柔性基礎下復合地基理論在某事故處理中的應用

呂文志 ，俞建霖，龔曉南

(1. 浙江大學 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點實驗室，浙江 杭州，310058；2. 中冶集團 武漢勘察研究院有限公司，湖北 武漢，430080)

隨著復合地基技術在公路和鐵路路堤、土石壩、各類堆場、儲油罐等堆體工程中的應用日益增多，柔性基礎下復合地基的工作性狀逐步引起學術界和工程界的重視。剛性基礎下的復合地基中通常采用“樁土等應變”假設，即假設復合地基內部任一水平截面上樁與樁間土的豎向位移相等。而柔性基礎下復合地基由于基礎剛度相對較小且樁間土的壓縮性遠大于樁體間土的壓縮性，“樁土等應變”假設不再適用。模型試驗[1]、理論研究[2]、數值仿真[3-4]和現場實測[4-5]結果均表明，柔性基礎與剛性基礎下復合地基的工作性狀有較大差異：前者的承載力和樁土應力之比比后者的小，而其沉降量比后者的大。不考慮基礎剛度而簡單套用以“樁土等應變”為前提的現有規(guī)范公式，極有可能出現工程事故。路堤等柔性基礎下復合地基系統(tǒng)主要由路堤填土(柔性基礎)—過渡墊層(荷載轉換平臺)—復合地基(樁與樁間土)—下臥土層 4部分組成，故其工作性狀顯然是這4者之間相互作用、應力與變形相互耦合的復雜過程，其荷載傳遞機理至少包括路堤等填土中的土拱效應、柔性基礎的剛度效應、墊層效應、樁土相互作用以及下臥層土體的支承作用 5個部分[6]。只有系統(tǒng)地考慮上下部共同作用的荷載傳遞機理，柔性基礎下復合地基的設計才可能安全和合理。本文作者以某料場地基事故處理為例，按剛性、柔性基礎分別復核了原設計的復合地基承載力，并綜合運用上述荷載傳遞機理，分析事故原因，介紹事故處理措施及其效果驗證。該工程事故的處理對諸如深厚軟土地區(qū)高填方的公路與鐵路路堤、土石壩、原料場、儲油罐等柔性基礎下復合地基的理論研究、工程設計和事故處理等都有一定的借鑒和參考意義。

圖1 原料場剖面圖Fig.1 Profile of raw material yard

圖2 D和E料條原設計圖Fig.2 Original design of D and E strips of yard

1 工程概況

1.1 料場概況

某鋼廠原料場長612 m，其橫剖面如圖1所示。粉狀鐵礦石通過梁式堆、取料機自然堆積成三角形，雜礦料條(以下簡稱C料條)、混勻礦料條(以下簡稱D和E料條)中心最大荷載分別為200和250 kPa。料條之間的堆、取料機和轉運站通廊采用 PHC樁承臺基礎，要求嚴格保護。

1.2 地質概況

場地屬濱海海積平原，原地形以魚塘為主。魚塘用山皮土及渣石回填，厚度為1.5～2.0 m，其下為流塑淤泥質黏土層，厚度為 27.8～36.5 m，含水量(質量分數)為44.6%(均值，下同)，孔隙比為1.251，黏聚力為6.2 kPa，內摩擦角為 7.8°(直剪快剪)，雙橋靜力觸探端阻為0.6 MPa，側阻9.68 kPa，原位十字板剪切試驗峰值強度為17.2 kPa，殘余值為5.2 kPa，靈敏度為3.6，其承載力特征值為60 kPa，壓縮模量為2.2 MPa；再下為可塑狀態(tài)黏土層及基巖，覆蓋層厚度約50 m。

1.3 原地基處理設計、施工概況

D和E料條原設計圖如圖2所示。D和E料條采用 C15素混凝土樁復合地基(Φ426振動沉管灌注工藝)，按1.5 m×3.0 m梅花型布置，置換率為6.33%，各料條中間樁長最長，向兩側遞減；各料條四周三排樁為C20鋼筋混凝土樁(配HRB335級直徑為16 mm的主筋6根)，且用鋼筋混凝土梁縱橫相連，素砼樁頂鋪設單層土工格柵且固定于四周連梁內；經單樁和單樁復合地基靜載試驗、低應變樁身完整性檢測，素砼樁質量合格。樁施工完后鋪1 m厚砂石、1 m厚底料至2.7 m標高處。

