粉喷桩处理软基沉降计算与稳定性分析Word格式.docx

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式中：

—粉喷桩桩身受力所引起的地基附加应力；

—桩间土所承受载荷引起的地基附加应力。

（1）

的计算用Mindlin解，求得：

（4.1.2）

（4.1.3）

—桩端力引起桩端下地基内任一点的附加应力；

—桩端阻力；

—桩长；

—土的泊松比。

；

（4.1.4）

—桩侧摩阻力引起桩端下地基内任一点的附加应力；

—距桩顶

距离处桩侧摩阻力的分布集度。

、

—各根粉喷桩在计算水平面上的坐标值；

—所求应力点的坐标；

（2）

的计算用Boussinesq解求得：

（4.1.5）

；

根据以上方法可计算求出复合地基加固区及下卧层的附加应力，为此文献[9]制定了可方便查用的附加应力计算表。

该表计算了5m到15m各种桩长下不同深度的应力计算系数，其对应的粉喷桩桩径为0.5m。

4.1.3路面沉降量的计算

根据相关资料[9]，水泥土的压缩模量

一般范围为100～200MPa，其实际大小受面积置换率、桩间土质、桩身质量等因素的影响，且根据理论分析和实测结果，复合地基的复合模量略大于桩的模量和桩间土的模量的面积加权之和，但实际计算中可考虑它们相等，即：

（4.1.6）

在实际计算中可根据理论计算和实测结果综合分析，从而获取较为准确的数值。

粉喷桩复合地基沉降量采用分层总和法计算，由于高速公路自身的特点，在计算路面沉降时，除考虑一般的加固区和下卧层沉降量之外，还应应考虑加固区之上填土层的压缩量，即：

（4.1.7）

式中，

—粉喷桩加固区压缩量；

—粉喷桩下卧层压缩量；

—粉喷桩加固区上填土层的压缩量；

（4.1.8）

（4.1.9）

（4.1.10）

其中，

其它的参数见相关文献[8][9][37]，本文不予祥述。

另外，如要计算或预测路基工后沉降量，关键是要计算最终沉降量和地基固结度，关于地基最终沉降量上文已作总结，现在来看看固结度问题。

由于岩土材料和粉喷桩复合地基的复杂性，粉喷桩加固的软土路基是一个相当复杂的固结系统，要为其建立一个比较精确的固结模型很不容易，而更不容易的是要确定其中的参数。

事实上，目前岩土工程计算中最大的误差来源于参数的误差[37]。

而在确定参数的试验中，不可避免地存在着试样扰动，而且室内小试样试验也只能表明整个工程中土的局部性质，即使现场试验，也只能是局部的、有限的。

所有这些原因都导致了土的参数的随意性。

通过反分析得出的参数却可代表整个工程中土的宏观上的性质，并可对施工工程进行实时反馈，修正原设计和施工方案中由于多种因素而导致的不足或对已建工程进行安全监控等[46]。

沉降变化规律的反分析法：

1）目标函数

（4.1.11）

式中，N现场实测数据总数，

沉降规律理论值，

沉降规律实测值。

2）沉降变化规律

若路堤地基在一次性加载条件下：

（4.1.12）

若考虑实际施工多级加载情况，上式可改写为：

（4.1.13）

和

为第

级荷载作用下的最终沉降量和复合地基地基土条件、粉喷桩等有关的参数。

由于粉喷桩复合地基的特点，其固结度的计算一般不能采用天然地基或砂井地基的计算公式，这方面需要进一步研究；

根据公路工程对精度的要求，在反分析中可采用平均固结度。

在高速公路软基处理施工中，路基沉降一直是施工单位和施工管理单位最为关心的问题之一，这不仅因为它涉及许多施工组织安排问题，而且直接影响着软基处理施工的质量。

虽然路基沉降现有许多方法可以计算，如分层总和法、有限元法等等，但这些计算方法多是依赖室内土工试验数据，而室内试验受取样、试验误差等等因素影响，明显存在不尽人意之处，计算结果往往与实际情况差异较大。

