0.   引言

受地形条件限制，中国西部山地城市通常在山梁或沟谷地带人工挖填处理后形成机场建设场地，以满足机场运行净空要求，所以这类机场建设中经常遇到高填方地基问题。根据中国民用机场岩土工程设计规范（MH/T 5027—2013）^[1]及高填方地基技术规范（GB 51254—2017）^[2]，高填方地基是指人工填筑处理形成的、填筑厚度大于20 m的地基，包括原场地地基和填筑地基。大量的高填方工程实践和研究^[3-7]表明，在高填方场地上开展机场建设，地基处理是解决场地地基变形和稳定问题的关键。高填方地基的沉降主要包括原场地地基沉降和人工填筑体的压缩变形^[3]。朱才辉等^[7]对吕梁黄土高填方机场的沉降监测分析得出填筑体的工后沉降仅占总沉降的22%，而下覆地基的沉降量占比高达78%。可见，分布有较厚覆盖层或软弱土的高填方场地，原场地地基沉降可能占到高填方地基总沉降的重要部分。因此，地基处理必须予以充分重视。

对于粉土湿陷性的处理，常用的地基处理方法有换填法、强夯法、灰土挤密桩法、DDC深层强夯法等。目前对于大规模的机场扩建工程，强夯法是处理湿陷性粉土地基的一种高效经济的方法，然而对超低含水率和超强结构性粉土的湿陷性处理^[8-9]，强夯法能否消除其湿陷性仍需进行现场试验。

本文以新疆乌鲁木齐机场北区扩建项目中的高填方工程为背景，分析了该地区浅层粉土的物理力学特性，开展了原场地地基处理强夯试验研究。基于试验结果，分析了强夯法在该场地湿陷性粉土处理中存在的问题及原因，评价了强夯法用于本工程原场地地基处理的可行性，提出了相应的工程措施和解决方案，现场试验成果可为类似高填方地基处理提供借鉴。

1.   工程概况

乌鲁木齐地窝堡国际机场位于天山山脉北麓荒漠冲积带的边缘，机场东、南、西三面为天山山脉延伸坡地，北面及西北面为开阔地带，距中心市区16.8 km。北区改扩建区域南面以机场现有围墙为界，场地东西长约5.6 km，南北宽约2.5~3.1 km，总占地面积约14 km²。工程总平面布置见图 1。

图  1  工程总平面布置图

Figure  1.  General layout of project

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机场位于原场地的填筑地基上，填筑厚度为8~35 m。高填方场地填筑剖面示意图见图 2所示。

图  2  工程布置剖面示意图

Figure  2.  Schematic diagram of project design

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2.   地质概况

2.1   地层分布

拟建项目场地主要地层包括杂填土、耕土、素填土、粉土和圆砾（图 3）。其中，粉土（Q_4apl）广泛分布于整个场地，厚度为1.2~3.8 m；粉土层以下的圆砾（Q_4apl）是本场地稳定地层，层顶埋深为0.5~5.4 m，揭露厚度大于50 m，局部地段为卵石，呈中密—密实状态，级配良好，一般粒径0.5~4.0 cm，较大粒径约8~12 cm，是良好的天然地基持力层或下卧层。场地主要土层的物理力学性质指标见表 1所示，现场开挖揭露情况见图 4所示。

图  3  场地地层剖面示意图

Figure  3.  Schematic diagram of site stratigraphic profile

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表  1  地基土主要物理力学性质指标

Table  1.  Main physical and mechanical parameters of soils

地层	天然重度γ/ (kN·m-3)	含水率w/%	黏聚力c/kPa	内摩擦角φ/(°)
粉土	17	3~9	15	15
圆砾	23	1~2	5	40

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图  4  场地典型土层现场照片

Figure  4.  Site photos of typical soil layers

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2.2   浅层粉土工程特性

浅部广泛分布的薄层粉土天然含水率为3%~9%，孔隙比为0.702~0.842，具有显著的超低含水率和强结构性特征。现场探井取得原状土样（Ⅰ级样）47件，并开展室内土工试验，发现其中93.6%的土样湿陷系数δs > 0.015，表明该场地粉土具湿陷性，湿陷性等级以中等—强烈为主。

