1. 引言
四川作为“西电东送”工程的核心能源基地，承担着水电及新能源高效消纳的重要任务。为实现“碳达峰”与“碳中和”目标，优化川渝地区清洁能源配置，建设特高压变电站成为关键举措之一。成都东1000 kV变电站作为该区域的重要电力枢纽，其建设对促进川西清洁能源输送至成都负荷中心、优化四川电网结构、四川电网提档升级具有重要意义。该变电站位于四川省资阳市乐至县良安镇，站址地貌单元属于典型的丘陵地貌，整体地形呈现东、北、西三面较高，为丘陵坡地，中间及南面较低，为丘陵谷地，最大高差接近100 m，是目前已建成特高压变电站中边坡高度最大的工程。区域内分布有水田、鱼塘、道路、房屋等。站址地质条件复杂，存在最大达13 m厚的回填土(填料以强风化基岩为主)、站址中部场地下覆2~7 m厚、250,000 m3的淤泥质黏土、场地内普遍存在遇水易软化[1]-[4]的风化基岩等多种不良土质，这些土层都会导致填方地基及场地的湿陷沉降变形；此外，成都区域雨水丰富、地下水充沛，这又增加了地基风险。
目前已建成的特高压变电站，通常采用“桩基 + 强夯预处理”[5]相结合的地基处理方案对高填方场地进行处理。张永宏[6]认为采用强夯加固法可有效解决泥岩在路基填筑中的局限性，何勇[7]研究了某特高压换流站对泥岩高填方地基上采用分层强夯的可行性，杨关[8]提出了采用强夯半置换法，通过添加外购碎石，对高含水量的粘性土高填方场地处理方案；但针对处理原场地大范围淤泥质黏土地基，是否可以采用风化基岩作为强夯置换料，尚无类似工程经验可供参考。且现行有关设计标准[9]-[11]对于强夯置换作为预处理场地的设计参数选用缺乏有效指导，更进一步增加了工程设计的复杂性。
为处理淤泥质黏土和强风化基岩高填方地基，提出了一种适合本工程经济合理的地基处理方案，即对淤泥质黏土场地采用强夯置换法，利用向夯坑内填入挖出的中风化基岩，通过强夯工艺置换出淤泥质黏土，达到加固软土地基的目的；随后对风化基岩回填土进行分两层强夯处理[12]；最后，在夯压密实的场地上，对主要建(构)筑物基础范围实施旋挖钻孔灌注桩，同时在站区内外设计有组织的排水措施，以确保站区排水通畅。通过这一系列综合处理方案，不仅保证地基稳定性，提高桩基承载力，还有效减小地面不均匀沉陷。
本文旨在详细阐述成都东1000 kV变电站的地基处理方案，重点论述强夯及强夯置换方案的设计参数选择，以及实施过程中遇到的技术难点及解决措施，以期为类似地质条件工程提供技术参考。
2. 场地工程地质条件
本场地划分为两个工程地质单元，即丘陵谷地和丘陵坡地。丘陵坡地上部地层主要为粉砂质泥岩或泥质粉砂岩、泥岩、砂岩；丘陵谷地上部地层主要为素填土、新近沉积淤泥质黏土、冲洪积黏土以及粉砂质泥岩、泥质粉砂岩、砂岩、泥岩等软质岩基岩组成。各层地基土岩性特征、埋藏条件及承载力特征值详见表1。
Table 1. Rock characteristics, burial conditions, and bearing capacity characteristics of foundation soil
表1. 地基土岩性特性、埋藏条件及承载力特征值
地层编号 |
岩性描述 |
压缩模量MPa |
地基承载力特征值fak(kPa) |
①1 素填土 |
稍湿~湿，主要组成为黏土，植物根系及腐殖质富集，围湖造田回填形成。 |
/ |
/ |
①2 淤泥质黏土 |
饱和，流塑~软塑，含有机质及植物根系，该层普遍分布于丘陵谷地地段。 |
3 |
65 |
①3 黏土 |
饱和，可塑~硬塑，土质不均匀，混少量砾石。该层主要分布于丘陵谷地地段。 |
6.8 |
110 |
②2 黏土 |
稍湿，硬塑，土质不均匀，该层主要分布于丘陵坡地。 |
7 |
150 |
③ 基岩 |
该层可进一步划分出强风化层及中等风化层，强风化层厚薄不均。 |
30 |
250~500 |
*基岩主要由粉砂质泥岩、泥质粉砂岩、砂岩、泥岩等软质岩组成，下文统一简称基岩。
