柔性基础下复合地基理论在某事故处理中的应用

吕文志 ，俞建霖，龚晓南

(1. 浙江大学 软弱土与环境土工教育部重点实验室，浙江 杭州，310058；2. 中冶集团 武汉勘察研究院有限公司，湖北 武汉，430080)

随着复合地基技术在公路和铁路路堤、土石坝、各类堆场、储油罐等堆体工程中的应用日益增多，柔性基础下复合地基的工作性状逐步引起学术界和工程界的重视。刚性基础下的复合地基中通常采用“桩土等应变”假设，即假设复合地基内部任一水平截面上桩与桩间土的竖向位移相等。而柔性基础下复合地基由于基础刚度相对较小且桩间土的压缩性远大于桩体间土的压缩性，“桩土等应变”假设不再适用。模型试验[1]、理论研究[2]、数值仿真[3-4]和现场实测[4-5]结果均表明，柔性基础与刚性基础下复合地基的工作性状有较大差异：前者的承载力和桩土应力之比比后者的小，而其沉降量比后者的大。不考虑基础刚度而简单套用以“桩土等应变”为前提的现有规范公式，极有可能出现工程事故。路堤等柔性基础下复合地基系统主要由路堤填土(柔性基础)—过渡垫层(荷载转换平台)—复合地基(桩与桩间土)—下卧土层 4部分组成，故其工作性状显然是这4者之间相互作用、应力与变形相互耦合的复杂过程，其荷载传递机理至少包括路堤等填土中的土拱效应、柔性基础的刚度效应、垫层效应、桩土相互作用以及下卧层土体的支承作用 5个部分[6]。只有系统地考虑上下部共同作用的荷载传递机理，柔性基础下复合地基的设计才可能安全和合理。本文作者以某料场地基事故处理为例，按刚性、柔性基础分别复核了原设计的复合地基承载力，并综合运用上述荷载传递机理，分析事故原因，介绍事故处理措施及其效果验证。该工程事故的处理对诸如深厚软土地区高填方的公路与铁路路堤、土石坝、原料场、储油罐等柔性基础下复合地基的理论研究、工程设计和事故处理等都有一定的借鉴和参考意义。

图1 原料场剖面图Fig.1 Profile of raw material yard

图2 D和E料条原设计图Fig.2 Original design of D and E strips of yard

1 工程概况

1.1 料场概况

某钢厂原料场长612 m，其横剖面如图1所示。粉状铁矿石通过梁式堆、取料机自然堆积成三角形，杂矿料条(以下简称C料条)、混匀矿料条(以下简称D和E料条)中心最大荷载分别为200和250 kPa。料条之间的堆、取料机和转运站通廊采用 PHC桩承台基础，要求严格保护。

1.2 地质概况

场地属滨海海积平原，原地形以鱼塘为主。鱼塘用山皮土及渣石回填，厚度为1.5～2.0 m，其下为流塑淤泥质黏土层，厚度为 27.8～36.5 m，含水量(质量分数)为44.6%(均值，下同)，孔隙比为1.251，黏聚力为6.2 kPa，内摩擦角为 7.8°(直剪快剪)，双桥静力触探端阻为0.6 MPa，侧阻9.68 kPa，原位十字板剪切试验峰值强度为17.2 kPa，残余值为5.2 kPa，灵敏度为3.6，其承载力特征值为60 kPa，压缩模量为2.2 MPa；再下为可塑状态黏土层及基岩，覆盖层厚度约50 m。

1.3 原地基处理设计、施工概况

D和E料条原设计图如图2所示。D和E料条采用 C15素混凝土桩复合地基(Φ426振动沉管灌注工艺)，按1.5 m×3.0 m梅花型布置，置换率为6.33%，各料条中间桩长最长，向两侧递减；各料条四周三排桩为C20钢筋混凝土桩(配HRB335级直径为16 mm的主筋6根)，且用钢筋混凝土梁纵横相连，素砼桩顶铺设单层土工格栅且固定于四周连梁内；经单桩和单桩复合地基静载试验、低应变桩身完整性检测，素砼桩质量合格。桩施工完后铺1 m厚砂石、1 m厚底料至2.7 m标高处。