勘察阶段选取部分土样采用单线法开展湿陷系数测试试验，粉土试样从天然状态分级加荷至500 kPa，待下沉稳定后，浸水饱和，待附加下沉稳定后，试验终止。试验e–p曲线见图 5所示。可以发现，天然状态，在100~500 kPa的试验荷载阶段，试样孔隙比的变化率$\Delta e{\text{/}}{e_{\text{0}}}$约为6%~20%，浸水饱和后，湿陷引起的孔隙率变化$\Delta e{\text{/}}{e_{\text{0}}}$则达到29%~37%。湿陷引起的变形量普遍占总变形量的60%~90%。反映出天然状态下土体具有较高的强度和刚度，而在浸水后则发生较大的湿陷变形。

图  5  典型粉土试样湿陷系数试验曲线

Figure  5.  Curves of collapsibility coefficient of typical silt specimens

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为进一步查明浅层粉土的承载变形特性，特别是浸水后的湿陷变形特性，勘察阶段针对6个点位开展现场平板载荷试验，均采用0.5 m²的刚性承压板进行试验，其中^#1—^#3为天然状态载荷试验，分级加载至800 kPa；^#4—^#6为浸水载荷试验，分级加压至200 kPa，稳定后向试坑内浸水至饱和并保持一定的水头高度，测其附加下沉量。现场试验见图 6所示。

图  6  浸水载荷试验现场照片

Figure  6.  Photos of field soaking load tests

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试验结果见表 2，3所示。通过对比可以发现，天然状态粉土地基平板载荷试验，在最大试验荷载800 kPa作用下，最大沉降8 mm，变形模量达55 MPa，表现出较高的强度和变形指标。而浸水状态下，在200 kPa的荷载作用下，湿陷引起的附加沉降量达到总沉降量的87%~99%。

表  2  天然状态载荷试验测试结果

Table  2.  Results of plate load tests in natural state

编号	最大试验荷载/kPa	总沉降量s/mm	变形模量E0/MPa
#1	800	8	55
#2	800	8	55
#3	800	7.2	61

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表  3  浸水载荷试验测试结果

Table  3.  Results of submerged plate load tests

编号	最大试验荷载/kPa	总沉降量s/mm	附加湿陷量ΔFs/mm	湿陷性判定
#4	200	117.70	116.31	浸水湿陷
#5	200	78.77	76.24	浸水湿陷
#6	200	87.59	76.24	浸水湿陷

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室内试验及现场原位测试结果可以发现，该场地的浅层湿陷性粉土具有超低天然含水率、低压缩和强结构性等特征，遇水工况下则表现出较强的湿陷性。当试验压力为500 kPa时，拟建场地为自重湿陷性场地，地基湿陷等级为Ⅰ级（轻微）—Ⅱ级（中等）。可以预见，在平均约25 m厚的大面积高填土荷载（约500 kPa）作用下，该层土在地表水下渗、地下水渗漏等浸水等不利工况下，可能发生较大的湿陷变形，对机场后期运营带来较大隐患。为合理处理原场地粉土湿陷性，应针对粉土层在高填方荷载条件下的湿陷特性进行室内及现场试验研究，为现场大面积施工方案优化提供依据。

3.   试验设计及方案

根据国内相关规范及大量工程实践^[10]，粉土的湿陷性处理深度在2~4 m时，强夯能级可选择1000~2000 kN·m。对于超低含水率的湿陷性地基处理，工程中一般可采取增湿措施调整土体含水率达到最优含水率状态的方案或提高强夯能级的处理方案。考虑该场地粉土的超低含水率和强结构性特征，同时该地区水资源极为稀缺，大面积处理采用增湿措施代价昂贵且对水资源环境带来不利影响，试验中拟重点研究采用加强强夯能级的方案处理湿陷性的可行性。试验强夯能级选择2000~3000 kN·m。

