旋喷桩复合地基加固技术应用研究

江健宏 张宏博 李莉莉

(1.山东省交通规划设计院，山东 济南 250031; 2.山东大学齐鲁交通学院，山东 济南 250061)

随着交通网络的日益发达，路基或堤坝工程下穿既有桥梁的现象越来越多，对公路或水利坝体的设计提出了诸多难题。其中，由于堆载产生的负摩阻力及侧向土压力会对既有桥梁桩基稳定性及沉降产生较大的影响，有必要对其进行评估，并对地基进行加固处理，以保护桥梁安全。然而，在地基处理技术的选择中，由于存在施工净空受限，以及振动沉桩方式对桩基稳定会造成较大影响等问题，诸如PHC管桩、振动沉管桩、搅拌桩等桩型的采用会受到很大限制而难以应用。经方案比选，高压旋喷技术可在较大程度上克服上述技术难题。该技术是将带特殊喷嘴的注浆管通过钻孔至土层预定位置后，采用高压设备使浆液或水成稳高压流冲切坏土体，并在喷射浆液的同时以一定的速度旋转和提升，形成水泥土柱体，并与桩周土体形成旋喷桩复合地基共同承载，从而提高地基承载力，减少地基沉降[1]。

因此，本论文依托京杭运河万年复线船闸的新建大堤下穿某大型桥梁工程，采用了高压旋喷技术对地基进行加固，对旋喷桩处治地基的布桩设计及参数进行了介绍，并通过现场检测确定了旋喷桩身强度、模量及地基承载力。在此基础上，对处理前后桩周土体的沉降变形进行了复核计算。本论文可为类似工程案例提供良好的借鉴意义。

1 工程概况

京杭运河万年复线船闸的新建大堤在某大桥33号、34号桥墩中间穿过，如图1所示，堤坝顶标高36 m，桥下净空约7 m，堤坝高度5.45 m，堤坝坡度1∶3，堤坝下的地基土自上而下共分为7层：①粘土，灰色，可塑，干强度中等，刀切面光滑，含少量有机质，层厚2.3 m；②淤泥质粘土，黄褐色，软塑，见锰铁氧化物及灰蓝条纹,层厚6.1 m；③粘土，黄褐色，硬塑，粘性较好，干强度中等，粘粒含量高，偶见姜石，层厚5.1 m；④粘土，褐黄色，硬塑，粘性较好，见灰蓝条纹及锰铁氧化物，混少量砂粒,层厚3.8 m；⑤中砂，黄褐色，饱和，中密，砂质不纯，含粘土团块，颗粒不匀，级配较好,层厚2.3 m；⑥全风化页岩，灰色，风化强烈，原岩质结构基本破坏，呈土块状，手掰易碎，层厚4.5 m；⑦强风化页岩，灰色，砂质结构，层状构造，取芯呈碎块状，锤击易碎。层厚10 m。地下水位4.8 m。

堤坝的堆载会引起土体产生新的固结沉降，而桩周土体的沉降会对桩身产生负摩阻力[2-4]，导致桩基容许承载力下降，同时土体的不均匀沉降会导致桩周土体的侧向变形，从而引发桩基的侧向挠曲变形[5]，有可能造成桩基或者桥墩的结构破坏，基础的沉降将对上部结构产生不利影响。本工程采用高压旋喷桩加固地基，用于提高堤坝地基承载力，并减少地基土沉降。

2 单桩承载力和复合地基承载力的确定

本工程中旋喷桩设计桩径为0.6 m，桩间距为1.6 m，桩长18.5 m，三角形布桩。

2.1 单桩竖向承载力特征值

根据JTG D63—2007公路桥涵地基与基础设计规范[6]，高压旋喷桩单桩承载力特征值根据桩周和桩端土提供的抗力及桩身材料强度，分别按式(1),式(2)计算，取两式计算结果的较小值。

(1)

Ra≤ηfcuAp

(2)

其中，fcu为桩身材料立方体抗压强度;η为桩身强度折减系数;up为桩的周长;n为桩长范围内所划分的土层数;qsi为桩周土第i层土的侧阻力特征值;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为桩端天然地基土的承载力折减系数。经计算得单桩竖向承载力特征值为397.4 kN。

2.2 复合地基承载力特征值

高压旋喷桩复合地基承载力特征值采用式(3)进行计算：

(3)