2 事故描述

当C料条中段长度为100 m的堆精矿至高7 m时，该段水平位移及其速率过大，C和D料条中间的堆、取料机PHC桩承台最大水平位移达384 mm，卸料后开挖结果表明，矿料底部出现大面积半椭球形地面沉降，椭球长轴约130 m，短轴约36 m，最大沉降量达到2.41 m。而当D和E料条堆料5.0 m高时，深层土体水平位移速率有多个孔位连续多天超过报警值 5 mm/d，且呈不收敛趋势。

3 原因分析

按刚性基础下复合地基公式计算[7-8]：

式中：fcu为与搅拌桩桩身水泥土配比相同的室内加固土试块标养90 d龄期的立方体抗压强度均值；η为桩身强度折减系数；up为桩周长；n为桩长范围内划分土层数；qsi为桩周第i层土侧阻力特征值；li为桩长范围内第 i层土的厚度；qp为桩端地基土未经修正的承载力特征值；α为桩端天然地基土承载力折减系数；Ap为桩身截面积；fspk为复合地基承载力特征值；Ra为单桩竖向承载力特征值；m为面积置换率；fsk为处理后桩间土承载力特征值；β为桩间土承载力折减系数；fsp为深宽修正后的复合地基承载力特征值；ηb和ηd分别为宽度、深度修正系数；b和d分别为宽度和深度取fsk=60 kPa，m=0.063 3，桩径为0.426 m，以料条中心为例，桩长为28 m(桩顶标高按0.70 m计)，α=1，β=1，η=0.33，qsi= 9 kPa，qp=400 kPa(文献[9])，fcu=7.2 MPa，Ra=394 kN，fspk=232.6 kPa，γm=20 kN/m3，ηb=0，ηd=1，d=2.0 m，经深度修正后，fsp=262.6 kPa，稍低于该处桩顶上1 m厚垫层、1 m厚底料和9 m高矿料的承载力之和应为290 kPa的要求。考虑到桩顶下尚有约1.5 m厚人工填土层、桩顶上也铺有一层土工格栅，且料场容许有较大沉降，承载力基本满足要求，故单桩静载荷试验及小尺寸刚性荷载板下的单桩复合地基静载荷试验都合格。

若不按刚性基础考虑，则根据文献[10]，当桩周为软弱土、地面有大面积堆载时，计算基桩承载力应计入桩侧负摩擦力，且摩擦型基桩中性点在 0.5～0.6倍桩长处。取中性点以上侧阻为 0，中性点下单桩承载力特征值最大为225.5 kN，fspk=156.4 kPa；而将中性点以上负摩擦作为荷载，取桩周土正负摩阻力相同，中性点在0.5倍桩长处，则桩所受正负摩擦力相等，单桩净承载力特征值为 57 kN，fspk=81.5 kPa，fsp=111.5 kPa；假定极限承载力是承载力特征值的 2倍，扣减1 m厚砂石垫层和1 m厚底料，则所能承受的矿料荷载为71.5～183.0 kPa，换算高度为2.6～6.6 m。考虑到桩顶下尚有约1.5 m厚人工填土层，桩顶有一层土工格栅，实际值会略高，这与堆料高7 m致使较大沉降相一致。

从上述刚性、柔性基础对比结果可以看出：两者的复合地基承载力相差很大。实践证明：不考虑垫层刚度，直接套用现地基处理规范公式所得结论是错误的。实际上，本工程矿料为自重堆积散体材料，而原设计在24或37 m宽的垫层中只设置了1层土工格栅，相比于条形基础或筏板基础，堆料荷载和垫层(荷载转换平台)都是柔性的，故因刚度不足，桩容易向垫层刺入；桩土应变不相等，桩间土较软，受荷后变形大，桩受负摩阻力，故桩身最大轴力较大，其位置较深，使得桩端受力也较大；而原设计的桩并未打穿淤泥质黏土层，属悬浮桩，故桩端刚度和桩底支承作用弱，当桩端受力较大时，桩向下刺入变形也会较大[11]；桩向下的刺入变形会减小桩土沉降差，填土中的土拱效应就小，而桩顶对土工格栅的支承作用也较弱[12]，散体矿料荷载难以通过土拱效应和格栅兜提作用向桩体集中，造成桩间土受荷增加很快；当桩间土承担荷载超过其承载能力时，桩间土即达到塑性破坏而进入流动状态。

