预浸工艺微型桩在湿陷性填土区楼房加固中应用研究

祁亮,赵成江,张世径

(1.兰州铁道设计院有限公司，兰州 730000；2.中铁西北科学研究院有限公司，兰州 730000)

兰州九州地区地处黄土高原西部的黄河高阶地前沿地带，原地形沟壑纵横，填方高度差别大，影响因素多，不仅受到自然条件的影响、施工因素的影响，还有湿陷性黄土的影响，在新扩展的场地上广泛分布着大于20m的IV级(很严重)自重湿陷性黄土，工程地质条件与环境地质条件极为复杂和不利，而“大填大挖”的高填方地基必然存在地基沉降与不均匀沉降的问题，黄土湿陷所产生的负摩阻力引起的桩基病害在湿陷性黄土地区广泛存在且备受关注[1-2]。

兰州九州经济开发区是20世纪90年代末开发的，受制于当时的认识水平和经济发展水平，填方造地更多的是无序填土，而设计考虑到大厚度湿陷性黄土回填场地处理后(预浸水法除外)，因不能满足黄土规范关于剩余湿陷量的规定，不得不采用穿越湿陷性土层的桩基础，工程经济性欠佳[3]。而回填后的场地将原地表水排泄通道堵塞以及地表水顺着填方交界面的下渗，造成地下水位逐年逐步上升，形成逐渐加厚的地下软弱土层，场地内桩基同时受土体固结沉降、填方土体湿陷下沉，以及地下水环境变化形成的软弱地层自重固结下沉等多方面的影响。当土层下沉量大于桩身下沉量时，会对柱产生向下的摩阻力即负摩阻力。负摩阻力产生的下拉荷载作用到桩身, 可能导致桩身破坏、桩端持力层破坏、上部结构不均沉降、楼体倾斜等不利影响[4]。轻者影响建筑物的正常使用，严重时则建筑物丧失使用功能，甚至倒塌破坏。

目前，均质土层中针对桩负摩阻力问题的理论研究较多[5]，但实际工程中土层条件错综复杂，尤其对于深厚的填土地基，土层湿陷性不连续问题普遍存在，桩基的受力性状不仅与是否浸水和土层参数相关，还受桩径、桩长、桩型等参数的影响[6-11]。本文通过兰州九州典型几栋桩基建筑物浸水后桩基变形原因分析，通过采用改良施工工艺的的中细长微型钢管桩这种类型的桩基现场试验，研究了采取水泥浆预浸施工工艺时，微型钢管桩在深厚填土区的承载力、负摩阻力等变化情况，并通过实际应用于一栋楼的加固监测数据分析，验证了加固措施的安全可靠性，为微型桩基钢管桩在深厚填土区小空间建筑物桩基病害加固提供了可借鉴的经验。

1 工程概况

1.1 病害楼体概述

兰州市九州合作新区某栋住宅楼为12层钢筋混凝土现浇框架-剪力墙结构小高层，总高35.5 m。基础为机械成孔混凝土灌注桩，原设计桩径分别为φ800 mm和φ1 000 mm，桩底设扩大头，桩设计承载力分别为1 971 kN和2 462 kN。整个建筑物修建在深达40 m且未经过任何碾压的以湿陷性黄土为主的杂填土回填场地上。设计桩端持力层为中风化砂岩。

经相关单位安全性检测鉴定，检测结果为两栋住宅楼部分桩基承载力不满足设计要求，桩基出现不均匀沉降变形导致上部结构整体倾斜、地下室部分墙体及上部墙体开裂的病害。

1.2 工程地质条件

表1 试验场地土层分布与特征

1.3 变形情况概述

该栋住宅楼于2008年6月开工建设，2012年7月竣工，建筑面积约9 491 m2。自交付使用起，在使用过程中不断发现墙体开裂、建筑物出现整体倾斜问题，随着时间的推移，截至2016年1月，不均匀沉降日益增加，倾斜变形不断发展(图1)，上部结构西北角整体倾斜最大达13.76 ‰。