3.1   强夯试验方案设计

试验选定A1，A2两个区域，试验区尺寸均为20 m×20 m，A1区粉土层厚度小等于2 m，强夯能级为2000 kN·m；A2区粉土层厚度2~4 m，强夯能级3000 kN·m。试验区分布布置图如图 7所示，强夯点布置图如图 8所示。

图  7  强夯能级分区及试验区布置

Figure  7.  Zoning of dynamic compaction energy and test areas

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图  8  试验区强夯点布置图

Figure  8.  Layout of tamp points in test areas

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试验区夯点均为正方形布置，纵横排间距2.5 m，每点夯击的收锤标准按最后两击平均沉降量≤5 cm，每一遍强夯结束后将夯坑推平；两遍点夯完成后，采用1000 kN·m能级满夯，夯印1/3搭接，每点夯3击。满夯结束后，整平和压实场地。

3.2   试验测试方案

强夯试验前后进行现场取样并开展室内土工试验，以及多道瞬态面波试验、浅层平板载荷试验、浸水载荷试验、标准贯入试验等现场原位测试。通过对比强夯前后粉土层物理力学特性、湿陷性、强度和变形指标的变化，分析强夯消除粉土湿陷性的效果。同时，开展强夯引起的试验区周边地表振动和土体位移测试，分析了强夯对周围土体振动及位移的影响规律。试验的具体测点布置见图 9所示。

图  9  试验区检测点布置图

Figure  9.  Layout of test points in test areas

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（1）物理力学性质指标测试：强夯处理前后，在试验区开挖探井取样，土样取样深度0.0~4.0 m，取样间距0.5~1.0 m。在试验室进行土样含水率、密度、压缩试验等测试。

（2）浅层平板载荷试验：强夯处理完成7~14 d后，进行浅层平板载荷试验，通过试验确定地基承载力和变形指标。每试验区设3个测试点，载荷板面积为2 m²，最大加载量不小于500 kPa。

（3）浸水载荷试验：强夯处理后，对试验区开展了浸水载荷试验以评价湿陷性处理的效果，每试验区选取3个测试点。承压板面积为2 m²，湿陷性试验压力根据上部填方高度对应荷载要求，该工程取500 kPa（相当于约25 m高填方）。

（4）多道瞬态面波试验：强夯处理前后，试验区开展了多道瞬态面波试验，测试道间距为1 m，测试深度不小于6 m。

（5）标准贯入试验：强夯处理前后，在粉土层埋深1~2 m范围内各进行了3次标准贯入试验，以评价强夯处理对粉土层密实度的影响。

（6）强夯振动影响监测：为研究强夯施工对周围环境的影响，试验中开展了地表振动及深层土体水平位移监测（图 10）。其中，地表振动监测采用爆破振动监测仪进行，获得强夯夯击过程中距夯点不同位置的地面振动速度峰值；深层水平位移监测通过埋设深层土体测斜管，在强夯过程中采用数字测斜仪多次采集深层的土体水平位移。

图  10  现场试验照片

Figure  10.  Photo of field experiment

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4.   试验测试结果分析

4.1   土体物理力学性质指标对比分析

表 4所示为强夯处理前后试验区粉土层物理力学性质指标变化。可以看出，夯后粉土层的含水率增大，这主要由于强夯期间降雨引起。夯后土体干密度增大，孔隙比减小，表明土体密实度提高。处理后A1，A2区的粉土干密度指标测试平均值分别为1.59，1.62 g/cm³，相应的压实系数达到0.82~0.84，与类似的工程案例^[10-11]相比，夯实效果相对偏低。

