深层搅拌桩复合地基研究综述

　　[1]摘　要：深层搅拌桩作为一种加固地基的有效方法，可以较大地提高地基承载力，改善地基的变形特性，减少荷载作用下的总沉降和差异沉降。本文从深层搅拌桩复合地基的发展历史、荷载传递机理、桩土应力比、承载力以及变形等几个方面分析了深层搅拌桩的研究现状，并对今后的研究方向提出了见解。

　　关键词：深层搅拌桩,土应力比,载力,形

　　1 前言

　　深层搅拌桩是利用深层搅拌机械在软弱地基内，边钻进边往软土中喷射浆液或雾状粉体，同时借助于搅拌轴旋转搅拌，使喷入软土中的浆液(水泥浆、水泥砂浆)或粉体(水泥粉、干石灰粉)与软土充分拌合在一起，形成抗压强度比天然土高得多并具有整体性、水稳性的桩柱体，从而提高地基土强度和增大变形模量。深层搅拌桩复合地基是由若干根这类桩柱体和桩周土构成的复合地基，深层搅拌桩形成复合地基的主要目的是为了提高地基的承载力及改善地基的变形持性。深层搅拌技术是目前处理软弱地基的重要方法之一，适用于处理正常固结的淤泥与淤泥质土、粉土、饱和黄土、素填土、黏性土以及无流动地下水的饱和松散砂土等地基。与其它施工方法相比较，深层搅拌技术具有在地基加固过程中无振动、无噪音、无污染，对土无侧向挤压、对邻近建筑物影响很小、同时施工周期短、设计灵活、造价低廉等特点，因而在公路、铁路、水利、市政及建筑等工程建设中得到了迅速而广泛的应用。

　　2 深层搅拌桩复合地基在国内外的发展

　　二次大战后美国首先开发出用水泥浆就地搅拌的桩，称MIP，直径为300-400mm，桩长10-12m。1953年日本清水建设株式社从美国引进了这种方法。1967年日本港湾研究所土工部参照MIP工法研制出石灰搅拌机械，1974年又成功研制出水泥搅拌工法，正式命名为CMC法，用于加固钢铁厂矿石堆场地基，加固深度可达32米。接着日本各大施工企业不断开发出类似的方法，如DCM法、DMIC法、DCCM法、DLM法和DIM法等。这些机械一般具有偶数个搅拌轴，每个搅拌轴上的叶片的直径可达1.8m，一次加固的最大深度已超过60m，这些机械普遍应用于大型矿石堆场地基、港工建设中的防洪堤、码头岸壁及高速公路高填方下的深厚软土地基的加固工程中。瑞典在1967年也提出类似的加固方法，1971年首先制成石灰搅拌桩，并于1972年用于斯德哥尔摩城郊的Hudding路堤的软基加固，接着用于深层基坑支护的加固，加固深度均能达到15m。随后，该技术推广至芬兰、挪威、荷兰等邻国，不久，新西兰、加纳等国将石灰桩法用于加固黄土和红土。东南亚的新加坡、马来西亚、印尼、泰国、香港自80年代初以来在深层搅拌技术方面相继开展了大量的应用研究。目前，深层搅拌法在日本、北欧和美国应用已非常广泛。