由上表可知，(1) 淤泥质黏土层地基承载力低，压缩性高，13 m厚回填土更加速土体沉降，进而引发桩侧负摩阻力，且钻孔遇此土层极易塌孔，因此需要对该土层进行处理。(2) 基岩层工程性能较好，压缩性低，在挖方区可作为良好的天然地基持力层，在填方厚度较大地段，也是较好的桩端持力层。但强风化基岩单轴抗压强度(干)为11 MPa，而单轴抗压强度(饱和)仅为4.2 MPa，说明其具有遇水离析崩塌的特性。成都属于多雨地区，所以保证站区排水通畅也尤为重要。
站址原始地貌图如图1所示，建成后变电站实景如图2所示，横穿站址典型地质剖面图如图3所示。
Figure 1. Original topographic map of the station sit
图1. 站址原始地貌图
Figure 2. Realistic view of substation
图2. 变电站实景
注：①1为素填土；①2为淤泥质黏土；①3为粘土；②为粘土；③为基岩，包含强风化或中风化砂岩；强风化或中风化泥岩；强风化或中风化砂质泥岩；强风化或中风化泥质砂岩。
Figure 3. Typical geological profile map of the station site
图3. 站址典型地质剖面图
3. 站址竖向布置
站址区地形起伏大，站区竖向采用平坡式布置。场地整平后，场地东部和西北部处于挖方区，最大挖方厚度64 m；场地中部及南部均处于填方区，最大填方厚度13 m。
站区场地平整后初平标高441.30 m。站区土方平衡示意如图4所示，(图中阴影部分为填方区，其余为挖方区)；淤泥质黏土范围如图5所示，(阴影部分为存在淤泥质黏土区域)。
Figure 4. Schematic diagram of earthwork balance in the station area
图4. 站区土方平衡示意图
Figure 5. Silty clay range
图5. 淤泥质黏土范围
4. 桩基方案
围墙内挖方区丘陵坡地的建(构)筑物采用天然地基，以③基岩层为天然地基持力层；填方区丘陵谷地最大填土厚度13 m，站址中部场地贯通南北存在2~7 m厚淤泥质黏土，以及厚度不等的黏土层，下覆稳定持力层——中风化基岩。填方区需处理的工程性能较差土层累计最大厚度达27 m，因而该区域的建(构)筑物采用安全可靠的桩基方案，以中风化基岩为桩端持力层。
适于本站址的桩基方案有预制混凝土实心桩及旋挖钻孔灌注桩[13]-[15]。表2对上述两种桩型进行技术、经济比较。
Table 2. Comparison of two pile types technology and economy
表2. 两种桩型技术与经济比较表
桩基类型 |
预制混凝土实心桩 |
旋挖成孔灌注桩 |
规格 |
500 mm × 500 mm方形 |
Φ600 mm圆形 |
概算定额单价/(元/m3) |
2025 |
1800 |
每延米混凝土量(m3) |
0.28 |
0.25 |
7300根桩，平均桩长20.5 m
计桩基混凝土量(m3) |
41,902 |
37,412 |
桩基费用(万元) |
8485.16 |
6734.25 |
优点 |
承载力高；质量保证；有挤土作用 |
质量保证，低噪音、低振动。 |
缺点 |
现场接桩、截桩工程量大；锤击沉桩噪声大。 |
有塌孔的可能，孔底清渣困难。 |
本工程适用性 |
本工程基岩层顶面标高起伏变化大截桩或接桩工作量大，截桩会造成浪费。 |
适用于本工程，但需要对可能出现的塌孔采取泥浆护壁或护筒措施。 |
通过表2可知：本工程桩基持力层顶面标高起伏变化大，采用旋挖成孔灌注桩，桩长容易得到控制、低噪音、低振动、质量保证、施工速度快，更适用本工程；且旋挖成孔灌注桩的混凝土方量、造价均小于预制混凝土实心方桩，无论从技术与经济角度，旋挖成孔灌注桩均优于采用预制混凝土实心方桩。因此，本工程采用旋挖成孔灌注桩。
5. 场地预处理方案