2 事故描述

當C料條中段長度為100 m的堆精礦至高7 m時，該段水平位移及其速率過大，C和D料條中間的堆、取料機PHC樁承臺最大水平位移達384 mm，卸料后開挖結果表明，礦料底部出現大面積半橢球形地面沉降，橢球長軸約130 m，短軸約36 m，最大沉降量達到2.41 m。而當D和E料條堆料5.0 m高時，深層土體水平位移速率有多個孔位連續(xù)多天超過報警值 5 mm/d，且呈不收斂趨勢。

3 原因分析

按剛性基礎下復合地基公式計算[7-8]：

式中：fcu為與攪拌樁樁身水泥土配比相同的室內加固土試塊標養(yǎng)90 d齡期的立方體抗壓強度均值；η為樁身強度折減系數；up為樁周長；n為樁長范圍內劃分土層數；qsi為樁周第i層土側阻力特征值；li為樁長范圍內第 i層土的厚度；qp為樁端地基土未經修正的承載力特征值；α為樁端天然地基土承載力折減系數；Ap為樁身截面積；fspk為復合地基承載力特征值；Ra為單樁豎向承載力特征值；m為面積置換率；fsk為處理后樁間土承載力特征值；β為樁間土承載力折減系數；fsp為深寬修正后的復合地基承載力特征值；ηb和ηd分別為寬度、深度修正系數；b和d分別為寬度和深度取fsk=60 kPa，m=0.063 3，樁徑為0.426 m，以料條中心為例，樁長為28 m(樁頂標高按0.70 m計)，α=1，β=1，η=0.33，qsi= 9 kPa，qp=400 kPa(文獻[9])，fcu=7.2 MPa，Ra=394 kN，fspk=232.6 kPa，γm=20 kN/m3，ηb=0，ηd=1，d=2.0 m，經深度修正后，fsp=262.6 kPa，稍低于該處樁頂上1 m厚墊層、1 m厚底料和9 m高礦料的承載力之和應為290 kPa的要求?？紤]到樁頂下尚有約1.5 m厚人工填土層、樁頂上也鋪有一層土工格柵，且料場容許有較大沉降，承載力基本滿足要求，故單樁靜載荷試驗及小尺寸剛性荷載板下的單樁復合地基靜載荷試驗都合格。

若不按剛性基礎考慮，則根據文獻[10]，當樁周為軟弱土、地面有大面積堆載時，計算基樁承載力應計入樁側負摩擦力，且摩擦型基樁中性點在 0.5～0.6倍樁長處。取中性點以上側阻為 0，中性點下單樁承載力特征值最大為225.5 kN，fspk=156.4 kPa；而將中性點以上負摩擦作為荷載，取樁周土正負摩阻力相同，中性點在0.5倍樁長處，則樁所受正負摩擦力相等，單樁凈承載力特征值為 57 kN，fspk=81.5 kPa，fsp=111.5 kPa；假定極限承載力是承載力特征值的 2倍，扣減1 m厚砂石墊層和1 m厚底料，則所能承受的礦料荷載為71.5～183.0 kPa，換算高度為2.6～6.6 m?？紤]到樁頂下尚有約1.5 m厚人工填土層，樁頂有一層土工格柵，實際值會略高，這與堆料高7 m致使較大沉降相一致。

從上述剛性、柔性基礎對比結果可以看出：兩者的復合地基承載力相差很大。實踐證明：不考慮墊層剛度，直接套用現地基處理規(guī)范公式所得結論是錯誤的。實際上，本工程礦料為自重堆積散體材料，而原設計在24或37 m寬的墊層中只設置了1層土工格柵，相比于條形基礎或筏板基礎，堆料荷載和墊層(荷載轉換平臺)都是柔性的，故因剛度不足，樁容易向墊層刺入；樁土應變不相等，樁間土較軟，受荷后變形大，樁受負摩阻力，故樁身最大軸力較大，其位置較深，使得樁端受力也較大；而原設計的樁并未打穿淤泥質黏土層，屬懸浮樁，故樁端剛度和樁底支承作用弱，當樁端受力較大時，樁向下刺入變形也會較大[11]；樁向下的刺入變形會減小樁土沉降差，填土中的土拱效應就小，而樁頂對土工格柵的支承作用也較弱[12]，散體礦料荷載難以通過土拱效應和格柵兜提作用向樁體集中，造成樁間土受荷增加很快；當樁間土承擔荷載超過其承載能力時，樁間土即達到塑性破壞而進入流動狀態(tài)。