　　我国深层搅拌技术始于上世纪70年代，1977年冶金部建筑研究总院和交通部水运规划设计院对水泥土搅拌法进行了室内试验和机械研制工作，并于1978年底制造出国内第一台SJB-1型双搅拌轴中心管输浆的搅拌机械，加固深度可达30m。1980年初，该机械在上海宝钢三座卷管设备基础的软土地基加固工程中首次获得成功，同年由冶金部及建设局主持，通过了“饱和软黏土深层搅拌加固技术”鉴定。1983年初，铁道部第四勘测设计院开始进行粉体喷射搅拌法加固软土地基的试验研究，并研制出我国第一台液压步履式深层搅拌粉喷桩机。1984年7月在广东省云浮硫铁矿铁路专用线上成功应用石灰搅拌桩加固了箱涵的软土地基，1985年4月通过铁道部部级技术鉴定。1986年杭州地基基础工程公司使用水泥作为固化剂，应用于房屋建筑的软土地基加固。1987年铁道部第四勘测设计院和上海探矿机械厂制成GPP-5型步履式粉喷机，成桩直径500mm，加固深度12.5m。1991年浙江大学和浙江临海市一建机械施工处共同研制的DSJ-1型单轴深层搅拌机，桩径为400-700mm，最大加固深度为20-22m。1997年南京金陵石化公司采用单头直径700mm，长17-27m的超长水泥土搅拌桩进行5万m3油罐下的软土地基加固并获得成功。2002年上海探矿机械厂为配合土壤水泥墙工法-SMW工法而研究生产出两种三轴钻孔搅拌机ZKD65-3型和ZKD85-3型，钻孔深度达27-30m，钻孔直径650-850mm。目前在国内，深层搅拌技术已广泛应用于工业与民用建筑的地基加固、道路工程、港口工程、水利工程、基坑支护及防渗工程等，每年完成的工程量达数亿延米[1]。

　　3 深层搅拌桩复合地基的研究现状

　　3.1 荷载传递机理研究

　　深层搅拌法中所使用的水泥土桩与钢筋混凝土桩有着本质的区别,水泥土桩本身具有一定的压缩性和非线性特征,使得它与刚性桩相比在侧摩阻力的发挥、应力的传递以及单桩受力和破坏机理方面存在一定的差异。到目前为止，已经有不少学者对深层搅拌桩复合地基的荷载传递机理进行了研究。马海龙等[2]对桩土间滑动采用刚塑性模型，运用弹性半空间无限体的Mindlin解答和浅基础的分层总和法分析了柔性桩的荷载传递规律，发现柔性桩的荷载传递深度受桩土相对刚度K的控制。袁文明等[3]对大型油罐下桩长为27m的水泥土桩的荷载传递规律进行了实测，其结果是桩侧摩阻力最大值发生在8-10m深度处，桩身轴力可以传递到桩底 25-27 m，比一般静载荷试验所得的传递深度要深。不过由于钢筋应力计的弹性模量远比水泥土大，测量时会使应力向钢筋集中，使结果偏离实际。段继伟等[4]用弹性模量较小的塑料管代替钢筋，在塑料管侧壁贴上应变片，做成类似钢筋计的“传感器”来测定水泥搅拌桩的桩身应力。研究结果显示，传到桩端的荷载占桩顶荷载的比例甚小，桩体的变形、轴力和侧摩阻力主要集中在临界桩长深度内。当外荷增大时，会使临界桩长深度内桩体的变形增大，但当深度大于临界桩长时，桩体变形、桩身轴力和侧摩阻力随外荷的增大变化均较小。宋修广等[5]通过现场足尺试验，测出了水泥粉喷桩的应力应变关系，推算出桩侧摩阻力和轴力变化曲线。结果表明，荷载沿桩身的传递有一定的范围，桩体的变形、应力、侧摩阻力主要集中在临界桩长范围内，而各量变化梯度在浅部较大。吴雄志[6]将克拉夫-邓肯模型作为传递函数，对水泥土桩荷载传递规律及临界桩长进行了研究，描述了桩周摩阻力的分布及发展规律，并详细讨论了临界桩长的确定标准及桩身弹性模量、外摩擦角、容许沉降量等因素对临界桩长的影响。郑刚[7]通过轴对称有限元-无穷元耦合分析，研究了水泥搅拌桩单桩、基础-单桩以及基础-砂垫层-单桩的荷载传递规律。分析结果表明，就沿桩身向下传递荷载的能力来说，水泥搅拌桩存在临界桩长，临界桩长随桩土模量比的增大而增大，在桩身上部桩土之间可以产生相对滑移，产生相对滑移的深度与桩土模量比有关。后来，郑刚等[8]又通过模型试验证明了水泥土-土接触面类似刚性桩的性质。结合轴对称有限元-无穷元耦合的分析结果表明，基础、桩长和垫层对水泥搅拌桩复合地基的荷载传递有较大影响。