5.1. 场地预处理的必要性
站址内13 m厚回填土的附加应力显著，自重固结可能引发差异沉降或深层滑移；淤泥质黏土层分布于大部分丘陵谷地，厚度约2~7 m，具有高含水量、低渗透性、高压缩性、低强度及欠固结等特性，工程性能差。回填土层和淤泥质黏土层两种土层沉降产生的桩侧负摩阻力，大幅降低桩基抗压承载力，桩基成孔遇此土层时也容易塌孔。
根据规范规定，桩穿越松散填土、软弱土层时，应计入桩侧负摩阻力，13 m厚回填土 + 7 m厚淤泥质黏土引起的桩侧负摩阻力为754 kN，通过试桩承载力检测，25 m桩抗压承载力特征值能达到1800 kPa，折减后25 m桩基抗压承载力特征值仅为1046 kN，地基承载力折减40%。
另外，场地内的电缆沟、地面等附属构筑物虽然荷载不大，但由于回填土及淤泥质黏土地基的欠固结沉降会造成电缆沟开裂、地面沉陷等，不仅影响美观，严重者会压断地下电缆，触发开关而断电，给运维造成不必要的麻烦。
所以对填土及淤泥质黏土地基进行预处理是非常必要的。
5.2. 场地预处理方案
5.2.1. 填土地基预处理方案
结合场平施工，回填土每400 mm亚层碾压一次，再采用强夯法对碾压填土进行处理。13 m厚填土分两层强夯，主夯夯击能6000 kN∙m，柱锤直径2.5 m，夯点间距5 m，平均每夯点连续10击，停夯标准为最后两击平均夯沉量为100 mm，满夯采用2000 kN∙m夯击能。经检测，夯后地基承载力特征值均不小于200 kPa。
5.2.2. 地下淤泥质黏土地基处理方案
站址约53,000 m2场地下覆近250,000 m3淤泥质黏土，其塑性指数IP = 17.3，液性指数IL = 0.93，含水量大，不适于采用强夯加固，易造成“橡皮土”状态。因而对淤泥质黏土地基的处理也是本工程设计难点之一，处理方案主要有以下三种：
1) 全部挖除淤泥质黏土方案：有专家提出应挖除全部淤泥质黏土，利用场地土分层回填碾压再强夯。其优点为：可以完全清除淤泥质黏土，提高承载力；缺点为：变电站中部从北向南贯穿整个站址存在近250,000 m3淤泥质黏土层，开挖工程量巨大，成都地处多雨地区，整个变电站将成为一个巨大的积水区，对地下强风化基岩也造成不利影响，且挖出的淤泥质黏土，场地内无处晾晒，大方量弃土无法通过环评审查。因为此方案不可行。
2) 水泥搅拌桩加固方案：其优点为：加固后承载力高，可处理整个淤泥质黏土层；其缺点为：现场不但需要配置多台打夯设备，还要配置水泥搅拌桩设备，且站内需增设水泥搅拌站及其排污沟，不利于文明施工。因此此方案技术可行但不推荐。
3) 强夯置换法：即向夯坑内填入级配良好的块石、碎石等硬质散体料，通过高能量夯击，将置换材料夯入软弱土层(如淤泥质黏土)中，形成一个个置换墩[16]，与周围土体组成复合地基。与强夯挤密原理不同，强夯置换 = 强夯(挤密) + 碎石墩 + 特大直径排水井，以强度高的粗粒料置换强度低的淤泥质土，墩间和墩下的粘性土通过排水与加密，其密度及强度可以改善。其优点为：强夯置换仍采用打夯设备，施工简单，速度快，且文明施工；其缺点为：挤出的淤泥质黏土隆起需要二次开挖、倒运、晾晒，再参与场地回填。强夯置换法示意图如图6所示。
Figure 6. Schematic diagram of dynamic compaction replacement method
图6. 强夯置换法示意图
通过综合分析，最终确定采用强夯置换法处理淤泥质黏土地基，主夯采用6000 kN∙m单击夯击能，夯点间距3.5 m；平均每夯点连续15击，置换材料采用站内中风化基岩，最大粒径为500 mm，停夯标准为最后两击平均夯沉量为300 mm，累计夯沉量不宜大于墩体设计长度的1.5~2倍，本工程按照16~18 m控制。满夯采用2000 kN∙m夯击能。经检测，处理后的地基承载力特征值无论墩点还是墩间土均达到200 kPa。强夯及强夯置换施工现场如图7所示。
Figure 7. Construction drawing of dynamic compaction site