为了提高路基沉降计算的精度，引入新的分析手段势在必行。

采用较先进的反分析等数学手段，建立一套适合高速公路软土地基沉降计算的方法，能较精确利用现有的沉降计算资料，不仅可为现场施工组织安排提供决策的理论依据、指导施工，而且也是评价软基处理质量等的参考指标之一。

反分析法是实际工程中很具前途的计算方法，限于篇幅，本文不予深究。

4.1.4工程实例

本文以京珠高速公路广珠段某标软基段为工程实例，该路段粉喷桩处理段出现多处较长裂缝，其共同特点是累计沉降量较大，为了便于分析裂缝出现的原因，需核算该路段粉喷桩路基的沉降量。

该路段地处珠江三角洲河网地区．下伏以深厚的软土地基为主，属河流及滨海交互相沉积物、其成因、厚度、强度等均具有区域代表性，该区域由于河流和海潮交替作用，使土层分布复杂，具体分布情况如下：

第一层，耕殖土层，厚0.5～1.5m，灰黄或灰褐色，由淤泥质土及亚粘土组成，湿、可塑；

第二层，淤泥层，厚1.3～4.8m，灰黑色，粘性好，饱水、流塑，局部夹薄层细砂；

第三层，淤泥质细砂层，厚3.2～8.1m，灰或灰黑色，粉细砂含量占总重的80%，饱水、松散，含少量贝壳；

第四层，淤泥层，在地质勘探报告上未见底，灰黑色，粘性好，饱水、流塑状态，局部夹薄层细砂。

其物理力学性质见下表。

土的力学性质指标取值于相关的地质勘察报告。

表4.1.1各土层物理力学性质指标

层号1234

土类耕植土淤泥和淤泥质土含大量细砂的淤泥质土淤泥质粘土

厚度／m0.7～1.28.4～16.03.4～6.4ll.0～20.0

含水量

（H20）／％68.30030.80053.200

重度T/（kN·

㎝-3）2.7102.6802.710

孔隙比e1.7990.7641.367

塑限Wp/%25.40014.08022.140

液限Wp/%45.83022.75038.720

塑性指数IP/%20.4008.67016.580

压缩系数αv/MPa1.8600.4401.072

固结系数上部0.8704.2304.650

Cv/（10-3cm2·

s-1）下部1.1343.8604.960

渗透系数k/（10-5cm·

s-1）1.34014.9002.360

快剪c/kPa7.00013.60013.200

ϕ（0）4.00027.10011.700

原位测试cu/MPa3.62027.52015.750

ps/kPa239.4203,528.340663.610

粉喷桩桩径为50cm，按平行四边形布置，桩距为1.2m和1.5m两种情况；

桩长根据现场地质情况而定，桩尖要求穿过淤泥层，进入持力层50cm以上；

粉喷桩采用二次搅拌工艺施工，采用425#水泥，水泥参入比为50kg/m；

粉喷桩28天强度大于10MPa，加固后地基允许承载力大于120kPa。

对该标粉喷桩处理段7个沉降观测断面分别进行了天然地基（假设未加固）沉降量计算和粉喷桩复合地基沉降量计算（复合地基压缩模量取50Mpa），并将其计算结果同实际观测结果比较，如下表：

表4.1.2沉降理论值与累计沉降实测值

断面号

淤泥厚度（m）

填土高度

（m）

天然地基

理论值（cm）

粉喷桩处理

实测累计

沉降值（cm）

沉降

速率

mm/d

路中

路肩

路左肩

路右肩

K56+900

5.4

7.922

55.07

52.20

9.23

8.75

23.2

18.8

27.1

0.33

K56+980

15.3

6.520

124.9

107.7

20.95

18.05

25.8

20.2

1.33

K57+015

14.0

5.823

102.8

87.99

17.24

14.75

65.2

53.0

61.5

3.33

K57+035

13.5

6.823

116.6

102.1

19.55

17.11

58.9

44.9

57.5

3.00

K57+110

12.0

6.054

92.31

80.55

15.47

13.50

破坏

13.3

0.01

K57+165

11.5

5.024

77.40

62.56

18.98

16.88

51.8

25.0

35.2

1.67

K57+235

6.910

54.15

50.38

10.83

10.07

47.6

13.7

并将计算结果制成图4.1.1，从沉降理论值计算结果看：

1．粉喷桩加固后的沉降量明显小于天然地基（假设不采用粉喷桩加固）沉降量，由于粉喷桩的加固平均减少沉降50.2cm，这说明粉喷桩加固高速公路软土地基还是具有相当的效果。

