变截面桩加固海相软土研究

王卫斌

(中铁二院昆明勘察设计研究院有限责任公司,云南 昆明 650200)

0 引言

变截面水泥土搅拌桩是在成桩过程中，由动力系统带动分别安装在内、外同心钻杆上的两组搅拌叶片，同时正、反向旋转搅拌水泥土，通过搅拌叶片的伸缩使桩身部分截面扩大而形成具有变截面的水泥土搅拌桩。工程试验证明了其较普通水泥土桩的优越性，并在很多地方得到应用。

1 工程概况

宁波轨道交通1号线一期工程天童庄车辆段库内外碎石道床列车荷载采用地铁B型车，最大轴重140 kN。要求碎石道床工后沉降不大于200 mm。场地地基土类型为软弱场地土，场地类别为Ⅳ类，抗震设防烈度为6度，设计基本地震加速度为0.05g，所属的设计地震分组为一组，处于抗震不利地段。

2 工程地质条件

根据勘探资料，拟建场地区域地势平坦。场地表部除支流河道、鱼塘外，一般均分布有厚度0.5 m～3.0 m的硬壳层或人工填土；场地中上部主要以海相淤泥质软土或软土为主，厚度20 m～40 m。局部夹厚度1.5 m～5.0 m的冲海相粉、砂土；场地中部主要以海相软塑状粉质黏土为主，厚度2 m～25 m；场地下部则以性质较好、厚度较大的硬塑状粉质黏土层和砂层、砂砾层为主。地基土层主要物理力学性质指标见表1。

表1 地基土层主要物理力学性质指标表

天童庄车辆基地代表断面地质剖面图如图1所示。

3 地基处理设计及技术要求

3.1 设计计算

地基表层为软弱土层，其静力触探比贯入阻力Ps值小于1 MPa，应进行加固，加固后地基承载力应满足其上部荷载的要求。碎石道床区软土路基采用变截面水泥土双向搅拌桩复合地基加固。

经计算，掺灰量不小于被加固土体质量的15%，采用P.O42.5级普通硅酸盐水泥，水灰比(质量比)为0.5～0.6。荷载按土质路基等效换算，宽度3.3 m，换算土柱高为2.23 m。填土高度按3.0 m，重度γ=20 kN/m3，设计要求复合地基承载力：fak≥101.9 kPa。考虑动荷载，取fak=120 kPa。变截面搅拌桩设计采用扩大段直径1 000 mm，长5 m，下部一般段直径500 mm，长13 m～17 m，加固深度18 m～22 m，桩间距1.8 m，正三角形布置。加固后，复合地基承载力σsp=159.82 kPa>fak=120 kPa，满足上部列车及轨道荷载要求；稳定计算，Fs=1.432 9,满足规范要求的时速小于120 km/h时，Fs≥1.20；工后沉降Sτ=123 mm<200 mm，满足上部结构对地基工后沉降的要求。变截面水泥土搅拌桩平面布置、填土剖面图如图2所示。

3.2 变截面水泥土搅拌桩介绍

变截面水泥土双向搅拌桩是指在水泥土搅拌桩成桩过程中，由动力系统分别带动安装在同心钻杆上的内、外两组搅拌叶片同时正、反向旋转搅拌，通过搅拌叶片的伸缩使桩身上部截面扩大而形成的类似钉子形状的水泥土搅拌桩。双向搅拌工艺采用同心双轴钻杆，在内钻杆上设置正向旋转叶片并设置喷浆口，在外钻杆上安装反向旋转叶片，通过外杆上叶片反向旋转过程中的压浆作用和正反向旋转叶片同时双向搅拌水泥土的作用，阻断水泥浆上冒途径，把水泥浆控制在两组叶片之间，保证水泥浆在桩体中均匀分布和搅拌均匀，确保成桩质量的施工方法[1-3]。

在某一深度范围内，有特别软弱的土层、滑动面的范围较大，为更经济合理地利用变截面桩而增大桩身的强度，其扩大头高度可据特殊土层厚度适度加长；扩大头的位置也可根据土层条件随意变化。变截面桩加固效果见图3。