表  4  强夯前后土样物理力学指标统计对比

Table  4.  Comparison of physical and mechanical indexes before and after dynamic compaction

区域		含水率w/%	干密度ρd/(g·cm-4)	孔隙比e0	湿陷系数δs	压缩模量Es0.1-0.2/MPa
A1	夯前	4.42	1.48	0.83	0.09	13.23
	夯后	6.07	1.59	0.71	0.05	9.05
	变化率/%	37.40	7.60	-15.0	-46.60	-31.60
A2	夯前	4.15	1.50	0.80	0.09	13.38
	夯后	6.57	1.62	0.66	0.02	11.61
	变化率/%	58.20	8.50	-17.4	-76.90	-13.20

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夯前A1，A2区粉土湿陷系数测试平均值均为0.09，夯后分别降低为0.05，0.02，湿陷系数分别下降76.9%，46.6%。夯后A1区由湿陷性强烈降低为轻微和中等，A2区由湿陷性强烈降低为轻微，表明强夯显著降低了粉土的湿陷性，且3000 kN·m夯击能的处理效果明显优于2000 kN·m能级。然而两个试验区粉土层湿陷性并未完全消除，这与前文所述此案与类似工程^[10-11]比较夯实效果较差的结论是一致的。

值得注意的是，处理后的土样压缩模量指标与处理前相比显著降低，这与处理后土体孔隙比降低，湿陷性降低的结果不一致。其原因可能是由于压缩模量不仅取决于土体的孔隙比和密实度，同时也取决于土体的结构性，粉土层经强夯动力夯实处理后，土体结构性破坏，而试验期间恰逢降雨，导致含水率提高，土体压缩性增大。

4.2   原位测试试验结果

（1）浅层平板载荷试验

A1，A2区域夯后各进行3组载荷试验。载荷板采用面积为2.0 m²方形钢板。试验结果及计算得出特征值对应变形模量E₀见表 5所示。可以看出，夯后粉土层承载力特征值均不小于250 kPa，最大试验荷载下载荷板沉降平均值为7.04 mm，变形模量平均值为74 MPa。与勘察期间进行的原位测试相比，最大试验荷载下的荷载板沉降值下降9%，变形模量计算平均值提高29.8 %。

表  5  载荷试验结果

Table  5.  Results of plate load tests

编号		最大试验荷载kPa	沉降/mm	变形模量E0/MPa
A1区	#1	500	6.35	77
	#2	500	7.70	66
	#3	500	7.70	71
A2区	#1	500	7.07	72
	#2	500	6.51	82
	#3	500	6.90	75

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对比A1与A2区试验结果可以发现，3000 kN·m强夯处理后的载荷试验沉降量较小，变形模量较高，表明3000 kN·m的处理能级优于2000 kN·m的处理能级。

（2）浸水载荷试验

该项目场地为拟填筑的高填方场地，设计填筑荷载为500 kPa。为验证处理后粉土层的湿陷性，试验区现场载荷试验采用500 kPa作为浸水荷载，载荷板为2 m²方形钢板，载荷试验结果见表 6。可以发现，强夯处理后，在500 kPa的高填方填筑体荷载作用下，粉土层浸水湿陷的附加沉降为16.98~41.0 mm，与处理前原场地浸水载荷试验比较，浸水荷载提高2.5倍，附加沉降量显著降低，降幅达到60 %。

表  6  试验区强夯处理前后浸水载荷试验结果

Table  6.  Test results of immersion plate load tests before and after dynamic compaction in test areas

夯前试验（0.5 m2板）					夯后试验（2 m2板）
编号	P/kPa	附加沉降/mm	δp		编号	P/kPa	附加沉降/mm	δp
#4	200	116.3	0.165		A1-#1	500	32.01	0.023
#5	200	76.24	0.108		A1-#2	500	30.66	0.022
#6	200	76.24	0.108		A1-#3	500	41.00	0.029
					A2-#1	500	30.39	0.017
					A2-#2	500	16.98	0.012
					A2-#3	500	20.86	0.015