图7. 强夯置换及强夯现场施工图
6. 试夯及试桩过程中存在问题与解决措施
尽管强夯置换技术和旋挖钻孔桩工艺已相对成熟，但在本工程试桩和试夯阶段仍遭遇重重困难，若干关键技术难题需通过试验分析提出针对性解决方案。
6.1. 强夯置换方案的置换材料的选择与优化
6.1.1. 强夯置换方案置换材料的选择
全站需对约53,000 m2淤泥质黏土地基进行强夯置换，置换材料方量达262,880 m3。根据《强夯地基处理技术规程》规定墩体置换材料可用级配良好的块石、碎石、矿渣、建筑垃圾等硬质粗颗粒材料。既往工程均采用全部或部分外购碎石作为置换料。
1) 外购碎石方案：若全部采用外购碎石作置换料，按运距30 km，单价185元/m3计，仅材料成本高达4863万元；同时产生262,880 m3弃土，因山区运输条件恶劣，弃土费用将增加240万元，总费用达5103万元。
2) 就地取材方案：站内场平后丘陵坡地地段可挖出约1,000,000 m3土，经测算其中250,000 m3为中风化基岩，基本可以满足强夯置换所需的方量。站区内风化基岩具有显著的水理特性差异，其地基承载力特征值450 kPa，干态单轴抗压强度为11 MPa，但饱和态单轴抗压强度降为4.2 MPa。开挖后的强风化基岩在成都地区多雨环境下易发生软化现象，暴露后迅速从块状结构劣化为粉末状。
风化基岩作为置换材料时，其遇水软化特性是否会导致墩体强度不足，影响地基处理效果，需通过室内试验和现场工艺试验验证。该问题成为专家论证会的争议焦点，也成为本工程地基处理方案能否优化的关键。
6.1.2. 解决措施
1) 针对风化基岩显著的水理特性差异，全站做好排水措施。
风化基岩干燥状态强度高，但遇水易软化，所以解决好站区排水通畅尤为重要。
站址地域降水充沛，站址区中部丘陵丘陵谷地地段为原始汇水、排水通道，场地整平后将改变地表径流条件，但降雨入渗地下水流将仍以该原始谷地作为径流、排泄通道。此区域填土及置换后的场地大多为具有遇水易崩解、软化特性的风化基岩，如排水不畅易引起该区域填方及置换场地土体软化产生沉降和不均匀沉降，进一步增加场地的不稳定性。为防止地下水滞留对基岩造成不良影响，所以站区需要设计有组织排水系统，保证排水通畅。设计采取以下三种措施：
(1) 在站外沿围墙设置一圈排洪沟，将山体坡面洪水阻挡，并引导排至南侧水库。
(2) 站内回填土前，在丘陵谷地地段沿站址南北向设置两条直径2000 mm的纵向碎石盲沟及若干直径800 mm的细小分支碎石盲沟，将站外坡地的地下孔隙水有组织地排至南侧低洼地带的水库，保证站内排水通畅，防止基岩遇水软化。站外坡面排洪沟布置图、站区盲沟布置图及主盲沟断面示意图如图8、图9和图10所示。
Figure 8. Layout of drainage ditch on the slope outside the station
图8. 站外坡面排水沟布置
Figure 9. Blind ditch layout plan
图9. 盲沟布置图
Figure 10. Schematic diagram of the main blind ditch section
图10. 主盲沟断面示意图
(3) 站区内设置雨水检查井，通过排水管道将雨水汇集至雨水泵坑再集中排至站外管道。
通过以上三种措施，将站外坡地的表面雨水、地下径流以及站内雨水均通过有组织排水进行疏导，避免雨水滞留，保证站内排水通畅。工程建成一年以来，场地内无积水现象。
2) 针对能否采用风化基岩作为置换料，本工程选取两个试夯区(面积均为900 m2)，以确认两种强夯置换方案的实际影响深度、承载力、压缩模量、休止期等设计参数，同时确定最佳夯击数和最后两击夯沉量。试夯一区、试夯二区强夯置换设计参数如表3所示。
Table 3. Trial ramming area design parameters table
表3. 试夯区设计参数表