土拱效應與墊層效應在柔性基礎下，復合地基的荷載分配與傳遞中占有重要地位，土拱(等沉面)以下填料荷載大部分由加筋墊層承擔，等沉面以上則全部由土拱傳遞給樁承擔，而加筋墊層的受荷向墊層下樁及樁間土的荷載分配與樁土沉降差(與格柵應變率相關)、格柵剛度、樁頂對格柵的支承作用等有關。研究結果表明[13-14]：樁土沉降差是填土中土拱效應產生和發(fā)展的原因，當沉降差達到3～10 mm時，樁土應力比和土拱效應即達最大。根據英國 BS8006規(guī)范和北歐Nordic手冊[15]，土拱(等沉面)高度分別為1.4s0和1.87s0(其中，s0為樁凈距)；而文獻[14]基于實測值和機理分析認為，平面土拱等沉面高度為(1.4～1.6)s0，空間的約為3.5s0；本工程樁的縱橫間距分別為1.5 m和3.0 m，等沉面高度為 3.6～9.0 m，加筋墊層承擔荷載為84.5～234.6 kPa，超過樁間土的承載力。

要注意的是：上述土拱等沉面高度計算公式是基于加筋墊層樁支承結構路基(也稱樁網結構路堤)[15]的，而本項目樁底為淤泥質土，樁沉降較大，加筋墊層將承受更大的荷載，且加筋墊層受荷將大部分轉遞給格柵下樁間土(因為格柵兜提作用較弱)。

從柔性基礎的剛度效應、填土中的土拱效應、墊層效應、樁土相互作用以及下臥層土體的支承作用 5個部分看，因填土基礎和加筋墊層剛度弱、樁底懸浮，故樁存在向上和向下的刺入變形，使得樁受負摩阻力、樁底支承作用小，樁沉降大，樁土沉降差小，土拱效應弱，格柵兜提作用弱、地基土受荷較大。

原設計宜在墊層中上部再增加2～3道土工格柵，并在樁頂上方鋪設或現澆鋼筋混凝土樁帽以增加置換率，且樁宜穿透淤泥質黏土層，即采用寬板長樁的樁網結構路基方案[16]。原設計也可采用長短樁復合地基，減小樁距，增加樁的置換率，降低等沉面高度，增加樁的荷載分擔，減小樁間土受荷。在長短樁復合地基與樁網結構路基方案之間，宜通過技術經濟分析并結合足尺試驗結果綜合確定。

4 地基二次加固處理措施

4.1 原則與方案

C料條因使用用途調整而不必處理，D和E料條現有素砼樁仍可以且必須加以利用，故二次處理原則上以長短樁復合地基為主，配合“半剛性墊層”和“復合擋墻”措施，以確保最終堆高下場地的穩(wěn)定和堆取料機、西側轉運站通廊樁基礎的安全。二次加固總體方案如圖3所示。

4.2 半剛性墊層

根據前述原因分析，基礎剛度必須較大，故為了提高墊層剛度，提高樁土應力比，減小樁間土上的荷載分擔，應盡可能改善柔性基礎下復合地基的工作性狀，可通過高壓旋噴注漿膠結法對人工填土層進行土質加固處理以形成注漿半剛性墊層。

圖3 D和E料條二次加固剖面圖(單位：m)Fig.3 Retreatment profile of D and E strips

4.3 長短樁復合地基

在注漿半剛性墊層基礎上，為增加樁體置換率，減少樁間土上的荷載分擔，在料場中間大面積堆料區(qū)域采用剛柔性長短樁復合地基，利用既有素砼樁為剛性長樁，構成一次復合地基，在既有素砼樁中間新增高噴樁為柔性短樁(圖4(a))，構成二次復合地基。為確保E料條西側緊鄰的轉運站通廊安全，E料條中部高噴樁加長到15 m。