其中，Ap为桩的截面积；β为桩间土承载力折减系数，根据上文中旋喷桩的布桩形式，计算得到面积置换率:

m=d2/(1.05s)2=0.127。

经计算得复合地基承载力特征值为247.4 kPa。

3 荷载试验

为验证复合地基承载力计算值的可靠性，在复合地基施工结束后进行了单桩荷载试验和单桩复合地基试验，其中单桩荷载试验、单桩复合地基试验各3组。试验严格按照JGJ 79—2012建筑地基处理技术规范[7]进行。在荷载试验进行前，对旋喷桩进行了低应变检测，检测结果表明各桩身基本完整，同时对桩身取样进行了无侧限抗压强度试验，试验结果表明桩身无侧限抗压强度和变形模量分别为6.5 MPa和1.1 GPa。

单桩荷载试验采用直径为0.6 mm的圆形承压板，桩长18.5 m，3组荷载试验Q—S曲线见图2。

根据《建筑地基处理技术规范》规定的单桩轴向承载力特征值Ra及单桩复合地基承载力特征值fspk(s/b=0.006)，如表1,表2所示。

表1 单桩承载力特征值Ra kN

表2 单桩复合地基承载力特征值fspk kPa

单桩复合地基荷载试验承压板尺寸为1.6 m×1.6 m，试验时桩、承压板和千斤顶的中心在同一直线上，承压板下铺150 mm厚砂石褥垫层，桩长为18.5 m，面积置换率为0.127，试验最大荷载为500 kN。4组P—S曲线如图3所示。

从图2，图3可以看出，高压旋喷桩及其单桩复合地基在竖向荷载作用下具有类似的变形模式，极限荷载不明显，在竖向荷载作用下，旋喷桩复合地基相继出现压密，局部剪切破坏。

表1结果表明，旋喷桩单桩承载力实测值比计算值要大，这主要是由于旋喷桩施工采用高压喷射和土层差异导致桩周摩阻力增大，而计算值采用的是平均直径。

表2结果表明,经处理后的复合地基承载力特征值大于247.4 kPa，满足要求。

4 地基沉降量

4.1 处理前的地基沉降量

堤坝填土荷载引起原地基的固结沉降，在地基未进行高压旋喷桩处理前，采取布西奈斯克原理和分层总和法确定地基的压缩层厚度和沉降量[8-10]。

由于堤坝长宽比较大，因此在计算桩基位置附加应力过程中可视为半无限弹性体表面作用无限长条形分布荷载，作为平面应变问题进行计算分析。

在土体表面作用均布条形荷载P，其分布宽度为b，计算土中任意一点的竖向应力σz如式(4)所示。

(4)

其中，m=z/b;n=x/b。

在土体表面作用三角形条形分布荷载，其最大值为P，计算土中任意一点的竖向应力如式(5)所示。

(5)

其中，m=z/b;n=x/b。

由于对于三角形分布荷载与矩形分布荷载作用于半无限空间体附加应力存在理论解，因此把堤坝荷载划分为三角形荷载与矩形荷载7部分，如图4所示。则堤坝荷载对O点处的附加应力：

σz=σz(hbo)+σz(ehi)-σz(eaf)+σz(eji)-σz(edf)+
σz(jgc)+σz(hjgo)

(6)

地基土中深度Z处的竖向自重应力为：

σCZ=∑γihi

(7)

当土层位于地下水位以下时：

(8)

根据地基土的试验参数计算出各层的附加应力和自重应力，根据0.2应力比法确定地基压缩层厚度为20.9 m。

沉降计算依据分层总和法，计算结果如表3所示。

(9)

表3 沉降计算表

4.2 处理后的地基沉降量

对地基进行加桩处理后的地基沉降量，通过复合模量法计算。根据相关规范，复合模量采用式(10)进行计算:

Esp=mEp+(1-m)Es

(10)

地基沉降计算结果如表4所示。

表4 旋喷桩复合地基沉降预测值

通过计算比较可以看出，旋喷桩处理后的复合地基沉降量大幅度减少。

5 结论

1)既有桩基周围土体在堆载作用下会产生较大的沉降，引起桩身产生负摩阻力，从而导致桩基外荷载增大，承载能力降低。

2)经现场检测及承载力试验表明，由于高压旋喷施工过程中的浆液扩散，高压旋喷桩实际直径大于设计直径，处治地基后的承载力高于设计值，能够满足工程需求。

3)地基采用旋喷桩处理后，经计算工后沉降明显减少，基本消除了堆载对桩身产生的负摩阻力，可满足设计要求。