24工 程 勘 察1998年第4期
软土地基经水泥搅拌桩
加固后的固结特性分析
陈善明 陈云敏 吴世明
(浙江大学岩土工程研究所 杭州 310027)
【提要】 本文研究了软土地基经水泥搅拌桩加固后所形成的加固层和下卧
层的固结特性, 将传统的双层地基一维固结理论经过修改应用于搅拌桩复合地基固结分析, 并讨论了两个工程实例。
【关键词】 水泥搅拌桩 软土地基处理 固结特性
【Abstract 】 T he consolidation properties of th e im proved layer for med in soft soil ground after being reinforced
b y cemen t agitated pile an d that of th e u nderlying layer are studied. T he tr aditional one dim ens ional cons olidation theory is used after modification for consolidation analysis of composite ground. T w o en gineering examples are dis cus sed.
【Key words 】 cement agitated pile treatment of soft s oil g round cons olidation properties
1 前言
水泥搅拌桩以其施工方法简便、适应性强、投资少、工期短而大量应用于软土地基加固。对水泥搅拌桩复合地基的沉降计算, 通常把沉降量分成加固层和下卧层两部分[1]。由于软土的渗透性很低, 完成固结的时间很
长。对某些工程在设计时需考虑工程一定使用期内的固结沉降, 需要计算地基平均固结度。对有大面积荷载的工程如机场站坪、大型油罐等, 可简化为双层地基按一维固结模式进行计算。一般认为水泥搅拌桩加固层的沉降量至多2～3cm, 沉降量主要集中于软弱的下卧层, 因而下卧层的平均固结度的计算十分重要。
从现有文献来看, 以往对水泥搅拌桩复合地基固结特性的研究, 均集中于加固层本身[2, 3, 4]。至于加固层内相对刚性和渗透性极低的水泥搅拌桩的设置, 对下卧层的固结起何种作用, 尚未得到解决。谢康和等将水泥搅拌桩复合地基简化为双层地基, 加固层按E com =(1-m ) E s +mE p 和K com =(1-m ) s [5]
压缩模量和复合渗透系数, 然后按双层地基一维固结理论计算其固结沉降, 但未说明复合压缩模量和复合渗透系数公式的依据。本文在对水泥搅拌桩复合地基加固层和
下卧层的固结特性及其相互影响机理进行分析的基础上, 对传统的双层地基一维固结理论进行适当修改, 应用于搅拌桩复合地基固结分析, 并用两个工程实例加以说明。2 水泥搅拌桩复合地基的固结机理2. 1 水泥搅拌桩-土体系的荷载传递在常规的水泥搅拌桩-土体系的荷载传递中, 桩端阻力所承担的荷载很小, 荷载主要由桩侧摩阻力所承担。就单桩而言, 桩侧摩阻力随深度增加而逐渐减小。若考虑群桩, 施加的是有一定刚度的大面积荷载, 如片筏基础、道面结构等, 则桩、土上部相对位移受到限制, 从而彻底改变了桩侧摩阻力分布。与单桩相反, 桩土相对位移从上到下不是逐渐减少, 而是逐渐增大, 桩侧摩阻力亦随深度逐渐增大, 而在桩端处达到最大。为简化理论分析, 笔者认为, 在有一定
1998年第4期工 程 勘 察 25
摩阻力分布沿桩身呈抛物线型分布, 这在一
定程度上和实际情况相符合。同时认为, 水泥搅拌桩是纯摩擦桩, 桩端阻和桩端轴力接近于零。
2. 2 计算模型
水泥土的渗透系数在常用的水泥掺合比下比原状土低三到四个数量级; YOSHIO SUZU KI [7]认为水泥土的压缩曲线表现出明显的超固结特性。因此可近似地视水泥桩体不存在固结现象, 而只有弹性的桩身压缩; 并且由于水泥土的低渗透性, 搅拌桩不可能成为桩间土的排水通道, 因而桩间土的排水固结仍旧是竖向一维的。前已述及, 加固层水泥搅拌桩的侧摩阻力沿深度向下呈抛物线型分布, 亦即由上至下桩体所承担的荷载逐渐转移到桩间土上。
