水泥土攪拌樁復合地基設計參數(shù)試驗研究

朱艷萍

（廣東冶建施工圖審查中心有限公司 廣州 510080）

0 引言

廣州南沙開發(fā)區(qū)地處粵港澳大灣區(qū)地理幾何中心，是粵港澳合作的重要平臺，被國家和省、市賦予重要歷史使命，戰(zhàn)略地位十分重要。近年來，南沙的基礎建設開展得如火如荼，為南沙招商引資墊定了堅實的保障基礎。但南沙開發(fā)區(qū)的深厚軟土層，對南沙的工程建設產生了巨大的影響。

1 南沙地區(qū)軟土工程地質特征

南沙位于廣州的南部，地處珠江三角洲沉積地帶，根據場地地貌成因及形態(tài)特征，場地地貌單元表現(xiàn)為珠江三角洲海陸交互相沉積平原地貌，原始地貌為三角洲前緣的灘涂經圍墾而成的陸地。南沙地區(qū)軟土的工程普遍具有以下特征：天然含水量高、天然孔隙比大、壓縮性高、滲透性弱、固結系數(shù)小、粘聚力小、承載力低［1］，需對其進行處理方可達到工程需求。

2 南沙地區(qū)軟土加固方式概述

根據南沙地區(qū)已有經驗，市政道路最常用的軟土地基處理方法有：預壓法（包括天然地基、砂井或塑料排水板等載、超載預壓和真空預壓等）、復合地基法（包括水泥攪拌樁、CFG 樁、旋噴樁、管樁等）、換填及土工合成材料法等［2］。

水泥土攪拌樁通過攪拌機械將水泥等膠結材料與地基的軟土攪拌成樁柱體，使它具有一定的強度和水穩(wěn)性，達到提高地基承載力、增大地基變形模量、減少地基沉降的目的［3］。

水泥土攪拌樁具有成熟的設計理論和豐富的工程實踐及經驗積累，但在進行具體工程設計中，由于地質條件和巖土參數(shù)的差異，如何合理選擇與確定具體設計參數(shù)，仍存在一些問題。本文基于廣州南沙開發(fā)區(qū)某道路項目的基礎上，在采用水泥攪拌樁處理的路段，通過室內和現(xiàn)場試驗、檢測、分析，為選擇合理的設計參數(shù)提供依據。

3 水泥攪拌樁設計情況

南沙開發(fā)區(qū)南部某主干路全長19.924 km，雙向六車道。K14+640 箱涵為4.0 m×2.5 m 鋼筋混凝土箱涵，從上往下地層依次為填土厚度約3～4 m，淤泥20～24 m，以下為砂層。設計箱涵基礎采用攪拌樁處理，樁長15.5 m，樁徑50 cm，間距1.5 m，水泥摻量為17%，樁身28 d 設計的抗壓強度為1.0 MPa，設計單樁承載力110 kN，復合地基承載力100 kPa，計算工后沉降0.08 m。

為了評價水泥攪拌樁處理方法對提高地基承載力和減小沉降量的效果等，在K14+640 箱涵復合地基進行了大型載荷試驗和室內土工試驗。

4 水泥攪拌樁試驗情況

4.1 復合地基載荷試驗分析

本荷載試驗采用平板載荷法，承壓板使用情況如表1所示。

表1 載荷試驗承壓板尺寸［4］Tab.1 Loading Pressure Test Plate Size

載荷試驗在測沉降的同時埋設土壓力盒對樁、墊層、樁間土的應力進行測量。

4.1.1 樁土應力分析

把載荷試驗時測得的應力變化數(shù)據繪制成Q～σp、σs曲線，如圖1 和圖2 所示。圖中σp為樁頂應力，σs為樁間土應力。

圖1 單樁復合地基應力變化曲線［4］Fig.1 Stress Variation Curve of Single Pile Composite Foundation

圖2 四樁復合地基應力變化曲線［4］Fig.2 Stress Variation Curve of Four Pile Composite Foundation

從圖1、圖2可以看出：

⑴起始階段，當荷載Q由0 增加到25 kPa 時，σp與σs數(shù)值曲線幾乎接近于水平線，說明此時的荷載量對樁和樁間土的影響較??；

⑵加載階段，當荷載Q從25 kPa逐步加載到175 kPa，σp和σs均隨荷載Q的增加而增加，但σp的增長速率較σs增加更快；當荷載Q達到175 kPa 時，σp進一步加速增大，而σs的增幅開始減緩，Q～σp的曲率較Q～σs的曲率更陡，表明此時攪拌樁承擔了大部分的荷載增量，樁間土承載力已接近于極限狀態(tài)，沉降量也在不斷加大。