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根据载荷试验，为评价处理后粉土的湿陷性，本文定义δ_P为折算湿陷系数，其物理意义表示单位厚度湿陷性土层的浸水载荷试验附加沉降量，即δ_P=ΔS/h。其中，ΔS为充分浸水条件下，载荷板在浸水荷载下的附加沉降量，h为浸水载荷影响深度（本文取载荷试验板宽，即1.414 m）。本文定义的折算湿陷系数δ_P，其物理意义与室内试验确定湿陷系数δ_s的概念类似，因此，可借鉴用湿陷系数δ_s判断粉土湿陷性的方法评价处理后粉土的湿陷性。

根据《湿陷性黄土地区建筑规范》（GB50025—2018），采用单线法浸水静载试验曲线判定湿陷起始压力时，当曲线上的转折点不明显时，可取浸水下沉量与承压板直径或宽度之比值等于0.017所对应的压力作为湿陷起始压力。据此，可以判断，当本文定义的δ_P不大于0.017时，表明载荷试验的浸水荷载未达到湿陷起始压力，可以判定在该荷载水平下土层不具有湿陷性。

根据处理前勘察阶段完成的3个浸水载荷试验，以及2个试验区的6个浸水载荷试验，可计算得出处理前后各点的折算湿陷系数δ_P，见表 6所示。可以发现，强夯处理前，在荷载水平为200 kPa下，折算湿陷系数δ_P均大于0.017。强夯后，在荷载水平为500 kPa下，A1区δ_P值为0.22~0.29，均大于0.017；A2区δ_P值为0.012~0.0.017，均小于等于0.017。根据上述标准，可以认为A2区采用3000 kN·m强夯能级处理后，在500 kPa附加荷载下，粉土的湿陷性基本消除。

（3）多道瞬态面波试验

A1，A2区域夯前夯后各进行3组面波测试，测试深度6~8 m，不同深度剪切波速测试结果见图 11所示。可以发现，A1，A2区域夯前夯后粉土层波速变化不大，夯后土体平均波速减小，降低率达12%~15%。

图  11  强夯前后波速测试图

Figure  11.  Wave velocity results before and after dynamic compaction

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（4）标准贯入试验

A1，A2区域夯前夯后在粉土层各进行3组标准贯入试验，试验结果见图 12。A1区夯前平均标贯击数为15.3击，夯后平均标贯击数为35.7击；A2区夯前平均标贯击数为14.7击，夯后平均标贯击数为37.3击。可以发现，夯后标准贯入击数明显增加，增长率达到130%~160%。根据现场测试情况可以判断，标贯击数提高的主要原因是强夯后粉土层有下卧圆砾层出现了部分混合。

图  12  强夯前后粉土层标贯击数对比图

Figure  12.  Comparison of SPTs before and after DC

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4.3   强夯引起地面振动及深层土体位移测试

试验区外围设置两条垂直于试验区域的监测剖面。振动监测点与夯点的距离为自5 m起每隔5~10 m布置一点，最远80 m。水平位移监测点与夯点的距离分别为6，10，16，25，35，45 m。

图 13为试验区周边距离夯点A1-1，A2-1不同位置分别在第2、第4、第6击时的地面振动速度矢量和峰值与偏移距离的关系图。可以发现，随着偏移距离增大，地面振动速度快速衰减。距离夯点30 m以外，A1与A2区地面振动速度峰值均下降至25 mm/s以下。

图  13  试验区地面振动速度与偏移距离关系图

Figure  13.  Ground vibration velocity versus distance

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图 14为试验区强夯施工期间周边不同距离的地基土体位移监测结果。可以发现，试验区强夯引起的周围土体侧向位移不明显，距离试验区边界6 m位置测得的土体水平位移最大值4.25 mm，距离16 m以外水平位移递减至1 mm以下。上述结果表明强夯施工对周边土体的影响相对较小。