|
主夯能级(kN∙m) |
平均击数 |
满夯能级(kN∙m) |
平均击数 |
最后两击平均
夯沉量(mm) |
置换材料 |
填入方量(m3) |
试夯一区 |
6000 |
15 |
1500 |
5 |
200 |
外购碎石 |
5600 |
试夯二区 |
6000 |
15 |
1500 |
5 |
300 |
场地内中风化基岩 |
4800 |
对试夯一区、试夯二区的墩点及墩间土分别进行标准贯入度试验、平板载荷试验，平板载荷试验成果对比如图11所示。
Figure 11. Comparison of plate load test results
图11. 平板载荷试验结果对比
试夯区检测报告结果如表4所示。
Table 4. Test tamping zone inspection report results
表4. 试夯区检测报告结果
|
检测深度(m) |
密实度 |
地基承载力特征值
(kPa) |
压缩模量
(MPa) |
最后一级沉降量(mm) |
累计沉降量(mm) |
试夯一区 |
5.5 m以上 |
密实 |
>200 |
>10 |
2.42 |
25.45 |
5.6~9.1 m |
稍密 |
130~224 |
7.15 |
试夯二区 |
5.5 m以上 |
密实 |
>200 |
>10 |
7.62 |
46.55 |
5.6~9.1 m |
稍密 |
98~157 |
5.53 |
根据《电力工程地基处理技术规程》DL/T 5024-2020中单击夯击能与置换深度的关系式EN = 940 × (H1 − 3.3)，当设计置换墩长度H1取9 m时，计算所得理论单击夯击能EN为5358 kN∙m。为确保施工可靠性，实际选用6000 kN∙m的单击夯击能进行强夯置换施工，理论上应能置换9 m深度的淤泥质黏土层。
由检测结果可知，试夯一区和试夯二区的有效加固深度约5.5 m，较理论测算值存在一定差距，表明部分深层淤泥质黏土层尚未被完全置换。经软弱下卧层验算确认，当前处理后的地基承载力及沉降量已满足场地预处理要求，同时符合道路、电缆沟等次要构筑物地基的设计标准。
由检测结果可知，试夯二区沉降较试夯一区略大。根据规范要求，最大累计沉降量应小于平板宽度的0.06倍，试夯二期最大累计沉降量46.55 mm < 0.06*1400 mm (平板宽度) = 85 mm，未达到规范规定的破坏分界点。可见，试夯一区和试夯二区均满足设计要求，试夯二区较试夯一区置换料方量优化15%。
因而本工程强夯置换主夯采用6000 kN∙m夯击能，夯点间距3.5 m，单点连续夯击数平均15击，满夯采用1500 kN∙m夯击能，单点连续夯击数平均5击；置换材料采用站内中风化基岩；停夯标准为最后两击夯沉量不大于300 mm且累计总夯沉量不小于18 m控制。
6.2. 隆起高度
软弱土层与置换材料压缩特性的显著差异是导致地面隆起的主要原因。在夯击过程中，高压缩性的软弱土层发生竖向压缩，而低压缩性的置换材料则产生侧向挤出变形。基于土体压缩变形理论，该过程包含两个关键变形分量：
竖向压缩变形：受土体压缩模量(Es)主导；侧向挤出变形：与土体泊松比(ν)密切相关。
淤泥质黏土因其特有的低压缩模量(Es < 5 MPa)和高泊松比(ν ≈ 0.4~0.5)特性，表现出显著的侧向挤出趋势。通过理论模型分析：Δh = EsP × (1 − ν2) (Δh-土体变形量；P-夯击压力；Es-压缩模量；ν-泊松比)。
现场试验数据显示：试夯一区，平均隆起高度2.2 m，试夯二区最后两击平均夯沉量为300 mm，平均隆起高度为1.8 m。最终强夯置换采用最后两击夯沉量 ≤ 300 mm作为停夯标准；同时采用1.5 m小直径夯锤，增加强夯影响深度，经工程验证达到了设计要求。
6.3. 时间间隔的确定
强夯施工中，两遍夯击需保持合理间隔时间以确保土中超静孔隙水压力消散。间隔时长因土质而异：透水性良好的土层可连续作业；而淤泥质黏土地基因渗透性差、孔隙水含量高，常规需14天间隔以防形成橡皮土，具体时长宜通过试验确定。