⑶極限階段，隨著荷載Q的增加，σp急速加大，沉降量繼續(xù)加大，到某一數(shù)值時，樁間土被側向擠出，進而導致樁間土應力下降，此時由樁來承擔更多的荷載，地基處于即將破壞狀態(tài)。

從試驗數(shù)據可以看出，單樁復合地基曲線與四樁復合地基曲線變化趨勢基本一致，在相同樁徑與樁長的條件下，四樁復合地基的應力值要比單樁復合地基應力值大，這是因為作用在樁間土頂?shù)暮奢d增加了樁體所受的側壓力，從而提高了地基的承載能力［5］。

4.1.2 樁土應力比分析

對載荷試驗的測試土壓力數(shù)據進行處理，繪出單樁及四樁復合地基樁土應力比n隨荷載Q的變化曲線，如圖3和圖4所示。

圖3 單樁復合地基樁n值變化曲線［4］Fig.3 Curve of n Value Variation of single Pile Composite Foundation Pile

圖4 四樁復合地基n值變化曲線［4］Fig.4 N-value Variation Curve of Four Pile Composite Foundation

從圖3和圖4可看出：

⑴起始階段，在荷載Q由0 增至50 kPa 時，樁土應力n值增加速率較快，曲線上表現(xiàn)為急劇的上升趨勢，表明樁的應力發(fā)揮較多，樁間土的作用未能有效發(fā)揮；

⑵加載階段，當荷載Q由50 kPa逐漸加大到175 kPa時，n值也隨之加大，但總價體來說變化較為平穩(wěn)，樁和土的應力在均衡作用；

⑶極限階段，當荷載Q大于175 kPa時，n值的上升速率又急劇增大，曲線從平緩上升變?yōu)檩^快的上升趨勢，說明樁與土的應力差在進一步拉大，樁間土的應力即將達到極限狀態(tài)。

同時，從圖3 和圖4 中Q～n曲線的急劇上升—趨于平緩—急劇上升的過程說明，在水泥攪拌樁復合地基中，樁與樁間土的發(fā)揮是不同步的，他們不是同時達到極限狀態(tài)，隨著荷載的不斷加大，首先達到極限狀態(tài)和破壞的是樁間土，然后才是攪拌樁。

在水泥攪拌樁復合地基設計中，樁與樁間土的應力比n是一個非常重要的指標?，F(xiàn)行地基處理方面的規(guī)范建議按地方經驗取值，如《工程地質手冊》［6］等給出的經驗取值范圍為2～4。在設計過程中，n取值越大，則意味著樁所需承擔的荷載比樁間土需承擔的荷載要大得多，樁間土的承載力未能得到發(fā)揮，造成浪費；n取值過小，則意味著樁所能承擔的荷載與樁間土接近，樁身強度弱，造成復合地基的承載力低、沉降大，處理效果不佳。

4.2 復合地基沉降分析

根據試驗結果繪制出載荷試驗的荷載Q的和樁頂沉降s（mm）的關系曲線圖，如圖5所示。

圖5 荷載-沉降曲線［4］Fig.5 Load and Settlement Curve

從圖5可看出：

⑴當荷載小于50 kPa 時，沉降曲線增速均較為平緩，說明此時地基處于相對穩(wěn)定狀態(tài)；

⑵當荷載由50 kPa 增加到125 kPa 的過程中，沉降曲線上升的速率不斷增大，天然地基在不斷增加的荷載作用下出現(xiàn)破壞；并且可看出單樁復合地基的沉降比天然地基土的沉降要小。

⑶當荷載超過125 kPa 時，單樁和四樁復合地基沉降不斷加大。

在復合地基設計中，當路堤填土高度較低（荷載低于50 kPa）時，復合地基的設計參數(shù)如樁間距、樁身強度等可適當降低標準，以降低造價。

4.3 單樁、單樁復合和四樁復合地基承載力關系分析

攪拌樁復合地基載荷試驗較為復雜，在目前設計中，一般由單樁實測承載力推求復合地基承載力。根據《建筑地基處理技術規(guī)范：JGJ 79—2012》［7］上規(guī)定設計計算為：