笔者认为, 水泥搅拌桩加固深厚软土地基一般不会贯穿整个软土层, 由此形成的加固层和下卧层软土的固结特性仍旧可以用双层地基一维固结理论来分析。从固结机理上来看, 一方面加固层渗透性极低的水泥搅拌桩的设置减小了下卧层软土的排水通道(对单面排水而言) , 减缓了下卧层软土的排水固结; 另一方面由于加固层竖向附加应力向水泥搅拌桩集中而使桩间土所受应力大大减小, 从而孔压也大大减小, 因而在下卧层软土和加固层桩间土之间造成较大孔隙压力差值, 加快了下卧层软土的固结。两方面综合作用的结果, 对常见的搅拌桩置换率和桩土模量比而言, 水泥搅拌桩加固软土地基后下卧层的固结一般会快于天然地基。由于沉降量主要集中于软弱的下卧层, 下卧层的固结规律也就决定了整个地基的沉降随时间变化规律。
由于影响土体固结的因素一是渗透系数大小, 二是土体刚度。可以将相对刚性的搅拌桩视作对加固层土体骨架刚度的加强, 为了能够应用双层地基一维固结理论进行简化
[6]
代加固层桩体和桩间土, 该复合土体的压缩模量由上至下逐渐递减, 至桩端为原状土的压缩模量。
另外, 由于搅拌桩的设置减小了作为下卧层排水通道的上层地基的截面, 对传统的双层地基一维固结理论的上下层间渗流连续条件亦需进行修改。
由以上讨论, 笔者提出修改后的双层地基一维固结理论分析水泥搅拌桩复合地基固结度的公式如下, 计算简图如图1。
121
=C v 1(z ) 5u 252u 2
=C v 2(z ) 2
C v 1(z ) =[1-(
v 1s 1, E s 1=E s 0+w 2v 2s 2) ]mE p , C v 2=h 1w
(3) (1) (2)
图1
其中, E p 为水泥土的压缩模量, E s 0为加固层
天然土的压缩模量, m 为搅拌桩的置换率, k v 1、K v 2分别为加固层和下卧层原状土的竖向渗透系数。定解条件为:
(1) u 1ûz =0=0; (2) u 1ûz =h 1=u 2ûz =h 1; (3) (1-m ) k v 1(4)
12
ûz =h 1=k v 2ûz =h 1; 5t 5t
5u 2
ûz =H =0; (底面不透水) 5z
t t
26
2. 3 微分方程解答
工 程 勘 察1998年第4期
由于加固层的固结系数C v 1(z ) 沿深度变化, 偏微分方程组(1) 难以求得解析解, 需用差分法求解。任意时刻任意深度的孔压值已知后, 不难得出按孔压定义的加固层和下卧层的平均固结度U 1和U 2以及地基总的平均固结度U 。笔者为此编制了一差分法解方程组(1) 的程序, 并用该程序计算了以下两个工程实例。3 工程实例
(1) 某采用筏基的住宅楼工程, 基底平面为34. 28×11. 5m 。地基受力层范围20m 内土层均为淤泥, 竖向渗透系数取为5. 81×10-4cm /s 。地基用搅拌桩处理, 桩长11. 5m , 置换率0. 16, 水泥掺合量15%。此外, 根据实测沉降资料推算该工程地基最终沉降量为7. 5cm , 故该工程的地基固结沉降计算式为:s =7. 5U 。表1为按本文方法计算值与实测值的比较。
固结沉降计算值与实测值的比较
时 间固结度U (%) 沉降计算值(cm ) 沉降实测值(cm )
10048. 33. 624. 1
15065. 84. 945. 3
25078. 15. 866. 0
40087. 16. 536. 7
2
最终沉降量大大减小, 另一方面能起加速地基固结的作用。
未加固前和搅拌桩加固后双层地基
20年后的平均固结度
表2
上层地基(加固层) 下层地基(下卧层)
79. 338. 6
85. 1
47. 3
未加固前搅拌桩加固后
4 结论
(1) 本文首先认为在有一定刚度的大面
积荷载作用下, 搅拌桩桩土之间的侧摩阻力沿桩身呈抛物线型分布, 而桩端阻和桩端轴力近似为零, 进而得到加固层的固结系数沿深度递减的分布规律, 将传统的双层地基一维固结理论修改后用来分析搅拌复合地基固结沉降。
(2) 水泥搅拌复合地基无论加固层还是下卧层的平均固结度均大于未加固前的天然地基固结度, 可见水泥搅拌复合地基较天然地基固结为快。
参
[1][2]
表1
60095. 67. 177. 3
[3][4]
考文献