图1 楼体倾斜示意图及各监测点平面布置图

根据《建筑地基基础设计规范》(GB50007-2011)[12]，整体倾斜已超过规范规定的3‰允许值，亟待加固整治。

2 浸水对桩基承载力及负摩阻力影响的机理

湿陷性黄土填方场地地基沉降产生的原因主要来自3个方面：一是原土在填方附加荷载作用下的沉降；二是填筑体本身在自重作用下的固结沉降；三是湿陷性黄土在水作用下产生的湿陷沉降[13]。但固结沉降变形产生的负摩阻力长期作用于桩身侧表面，填方场地厚度差异较大时，产生的固结沉降差将对上部建筑物产生较大的影响，其对建筑物的破坏是长期的。而地下水环境的变化或浸水后的土体水敏性变化造成的桩侧土体的不均匀沉降将导致桩基迅速发生承载力的衰减，若桩基设计时未能充分考虑负摩阻力，基础有可能产生沉降过大或桩身轴力过大导致的破坏或桩端地基土的破坏，影响结构安全。

在湿陷性黄土场地上，不允许采用摩擦型桩，设计桩基础除桩身强度必须满足要求外，还应根据场地工程地质条件，采用穿透湿陷性黄土层的端承型桩(包括端承桩和摩擦端承桩)。本病害楼设计的桩基础，部分桩端设置于砂质泥岩上，遇水后软化崩解，桩端承载力的减小叠加桩基浸水后侧阻力大幅度减小必然导致工程事故的发生。

3 水泥浆预浸工艺微型桩加固措施实例

3.1 加固方案

建筑物原桩基浸水后，桩基承载力不足是导致本栋建筑物出现病害的重要原因。在选择桩基建筑物加固的方案时，应首先考虑桩基承载力补强方案，并综合考虑特定狭小的施工场地的影响。本次加固研究拟采用小截面承载力高的微型注浆钢管桩进行补强加固。

微型钢管桩采用机械成孔，在紧靠原混凝土桩基增设孔径φ200 mm，内置φ168 mm，壁厚δ=8 mm小截面钢管注浆桩，管质材料选择DZ40地质管。为保证钢管桩在饱和土层成孔，采取跟管泥浆护壁成孔钻进的工艺，为防止塌孔，设计采用一次性钻头，钻头带动的钢套管即为永久桩体钢管，一次成孔，桩长以进入中分化2 m作为控制标准，成孔完成后，采用压力注浆工艺用M50水泥净浆置换成孔时用的低强度水泥浆，待水泥浆强度达到设计强度的75%时，钢管桩顶部设承台，与原桩基相连，形成最终使用的注浆钢管加固桩体，与原桩基共同承担上部建筑物的荷载。

考虑到饱和土层缩孔影响桩基的成孔，同时考虑后期浸水湿陷会对新增设的桩基也会产生负摩阻力，我们将土层中常采用的泥浆护壁工艺，改为水泥浆护壁成孔的工艺，对桩周土体提前进行预浸水处理，提前消除土体湿陷性对桩基的下拽力。由于水泥浆与普通泥浆不同，在一定的压力下向桩周土体扩散时，也可加固桩周尚未固结土体的孔隙，封闭地表水下渗通道，也对原混凝土桩周松散土体起到了注浆加固的效果。

现场开展了此种类型实桩的工艺试验和承载力、负摩阻力测试工作，通过深入分析研究量测数据，对掌握黄土填方场地微型钢管桩桩基承载性状具有重要的实际意义，也为验证设计的合理性，为设计提供技术支撑依据。

3.2 微型注浆钢管桩现场试验

3.2.1 注浆钢管桩现场试验方案

本次试验，设计4根33 m的试验桩进行同等复杂地质条件下的桩基试验，为测得整个试验过程中桩身混凝土的应力变化，在桩心混凝土中设置辅助居中钢筋，并沿钢筋竖向全长每隔 4 m布置一个混凝土应变计，单桩计9个混凝土计。详见图2所示。并采用规范要求的慢速维持荷载法对试验桩进了分级加载试验。