確定的較小值作為單樁承載力的特征值，再用：

來計算復合地基承載力。

式中：hp為樁身強度折減系數(shù)；fcu為與攪拌樁樁身水泥土配室內加固土試塊90 d 齡期的抗壓強度平均值（kPa）；n為樁長范圍內所劃分的土層數(shù)；up為樁的周長（m）；qsi為樁周第i層土的側阻力特征值；li為樁長范圍內的i層土的厚度（m）；qp為樁端端阻力特征值（kPa）；α為樁端端阻力發(fā)揮系數(shù)；λ為單樁承載力發(fā)揮系數(shù)；Ra為單樁豎向承載力特征值（kN）；m為面積置換率；β為樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)；fsk為樁間土承載力特征值（kPa）。hp、qsi、α、λ、β、fsk按當?shù)亟涷炄≈怠?/p>

根據本項目試驗數(shù)據，并用上述公式計算結果如表2所示。

表2 單樁、單樁復合、四樁復合地基承載力特征值與實測值對比［4］Tab.2 Comparison of Characteristic Values and Measured Values of Bearing Capacity of Single Pile, Single Pile Composite, and Four Pile Composite Foundations

從表2 中數(shù)據可看出，單樁實測承載力比按式⑴計算的結果要大，而采用式⑵計算所得單樁承載力與實測值較為接近，這說明在深厚軟土中設置攪拌樁復合地基屬于摩擦樁，承載力主要由樁體與樁周土的側摩阻力控制。復合地基中單樁實際發(fā)揮承載力比單樁試驗結果要大，這是因為作用在樁間土頂?shù)暮奢d增加了樁體所受的側壓力，從而提高了工程樁的承載能力。

4.4 樁間土處理前后對比分析

為了檢驗和分析水泥土攪拌樁對樁間土的影響，通過現(xiàn)場試驗分別獲得了樁間土攪拌樁處理前后相關的物理力學指標如表3所示。

表3 處理前后樁間土物理力學性能指標［4］Tab.3 Physical and Mechanical Performance Indicators of Soil between Piles before and after Treatment

從表3 中可看出，處理前后的樁間土物理力學指標總體有改善，含水量雖有減少，但還是處于比較高的水平；孔隙比比處理前小，說明在攪拌樁的施工過程中存在一定的擠土作用；固結系數(shù)的變化不明顯；壓縮模量則有了較明顯的提高，并且強度指標c值也有較為明顯的提高。

5 結語

通過在廣州南沙某主干路的水泥攪拌樁復合地基進行試驗，包括復合地基載荷試驗和攪拌樁處理后的取土試驗，從試驗測試成果中進行對比、分析、判斷，可得到如下結論：

⑴由本項目的載荷試驗曲線對比可看出，復合地基在載荷作用下的沉降變形較天然地基小。但當荷載小于50 kPa 時，天然地基與復合地基沉降量相差不大，因此，在低填淺挖路基的深厚軟土路段，更多的是要考慮地基的協(xié)調變形和提高承載力，體現(xiàn)在設計樁長和樁間距上，建議考慮加大樁間距，或采用懸浮樁以及樁-網復合地基等處理措施進行優(yōu)化［8］，以節(jié)省工程造價。

⑵樁土應力比n是地基優(yōu)化設計的重要指標，是反映復合地基工作狀態(tài)的重要參數(shù)，它與地基土的性質、樁身強度、荷載大小、樁間距等因素密切相關，目前仍以地方經驗值取值。在復合地基的加載過程中，樁與土的應力在不斷的變化、不斷調整，樁間土先于樁身達到極限狀態(tài)，最終在樁間土的應力得以最發(fā)揮時為最優(yōu)。因此，設計時應合理確定樁土應力比n，充分發(fā)揮樁間土的作用，根據所需的復合地基承載力和沉降要求合理確定樁間距和樁身強度［9］。通過本項目試驗證明，該地區(qū)樁土應力比n取4～6 較為經濟合理［10］。

⑶通過對復合地基處理軟土地基后樁間土的試驗成果的分析可知攪拌樁的打入對樁間土存在一定的影響，使樁間土的性狀得到了一定的改善，并且隨著時間的變化而增強，因此，在攪拌樁復合地基施工完成后宜進行等載預壓，預壓時間不宜少于3 個月，更有利于發(fā)揮樁間土的作用［11］。