯击次数的增长逐渐减小，这与煤矸石地基试验中观察到的夯沉量规律基本一致^[16]。夯击次数超过10次后，夯坑深度每击仅增加0.12~0.24 m。夯击能为2000，4000，6000，8000 kN·m时，16次夯击后对应的累积夯沉量分别为0.67，1.18，1.34，1.46 m。

基于夯坑深度的发展曲线可以发现，夯击次数为7~10次时，夯沉深度约占累积夯沉总量的80%，能级越高，达到这一占比所需的夯击次数越少。当夯击次数达到13次时，所有能级的夯坑深度皆接近累积夯沉总量的95%，此后再增加夯击次数，增加的夯沉量仅为总夯沉量的5%。由此可见，强夯加固效果主要集中于前13击，超过这一夯击次数再继续夯击对土体的加固效果有限。

由于堰塞坝料的整体松散和宽级配特性，其止夯标准与一般的砂土、粉土等地基不同。根据《建筑地基处理技术规范》^[22]中的止夯标准，以最后两击平均夯沉量不大于50，100，200 mm（＜4000 kN·m，4000~6000 kN·m，＞6000 kN·m能级）确定夯击次数，则本次模型试验中2000，4000，6000，8000 kN·m能级适宜的夯击次数仅为6，6，5，4次。然而此时夯沉深度占累积夯沉总量的比例小于75%，且从图 3可知，6次夯击后堰塞坝料的动应力仍有较大幅度增长，说明堰塞坝料地基内部仍存在较多可压缩的孔隙。因此，在实际的堰塞坝料浅层密实加固工程中，考虑到堰塞坝多由滑坡形成，本身结构松散，土体的密实度应尽可能高，建议以试夯试验夯沉深度与累积夯沉总量的95%作为止夯标准确定夯击次数。

（2）内部变形

在模型箱有机玻璃板前部布设相机记录各次夯击后的彩砂位置，借助Getdata软件分析每次夯击前后不同深度处彩砂的位置坐标变化情况，并根据坐标数值变化绘制竖向位移等值线图分析夯击过程中地基内部的变形情况。限于篇幅，选取2000，6000 kN·m两个能级，图 6展示了第3，第5，第8，第10，第12，第16击后地基内部竖向位移等值线图；为突出位移分布，不同能级等值线图的颜色映射并不一致。图 7为不同深度处彩砂随夯击次数变化的位移发展情况。

图  6  2000，6000 kN•m能级不同夯击次数后堰塞坝料地基竖向位移等值线图

Figure  6.  Contour maps of vertical displacements of foundation with landslide dam materials after different times of tamping under energy levels of 2000 and 6000kN·m

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图  7  2000、6000 kN·m能级下不同深度彩砂位移发展情况

Figure  7.  Development of displacement of colored sand at different depths under energy levels of 2000 and 6000 kN·m

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从图 6中可知，强夯冲击能产生的土体内部竖向位移近似呈椭球型对称分布，能级越高对称性越明显。随着深度的增加，竖向位移数值不断减小，6 m以下深度位移数值不超过1.8 m深度处的10%，类似的现象也在砂土试验中观察到^[23]。同时可以发现，堰塞坝料地基内部位移分布区域的竖向深度显著大于水平宽度，说明强夯能量在水平方向的衰减速度快于在竖直方向的衰减速度。这与碎石填筑场地现场强夯试验中加速度峰值的分布规律一致^[17]，但堰塞坝料地基的水平影响宽度更小，这主要是由于堰塞坝料级配较宽，含有部分粗颗粒。