鉴于本项目工期紧张，试夯阶段即委托检测单位开展超孔隙水压力监测。根据实测数据，最终优化确定：强夯置换两遍夯击最短间隔时间为7天，地基承载力验收检测间隔时间定为28天。该方案在保证工程质量的同时有效提升了施工效率。
6.4. 桩基塌孔问题
淤泥质黏土未被完全置换，对地基承载力和沉降没有太大影响，但对桩基还是带来了不少困扰。
站址基岩层顶面起伏较大，桩长差异显著(9~30 m)。为验证不同条件下的桩基性能，设置两个试桩区：
通过试桩，评估承载力特征值、桩侧负摩阻力及施工工艺可行性。
6.4.1. 长桩塌孔问题(桩长 > 18 m)
原因分析：试桩二区填方厚13 m，强夯置换影响深度5 m，合计18 m。塌孔表明该深度以下仍存在未置换的淤泥质黏土层，钻机扰动后流塑变形导致塌孔，与强夯置换试验数据正好吻合。图12、图13对比原始与强夯后土层。
Figure 12. Original soil profile
图12. 原始土层剖面
Figure 13. Soil profile after dynamic compaction treatment
图13. 强夯处理后土层剖面
6.4.2. 解决方案
1) 泥浆护壁方案：为防止孔洞坍塌，成孔后立刻注入泥浆，泥浆比重1.25，粘度25 s，同时桩孔顶部设置2~4 m护筒。但泥浆壁不能承受黏土压力，成桩后，通过桩身完整性检测，发现仍有缩颈现象，泥浆护壁效果不理想。
2) 高压旋喷桩加固方案：高压旋喷桩即利用钻机将带有喷嘴的注浆管送至设计深度，通过高压泵(通常20~40 MPa)将水泥浆液高速喷射，浆液与土颗粒强制搅拌混合，形成水泥土固结体(旋喷桩)。采用高压旋喷桩加固地下未置换的淤泥质黏土地基，再成孔浇筑桩基混凝土，以避免塌孔现象。
在实际施工中，由于土体孔隙较多，高压泵喷射的浆液方向难以控制且扩散不均，最终此方案失败。
3) 长护筒方案：用沉管振动锤沉入20 m长钢护筒(Φ680 × 12 mm)穿透软土层至设计深度，在管内钻孔、清孔，安装钢筋笼，再用导管灌注混凝土；初凝后，用振动锤拔出钢护筒。此方案试桩成功，经检测桩体质量非常好。
采用长护筒方案，混凝土充盈系数达到1.6 (常规1.1~1.3)，混凝土用量增加30%，但质量可控；采用低频液压振动锤沉筒、拔筒，效率从1~2根/日提升至7根/日，效率提高250%。因此现场配置专用设备(钻孔机、液压振动锤、钢护筒)，保障施工进度。
最终本工程 > 18 m的桩均采用长护筒方案施工，全站Ⅰ类桩占比达到97%。成都东1000 kV变电站成为国内首个采用长护筒方案施工旋挖钻孔灌注桩的变电站，成功解决长桩塌孔难题。
7. 结论
1) 成都东1000 kV变电站淤泥质黏土及高填方地基处理方案针对填方区建(构)筑物，采用直径Φ600旋挖钻孔灌注桩方案，通过长护筒方案解决部分长桩塌孔问题，提高施工效率，确保桩基质量。
2) 采用强夯置换法处理淤泥质黏土地基，单击夯击能6000 kN∙m，夯点间距3.5 m，平均每夯点连续15击，置换料采用站内开挖的中风化基岩，停夯标准为最后两击夯沉量不大于300 mm且累计总夯沉量不小于18 m，夯后地基承载特征值达到200 kPa。此方案是可行的。
3) 对于渗透性差的饱和淤泥质黏土地基，强夯置换两遍夯击的间隔时间为7天，地基竣工验收承载力检测间隔时间为28天；强夯两遍间可连续夯击，地基竣工验收承载力检测间隔时间为14天。
4) 站址区域雨水充沛，而基岩存在遇水软化的特性，故设计通过站外设置排洪沟、地下设置两条主盲沟和无数次盲沟、以及站区表面设置有组织排水系统等措施，将站外坡地的表面雨水、地下径流以及站内雨水均通过有组织排水进行疏导，避免雨水在站内滞留。
综上所述，本文提出的地基处理方案在实际工程中均表现出色，站区排水通畅，且通过试验深入研究强夯置换设计参数，为类似工程提供参考和借鉴。