西北湿陷性黄土区劈裂注浆试验及地基加固应用

罗小博，宋彧，郭启明

（兰州理工大学 土木工程学院，甘肃 兰州 730050）

随着“一带一路”倡议的不断推进，从国家发展战略出发，西北地区赢得了广阔的发展空间，尤其在建筑工程领域取得了快速发展[1].众所周知，西北地区地质条件主要以湿陷性黄土[2]居多.该土有别于软土、黏土等，具有浸水后的原状黄土微观颗粒间发生物理、化学反应，原稳定结构遭到严重破坏，土体强度明显下降，在力的作用下产生湿陷性变形等显著特征，导致建筑结构产生不均匀沉降，影响安全与稳定[3].

目前，在工程结构地基加固方面通常采用的传统方法有夯实法、灰土垫层法、挤密桩法，但它们分别具有对既有建筑扰动大、易受水侵蚀、施工冗杂及污染环境等缺点，因而在现代化生产中逐渐被弃用.相应地，新型劈裂注浆法由于具有施工速度快、影响范围小、经济效益高等优点，很快被纳入地基处理的理论研究与工程实践应用当中.周茗如等[4]依据浆液性能试验及室内模型试验对水泥基浆料在黄土劈裂注浆中的应用进行研究；周书明等[5]利用洞内超前预注浆方法对隧道拱部淤泥质黏土地层进行加固，效果良好；孙峰等[6]采用劈裂注浆对已沉降变形的地下管道进行抬升处理，并结合三维有限差分数值法对其进行验证，结果与试验相吻合；为了提高钢花管微型桩的水平抗剪及抗弯性能，王开洋等[7]提出了一种二次注浆竖向钢花管微型桩新技术；周茗如等[8-9]从断裂力学角度出发，提出了一种黄土劈裂注浆土体裂纹扩展模型，在注浆压力及土层地应力作用下，浆液在裂纹中形成浆脉，对土体起到骨架支撑作用.Li等[10-14]众多学者对劈裂注浆理论、试验及应用方面也进行了大量的研究.

然而，对于湿陷性黄土地区劈裂注浆[15]复合地基的相关研究仍处于起步阶段，未见对其稳定性、承载能力及沉降计算进行过确定的分析与评价.各种重要参数只能依靠施工经验来确定，具有很大的不确定性，甚至对一些施工精度较高的结构来说，其安全性更加无法保证.基于此，本文以甘肃省定西市某工程场地为研究对象，对劈裂注浆加固后的复合地基进行静载荷试验及浸水试验，并对完工后的建筑物进行沉降监测，提出一种适用于桩径较小的复合地基的沉降计算新方法，并与传统计算方法进行对比分析，为今后类似场地同类型地基结构的设计、施工及加固等提供参考.

1 工程概况及地质条件

1.1 工程概况

甘肃定西地处黄土高原和西秦岭山地交汇区，试验场地位于定西北部的黄土丘陵沟壑区，占地面积约1 642.45 m2，湿陷性较强.此处建有一栋长21.5 m、宽15.8 m、高13.7 m 的三层砖混结构建筑物，基础形式采用条形基础，埋深1.5 m，设计使用年限为50 年.

1.2 地质条件

根据相应工程地质勘查报告可知，建筑场地土层自上而下依次分为：素填土（Q4ml）、粉质黏土（Q4al+pl）、黄土状粉土（Q4eol）及泥岩（N），其基底下各土层示意图如图1 所示，具体参数见表1.

图1 基底下土层分布图Fig.1 Distribution of subbasement soil

2 劈裂注浆试验

由于加固工程时间紧迫，且考虑到后续一系列试验，在该工程场地范围内（土层分布基本一致）选取某一区域，采用与实际加固工程完全一样的材料、方法等，进行劈裂注浆基础性试验.

2.1 原材料及设备的选择

注浆主要材料选用PO.42.5 普通硅酸盐水泥，物理力学性能指标见表2，采用满足规范[16]要求的自来水，并依照文献[17]，按1 ∶1 水胶（质量）比配制成水泥浆备用.

表2 水泥物理性能指标Tab.2 Physical properties of cement

试验中常用设备有：水泥搅拌桶、履带式潜孔钻车、KS100/120 液压注浆机及耐振型压力表，主要仪器如图2 所示.

图2 主要仪器Fig.2 Layout of instruments

2.2 孔位布置、注浆方式及过程

注浆钻孔直径取160 mm，孔距800 mm，深度7.2 m，共计23 孔，按正三角形布设（避免了单桩置换面积重叠效应的发生，在满足设计强度要求的前提下，节约成本，使得经济效益最大化），并对每孔进行编号，如图3 所示.