根據既有素砼樁布置(圖4(a))，確定直徑為0.8 m的高噴樁置換率為0.222，根據文獻[7-10, 16]：

式中：ηn為負摩阻力樁群效應系數；sax和 say分別為縱、橫向樁的中心距；D為樁直徑；為中性點以上樁的平均負摩阻力標準值；γm為中性點以上樁周土加權有效重度；下標1和2分別代表一次復合地基(加固體為素砼樁)、二次復合地基(加固體為高噴樁)。考慮較密群樁的遮攔等作用并有“復合擋墻”圍箍作用，取fsk=90 kPa，m1=0.063，m2=0.222，D1=0.426 m，D2=0.8 m，以料條中心為例，樁長分別為28 m和13 m(樁頂標高 0.70 m)，α=1，β=1，η=0.33，qsi=9 kPa，qp1=400 kPa，qp2=300 kPa，fcu1=7.2 MPa，fcu2=3.0 MPa；sax=0.75 m，say=1.5 m，=9 kPa，γm=17 kN/m3，按置換率加權計算得到D=0.717 m，則負摩阻力群樁效應系數ηn=0.7。砼當樁周土正負摩阻力特征值相同時，由于墊層剛度的提高，樁分擔了大部分荷載，以及“復合擋墻”的圍箍，因此，樁周土沉降明顯減小。若中性點折減系數取 0.6[10]，ln/l0=0.3，則考慮負摩阻力群樁效應的素砼單樁凈承載力特征值 Ra1=222.2 kN，fspk1=183 kPa；仍取 ln/l0=0.3，ηn=0.7，則高噴樁單樁凈承載力特征值Ra2=294.7 kN，fspk2= 273.2 kPa。按照式(3)，取 γm=20 kN/m3，ηb=0，ηd=1，d=2.0 m，則經深度修正后，fsp2=303.2 kPa，滿足該處樁頂上1 m墊層、1 m底料和 9 m高礦料自重之和為290 kPa的要求。

4.4 復合擋墻

采用長短樁復合地基時，樁間土不可避免要承受較大荷載，為提高樁間土承載力，限制或減小深厚軟弱樁間土受荷后的側向變形，減小其對堆取料機和西側轉運站通廊樁基礎的側向推擠和豎向負摩擦作用，可按土體的支護加固、側向約束思路[17]，分別在D和E料場兩側形成復合擋墻。利用周邊縱橫連梁相連的既有配筋砼樁，在D料條兩側、E料條東側配筋砼樁前設置 φ800@600連續(xù)高噴樁(圖 4(b))；而為保護西側轉運站通廊，E料條西側在配筋砼樁前和樁排中間設置高噴樁格柵(圖4(c))。

圖4 D和E料條二次加固詳圖Fig.4 Retreatment design of D and E strips

4.5 穩(wěn)定性計算

將素砼樁和高噴樁分別與樁間土復合成沿料條縱向不間斷的寬度為0.426和0.800 m的連續(xù)樁墻；連續(xù)樁墻的作用取決于其受力狀態(tài)，問題非常復雜，目前尚未有公認的成熟計算方法。參考上海市和湖北省基坑工程經驗[18]及文獻[19]，本次計算只考慮樁墻抗剪而不考慮抗彎作用，其抗剪強度由樁體材料和樁間土抗剪強度按面積加權得到；考慮到注漿效果離散性可能較大，故墊層取最不利情況下即不注漿下的原位剪切試驗強度；考慮到淤泥質黏土層厚度達 27.8～36.5 m，強度沿深度變化較大，以雙橋觸探的qc=1.0 MPa為界，將其細分為上、下2層，重新統(tǒng)計各自的觸探結果，根據當地經驗確定各自的抗剪強度指標；利用總應力瑞典條分圓弧滑動法，對D和E料條有代表性的地質剖面在最大堆高下的穩(wěn)定性進行計算，最小穩(wěn)定安全系數分別為 1.325(E料條西側)、1.220(其他地段)，滿足最小穩(wěn)定安全系數不小于1.300(E料條西側)和 1.2(其他地段)的控制標準(直剪快剪強度指標)[19]。由穩(wěn)定性確定的最終各排樁樁長參見圖3。