龚晓南著, 《复合地基》, 浙江大学出版社, 1992张捷、韩杰、叶书麟, 水泥土桩复合地基的固结特性分析, 第七届土力学及基础工程学术研讨会议论文集, 中国建筑工业出版社, 1994张土乔、龚晓南、曾国熙, 水泥土桩复合地基固结分析, 水利学报, 1991年第10期, 1991章胜南、卞守中、汪友平, 深层水泥搅拌桩复合地基沉降计算的探讨, 第三届地基处理学术讨论会论文集, 浙江大学出版社, 1992
从表中可见, 计算值与实测值很接近, 说明本文方法尚能较为合理地反映水泥搅拌复
合地基固结沉降的发展规律。
(2) 温州机场站坪及联络道扩建工程, 工程地质情况为深度10m 以上为淤泥质粉质粘土, 10m 以下为淤泥, 地基受力层范围深26m 。淤泥质粉质粘土的竖向渗透系数为2. 38×10cm/s, 压缩模量为2. 85MPa; 淤泥的竖向渗透系数为1. 61×10cm /s, 压缩模量为2. 09MPa 。水泥搅拌桩桩长10m , 置换率0. 1。未加固前天然双层地基按文献[8]方法计算所得的U 1、U 2和加固后按本文方法计算所得的U 1、U 2对比见表2。可见, -7
-7
[5]谢康和等, 一种计算搅拌桩复合地基固结沉降的方法, 第二届全国岩石力学数值计算与模型实验学术会论文集, 同济大学出版社, 1990
[6][7]
候永峰(1997) , 水泥土的基本性状研究, 浙江大学硕士学位论文
YOSHIO S UZU KI (1982) ,
Deep chemical
m ixing method usin g cement as h ard ening agent, Sym posium on Recent Development in Ground Improvement T ech niques , Bangkok
[8]Gray, H (1994) , S imultaneou s cons olidation of con tig uous layers of unlik e compressib le s oils , T rans . AS CE , Vol . 110
24工 程 勘 察1998年第4期
软土地基经水泥搅拌桩
加固后的固结特性分析
陈善明 陈云敏 吴世明
(浙江大学岩土工程研究所 杭州 310027)
【提要】 本文研究了软土地基经水泥搅拌桩加固后所形成的加固层和下卧
层的固结特性, 将传统的双层地基一维固结理论经过修改应用于搅拌桩复合地基固结分析, 并讨论了两个工程实例。
【关键词】 水泥搅拌桩 软土地基处理 固结特性
【Abstract 】 T he consolidation properties of th e im proved layer for med in soft soil ground after being reinforced
b y cemen t agitated pile an d that of th e u nderlying layer are studied. T he tr aditional one dim ens ional cons olidation theory is used after modification for consolidation analysis of composite ground. T w o en gineering examples are dis cus sed.
【Key words 】 cement agitated pile treatment of soft s oil g round cons olidation properties
1 前言
水泥搅拌桩以其施工方法简便、适应性强、投资少、工期短而大量应用于软土地基加固。对水泥搅拌桩复合地基的沉降计算, 通常把沉降量分成加固层和下卧层两部分[1]。由于软土的渗透性很低, 完成固结的时间很
长。对某些工程在设计时需考虑工程一定使用期内的固结沉降, 需要计算地基平均固结度。对有大面积荷载的工程如机场站坪、大型油罐等, 可简化为双层地基按一维固结模式进行计算。一般认为水泥搅拌桩加固层的沉降量至多2～3cm, 沉降量主要集中于软弱的下卧层, 因而下卧层的平均固结度的计算十分重要。