根据图 7（a）、7（c）、7（e）、7（g）可知，当夯击能为2000 kN·m时，深度1.8，3.0 m的地基在前5次夯击后变形迅速发展，深度5.4 m的地基在前3次夯击后基本没有变形，3~5次夯击后地基变形迅速增大到0.03 m。根据图 7（b）、7（d）、7（f）、7（h）可知，当夯击能为6000 kN·m时，深度1.8，3.0 m的地基在前8次强夯后位移迅速发展，8次强夯后地基的最大位移分别为0.67，0.38 m，而深度5.4 m的地基在前5次强夯后基本没有变形，5~8次强夯后地基变形迅速增大到0.05 m。这表明强夯冲击后深部地基的变形有一个明显的“启动过程”。综合不同能级地基内部的位移等值线图和位移发展情况^[24]，堰塞坝料地基在强夯荷载作用下，其内部位移发展主要有以下特征：

（1）强夯能量的传递是从表层地基逐渐发展到深层地基。刚开始强夯时，表层地基土的变形大，密实度提高，深层地基土变形很小。随着夯击次数提高，表层地基土的密实度趋于定值，强夯能量逐渐传递到深层，深层地基的变形开始逐步增大，密实度开始提高。

（2）无论是表层地基还是深层地基，单点夯击次数N达到14~16次，堰塞坝料地基内部变形减小，这一结果与堰塞坝料地基中动应力测试结果基本一致。

2.3   强夯后锥尖阻力

为评价不同能级强夯的加固效果，试验结束后采用静力触探仪对夯坑中心位置的堰塞坝料地基进行静力触探试验，不同能级强夯后锥尖阻力与深度的关系如图 8所示。

图  8  堰塞坝料地基强夯后锥尖阻力随深度的变化曲线

Figure  8.  Relationship between tip resistance and depth

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由图 8可知：强夯前堰塞坝料的锥尖阻力与深度近似呈线性关系；不同能级强夯后锥尖阻力均有较大幅度的提高，这表明强夯对松散宽级配堰塞坝料的加固效果明显，其密实程度不断提升。以2.4 m深度处的锥尖阻力为例，强夯前为7.44 MPa，2000 kN·m能级达到了20.88 MPa，增长181%；8000 kN·m能级达到29.88 MPa，增长301%。

采用2000 kN·m夯击能时，深度0~2.4 m范围的锥尖阻力提高明显，2.4~6 m深度范围内锥尖阻力变化很小。随着夯击能提高，地基深部的锥尖阻力不断提高。当夯击能从6000 kN·m提高到8000 kN·m时，锥尖阻力提高幅度不大，这结果和图 3~5的变化规律对应，当夯击能从6000 kN·m提高到8000 kN·m，堰塞坝料中（3，4.2 m）的动应力峰值提高幅度有限。

以上结果表明：较小的夯击能（2000 kN·m）对表层地基土（深度2.4 m）具有较好的加固效果，由于能量的耗散，对深度地基（深度2.4 m以下）的加固效果不明显。增大夯击能，能显著提高深层地基（深度2.4 m以下）的加固效果。但当夯击能超过一定数值时，随着不同深度堰塞坝料的进一步密实，再增大夯击能对地基加固效果提升有限，在实际工程中会增加额外的成本。基于本次的易贡堰塞坝料模型试验，最佳的夯击能约为6000 kN·m。

2.4   颗粒破碎分析

易贡堰塞坝料结构松散、级配较宽，且由于长期风化的原因，在强夯冲击荷载作用下极易发生破碎，破碎的颗粒会填充大颗粒之间的孔隙，使得土层进一步密实，不同能级强夯后堰塞坝料表层颗粒级配数据汇总如表 4和图 9所示。

表  4  不同能级强夯后堰塞坝料的颗粒级配统计

Table  4.  Statistics of particle gradation of landslide dam materials after dynamic compaction under different energy levels

粒组	粒径/ mm	含量/%
		未强夯	2000 kN·m	4000 kN·m	6000 kN·m	8000 kN·m
A	10~20	21.7	15.8	15.1	14.9	9.4
B	5~10	23.2	19.9	19.2	18.5	16.6
C	2~5	24.0	24.3	24.8	23.3	24.5
D	1~2	6.0	8.3	8.7	8.8	8.9
E	0.5~1	10.0	12.3	13.5	12.3	15.4
F	< 0.5	15.0	19.4	18.5	22.1	25.0