图  14  试验区周围土体水平位移监测值

Figure  14.  Ground horizontal displacement around test areas

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5.   试验结果分析与评价

针对新疆乌鲁木齐机场北区扩建项目，在工程勘察阶段和地基处理试验阶段开展了大量的室内土工试验和原位测试研究，本文主要针对该区域广泛分布的浅、薄层且具有超低含水率、强结构性、中等—强烈的湿陷性粉土，探讨采用强夯法处理其湿陷性的可行性和效果。处理前后的室内土工试验和原位测试成果表明了强夯处理的有效性，但同时也反映了一些问题。

首先，夯后压实系数与类似的工程案例^[10-11]比较明显偏低；其次，强夯显著降低了粉土的湿陷性，但未完全消除；另外，夯后土样压缩模量指标与处理前相比显著降低，多道瞬态面波测试结果显示土体剪切波速下降12%~15%，与处理后土体孔隙比降低、湿陷性降低的结果不一致。笔者认为出现上述结果是由强夯的作用机理与该区域粉土层的特性综合决定的。

强夯法处理此类超低含水率和强结构性湿陷性粉土的机理，笔者认为可以表述为3个阶段。①第一阶段为土体骨架结构破坏阶段，在夯锤的冲击应力作用下，粉土层的大孔隙结构首先被破坏，粉土以颗粒堆积体形态重新排列，孔隙比降低，密实度提高；②第二阶段为颗粒堆积密实阶段，在多次连续夯击作用下，粉土颗粒相互碰撞挤密，并重新排列，在特定的夯实能量下达到最小孔隙比和最大干密度；③第三阶段为粉土结构重塑阶段，强夯完成后土体在无扰动情况下，土体颗粒在物理、化学和生物等长期作用下重新胶结和固结，土体结构强度逐渐恢复和提高。由于强夯冲击能量较高，实际作用过程中，第一阶段和第二阶段可能同时发生。

根据地基土的夯实特性，存在最优含水率和最佳夯实能量^[12]，使土体达到最大干密度，然而对于超低含水率的强结构性粉土，一部分夯击能量用于克服较高的土体骨架强度而改变大孔隙结构做功。因此，对于这类土宜采取较高的强夯能级处理^[8]。

另一方面，从强夯作用的波动场理论分析，强夯引起的冲击作用使得夯点局部土体构破坏重组，同时引起夯点土体的强烈振动（震源振动），夯点土体的振动向周围场地土体中扩散传播，形成场地岩土体中的强夯波动场。这一动力过程中，夯锤的势能转化为地基土体的变形能（结构重组和塑性变形耗能）和向夯点以外地基空间中扩散的弹性波动能量^[13-15]。而弹性波动能以体波和面波的形式向周围地基土体中扩散传播，其中瑞雷波R波能量占67.3%^[13]，是引起地面附近振动的主要波动成分，这部分能量起不到地基压密作用，反而带来土体松弛效应。

综上分析，该项目强夯处理后土体的压实度偏低、压缩模量降低，可能是上述冲击密实效应与波动扰动松弛效应综合作用的结果。一方面土体骨架破坏引起土体结构性损伤，从而导致土体结构性贡献的抵抗变形能力大幅降低，这一影响可能超过了由土体孔隙减小引起抵抗变形能力的提高程度，而含水率的增大则进一步降低了土体的结构性和抵抗变形的能力，从而最终导致土体压缩性降低。

6.   工艺改进及大面积施工效果

基于前述的试验结果及机理分析，笔者认为，对于出露于浅层且具有超强结构性和超低含水率的薄层湿陷性粉土，采用强夯法处理时，一方面应加大强夯能级，以最大程度破坏原有的大孔隙骨架结构，降低湿陷性；另一方面，应改善工艺，减小强夯夯击过程中的表层波动松弛效应，提高土体骨架结构重塑后的粉土颗粒堆积密实度。基于此分析，在大面积强夯施工时，提出了如下改进工艺：