4 施工过程及效果检验

4.1 施工工艺及参数

变截面水泥土双向搅拌桩采用参数如下：下沉速度0.7 m/min;提升速度0.9 m/min;内钻杆转速不小于45 r/min；外钻杆转速不小于45 r/min；下沉时喷浆压力0.40 MPa。双向搅拌桩机械叶片宽度100 mm，叶片厚度30 mm，叶片倾角10°。

水泥采用P.O42.5级普通硅酸盐水泥，掺灰量为被加固湿土质量的15%，水泥浆水灰比(质量比)为0.55，水泥浆比重1.78。施工步骤如下：

桩机定位→喷浆下沉→施工下部桩体→提升搅拌→伸展叶片→扩大头二次喷浆复搅→完成单桩施工。

变截面水泥土搅拌桩施工工艺流程图如图4所示。

4.2 取芯试验

水泥土28 d龄期无侧限抗压强度的室内试验结果：水泥掺入比分别为15%,18%和20%时，对应水泥土无侧限抗压强度1.1 MPa,1.6 MPa,1.7 MPa。根据实验结果，现场施工时采用18%。

28 d龄期取搅拌桩芯样进行无侧限抗压强度试验。其中1号桩：0.0 m～6.0 m抗压强度1.27 MPa，6.3 m以下芯样强度低，无法取样进行强度验证；3号桩0.0 m～6.0 m抗压强度0.92 MPa,6.4 m以下芯样强度低，无法取样进行强度验证。A1H05桩0.0 m～6.0 m抗压强度0.98 MPa,12.6 m以下芯样强度低，无法取样进行强度验证。A2G06桩0.0 m～6.0 m抗压强度1.04 MPa,11.2 m以下芯样强度低，无法取样进行强度验证。A2C06桩0.0 m～6.0 m抗压强度0.93 MPa,8.4 m以下芯样呈碎块，无法取样进行强度验证[4-6]。

90 d龄期再次取芯检测结果，检测结果如下：J2-L28桩：1.8 m～6.0 m抗压强度1.34 MPa,9.0 m～12.2 m抗压强度0.49 MPa,17.8 m～18.0 m抗压强度0.24 MPa,18.3 m以下芯样强度低，抗压强度0.2 MPa,芯样破碎，夹少量泥块、淤泥质土。HII-S22桩：1.8 m～6.0 m抗压强度大于1.58 MPa,9.0 m～15.2 m抗压强度大于0.53 MPa,20.0 m～20.2 m抗压强度0.52 MPa, 20.2 m以下芯样强度低，芯样夹少量淤泥质黏土。HII-T11桩：1.9 m～6.0 m抗压强度大于1.67 MPa,8.9 m～13.2 m抗压强度大于0.66 MPa,17.2 m～17.4 m抗压强度0.42 MPa,18.4 m以下芯样强度低，芯样夹少量淤泥质黏土[7]。

对比28 d龄期和90 d龄期取芯检测，桩身后期强度增长较快，上部桩体强度平均增长1.2倍～1.8倍，下部桩体强度平均增长1.6倍～5倍，随龄期增长强度还会增加，然后趋于稳定。

根据现场钻芯取样过程及芯样无侧限抗压强度试验结果可见，变截面水泥土搅拌桩的桩身强度在扩大段以下，随着桩体深度的变化而减小，且难以保持在一个较为稳定的数值，且呈阶梯性逐渐衰减，离散性较大[8]。

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4.3 载荷试验及桩体弹性模量对荷载-沉降曲线的影响

现场进行单桩复合地基载荷试验，如图5所示。由于单桩复合地基载荷试验中桩、载荷板均有均匀轴对称性，故建立轴对称有限元模型，如图6所示。为消除边界条件对计算结果的影响，边界要取得足够远。几何模型考虑中心线右侧剖面：宽度10 m，深度50 m，包括9层地基土。由于桩体相对模型为边界细长型，网格划分较密。桩与土体均用实体单元模拟，桩土界面采用节点耦合。轴对称模型左侧为对称轴，对称轴和右侧约束水平向变形，模型底部约束竖向和水平向变形。载荷板上荷载采用均布荷载来模拟，分9级加载，与单桩复合地基载荷试验相对应[9-10]。