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图  9  不同能级强夯表层地基级配变化曲线

Figure  9.  Grain-size distribution curve of surface soil under dynamic compaction with different energy levels

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根据表 4可知：相比原级配，粒组A和粒组B在强夯能为2000，4000，6000 kN·m时颗粒含量变化程度基本一致，粒组A含量从21.7%降低至15.8%，15.1%，14.9%，粒组B从23.2%降低至19.9%，19.2%，18.5%；当夯击能提高到8000 kN·m，粒组A和粒组B的含量进一步降低至9.4%，16.6%；这说明对于粒径稍大的粗颗粒组，只有当夯击能级达到一定数值时，颗粒破碎才会更显著。

3.   加固机制分析

由于滑坡表层堰塞坝料的工程特殊性，其结构松散、级配较宽、软弱颗粒较多，根据试验结果，堰塞料的强夯密实过程受多个作用影响，如图 10所示。

图  10  堰塞坝料强夯密实机理示意图

Figure  10.  Schematic diagram of dynamic compaction mechanism of landslide dam materials

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在夯击次数较少时，动力压缩起主要作用。夯击产生的压缩波引起极大的压缩变形，孔隙显著减少，土体结构趋于密实，土体的竖向位移随着夯击次数迅速增加（见图 3，5）。当夯击次数超过一定数值后，由于土体趋于密实，压缩变形逐渐减小。

随着土体密实度的提升，动应力峰值不断提高，颗粒破碎更易发生。当颗粒间的接触力超过颗粒强度时将导致颗粒破碎，距离夯坑较近的软弱颗粒较易发生破碎，且随着剪切变形的发展，粗颗粒之间的紧密接触也使得部分颗粒发生破碎。破碎的颗粒在后续的夯击过程中不断向粗颗粒构成的紧密土体结构中的孔隙填充，使得土体结构不断密实。同时强夯后表层密实的地基趋于刚体，强夯能量逐渐向深层传递，土颗粒在冲击作用下不断变化位置和长轴方向，使得颗粒之间的接触面积趋向于增大，最终在夯击完成后形成密实的土体结构。

4.   结论

为丰富堰塞坝开发利用理论，研究了强夯法对堰塞坝料的加固效果和密实机理。对易贡大滑坡残存的天然堰塞体进行取样，基于相似定律设计了不同能级的室内强夯模型试验，综合采用宏-微观方法测试了强夯冲击后的动应力发展和传播规律，地基内部变形规律、颗粒破碎和加固效果等。得到5点结论。

（1）强夯对松散宽级配堰塞坝料的加固效果明显。强夯后深度5.4 m内堰塞坝料的锥尖阻力显著提高。较小的夯击能（2000 kN·m）对表层地基具有较好加固效果，对深度地基的加固效果不明显。增大夯击能能显著提高深层地基的加固效果。

（2）随夯击次数增加，松散堰塞坝料密实度提高，动土压力值整体呈上升趋势，同时由于颗粒破碎、重新排列和填充效应，强夯产生的动应力随夯击次数增加呈现波动上升趋势。强夯产生的动土应力随深度呈现快速衰减趋势，强夯能量随深度具有较大耗散。

（3）根据强夯过程中的动应力发展和内部变形规律，强夯过程中能量逐渐从表层传递到深层。初始强夯时，表层地基土变形大，密实度提高，深层地基土变形很小。随着夯击次数提高，表层地基土的密实度趋于定值，强夯能量逐渐传递到深层，深层地基土变形逐步增大，密实度开始提高。

（4）易贡堰塞坝料风化严重，强夯过程中发生了明显的颗粒破碎现象，强夯后10~20和5~10 mm粒组的含量减少，0.5~1和 < 0.5 mm粒组的含量增加。强夯能级越高，颗粒破碎现象越明显。

（5）满足易贡堰塞坝料的最佳夯击能约为6000 kN·m。由于堰塞坝料的整体松散和宽级配特性，建议以试夯试验夯沉深度与累积夯沉总量的95%作为止夯标准。