2．K57+015和K57+035断面实测累计沉降值比粉喷桩处理的理论计算值大3～4倍，K56+900的实测值也是理论值的2倍，笔者分析产生过大偏差的原因有两点：

一是该路段地质条件复杂，实际的软土厚度大于勘测资料上显示的数据；

二是该路段可能出现路基稳定性问题，故而，产生不正常沉降。

事实上，在这些断面的工地现场附近发现多处裂缝。

而其它几个断面，实测累计沉降值与粉喷桩处理的理论计算值相差不是很大，且处于比较稳定性状态。

3．从沉降速率观测数据看，在整个填筑过程中，最大平均沉降速率均小于10mm/d，满足规范对稳定性控制的要求。

关于稳定性问题，下一节将讨论。

图4.1.1沉降理论值与累计沉降实测值比较

4.2稳定性分析与计算

4.2.1路基失稳的前兆

在粉喷桩处理区若存在潜在的失稳问题，路堤上有可能出现裂缝，但不是所有的裂缝都是路基失稳的预兆，根据相关的工程经验，路堤上出现的裂缝大致可分为三类：

1．龟裂状裂缝。

这种裂缝主要由填土未达最优含水量引起。

一般来说，如果确

定是这种性质的裂缝，那么它和路基稳定性问题无关；

2．沿路堤纵向裂缝。

这种裂缝多发生在喷粉桩处理区与其它处理方法（袋装砂井或真空预压等）加固区的交界处或桥头路段，它们主要是由路堤不均匀沉降所引起的，可能会演化成路基失稳问题，应该引起工程人员的注意；

3．呈园弧状裂缝。

这种裂缝是路堤填筑过程中最易产生稳定性问题的裂缝形式之一，常常出现在路堤边有水塘、河滨、湖泊等地段，主要由淤泥层厚度变化较大等原因引起差异沉降所致。

这类裂缝面与失稳滑动面形状相似。

图4.2.1就是典型的这种路基失稳情形，抗滑桩是用以控制路基进一步失稳的。

图4.2.1路基失稳前裂缝示意图

就本工程实例而言，在路堤填筑过程中，观测人员曾发现K57+235断面路堤上出现一条25m左右长的纵向裂缝，裂缝偏路中左侧，裂缝最宽处有3cm，最窄处也有近1cm；

之后由于雨水的冲扫，裂缝发展，最大宽度达7cm左右。

二十天后，观测人员发现K57+035路中断面前后有大约长32m的裂缝，裂缝宽1～2cm，用50cm长的竹片可顺裂缝插下。

4.2.2路基稳定性计算与分析

粘性土体边坡稳定性计算的方法较多，而公路软基稳定性的计算，常采用瑞典条分法、毕肖普法和准毕肖普法。

比肖普法考虑了条分法单元土体条间力的作用，但计算过程较瑞典条分法复杂。

文献[37]认为，在满足合理性要求的条件下，各种条分法计算出来的边坡稳定系数差别不是很大，远远小于由于土体指标的测定和选用的精确度所造成的误差[47]，而其它的计算方法如有限元法等均需要较多的土体指标和桩体参数，其计算模型往往同实际情况有很大的出入，计算结果反而不及简便适用的计算方法。

由于粉喷桩与加固土的刚度相差不象其它刚性桩那样大，因此可考虑文献[48]当水泥土桩复合地基和承受水平力的格栅式结构需要计及未加固土的抗剪能力时，其计算原理见下图4.2.2，假定加固土（粉喷桩）的抗剪强度为