土拱效应与垫层效应在柔性基础下，复合地基的荷载分配与传递中占有重要地位，土拱(等沉面)以下填料荷载大部分由加筋垫层承担，等沉面以上则全部由土拱传递给桩承担，而加筋垫层的受荷向垫层下桩及桩间土的荷载分配与桩土沉降差(与格栅应变率相关)、格栅刚度、桩顶对格栅的支承作用等有关。研究结果表明[13-14]：桩土沉降差是填土中土拱效应产生和发展的原因，当沉降差达到3～10 mm时，桩土应力比和土拱效应即达最大。根据英国 BS8006规范和北欧Nordic手册[15]，土拱(等沉面)高度分别为1.4s0和1.87s0(其中，s0为桩净距)；而文献[14]基于实测值和机理分析认为，平面土拱等沉面高度为(1.4～1.6)s0，空间的约为3.5s0；本工程桩的纵横间距分别为1.5 m和3.0 m，等沉面高度为 3.6～9.0 m，加筋垫层承担荷载为84.5～234.6 kPa，超过桩间土的承载力。

要注意的是：上述土拱等沉面高度计算公式是基于加筋垫层桩支承结构路基(也称桩网结构路堤)[15]的，而本项目桩底为淤泥质土，桩沉降较大，加筋垫层将承受更大的荷载，且加筋垫层受荷将大部分转递给格栅下桩间土(因为格栅兜提作用较弱)。

从柔性基础的刚度效应、填土中的土拱效应、垫层效应、桩土相互作用以及下卧层土体的支承作用 5个部分看，因填土基础和加筋垫层刚度弱、桩底悬浮，故桩存在向上和向下的刺入变形，使得桩受负摩阻力、桩底支承作用小，桩沉降大，桩土沉降差小，土拱效应弱，格栅兜提作用弱、地基土受荷较大。

原设计宜在垫层中上部再增加2～3道土工格栅，并在桩顶上方铺设或现浇钢筋混凝土桩帽以增加置换率，且桩宜穿透淤泥质黏土层，即采用宽板长桩的桩网结构路基方案[16]。原设计也可采用长短桩复合地基，减小桩距，增加桩的置换率，降低等沉面高度，增加桩的荷载分担，减小桩间土受荷。在长短桩复合地基与桩网结构路基方案之间，宜通过技术经济分析并结合足尺试验结果综合确定。

4 地基二次加固处理措施

4.1 原则与方案

C料条因使用用途调整而不必处理，D和E料条现有素砼桩仍可以且必须加以利用，故二次处理原则上以长短桩复合地基为主，配合“半刚性垫层”和“复合挡墙”措施，以确保最终堆高下场地的稳定和堆取料机、西侧转运站通廊桩基础的安全。二次加固总体方案如图3所示。

4.2 半刚性垫层

根据前述原因分析，基础刚度必须较大，故为了提高垫层刚度，提高桩土应力比，减小桩间土上的荷载分担，应尽可能改善柔性基础下复合地基的工作性状，可通过高压旋喷注浆胶结法对人工填土层进行土质加固处理以形成注浆半刚性垫层。

图3 D和E料条二次加固剖面图(单位：m)Fig.3 Retreatment profile of D and E strips

4.3 长短桩复合地基

在注浆半刚性垫层基础上，为增加桩体置换率，减少桩间土上的荷载分担，在料场中间大面积堆料区域采用刚柔性长短桩复合地基，利用既有素砼桩为刚性长桩，构成一次复合地基，在既有素砼桩中间新增高喷桩为柔性短桩(图4(a))，构成二次复合地基。为确保E料条西侧紧邻的转运站通廊安全，E料条中部高喷桩加长到15 m。