图2 混凝土计布置图

3.2.2 单桩荷载-沉降(Q-S)特性

由现场试验测得各级荷载下轴力变化曲线如图3所示，从图中可以看出，3根桩体的Q-S曲线均为缓变形，表现为典型的摩擦桩承载特性。

图3 单桩竖向静载试验Q-S曲线

根据规范规定，对于缓变型Q-S曲线，单桩竖向抗压极限承载力大小宜根据桩顶沉降量取值，对比桩3与桩1、桩2的Q-S曲线可以看出各试验桩之间的极限承载力相差较大，分析认为这是由于相邻试验桩较接近，随着前期预浸水程度增加及对后施工桩的桩周土体造成扰动，导致土体所能提供的侧摩阻力受到削弱，使得单桩承载力下降。考虑到成桩周土体随着时间的推移能够逐渐固结稳定，其承载力会逐渐恢复，因此最终极限承载力肯定不小于桩1和桩2的承载力。现场3根试验桩桩顶沉降量为40 mm时对应的单桩抗压承载力分别为2 200 kN、2 600 kN、2 700 kN，均值为2 500 kN，极差为500 kN，极差小于0.3倍的均值，因此，取3根桩体均值作为单桩抗压极限承载力，依据规范确定该微型钢管桩单桩竖向承载力为1 250 kN。

3.2.3 桩身轴力分布规律

从不同荷载下的轴力分布图(图4)可以看出，桩身轴力随着桩顶荷载的增加而不断增大，在各级荷载作用下，轴力自上而下传递，且桩端轴力很小，当桩顶荷载达到3 000 kN时，3根桩在33 m处通过微应变测出的桩端轴力分别为1.4 kN、11.1 kN和5.5 kN，几乎接近于0，桩端附近侧摩阻力和端阻几乎未发挥作用，试桩反映出摩擦桩特性。

图4 桩身轴力沿深度分布曲线

3.2.4 桩侧摩阻力分布规律

从桩侧摩阻力沿深度的分布曲线图(图5)中可以看出：桩侧出现负摩阻力，且表现出不连续分布的特征。

图5 桩侧摩阻力沿深度的分布曲线

(1) 桩1～桩3均出现两个负摩阻力段，出现深度均在5～9 m和17～21 m范围内，桩 1 上段负摩阻力平均值为-32 kPa，下段负摩阻力平均值为-16 kPa，桩2上段负摩阻力平均值为-45 kPa，下段负摩阻力平均值为-30 kPa，桩 3上段负摩阻力平均值为-60 kPa，下段负摩阻力平均值为-39 kPa。经分析桩所处地层差异及施工现场情况，分析认为这与水泥浆循环过程中漏浆、跑浆情况密切相关。试验所在场地7 m、21 m范围内时，水泥浆出现泥浆无法循环反流至地面，即存在漏浆、跑浆现象的发生。

(2) 受填土密实度、空隙率分布不均影响，漏浆层局部深度范围内桩周土形成了微浸浆与强浸浆相间分布的状态，而强浸浆段桩周土体会在桩顶受荷、桩体下移所产生的下拽力作用下发生湿陷，引起负摩阻力的产生。所以漏浆层的不连续分布使得桩周土体分段湿陷，进而导致负摩阻力分段不连续现象的发生。

(3) 3根桩体侧摩阻力均出现了峰值，最大侧摩阻力达262 kPa，远远超过了规范给出的侧摩阻力值。分析认为，填土地区土体属于欠固结土，孔隙率较大，桩侧压力注浆使得部分浆液渗透到周围土体的空隙中，增大了土体的密实度，浆液的凝结固化大大改善了桩周土体的物理力学性能，减小了钻孔施工对周围土体带来的扰动。同时，浆液凝结对微型钢管桩具有一定的握裹力，使得桩侧摩阻力相比规范经验值有明显的提高。说明预浸水泥浆的工艺对复杂的含有孔隙的地层同时具有注浆加固的作用，不仅改良了土层，同时有助于桩基承载力的提高。

4 加固方案设计及监测数据分析

4.1 原桩承载力的计算

根据PKPM对原建筑结构建模分析，上部结构恒载标准值为143 390.6 kN，荷载标准值为18 346.5 kN，上部结构总荷载设计值为197 753.8 kN。由于建筑物向西南方向倾斜，因此，建筑物东北角桩基受力最小，西南角桩基受力最大，根据《建筑桩基技术规范》，桩顶偏心荷载的作用效应计算公式:

式中，Nik为荷载效应标准组合偏心竖向力作用下，第i桩基或复合桩基的竖向力(kN);Fk为荷载效应标准组合下桩基础顶面的竖向力(kN)；Gk为作用于桩基以上基础自重和基础上土重标准值(kN)；Mxk、Myk为荷载效应标准组合下，作用于承台底面，绕通过桩群形心的x、y主轴的力矩(kN·m)；xi、xj、yi、yj为第i、j桩基或复合桩基至y、x轴的距离(m)。

可得偏心荷载下桩顶最大、最小的竖向作用力为Nmax=5 170.6 kN，Nmin=1 641.7 kN，若不考虑偏心荷载，则桩顶竖向作用力为(标准值)N=3 110.3 kN。则其桩体承载力特征值为1 555 kN。而原设计单位φ800 mm的桩设计承载力为1 971 kN。未充分考虑地基土湿陷后桩基承载力降低的问题。

4.2 钢管桩原桩承载力的计算

由于施工质量缺陷，部分桩基无扩大头、成桩深度未达到设计要求，在计算原桩基承载力时，取桩基平均深度为32 m，有效桩基为52根，则现有桩基承载力特征值为172 423.7 kN，仍然不满足设计要求，因此需要补桩加固。

根据上部结构形式和原有桩基的布置情况，并考虑狭小空间施工机械的几何尺寸，同时考虑部分原有桩基仍发挥作用，根据经验，综合确定微型钢管桩的数量按整体建筑所有荷载全部托换的70%确定微型钢管桩的数量。现场实际共布置113根，WZ代表微型钢管桩，详见微型钢管桩的布置如图6。

4.3 加固效果

楼体采用截桩迫降的方案对建筑物进行纠倾处理后，可见各监测点沉降量时程变化曲线图如图7、图8所示。

图7 各监测点沉降量时程变化曲线

图8 楼体倾斜率时程变化曲线

在施工前期楼体依然处于不稳定状态，南侧继续下沉，自10月份后开始对桩周土体进行应力解除等辅助纠偏措施后，各监测点数据开始出现转折，楼体北侧出现下沉趋势，沉降曲线平缓，下沉速率慢，达到止倾的目的。因此，开始第2阶段截桩迫降法纠偏，截桩法纠倾时楼体沉降量大，沉降速率快，可达到快速纠偏的目的。通过后期的截桩恢复及加固措施，楼体沉降逐渐趋于稳定，沉降量基本达到预期目标。整个楼体的倾斜率由最大倾斜率13. 76‰，逐渐减小且变化稳定在 3‰以内，满足相关规范的要求。

5 结论

(1) 湿陷性黄土或填土区建筑桩基设计时，应充分考虑地下水环境的变化或浸水后的土体水敏性变化造成的桩侧土体的不均匀沉降导致桩基迅速发生承载力的衰减的问题。若桩基设计时未能充分考虑负摩阻力，基础有可能产生沉降过大或桩身轴力过大导致的破坏或桩端地基土的破坏，影响结构安全。

(2) 微型桩在湿陷性填土区楼房加固中应用研究表面，采用微型钢管桩具有小径高强的特点，特别是在小空间作业的施工条件下，能够穿过软弱土体到达持力层，并且具有较高的承载力。

(3) 预浸水泥浆液凝结对微型钢管桩具有一定的握裹力，使得桩侧摩阻力相比规范经验值有明显的提高。说明预浸水泥浆的工艺对复杂的含有孔隙的地层同时具有注浆加固的作用，既能解决微型桩穿越饱和土层缩径的问题，也对桩周欠密实或不均匀土层进行了加固改良，有助于原桩基承载力的提高。同时采用预浸工艺，消除了不良填料(黄土)的湿陷导致的桩基长期承载力衰减的隐患。通过加固楼体的长期监测数据分析，可知，楼体加固后变形稳定，满足规范要求。

(4) 水泥浆预浸工艺微型桩现场试验可知：其工作性能为典型的摩擦桩受力特性，采用直径φ200 mm，内置φ168 mm钢管，并后注M50水泥浆后，单桩竖向承载力可达到1 250 kN。是中低楼层托换加固可选择的较好桩型之一。