剛柔性樁復合地基加固雙層軟弱地基現場試驗研究

楊鵬，李照東，胡永濤，丁鍇，章定文，楊泳，3

(1. 東南大學 交通學院，南京 2100962；2. 連云港港務工程公司，江蘇 連云港 222042； 3. 江蘇盛泰建設工程有限公司，江蘇 連云港 222042)

沿海地區為解決土地資源緊缺的問題，常采用吹填淤泥填海造陸，尤其在港口擴建工程中應用較多[1]。其填海造陸所用的吹填土一般采用港池和航道的疏浚淤泥，強度及承載力極低，需采用真空預壓法進行初步處理，形成人工硬殼層，以滿足后續二次處理施工設備的承載力要求[2]。在原有軟土地基上吹填淤泥造地形成的雙層軟弱地基的二次處理是工程中面臨的挑戰之一。

對于這種由吹填形成的深厚雙層軟土地基以往常采用真空預壓法或者深層攪拌樁處理，效果往往不太理想，工后沉降較大，當攪拌樁無法穿透軟土層時還會造成工程事故[3-5]。剛柔性樁是在剛性樁基礎上用柔性樁改良樁間土后形成的一種新的復合地基形式，已成功應用于建筑地基處理[6-9]。鑒于該復合地基在控制沉降方面的顯著優勢，工程中正嘗試將其應用于高速公路、高速鐵路等路基下深厚軟土的加固處理，現有研究主要是采用模型試驗[10]和數值模擬[11-13]方法分析墊層、剛性樁、柔性樁及樁間土等性質對剛柔性樁復合地基樁土荷載分擔及荷載傳遞的影響規律，得到一些有價值的研究結論，但缺少現場試驗驗證。目前，關于路堤荷載下剛柔性樁復合地基現場試驗研究較少，特別是針對35 m以上的深厚軟土地基，現有現場試驗研究[14-17]處理深度大多在20 m以上。

因此，以連云港港某鐵路路基工程為依托，對于深厚軟弱地基，為同時滿足地基承載力和控制變形的要求，在預制方樁復合地基的基礎上，采用釘型粉噴樁加固上部軟弱樁間土，形成預制方樁+釘型粉噴樁復合地基。預制方樁打入地基持力層，進而控制地基變形量。預制方樁頂部設置的鋼筋混凝土承臺可以調整樁土荷載分擔比，充分發揮預制方樁的高承載力性能。與常規水泥土粉噴樁相比釘型粉噴樁，能夠充分利用土中應力傳遞規律，增強土體上部復合地基強度，大大提高單樁承載力，同時還能提高上部樁體置換率，增大樁間距，節省工程造價。

1 工程概況

試驗場地位于連云港港隴海鐵路起點站連云港站以東4.5 km處，該路基設計等級為專用線Ⅳ級，整體道床段落要求地基承載力不小于120 kPa，工后沉降不大于2 cm。該區域原灘面標高-2.5～-4.9 m，現地面標高為5.6～7.0 m，吹填土層厚度為9.5 m。吹填土層下為天然沉積淤泥層，其底面標高-33.0～-21.9 m，厚度為28.1 m。淤泥層以下為粉質黏土層、黏土層，如圖1所示。地下水位約為0.3 m。具體土層參數如表1所示。

圖1 地基剖面圖(單位：m) Fig.1 Soil profile

層號層名層厚/m天然密度/(g·cm-3)壓縮模量/MPa液性指數孔隙比含水率/%液限/%①-3中砂2.4①-4淤泥(吹填土)7.11.681.911.331.57856.949.2②-1淤泥10.51.611.581.031.78463.655.8②-2淤泥17.61.581.751.141.96970.966.2③-6粉質黏土2.81.915.850.910.86130.531.5③-8黏土6.71.744.850.731.34749.457.5