根据既有素砼桩布置(图4(a))，确定直径为0.8 m的高喷桩置换率为0.222，根据文献[7-10, 16]：

式中：ηn为负摩阻力桩群效应系数；sax和 say分别为纵、横向桩的中心距；D为桩直径；为中性点以上桩的平均负摩阻力标准值；γm为中性点以上桩周土加权有效重度；下标1和2分别代表一次复合地基(加固体为素砼桩)、二次复合地基(加固体为高喷桩)。考虑较密群桩的遮拦等作用并有“复合挡墙”围箍作用，取fsk=90 kPa，m1=0.063，m2=0.222，D1=0.426 m，D2=0.8 m，以料条中心为例，桩长分别为28 m和13 m(桩顶标高 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，按置换率加权计算得到D=0.717 m，则负摩阻力群桩效应系数ηn=0.7。砼当桩周土正负摩阻力特征值相同时，由于垫层刚度的提高，桩分担了大部分荷载，以及“复合挡墙”的围箍，因此，桩周土沉降明显减小。若中性点折减系数取 0.6[10]，ln/l0=0.3，则考虑负摩阻力群桩效应的素砼单桩净承载力特征值 Ra1=222.2 kN，fspk1=183 kPa；仍取 ln/l0=0.3，ηn=0.7，则高喷桩单桩净承载力特征值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，则经深度修正后，fsp2=303.2 kPa，满足该处桩顶上1 m垫层、1 m底料和 9 m高矿料自重之和为290 kPa的要求。

4.4 复合挡墙

采用长短桩复合地基时，桩间土不可避免要承受较大荷载，为提高桩间土承载力，限制或减小深厚软弱桩间土受荷后的侧向变形，减小其对堆取料机和西侧转运站通廊桩基础的侧向推挤和竖向负摩擦作用，可按土体的支护加固、侧向约束思路[17]，分别在D和E料场两侧形成复合挡墙。利用周边纵横连梁相连的既有配筋砼桩，在D料条两侧、E料条东侧配筋砼桩前设置 φ800@600连续高喷桩(图 4(b))；而为保护西侧转运站通廊，E料条西侧在配筋砼桩前和桩排中间设置高喷桩格栅(图4(c))。

图4 D和E料条二次加固详图Fig.4 Retreatment design of D and E strips

4.5 稳定性计算

将素砼桩和高喷桩分别与桩间土复合成沿料条纵向不间断的宽度为0.426和0.800 m的连续桩墙；连续桩墙的作用取决于其受力状态，问题非常复杂，目前尚未有公认的成熟计算方法。参考上海市和湖北省基坑工程经验[18]及文献[19]，本次计算只考虑桩墙抗剪而不考虑抗弯作用，其抗剪强度由桩体材料和桩间土抗剪强度按面积加权得到；考虑到注浆效果离散性可能较大，故垫层取最不利情况下即不注浆下的原位剪切试验强度；考虑到淤泥质黏土层厚度达 27.8～36.5 m，强度沿深度变化较大，以双桥触探的qc=1.0 MPa为界，将其细分为上、下2层，重新统计各自的触探结果，根据当地经验确定各自的抗剪强度指标；利用总应力瑞典条分圆弧滑动法，对D和E料条有代表性的地质剖面在最大堆高下的稳定性进行计算，最小稳定安全系数分别为 1.325(E料条西侧)、1.220(其他地段)，满足最小稳定安全系数不小于1.300(E料条西侧)和 1.2(其他地段)的控制标准(直剪快剪强度指标)[19]。由稳定性确定的最终各排桩桩长参见图3。