图7为计算荷载-沉降曲线与现场实测曲线的对比图。从图7中可以看出，在各级荷载作用下，计算得到的结果与实测值S41和N28桩较为吻合，模型能够反映现场的实际情况。

图8(a)为桩体弹性模量变化Ep对荷载-沉降曲线的影响。Ep变化只对均布荷载小于166 kPa的荷载-沉降曲线有影响，当荷载超过166 kPa时，不同弹性模量曲线趋于重合。当均布荷载小于166 kPa，弹性模量低于250 MPa时，荷载-沉降呈现出直线型。当弹性模量超过750 MPa时，荷载-沉降呈现出抛物线型。可见，采用搅拌桩体弹性模量Ep与水泥土无侧限抗压强度之间的关系，即Ep=(120～150)qu是合理的。图8(b)给出了其中四级荷载作用下，桩顶沉降随桩体弹性模量Ep变化情况。可以看出，相同荷载作用下，随着桩体弹性模量的增大，沉降变化逐渐减小。桩体弹性模量超过一定值后，单桩复合地基沉降与桩体刚度无关[11]。

通过单桩复合地基承载力试验结果表明，变截面桩扩大头承担了主要的荷载，扩大头以下承载力较低。造成扩大段以下桩体强度低，单桩复合地基承载力较低的原因，可能与搅拌机械功率小、喷浆搅拌不均匀有关。随着深度的增加，土压力以及孔隙水压力的明显升高，在搅拌桩机功率较小时，喷浆搅拌均存在较大难度。为此需要采取提高搅拌桩机功率、增加一般段搅拌次数等施工措施来提高桩体质量。

4.4 计算沉降与实测沉降对比

选取代表断面进行沉降计算，计算沉降结果如表2所示。

表2 代表断面加固区沉降计算结果表 mm

填土完成后，对加固区进行沉降观测，观测数据如表3所示。

表3 观测断面加固区累积沉降实测结果表 mm

累积沉降观测数据整理曲线如图9所示。

从表3，图9可以看出，水泥土强度对总沉降影响很大，水泥土龄期在28 d～90 d，强度仍有较明显的增强，90 d后，水泥土强度增长缓慢，沉降量也逐渐趋于稳定。施工完成后至运营一年以来，也未出现沉降异常情况。

5 结论

通过对宁波轨道交通1号线一期工程天童庄车辆段与综合基地的变截面水泥土双向搅拌桩处理软基的单桩复合地基载荷试验、钻芯取样观察以及无侧限抗压强度试验分析，可以得到如下结论：

1)变截面水泥土桩钻芯取样进行无侧限抗压强度试验表明，桩身强度是沿深度变化的，随着深度的增大，由于设备功率不足、固结压力增大等因素，导致搅拌不均匀，存在桩身强度降低的现象。地基处理设计中需要考虑可能存在由于桩体强度沿桩身逐渐降低导致的单桩承载力不足；可通过提高搅拌桩机功率、增加一般段搅拌次数等施工措施来提高桩体质量。

2)对比28 d龄期和90 d龄期取芯检测，桩身后期强度增长较快，上部桩体强度平均增长1.2倍～1.8倍，下部桩体强度平均增长1.6倍～5倍，随龄期增长强度还会增加，然后趋于稳定。据此看来，本工程采用变截面水泥土双向搅拌桩加固软基，是合理有效的。

3)根据单桩复合地基载荷试验与数值模拟对比分析可以看出，数值分析中水泥土的弹性模量可以采用其无侧限抗压强度确定。水泥土弹性模量与无侧限抗压强度qu具有线性关系，弹性模量取为(120～150)qu较为合理。

4)桩体弹性模量大小影响单桩复合地基载荷试验荷载-沉降曲线形状。当弹性模量取值较大时，曲线呈缓变型，反之曲线呈直线型，但在荷载超过一定值后计算曲线归于重合，即数值分析不考虑桩-土相互作用时，仅在桩顶荷载较小时能得到合理结果。

5)本文以单一工程的单桩复合地基载荷试验、无侧限抗压强度试验分析得到的结论，对其他工程具有一定的参考意义。