图3 注浆孔布置（单位：mm）Fig.3 Layout of grouting hole（unit：mm）

然后采用底端密封、可拆卸的、用螺纹连接的五等段钢花管自下而上的两次分层注浆法，即第一次采用全段开孔钢花管注浆（如图4（a）所示），第二次注浆时所用钢花管仅在末端1.4 m 处开孔（如图4（b）所示）.

图4 钢花管示意图（单位：cm）Fig.4 Diagram of steel flower tube（unit：cm）

为了后续开挖方便且不影响附近注浆孔，选择图3 中边缘处的孔1 与孔2 为研究对象.一次钻孔注浆时，在压力表上控制最大注浆压力为0.3 MPa，待指针出现明显回落时，表明孔周土体已被劈裂，此时继续注入水泥浆液至设计量；1 d 后再进行二次钻孔注浆，分别对第5 层、第4 层、第3 层、第2 层、第1 层注浆，每次保证最大注浆压力0.6 MPa，指针有明显回落时停止注浆；最后对由于吸水下陷的每孔进行补浆，循环4～5 次至补满为止，以保证桩身的完整性.

2.3 静载荷及浸水试验

2.3.1 天然地基与注浆复合地基静载荷试验

为了验证劈裂注浆后地基较天然地基承载效果，需对两者分别测出Q-s 关系曲线，进而对比分析所得特征值大小.在场地内随机选取3 块区域作为天然地基，选取注浆56 d 后桩身较完整的1 号、5号、8 号、18 号桩作为单桩复合地基.主要仪器采用：50 t 液压千斤顶、量程为1 cm 及精度为0.001 mm 的千分表、直径800 mm 及厚度30 mm 的圆形钢载荷板、一辆空载约40 t 的双桥车，如图5 所示.

图5 现场加载图Fig.5 Diagram of field loading

利用10 kg 重的触探仪锤依据规范[18]选取5 点进行轻型动力触探试验，测出天然地基的最大加载量约为140 kN；劈裂注浆复合地基可参考文献[19-20]估算出所需要的最大加载量为400 kN.试验前期准备就绪后，分9 级进行现场加卸载试验，每级加载量见表3.

表3 分级加载表Tab.3 Graded loading

2.3.2 浸水试验

为了进一步评价劈裂注浆对黄土湿陷性的消除效果，在原静载试验的基础上，分别在天然地基与注浆后的复合地基上开挖长、宽、高分别为2.8 m、2.4 m及0.3 m 的试坑（两坑浸水互不影响），其中复合地基的开挖位置如图6 所示，试坑内包括10 根完整的劈裂注浆桩，且四周均处于浆脉作用范围之内，以示充分代表劈裂注浆复合地基.在每个试坑中分别设置4个沉降观测点，复合地基考虑到浆脉填充挤密作用下桩周土的湿陷性，因此，沉降观测点的设置要尽量避开桩芯所在位置，设置在桩间土之间，如图6 所示.距试坑边10 m 处设置2 个基准点，分别用于日常观测及校核.

图6 复合地基浸水位置及沉降观测点位Fig.6 Position and settlement observationpoint of the composite foundation

然后向试坑中注水，水头控制在15～20 cm，此次浸水试验共注水30 d，总注水量约为168 m3，现场注水情况如图7 所示.

图7 试坑现场注水图Fig.7 Water injection at test sit

对浸水阶段（30 d）及停止注水阶段（30 d）的湿陷量进行统计，记录如表4 所示.

表4 试坑湿陷量记录表Tab.4 Recording the depression of test pit

3 试验结果与分析

3.1 劈裂注浆开挖结果分析

注浆7 d 后，用挖机开挖试验孔1 和2 至3 m深，对裸露的注浆桩芯及桩周浆脉形状进行初步观察，并用钢卷尺测量浆脉扩散距离及其厚度，观察分层劈裂注浆效果.现场开挖情况及效果如图8 所示.