（1）提高强夯能级，根据试验结果，普遍采用3000 kN·m强夯处理。

（2）粉土强夯前，摊铺0.5 m厚的卵砾石土作为垫层，一方面可减小强夯的表层波动扰动效应，另一方面，可有效控制扬尘，达到环保施工的要求。

（3）上部填方回填施工前，对表层松散土层采用加强碾压处理。

大面积施工阶段，通过改进上述强夯工艺，达到了地基处理的目标。典型浸水载荷试验曲线见图 15所示，荷载板宽度为1400 mm，分级加载至500 kPa时，浸水附加沉降7.3~15.1 mm，折算湿陷系数δ_p为0.005~0.011，不超过载荷板宽度的0.017倍，湿陷性基本消除。

图  15  大面积处理后典型浸水载荷试验曲线

Figure  15.  Typical curves of immersion plate load tests after large-area construction

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原地基大面积处理后选取浅层3 m内30个不同深度的面波波速测试数据与试验区夯前15个不同深度面波波速测试数据对比见图 16。可以看出，处理前面波波速最小值为142 m/s，最大值为370 m/s，平均值为248 m/s，数据离散型大，地基土的不均匀性较大；大面积处理后，面波波速值范围在202~322 m/s，平均值为260 m/s，地基均匀性提高，波速平均值提高4.8%。表明采取改进措施后，强夯法能够有效处理该场地特殊粉土的湿陷性，同时不会造成土层结构的松散，起到加固密实地基的效果。

图  16  大面积处理后多道瞬态面波波速统计图

Figure  16.  Statistical diagram of surface wave velocity after large-area construction

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7.   结论

针对新疆乌鲁木齐机场北区扩建项目中的高填方地基处理问题，通过调查和试验，研究了该区域浅层湿陷性粉土的工程特性，并开展了强夯法消除粉土湿陷性的研究，得到5点结论。

（1）该场地的粉土层具有超低含水率、低压缩性、强结构性、中等—强烈的遇水湿陷性，是新疆乌鲁木齐地区广泛分布的一种特殊的湿陷性土层。天然状态承载力可达到500~800 kPa。然而在500 kPa（25 m厚碎石填方）下可发生自重湿陷，湿陷变形占到总体变形量的60 %以上。因此，作为高填方场地的原场地地基使用时，应特别重视地基土的湿陷性处理问题。

（2）现场试验结果验证了采用提高能级的强夯法处理本场地内薄层分布、超低含水率的粉土湿陷性是有效的。且采用3000 kN·m能级，处理效果明显优于2000 kN·m强夯，室内土工试验获得的湿陷系数可下降76.9 %，现场浸水载荷试验获得的折算湿陷系数均不大于0.017，可判定湿陷性轻微或基本消除。

（3）通过强夯处理前后，试验区土体土工试验及现场波速试验对比，可以发现，强夯夯击作用下土体结构重塑，可能导致土体刚度降低，表层密实度下降。因而，在大面积施工中应采取铺设垫层或加强碾压的处理措施，以此降低强夯施工引起的土体结构破坏可能对土体密实度的不利影响。

（4）采用2000~3000 kN·m强夯施工时，邻近地面振动及水平位移随距离快速衰减。距离夯点30 m以外，地面振动速度峰值均衰减至25 mm/s以下；距离夯点16 m以外，土体水平位移影响下降至1 mm以下。该结论可为邻近结构施工的安全距离控制提供依据。

（5）强夯法处理超低含水率和强结构性湿陷性粉土的机理可以归纳为结构破坏重塑、颗粒堆积和长期固结3个阶段。可以预见，在高填方堆积荷载下，粉土密实度随着填方进展可进一步提高，因此，不会对高填方稳定带来隐患。