4.6 精心施工，嚴密監(jiān)測，貯礦管理

為減小高噴施工擠土效應，應按先兩邊后中間、先復合擋墻后長短樁復合地基順序施工；高噴施工隆起當作預起拱；與施工同步的監(jiān)測信息指導各流水段高噴施工和堆料進程；在K+300 m(料條最北為K+0 m)以北第1階段采用常規(guī)工藝施工高噴樁，受上覆壓力小、噴漿口上覆漿液過濃、人工填土層引孔孔壁涂抹嚴重等影響，人工填土層注漿效果有限。在K+300 m以南第2階段，高噴注漿工藝調整為：反鏟驅動沖擊錘引孔→下行噴漿(填土層)→下行鉆進(軟土層)→上行噴漿(軟土層)→靜壓補漿(填土層)。人工填土層經反鏟開挖證明工藝調整后注漿膠結效果良好，局部類似無砂混凝土。

5 處理效果驗證

圖5所示為D和E料條西側二次加固處理后料條邊緣處各測斜管位移增量曲線。從圖 5可以看出：E料條所有新增側向位移都沒有超過 100 mm報警標準，有25%的點超過45 mm。而D料條有3個點側向位移超過 100 mm，有 66.7%的點側向位移超過 45 mm?？梢姡何鱾韧ɡ茸鳛橹攸c保護對象，提高 E料條西側的穩(wěn)定控制標準，設置成格柵復合圍箍擋墻是合理的。

從圖5也可以看出：堆高為9.0 m時，在E料條上位移增量大于40 mm的點中，第1階段施工地段的點占總數的2/3，而D料條上的點占5/6，且達到報警標準的3個點都在第1階段施工地段。這說明以K+300 m為分界的第1和2階段工藝效果存在較大的差異。注漿工藝經調整后，第2階段填土墊層注漿效果明顯改善。

圖5 D和E料條位移增量曲線圖Fig.5 Curves of increment displacement of D and E strips

僅墊層注漿工藝與效果不同的第1階段與第2階段的對比說明：注漿半剛性墊層可對復合地基產生重大影響；而墊層注漿基本無效果的第1階段與原設計在墊層上基本相同，二次加固處理后第1階段也能達到最終堆高，說明二次加固處理設計若無注漿半剛性墊層也可能會成功，即二次加固處理設計的長短樁復合地基和復合圍箍擋墻發(fā)揮了重要作用。

圖6所示為D和E料條K+150 m處底料中約0.5 m埋深橫剖管在堆高9.0 m下的沉降曲線，D料條橫斷面最大沉降約為70 mm，約為E料條的2倍，這說明E料條較大的樁長能明顯減少地面沉降；而從沉降形態(tài)看，D料條沉降曲線大致對稱成盆形，與E料條有顯著不同。可見：E料條剛度更大的格柵型復合擋墻對E料條位移場有明顯影響，側向圍箍作用能明顯提高土體強度，從而減少沉降。這也驗證了圖5所得的結論。

圖6 D和E料條橫斷面沉降曲線Fig.6 Curves of cross section settlement of D and E strips

6 結論與建議

(1) 因填土基礎和加筋墊層剛度較弱且樁底懸浮，樁存在向上和向下的刺入變形，使得樁底土和樁間土承受了較大荷載是本次事故發(fā)生的根本原因。二次加固處理針對性地采用半剛性墊層、長短樁復合地基、復合擋墻3種措施，確保了最終堆高下場地的穩(wěn)定和堆取料機、西側轉運站通廊樁基礎安全。

(2) 刺入變形對柔性基礎下復合地基工作性狀有重大影響，必須從上、下部共同作用的荷載傳遞機理出發(fā)，確定樁頂墊層剛度及其做法(如何確定加筋、是否加板等)、樁端持力層的選擇(樁長)及樁距等因素，剛度較弱的無筋墊層和懸浮樁應盡量避免使用。

(3) 目前，柔性基礎下復合地基理論還落后于工程實踐，且國內尚未有相關設計規(guī)范，因此，當復合地基難度或規(guī)模較大時，應開展室內模型試驗、現場足尺試驗和有針對性的理論研究。

(4) 地基事故處理需要經充分調查和必要的試驗驗證，通過理論分析與經驗判斷，找到事故原因，考慮既有條件、周邊環(huán)境和施工可行性等因素，經過必要的計算和試驗，確定處理方案，并在施工全過程監(jiān)測及設計服務中進行必要的調整。

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