2 地基處理設計與現場監測方案

2.1 加固方案

采用剛柔性樁復合地基處理雙層軟土地基，其中剛性樁采用預制預應力混凝土薄壁方樁(以下簡稱預制方樁)，柔性樁采用釘型水泥土雙向攪拌粉噴樁(以下簡稱釘型粉噴樁)。復合地基樁位平面布置如圖2所示，剛性樁呈正方形布置，中間隔排設置釘型粉噴樁，坡腳布置兩排釘型水泥土雙向攪拌樁。預制方樁樁間距為3.4 m，樁體橫截面尺寸為45 cm×45 cm，內徑為25 cm，混凝土強度等級C80，樁長要求打入持力層1 m。預制方樁頂部現澆尺寸為160 cm×160 cm×40 cm的鋼筋混凝土樁帽，混凝土等級為C30。釘型粉噴樁樁長15 m，上部擴大頭樁徑0.9 m，高4 m，下部樁徑0.5 m，樁長11 m。釘型粉噴樁采用C45礦渣水泥，水泥摻入量(土體中摻入的水泥重量與被加固軟土干重度的比值)為15%。樁帽上鋪設50 cm碎石墊層，夾鋪一層雙向高強經編聚酯土工格柵。

圖2 復合地基樁位平面布置圖Fig.2 Layout of piles and

2.2 監測方案

圖3為試驗段監測傳感器布置剖面示意圖，SP(SP1～SP3)為沉降板、E(E1～E7)為土壓力盒、P(P1～P3)為孔隙水壓力計、I為測斜管。沉降板監測預制方樁樁頂、釘型粉噴樁樁頂及樁間土表面沉降。土壓力盒用來監測預制方樁、釘型粉噴樁和樁間土的樁土荷載分擔。地表下5、9、15 m處埋設孔壓計監測地基土中超靜孔隙水壓力的消散規律。另外，在路堤坡腳外1.5 m處埋設測斜管，量測土體深部側向位移。圖4為土壓力盒平面布置圖，該試驗段共埋設7個土壓力盒，其中預制方樁帽中心1個(E1)、樁帽邊緣2個(E2、E3)，雙向粉噴樁樁中心1個(E5)，雙向粉噴樁邊緣1個(E6)，樁間土2個(E4、E7)。

圖3 監測點布置示意圖Fig.3 Arrangements of monitoring

圖4 土壓力盒布置平面示意圖Fig.4 Layout of earth pressure

3 監測結果分析

3.1 靜載試驗下地基承載力

預制方樁和釘型粉噴樁的單樁及單樁復合地基承載力靜載荷試驗測試結果見表2。圖5和圖6分別為預制方樁單樁和釘型粉噴樁單樁載荷試驗的Q-s曲線，圖7為釘型粉噴樁單樁復合載荷試驗的p-s曲線，從圖中可以看出，當加載到兩倍設計荷載時，曲線均沒有出現明顯的拐點，表明單樁(單樁復合)載荷試驗達到設計要求，但尚未達到極限狀態。為測試釘型粉噴樁復合地基在載荷試驗中的樁土荷載分擔，在其中一組載荷板下埋設土壓力盒，其加載值為345 kPa。載荷板下共布置4個土壓力盒，其中釘型粉噴樁中心1個，樁邊緣1個，樁間土2個。從圖8可以看出，加載初期，樁頂和樁間土壓力區別不大；隨著外荷載的增加，更多的荷載向樁頂集中，樁土應力比也隨之增加。將攪拌樁樁中心實測土壓力與樁間土實測平均土壓力的比值定義為n1，攪拌樁邊緣處實測土壓力與樁間土實測平均土壓力的比值定義為n2，n1和n2都隨外荷載的增加而增加，且其差值隨荷載增加而增大，最大荷載作用下(345 kPa)，n1為6.7，n2為4.8。

表2 預制方樁與釘型粉噴樁承載力測試結果Table 2 Bearing capacity test results of precast square piles and T-shape deep mixing columns

圖5 預制方樁單樁載荷Q -s曲線Fig.5 Q -s curves of precast square

圖6 釘型粉噴樁單樁載荷Q -s曲線Fig.6 Q -s curves of T-shape deep mixing

圖7 釘型粉噴樁單樁復合地基載荷p -s曲線Fig.7 p -s curves of T-shape deep mixing column composite foundation