　　由于桩身最大轴力和桩侧最大摩阻力均发生在桩体浅部，并且轴力和侧阻力在桩身浅部衰减很快，因此当水泥搅拌桩达到一定长度后，其下的桩体对桩的承载力或沉降已没有贡献或贡献很小，于是便出现临界桩长的概念。临界桩长与桩身强度、桩侧阻力、桩端阻力、桩及桩间土的弹性模量、桩间土的抗剪强度和泊松比等因素有关。由载荷试验所得的桩临界桩长约为13-18倍桩径，但在大面积荷载作用下，水泥搅拌桩桩身轴力可传递到较大深度处，桩的临界长度可达25m以上。目前所获得的对水泥搅拌桩竖向荷载传递规律与临界桩长的认识，绝大部分仅局限于小面积静载荷试验及刚性基础条件，现有少量的对大面积刚性基础下复合地基的测试或柔性基础下复合地基的有限元分析结果已初步证明，基础面积与刚度对水泥搅拌桩竖向荷载传递规律与临界桩长有较大的影响。因此，应加大对大面积刚性基础或柔性基础条件下水泥搅拌桩竖向荷载传递规律与临界桩长现场测试以及理论研究的力度。

　　3.2 桩土应力比研究

　　桩土应力比定义为桩顶平均应力与桩间土平均应力之比。深层搅拌桩复合地基的受力过程，就是桩与土相互作用、总荷载不断在桩与土之间进行分配的过程。桩土应力比的大小和变化规律受诸多因素的制约，目前对桩土应力比的研究方法以现场实测为主并辅之以理论推导和数值模拟。林彤等[9]通过在承压板下的粉喷桩桩顶和桩间土中埋设一定数量的压力盒，量测了承压板上部荷载所产生的应力在粉喷桩和桩间土中的分布情况，发现桩和桩间土应力比是随着荷载的变化而变化的。当荷载较小时，桩间土应力比随荷载的增加而增大，而当荷载超过一定值后，桩土应力比又逐渐减小。宋修广等[10]对水泥粉喷桩复合地基在填土荷载下桩土应力分布规律进行了现场试验研究，研究结果表明桩土应力比与荷载水平及桩土特性有关，且具有时效性，即在加载时桩土应力比增加，在加载间歇期间桩土应力比减小。秦建庆等[11]结合搅拌桩单桩复合地基载荷试验，现场量测了桩顶压力和桩间土压力，并对复合地基中桩土应力比的变化规律进行了研究，发现桩土应力比随外加荷载的增大而变化，在同一级荷载下，桩土应力比随时间的增长而逐渐减小。杜建成等[12]通过离心模型试验对水泥搅拌桩复合地基中的桩土应力比和桩间距的关系进行了研究，发现当外荷载不变时，桩土应力比随着桩间距的增加而增大。

　　大量的测试结果表明，无论是刚性基础还是柔性基础，桩土应力比的大小及变化规律随荷载、地基土性质以及基础刚度的变化而变化。对于刚性基础，因桩土的变形协调一致，荷载将逐渐向材料模量大的桩体上转移，桩土应力比较大并通常在3-16之间变化。当桩间土相对比较软弱时,荷载首先逐渐向桩体转移,桩土应力比随荷载增加直至峰值,随后由于桩上荷载达到强度极值,同时桩间土不断压密使承载力提高,荷载开始转向桩间土,桩土应力比由峰值而逐步降低，因此桩土应力比呈上凸曲线变化,此时复合地基的破坏形式表现为桩的破坏;当桩间土较桩体模量比相对较小时,由于土具有较强的承载能力,荷载首先不断向桩间土转移,桩土应力比表现为递减直至低谷,随后因桩间土荷载达到极限承载力,荷载开始向桩体转移,桩土应力比又有所增加,此时桩土应力比呈上凹曲线变化,复合地基破坏形式表现为桩间土的破坏。与刚性基础不同,柔性基础因其不强迫桩与桩间土同步沉降,同时又因为桩间土的模量较小,通常其受荷后的固结沉降大于桩的沉降,因此桩身上部会“刺入”褥垫层而出现负摩阻力,使得桩的承载能力减弱,桩间土的承载能力增强,桩土应力比通常呈上凹曲线并逐渐呈平缓变化趋势。柔性基础下的桩土应力比变化范围相对较小，一般在1-5之间。总之，桩土应力比在复合地基设计中是一个既重要又难以确定的指标。尽管现有的现场试验提供了许多宝贵的桩土应力比资料,但受载荷板尺寸的限制,荷载的传递深度有限，而且不同的面积置换率和桩土刚度比对桩土应力比的影响也缺乏系统的现场实测资料。虽然现有的解析算法对复合地基设计计算具有一定的指导作用,但是其计算公式均是在一定的假设前提下推导得到的,有其适用性和局限性，还需要在工程实践中得到进一步的验证。