，面积置换率为

，与加固土的破坏应变相对应的抗剪强度为

，则复合地基的平均抗剪强度

可用下式表示：

（4.2.1）

及

，各符号意义同常规；

考虑到软土地基地质条件的复杂性以及路堤填筑时填土高、填土速度快等特点，可采用偏于保守的瑞典条分法，计算出的稳定性安全系数低于毕肖普法10%～20%、低于准毕肖普法8%～13%，瑞典条分法计算基本公式为：

（4.2.2）

（4.2.3）

式中，各符号意义同规范，[Mk]T与[M抗]土等价，Mh与M滑等价。

图4.2.2加固土和未加固土图4.2.3圆弧滑动稳定计算示意图

的应力—应变关系

土工合成材料的抗滑力矩分两种情况考虑，并参看图4.2.3：

1.土工合成材料为土工布等柔性筋带，即在滑弧滑移处土工布产生与滑弧相适应的扭曲，拉力方向切于圆弧，其计算式为：

（4.2.4）

2.土工合成材料为土工格栅，可假设土工格栅拉力与原铺设方向一致，在滑弧处拉力分解为两个方向，其抗剪力矩计算式为：

（4.2.5）

式中，Ti取土工合成材料抗拉强度与所能提供生产最大摩擦阻力两者之小值；

yi为圆弧心至土工布的垂直距离；

R为圆弧半径；

为圆弧切线与土工合成材料之间的夹角。

综上所述：

（4.2.6）

考虑粉喷桩施工影响，地基土取施工扰动后的强度，计算取原强度的60％左右；

渗流影响由替代容重法考虑；

强度增长由土体平均固结度考虑。

本文采用河海大学岩土工程研究所编制了土坡稳定程序计算，该程序以Terzaghi和Biot固结理论为基础，以室内试验参数为参考指标，通过实测资料反演土体的平均固结和压缩参数，参数的可靠性由预测曲线与实测曲线间的相关性即均方误差来衡量（若实测数据准确，相关系数一般在0.98以上）；

程序根据深厚软基沉降特点和大量实例对比分析，采用指数曲线法预测外延曲线，推算出一些土体变形的平均参数，观测时间越长、数据越准确，预测结果精度越高；

由于高速公路路基加载过程比较复杂（存在卸载、再加载等情况），因此，在计算中需考虑土的回弹和再压缩情况，通过计算机模拟计算，取土的回弹和再压缩模量为正常固结加载模量的10倍，以适当考虑土体的非线性影响；