从现有文献来看, 以往对水泥搅拌桩复合地基固结特性的研究, 均集中于加固层本身[2, 3, 4]。至于加固层内相对刚性和渗透性极低的水泥搅拌桩的设置, 对下卧层的固结起何种作用, 尚未得到解决。谢康和等将水泥搅拌桩复合地基简化为双层地基, 加固层按E com =(1-m ) E s +mE p 和K com =(1-m ) s [5]
压缩模量和复合渗透系数, 然后按双层地基一维固结理论计算其固结沉降, 但未说明复合压缩模量和复合渗透系数公式的依据。本文在对水泥搅拌桩复合地基加固层和
下卧层的固结特性及其相互影响机理进行分析的基础上, 对传统的双层地基一维固结理论进行适当修改, 应用于搅拌桩复合地基固结分析, 并用两个工程实例加以说明。2 水泥搅拌桩复合地基的固结机理2. 1 水泥搅拌桩-土体系的荷载传递在常规的水泥搅拌桩-土体系的荷载传递中, 桩端阻力所承担的荷载很小, 荷载主要由桩侧摩阻力所承担。就单桩而言, 桩侧摩阻力随深度增加而逐渐减小。若考虑群桩, 施加的是有一定刚度的大面积荷载, 如片筏基础、道面结构等, 则桩、土上部相对位移受到限制, 从而彻底改变了桩侧摩阻力分布。与单桩相反, 桩土相对位移从上到下不是逐渐减少, 而是逐渐增大, 桩侧摩阻力亦随深度逐渐增大, 而在桩端处达到最大。为简化理论分析, 笔者认为, 在有一定
1998年第4期工 程 勘 察 25
摩阻力分布沿桩身呈抛物线型分布, 这在一
定程度上和实际情况相符合。同时认为, 水泥搅拌桩是纯摩擦桩, 桩端阻和桩端轴力接近于零。
2. 2 计算模型
水泥土的渗透系数在常用的水泥掺合比下比原状土低三到四个数量级; YOSHIO SUZU KI [7]认为水泥土的压缩曲线表现出明显的超固结特性。因此可近似地视水泥桩体不存在固结现象, 而只有弹性的桩身压缩; 并且由于水泥土的低渗透性, 搅拌桩不可能成为桩间土的排水通道, 因而桩间土的排水固结仍旧是竖向一维的。前已述及, 加固层水泥搅拌桩的侧摩阻力沿深度向下呈抛物线型分布, 亦即由上至下桩体所承担的荷载逐渐转移到桩间土上。
笔者认为, 水泥搅拌桩加固深厚软土地基一般不会贯穿整个软土层, 由此形成的加固层和下卧层软土的固结特性仍旧可以用双层地基一维固结理论来分析。从固结机理上来看, 一方面加固层渗透性极低的水泥搅拌桩的设置减小了下卧层软土的排水通道(对单面排水而言) , 减缓了下卧层软土的排水固结; 另一方面由于加固层竖向附加应力向水泥搅拌桩集中而使桩间土所受应力大大减小, 从而孔压也大大减小, 因而在下卧层软土和加固层桩间土之间造成较大孔隙压力差值, 加快了下卧层软土的固结。两方面综合作用的结果, 对常见的搅拌桩置换率和桩土模量比而言, 水泥搅拌桩加固软土地基后下卧层的固结一般会快于天然地基。由于沉降量主要集中于软弱的下卧层, 下卧层的固结规律也就决定了整个地基的沉降随时间变化规律。
由于影响土体固结的因素一是渗透系数大小, 二是土体刚度。可以将相对刚性的搅拌桩视作对加固层土体骨架刚度的加强, 为了能够应用双层地基一维固结理论进行简化
[6]
代加固层桩体和桩间土, 该复合土体的压缩模量由上至下逐渐递减, 至桩端为原状土的压缩模量。
另外, 由于搅拌桩的设置减小了作为下卧层排水通道的上层地基的截面, 对传统的双层地基一维固结理论的上下层间渗流连续条件亦需进行修改。
由以上讨论, 笔者提出修改后的双层地基一维固结理论分析水泥搅拌桩复合地基固结度的公式如下, 计算简图如图1。
121
=C v 1(z ) 5u 252u 2
=C v 2(z ) 2
C v 1(z ) =[1-(
v 1s 1, E s 1=E s 0+w 2v 2s 2) ]mE p , C v 2=h 1w
(3) (1) (2)
图1
其中, E p 为水泥土的压缩模量, E s 0为加固层
天然土的压缩模量, m 为搅拌桩的置换率, k v 1、K v 2分别为加固层和下卧层原状土的竖向渗透系数。定解条件为:
(1) u 1ûz =0=0; (2) u 1ûz =h 1=u 2ûz =h 1; (3) (1-m ) k v 1(4)
12
ûz =h 1=k v 2ûz =h 1; 5t 5t
5u 2
ûz =H =0; (底面不透水) 5z
t t