图8 现场开挖及效果图Fig.8 Site excavation and effect

从图8（b）可看出，试验孔1、2 形状良好且大致呈圆柱形，在桩顶以下24 cm 处开始出现不规则形浆脉.图8（c）显示，在同一平面上，浆脉以桩芯为中心向外逐渐扩散，由于上部土层相对疏松，浆脉伸展长度较下部土体亦大，长度控制在39～52 cm；其次，也可清楚地看到，在土层松软处，且注浆压力较大时，浆液会在钢花管开孔处喷射而出，劈裂土体，浆脉近似呈“十”字形分布；当某一侧土体松软时，浆液会优先劈裂松软土体，涌入大量浆液，使得压力降低，不易劈裂其他方向上的土体，这时浆脉会近似呈“Y”形分布；各层土体浆脉数量保持在3～5 之间；在竖向，上部土体较为松软，使得浆脉纵向相连，类似“片状”体，从而增强了浆脉的竖向抗剪能力，同时提高了对桩周土体的挤密作用，使桩土作用更加协调，增强了复合地基的承载能力；靠近桩芯的浆脉厚度较大，无法对其准确测量，粗略估计在4～7 cm 之间，远端浆脉厚度较小，在0.1～0.9 cm 之间，如图8（d）所示.综上，在西北湿陷性黄土区采用钢花管两次、分层的劈裂注浆方式是可行的，且劈裂效果良好.

3.2 静载荷试验结果分析

对天然地基区域1、2、3 的静载荷试验数据进行整理，可得各区域Q-s 关系曲线，如图9 所示.由图可知，天然地基沉降速率随荷载增加逐渐增大，说明该地区土质较为均匀；区域1、2 沉降曲线较为相近，当荷载增加至140 kN 时，二者沉降速率均出现明显增大，沉降量迅速增加至10 mm，说明已达到天然地基的极限承载能力，取上一级荷载126 kN 为其极限荷载；区域3 的沉降曲线明显区别于区域1、2，当荷载超过84 kN 后，其沉降速率迅速增加，加载至126 kN 时，沉降量迅速增大至10 mm，取上一级荷载112 kN 为其极限荷载；与动力触探试验结果基本相同，取三者的均值120.8 kPa 作为天然地基的承载力特征值.

图9 天然地基各区域Q-s 曲线图Fig.9 Q-s curve of natural foundation

对1 号、5 号、8 号及18 号单桩复合地基静载荷试验数据进行处理，可得复合地基Q-s 关系曲线，如图10 所示.曲线显示，各试桩的沉降曲线基本相同，0～200 kN 时均处于线弹性阶段，桩土作用协调、共同承担荷载；200～360 kN 时处于塑性阶段，土体被压缩，部分浆脉被剪断，桩体相对土体开始向下移动；360～400 kN 时处于破坏阶段，沉降量迅速增大，复合地基丧失原始桩土结构，因此可判断1 号、5 号、8 号及18 号单桩复合地基的极限承载力均为716 kPa，承载力特征值均为358 kPa.

图10 复合地基各桩Q-s 曲线图Fig.10 Q-s curve of in composite foundation

荷载较小时，各试桩的沉降变化高度一致，当加载超过120 kN 后，开始出现分化，1 号桩与5 号桩的沉降速率逐步快于8 号桩与18 桩，而8 号桩的沉降速率变化最为缓慢.原因是1 号、5 号桩位于注浆区域的最外侧，注浆后的土体依然存在部分缺陷，而位于注浆区域内侧的18 号桩及中心处的8 号桩，由于相邻桩芯及浆脉的挤密作用，使得土体更加密实，土体缺陷也得到充分弥补，因此其注浆加固效果也更加明显.针对此类问题，可适当加大外围注浆孔的注浆量，以增加外围土层中的浆脉数量，填充土体空隙，挤密桩周土体，提高承载能力.与前面天然地基相比，劈裂注浆法加固后的黄土地基承载能力较其提高近3 倍，极大地改善了黄土的工程性质，说明该方法用于加固湿陷性黄土地基是可行的.

3.3 浸水试验结果分析

依据表4 中所记录的原始数据，将其绘制成如图11 所示的湿陷量随浸水时间变化的关系曲线图.曲线反映出，天然地基在注水停止5 d 后湿陷量增长缓慢且呈现收敛趋势，劈裂注浆复合地基在注水27 d 时就呈现收敛趋势，湿陷已基本完成，再次注水对其湿陷量影响不大；注水60 d 后天然地基的湿陷量达到了111.2 mm，而复合地基的湿陷量仅有36.9 mm，能够有效消除黄土近67%的湿陷性.

4 复合地基沉降量计算公式推导

前面部分对劈裂注浆（如图12 所示）现场试验、承载及湿陷性等方面做了研究，并用同样手段对场地内建筑物进行了地基注浆加固.以此为契机，将试验数据与实际工程相结合，在桩土变形协调假设[21]的基础上，提出一种适用于桩径较小的刚性桩复合地基沉降计算新方法，但其也有一定的局限性，即当桩径较大时，桩体下沉对桩周土影响较大，此时桩体沉降量与桩周土沉降有所差异，与该计算方法假设相悖.