另外，在计算中，可按应力路径对反演参数进行修正，以提高预测结果的精度。

该程序就是采用上文的理论作为依据，并且具有以下几个特点：

1）可选用瑞典条分法，可以用总应力法或有效应力法；

2）可以用于各种复杂土层，可以考虑存在土工织物；

可以考虑复杂加载情况，如存在渗流、水位骤降和有地震荷载作用等；

3）危险滑弧的寻找采用0.618优选法分层进行，计算速度快，不会遗漏；

4）可以考虑强度随固结增长对软基稳定性的影响；

5）可以考虑粉喷桩和袋装砂井加固情况。

图4.2.4粉喷桩复合路基横断面示意图

稳定性计算中，1）认为粉喷桩不存在质量问题，而且均打设至持力层。

2）坐标系选择路堤横截面原地面高程线为x轴，路堤横截面中心线为y轴，如图4.2.4。

根据该标粉喷桩处理段K56+900~K57+235中7个观测断面的实际填土高度，计算其稳定性，可得到各断面地基强度最薄弱滑弧面位置和安全系数：

表4.2.1各断面地基强度最薄弱滑弧面位置和安全系数计算结果

淤泥

厚度

填土

高度

实际

荷载

（kPa）

地基强度最薄弱滑弧面位置（m）

安全系数

（

）

滑弧切入

坐标（xa,ya）

滑弧圆心

坐标（x0,y0）

150.52

（－42.99，0.0）

（－27.67，14.34）

2.218

123.88

（－52.30，0.0）

（－25.48，14.18）

3.233

110.64

（－49.44，0.0）

（－24.40，13.57）

2.415

129.64

（－51.09，0.0）

（－26.08，14.30）

2.950

115.03

（－48.03，0.0）

（－25.29，13.42）

3.092

6.5

95.19

（－49.25，0.0）

（－26.03，15.20）

2.596

115.73

（－42.53，0.0）

（－26.12，13.62）

2.007

从计算结果来看，出现路面裂缝的端面K57+035和K57+235断面的安全系数较小，分别只有2.950和2.007；

其它的端面中安全系数较小的有K56+900、K57+015和K57+165，其安全系数分别为2.218、2.415和2.596，剩余的几个端面安全系数都在3.0以上。

总的来说，计算结果能够反映实际问题。

但应该指出的是，再理想的力学模型和处理手段都只是一类事物的统计规律的反映，对于某些具体工程问题都存在一定的不适应和误差。

本文在模型及理论性研究方面明显不够，许多地方都有待进一步深入研究和探讨，另外，在数据的整理方面，许多施工细节方面等等还有许多缺陷和不足，例如数据的采用偏于理想化，超载后原路床标高发生沉降，导致在作路面底基层时，需要作必要的修补，增加了永久性荷载，另外，计算中对路面的荷载进行了较简单的处理，这与考虑路面2％的横坡等实际情况会有出入，以及路面调整修补等等，这些因素都可能使预测的结果有误差。

4.3解决“跳车”问题

越来越多的工程实践表明：

在软土地区，复合地基是由变形来控制的，为此，还有人提出由变形控制来设计复合地基的思路[49][50]。

因为即使承载力能满足要求，若复合地基的变形过大，同样会影响到公路的正常使用，特别是两种地基处理方法交界处，如果路基沉降没有很好的控制很可能会出现较大的差异沉降，即出现所谓的“跳车”现象。

4.3.1桥头“跳车”问题

在荷载的作用下，地基土体会压缩固结，引起路基整体不断沉降。

通常情况下，这种沉降是均匀而缓慢的，不会产生路基的病害，也不会对行车造成影响，但在桥头部位，由于路基与桥梁的沉降量不一样，这种沉降差累计起来就会导致跳车。

在造成桥头跳车问题的诸多因素当中，地基沉降引起的桥头跳车问题是难以解决的问题，有时导致很多构造物桥头不得不一次又一次地返修。

例如某工程：

1．在路堤填高2m以上的路堤，沉降量可达20cm以上（具体沉降量因地基、填高不同而异，很多填高2~3m的地基沉降量只有几cm至十几cm），足以多次引起桥头错台跳车。

2．不仅是软弱的土层会产生沉降，即使是处于坚硬状态的土也会产生沉降，尽管其沉降速率很小，但总沉降量仍相当可观，而且其沉降完成时间相当长，也最难以处理。

3．地基下如果有较多的排水层（砂层），地基沉降可在较短时间内完成，在施工期内可完成地基沉降的将不再会由于地基沉降而产生桥头跳车。

但是没有良好排水通道的粘性土地基，其沉降是一个长期缓慢的过程，其排水固结时间会相当长，大概50年完成80％～98％，所以会在相当长的一段时间内不断的导致桥头跳车的产生。

在绝大多数条件下，施工期间内完成量不足总沉降量的50％，剩余沉降量将在以后的使用期内逐渐完成，在相当长的使用期间内产生影响。

因此，对地基沉降引起的桥头跳车必须引起我们足够的重视，并应通过来取工程措施加以防治。

现在通常采取的桥头地基处理措施普遍是浅处理，处理的目标是保证地基有足够的承载力和施工性能（可以保证上层填土被压实），不会产生失稳等事故，但对沉降问题考虑甚少。

事实上，除了未能解决桥头跳车问题外，这种处理方式基本上可以满足所有的要求。

要解决由于地基沉降引