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2. 3 微分方程解答
工 程 勘 察1998年第4期
由于加固层的固结系数C v 1(z ) 沿深度变化, 偏微分方程组(1) 难以求得解析解, 需用差分法求解。任意时刻任意深度的孔压值已知后, 不难得出按孔压定义的加固层和下卧层的平均固结度U 1和U 2以及地基总的平均固结度U 。笔者为此编制了一差分法解方程组(1) 的程序, 并用该程序计算了以下两个工程实例。3 工程实例
(1) 某采用筏基的住宅楼工程, 基底平面为34. 28×11. 5m 。地基受力层范围20m 内土层均为淤泥, 竖向渗透系数取为5. 81×10-4cm /s 。地基用搅拌桩处理, 桩长11. 5m , 置换率0. 16, 水泥掺合量15%。此外, 根据实测沉降资料推算该工程地基最终沉降量为7. 5cm , 故该工程的地基固结沉降计算式为:s =7. 5U 。表1为按本文方法计算值与实测值的比较。
固结沉降计算值与实测值的比较
时 间固结度U (%) 沉降计算值(cm ) 沉降实测值(cm )
10048. 33. 624. 1
15065. 84. 945. 3
25078. 15. 866. 0
40087. 16. 536. 7
2
最终沉降量大大减小, 另一方面能起加速地基固结的作用。
未加固前和搅拌桩加固后双层地基
20年后的平均固结度
表2
上层地基(加固层) 下层地基(下卧层)
79. 338. 6
85. 1
47. 3
未加固前搅拌桩加固后
4 结论
(1) 本文首先认为在有一定刚度的大面
积荷载作用下, 搅拌桩桩土之间的侧摩阻力沿桩身呈抛物线型分布, 而桩端阻和桩端轴力近似为零, 进而得到加固层的固结系数沿深度递减的分布规律, 将传统的双层地基一维固结理论修改后用来分析搅拌复合地基固结沉降。
(2) 水泥搅拌复合地基无论加固层还是下卧层的平均固结度均大于未加固前的天然地基固结度, 可见水泥搅拌复合地基较天然地基固结为快。
参
[1][2]
表1
60095. 67. 177. 3
[3][4]
考文献
龚晓南著, 《复合地基》, 浙江大学出版社, 1992张捷、韩杰、叶书麟, 水泥土桩复合地基的固结特性分析, 第七届土力学及基础工程学术研讨会议论文集, 中国建筑工业出版社, 1994张土乔、龚晓南、曾国熙, 水泥土桩复合地基固结分析, 水利学报, 1991年第10期, 1991章胜南、卞守中、汪友平, 深层水泥搅拌桩复合地基沉降计算的探讨, 第三届地基处理学术讨论会论文集, 浙江大学出版社, 1992
从表中可见, 计算值与实测值很接近, 说明本文方法尚能较为合理地反映水泥搅拌复
合地基固结沉降的发展规律。
(2) 温州机场站坪及联络道扩建工程, 工程地质情况为深度10m 以上为淤泥质粉质粘土, 10m 以下为淤泥, 地基受力层范围深26m 。淤泥质粉质粘土的竖向渗透系数为2. 38×10cm/s, 压缩模量为2. 85MPa; 淤泥的竖向渗透系数为1. 61×10cm /s, 压缩模量为2. 09MPa 。水泥搅拌桩桩长10m , 置换率0. 1。未加固前天然双层地基按文献[8]方法计算所得的U 1、U 2和加固后按本文方法计算所得的U 1、U 2对比见表2。可见, -7
-7
[5]谢康和等, 一种计算搅拌桩复合地基固结沉降的方法, 第二届全国岩石力学数值计算与模型实验学术会论文集, 同济大学出版社, 1990
[6][7]
候永峰(1997) , 水泥土的基本性状研究, 浙江大学硕士学位论文
YOSHIO S UZU KI (1982) ,
Deep chemical
m ixing method usin g cement as h ard ening agent, Sym posium on Recent Development in Ground Improvement T ech niques , Bangkok
[8]Gray, H (1994) , S imultaneou s cons olidation of con tig uous layers of unlik e compressib le s oils , T rans . AS CE , Vol . 110