图12 劈裂注浆示意图Fig.12 Diagram of splitting grouting

4.1 桩土应力比推导法

与独立算法相同，该方法认为桩土变形协调一致，在荷载作用下，桩体的沉降等于桩间土沉降ss，而桩体沉降由褥垫层压缩量su、桩身压缩量sc及桩端下土体压缩量sz组成，则满足式（1）：

桩端下土体压缩量sz可认为由桩端应力作用而成，桩端应力σz为：

式中：Qp为桩顶荷载，kN；f 为桩侧摩阻力，kPa；Ar为桩侧表面积，m2；Ap为单桩桩身横截面面积，m2.

则由分层总和法可求得桩端下土体压缩量sz：

式中：Esj为基底下第j 层土的压缩模量，MPa；zj为桩端下第j 层土底部深度，m；为基底下第j 层土底部的平均附加应力系数.

当桩径较小时，可认为桩间土沉降ss不受桩侧摩阻力影响，仅由桩间土的附加应力σs作用而成，如式（4）.

褥垫层压缩量su、桩身压缩量sc则可用桩顶的附加应力σp表示为：

式中：L 为基础长度，m；h 为加固区顶部到下卧层顶部的深度，m；Ec为垫层压缩模量；Ep为桩身压缩模量，MPa.

联立式（1）～式（5）可得：

由桩土变形协调可知，桩顶应力σp与桩间土应力σs还满足关系式：

式中：As为基底桩间土面积，m2；F 为上部结构总荷载.

联立式（6）（7）可得桩土应力比n，将σs回代入式（4）就可得复合地基的总沉降量.

4.2 同期建筑地基注浆加固沉降监测

将建筑物四周各观测点的沉降数据绘制成图13所示曲线，表明建筑物基础发生均匀沉降，整体沉降速率一直减缓，并呈现收敛趋势，在安全使用范围之内.因为测点1、2 位于排水沟渠附近，导致其沉降稍大于观测点3、4，从而证明了劈裂注浆加固方式处理湿陷性黄土地基的有效性.

图13 建筑物沉降量随时间变化Fig.13 Settlement changes with time of building

4.3 计算实例及对比分析

由图13 可看出，建筑物沉降基本均匀，因此取其竖向的某一条形基础进行分析，该条形基础尺寸及基础下的注浆桩分布如图14 所示.

图14 条形基础尺寸及注浆桩分布示意图（单位：mm）Fig.14 Strip foundation size and grouting pile distribution（unit：mm）

计算基础上部总荷载约为2 800 kN，则求得基底处应力170.73 kPa，土体的自重应力25.35 kPa，因此基底附加应力为145.38 kPa.

由公式（2）求得桩端应力σz为：

再用分层总和法求出sz，沉降计算见表5，可知，sz=0.191 2σp-504.051（mm）.

表5 沉降计算表Tab.5 Settlement calculation

再用分层总和法求出桩间土沉降ss，沉降计算统计见表6，可知，ss=0.44 σs（mm）.

表6 沉降计算统计表Tab.6 Statistical of settlement calculation

将各参数代入公式（4）（6）（7），求得最终沉降量为23.945 mm.

考虑到文章篇幅，采用其他计算方法[22]求得劈裂注浆后复合地基沉降量的具体计算过程已省略.将各方法的沉降计算结果汇总于表7.

表7 沉降计算结果汇总表Tab.7 Summary of settlement calculation results

以试验法记录沉降量为基准值，其他算法误差相对较大，推导法所得桩土应力比与试验法基本相同，表明了该方法的实用性.

5 结论

1）钢花管两次、分层劈裂注浆后，每层土体浆脉数量在3～5 之间，呈“Y”形或“十”形分布；在水平方向扩散距离超过约40 cm，相邻桩体间的浆脉出现相互连接；浆脉竖向相连呈“片状”，增强了复合地基的整体性与竖向抗剪能力.

2）劈裂注浆法加固处理后（承载力特征值为358 kPa）的黄土地基承载力较原有地基（120.8 kPa）提高了近3 倍，极大地改善了黄土的工程性质，也表明了劈裂注浆复合地基应用于工程实践的可行性.

3）注水60 d 后，同一场地劈裂注浆加固方式（湿陷量为36.9 mm）较天然地基（湿陷量为111.2 mm）能够有效消除黄土超过67%的湿陷性，表明该方法可用于处理湿陷性黄土地基.

4）为劈裂注浆复合地基桩土应力比的确定及沉降计算提供了一种新思路、新方法，且计算简便、适用性较强.