4.6 精心施工，严密监测，贮矿管理

为减小高喷施工挤土效应，应按先两边后中间、先复合挡墙后长短桩复合地基顺序施工；高喷施工隆起当作预起拱；与施工同步的监测信息指导各流水段高喷施工和堆料进程；在K+300 m(料条最北为K+0 m)以北第1阶段采用常规工艺施工高喷桩，受上覆压力小、喷浆口上覆浆液过浓、人工填土层引孔孔壁涂抹严重等影响，人工填土层注浆效果有限。在K+300 m以南第2阶段，高喷注浆工艺调整为：反铲驱动冲击锤引孔→下行喷浆(填土层)→下行钻进(软土层)→上行喷浆(软土层)→静压补浆(填土层)。人工填土层经反铲开挖证明工艺调整后注浆胶结效果良好，局部类似无砂混凝土。

5 处理效果验证

图5所示为D和E料条西侧二次加固处理后料条边缘处各测斜管位移增量曲线。从图 5可以看出：E料条所有新增侧向位移都没有超过 100 mm报警标准，有25%的点超过45 mm。而D料条有3个点侧向位移超过 100 mm，有 66.7%的点侧向位移超过 45 mm。可见：西侧通廊作为重点保护对象，提高 E料条西侧的稳定控制标准，设置成格栅复合围箍挡墙是合理的。

从图5也可以看出：堆高为9.0 m时，在E料条上位移增量大于40 mm的点中，第1阶段施工地段的点占总数的2/3，而D料条上的点占5/6，且达到报警标准的3个点都在第1阶段施工地段。这说明以K+300 m为分界的第1和2阶段工艺效果存在较大的差异。注浆工艺经调整后，第2阶段填土垫层注浆效果明显改善。

图5 D和E料条位移增量曲线图Fig.5 Curves of increment displacement of D and E strips

仅垫层注浆工艺与效果不同的第1阶段与第2阶段的对比说明：注浆半刚性垫层可对复合地基产生重大影响；而垫层注浆基本无效果的第1阶段与原设计在垫层上基本相同，二次加固处理后第1阶段也能达到最终堆高，说明二次加固处理设计若无注浆半刚性垫层也可能会成功，即二次加固处理设计的长短桩复合地基和复合围箍挡墙发挥了重要作用。

图6所示为D和E料条K+150 m处底料中约0.5 m埋深横剖管在堆高9.0 m下的沉降曲线，D料条横断面最大沉降约为70 mm，约为E料条的2倍，这说明E料条较大的桩长能明显减少地面沉降；而从沉降形态看，D料条沉降曲线大致对称成盆形，与E料条有显著不同。可见：E料条刚度更大的格栅型复合挡墙对E料条位移场有明显影响，侧向围箍作用能明显提高土体强度，从而减少沉降。这也验证了图5所得的结论。

图6 D和E料条横断面沉降曲线Fig.6 Curves of cross section settlement of D and E strips

6 结论与建议

(1) 因填土基础和加筋垫层刚度较弱且桩底悬浮，桩存在向上和向下的刺入变形，使得桩底土和桩间土承受了较大荷载是本次事故发生的根本原因。二次加固处理针对性地采用半刚性垫层、长短桩复合地基、复合挡墙3种措施，确保了最终堆高下场地的稳定和堆取料机、西侧转运站通廊桩基础安全。

(2) 刺入变形对柔性基础下复合地基工作性状有重大影响，必须从上、下部共同作用的荷载传递机理出发，确定桩顶垫层刚度及其做法(如何确定加筋、是否加板等)、桩端持力层的选择(桩长)及桩距等因素，刚度较弱的无筋垫层和悬浮桩应尽量避免使用。

(3) 目前，柔性基础下复合地基理论还落后于工程实践，且国内尚未有相关设计规范，因此，当复合地基难度或规模较大时，应开展室内模型试验、现场足尺试验和有针对性的理论研究。

(4) 地基事故处理需要经充分调查和必要的试验验证，通过理论分析与经验判断，找到事故原因，考虑既有条件、周边环境和施工可行性等因素，经过必要的计算和试验，确定处理方案，并在施工全过程监测及设计服务中进行必要的调整。

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