圖8 釘型粉噴樁樁土荷載分擔和樁土應力比隨荷載的變化Fig.8 Variation of column-soil load share and

3.2 路堤荷載下地基變形監測

3.2.1 孔隙水壓力 路堤荷載下地基土中超靜孔隙水壓力變化如圖9所示。由圖9可以看出，超靜孔壓與路堤填土荷載呈正相關，且填土過程中超靜孔隙水壓力變化規律基本一致，均是開始堆載時，超靜孔壓急劇增大，然后慢慢消散。100 d后超靜孔隙水壓力消散了近90%。地表下5、9、15 m的超靜孔隙水壓力最大值分別是24.5、12、10.4 kPa。超靜孔隙水壓力增長受埋深影響，埋深越大，路堤荷載引起的超靜孔隙水壓力越小，主要與土體附加應力隨深度減小有關。9 m和15 m處超靜孔隙水壓力相差不大。填土開始時超靜孔壓值不為零，主要是剛柔性樁在施工過程由于擠土效應產生的超靜孔隙水壓力尚未完全消散所致。

圖9 超靜孔隙水壓力變化Fig.9 Pore water pressure versus embankment

3.2.2 地表沉降 圖10為路堤中心處樁頂面和樁間土地表沉降隨時間變化曲線。由圖10可以看出，預制方樁樁頂沉降很小(不超過10 mm)；釘型粉噴樁的樁頂沉降在路堤荷載下迅速發展，約30 d后趨于穩定值(16 mm)；樁間土的地表沉降隨時間的增長而增長，約60 d后趨于穩定值(38 mm)。樁間土地表沉降遠大于樁頂面沉降，樁間土與預制方樁的差異沉降為35 mm，與釘型粉噴樁的差異沉降為22 mm，兩者的差異主要由樁體模量導致，釘型粉噴樁的樁體模量遠遠小于預制方樁。同時，樁土差異沉降導致路堤出現土拱效應，應力向樁端集中，但由于兩者樁土差異沉降不同，使得樁頂應力集中程度不一樣，這與后面樁土應力發展規律一致。

圖10 路堤中心處樁土沉降變化Fig.10 Settlement at embankment center

3.2.3 土體深層水平位移 圖11為坡腳1.5 m處深層水平位移變化曲線。由圖11可看出，水平位移主要發生在填土階段；在0～5 m深度內基本不變或略微增大，其最大水平位移為9.5 mm。從該深度往下水平位移逐漸減小。路堤荷載下吹填軟弱土層和天然地基軟土層均發生了一定量的側向位移，但最大水平位移發生在淺層吹填土層中。

圖11 深層水平位移變化曲線Fig.11 Variation of lateral

3.3 路堤荷載下樁頂及樁間土土壓力監測

3.3.1 土壓力及樁土應力比 圖12為預制方樁、釘型粉噴樁及樁間土上土壓力監測結果，從圖中可以看出：1)樁頂和樁間土壓力隨填土高度增加而增大，填土結束后出現小幅度應力調整或轉移，樁間土和釘型粉噴樁樁頂土壓力略微減小，預制方樁樁頂土壓力增加，后逐漸趨于穩定，這說明隨著地基固結度的增加，原先由樁間土和釘型粉噴樁承擔的荷載向預制方樁轉移，荷載轉移過程與樁土差異沉降發展過程一致；2)填土荷載向預制方樁樁帽集中，預制方樁樁帽上土壓力平均值為80 kPa，遠遠超過預壓期內填土荷載值(32 kPa)，樁間土土壓力均值為12 kPa，預制方樁樁帽上穩定樁土應力比為6.2；3)釘型粉噴樁樁頂土壓力平均值為39 kPa，其樁土應力比為2.5。預制方樁與釘型粉噴樁樁土應力比的差異主要由兩者剛度差異所致。

圖12 預制方樁樁帽、攪拌樁與樁間土土壓力Fig.12 Earth pressure on pile cap, top of deep

3.3.2 樁土荷載分擔 取一個單元體分析，單元體中心有一根預制方樁，周圍布有8根釘型粉噴樁，如圖13所示。填土荷載下(上部填料的重度按19 kN/m3計算)，一個單元內的土柱理論總重為373.4 kN，實際測量值為364.4 kN，誤差為2.4%，理論值和實際測量值接近，說明現場實測數據是可靠的。

由表3可以看出，預制方樁(帶樁帽)的面積置換率為22.2%，釘型粉噴樁面積置換率為16.5%，路堤荷載下，復合地基中預制方樁(帶樁帽)和釘型粉噴樁的荷載分擔比分別為56.2%和20.4%，樁間土的受荷面積占總面積比例達61.3%，但只承擔了23.4%的荷載。根據表2可知，預制方樁和釘型粉噴樁承載力分別為1 164、170 kN，在填土荷載下，其實際最大承擔荷載分別為204.8、74.5 kN，分別占其承載能力的17.6%和43.8%。這說明預制方樁、釘型粉噴樁承載能力還遠沒充分發揮，具有較高的安全儲備。

圖13 單元體布樁圖(單位：mm)Fig.13 Layout of piles and columns in a

名稱受荷面積/m2占總面積比例/%壓力平均值/kPa承擔的荷載/kN占總荷載的比例/%預制方樁(含樁帽)2.5622.280204.856.2釘型粉噴樁1.9116.53974.520.4樁間土7.0961.31285.123.4合計11.56100.0364.4100.0

表4為根據文獻[18](預制管樁+水泥土攪拌樁加固處理)計算的樁土荷載分擔結果。文獻[18]中樁間土承擔的荷載比例(68.8%)遠高于本研究中樁間土承擔的荷載比例(23.4%)，主要由于文獻[18]地基上部為土質較好的淤泥質亞黏土，采用樁的面積置換率較小(5.7%)，而地基土條件(淺層吹填軟土層，下層天然沉積軟土層)較差，采用減小樁間距、增加預制方樁樁帽面積和采用大直徑的變徑樁來處理由吹填形成的雙層軟弱地基，以提高樁體面積置換率(22.2%)，使樁體承擔更多的荷載，降低作用在樁間土上荷載。現場實測沉降和側向位移等結果也驗證了這一方法的有效性。因此，對于這種由吹填軟土層和天然沉積軟土層形成的雙層軟弱地基，為了減小樁間土變形，需提高樁體的面積置換率，可采用減小樁間距和采用帶有大樁帽的預制樁或帶有擴大頭的水泥土攪拌樁進行加固處理。

表4 樁土荷載分擔[18]Table 4 Load sharing on pile, column and soil[18]

圖14 預制樁和常規攪拌樁布置圖[18](單位：mm)Fig.14 Layout of piles and cement-soil

4 結論

對由吹填軟土層和天然沉積軟土層形成的深厚雙層軟弱地基，采用帶大樁帽的預制方樁和帶有擴大頭的水泥土攪拌樁進行加固處理，基于現場試驗結果，得到以下幾點結論：

1)釘型水泥土雙向攪拌樁單樁及單樁復合地基以及預制方樁單樁承載力均滿足設計要求；復合地基載荷試驗中樁土應力比隨著外荷載的增大而增大，樁頂荷載分布不均勻，樁中心實測壓力值大于樁外緣部分實測壓力值。

2)預制方樁、攪拌樁和樁間土三者剛度差異導致填土荷載向預制方樁樁帽及攪拌樁樁頂集中，預制樁帽上的樁土應力比為6.2，攪拌樁上的樁土應力比為2.5；預制方樁樁帽的面積置換率為22.2%，承擔著56.2%的荷載，釘型粉噴樁的面積置換率為16.5%，承擔了20.4%的荷載。此時,預制方樁的承載能力只發揮不到18%，攪拌樁的承載能力也只發揮了44%，還可以通過優化設計使預制管樁承擔更多的荷載。

3)樁土荷載分擔取決于樁體面積置換率和土質條件等，樁體面積置換率越高，樁頂荷載分擔越大；土質條件越差，樁間土荷載分擔越小。

4)對于由吹填軟土層和天然沉積軟土層形成的雙層軟弱地基，減小樁間距、增大預制方樁的樁帽面積和采用大直徑的變徑攪拌樁是提高樁體荷載分擔比、減小軟土層變形的有效措施。