　　3.3 承载力研究

　　深层搅拌桩复合地基承载力的计算理论研究尚不成熟，根据规范提供的经验公式计算和现场静载荷试验实测, 是确定深层搅拌桩复合地基承载力的两种主要途径。前者常用于初步设计时的承载力估算,而后者则既可为设计承载力提供直接的依据 ,又可作为检验复合地基施工质量的一种手段，是目前工程上确定复合地基承载力的主要方法。根据复合地基载荷试验确定复合地基承载力是一个较为复杂的问题，涉及到载荷板-桩-土的相互作用、复合地基破坏模式、褥垫层的影响等，郑刚等[13]发现采用单桩静载试验和土载荷试验确定的复合地基承载力与采用复合地基载荷试验确定的承载力存在较大差异。徐超等[14]认为深层搅拌桩复合地基的承载力评价应考虑荷载特性和桩的端承条件，需要根据上部建筑物的变形要求合理确定相关参数。李安勇[15]建议水泥搅拌桩复合地基承载力的确定应通过群桩复合地基载荷试验进行，认为载荷板包含的桩数越多，试验的结果越接近复合地基的真实受力状况。杜海金等[16]根据20余项载荷试验结果，对用载荷试验确定粉喷桩承载能力的标准进行了探讨与研究，认为可将试验曲线分为3种类型，针对不同的影响因素采用不同的取值方法。郑刚等[17]对水泥搅拌桩复合地基承载力问题作了大量的研究，认为对于短桩，单桩承载力可以按沉降量大小控制，而长桩的桩身下部很难出现桩土相对滑移,承载力往往受桩身材料强度控制。

　　根据静载荷试验所得p-s曲线来确定深层搅拌桩地基承载力，有比例极限法、二倍沉降增量法、切线交会法、斜率法、实测法、相对沉降法等。徐新跃[18]通过分析现场静载荷试验得出，水泥搅拌桩单桩及单桩复合地基的荷载-沉降曲线总体上属于陡降型，其承载力可以通过陡降起点所对应的荷载来确定。杨顺安等[19]提出了一种根据静载荷资料确定搅拌桩复合地基的新方法-回弹法，即由曲线的回弹量确定地基土的弹性变形极限，并以压缩曲线上沉降量与试验回弹量相同点所对应的压力值作为地基容许承载力。张建新等[20]认为复合地基的桩或土破坏顺序不同，桩的长短不一及桩间土性质不同，可表现为不同类型的载荷试验p-s曲线，承载力的确定应结合具体的桩土条件，建议采用相对沉降法和回弹法来确定水泥搅拌桩复合地基承载力。规范[21]规定，当p-s曲线是平缓的光滑曲线时，可取相对沉降值等于0.006所对应的荷载作为承载力特征值。叶观宝等[22]通过对14.5m长的水泥搅拌桩单桩、单桩复合地基以及多桩复合地基载荷试验结果对比分析，认为评价水泥搅拌桩复合地基承载力时，应尽量以加荷至破坏的p-s曲线为依据，当未加荷至破坏而采用相对沉降值作为承载力判断依据时，不可盲目地采用规范上的相对沉降值0.006，而应该根据地方经验以及工程实际情况选择合适的相对沉降值。对于超长水泥搅拌桩复合地基，郑刚等[23]认为不宜采用控制沉降比的方法来确定承载力，应加载至极限状态确定其极限承载力从而确定承载力特征值。

　　3.4 变形研究

　　用于研究深层搅拌桩复合地基变形的方法主要有数值分析方法和工程计算方法，数值分析方法以有限单元法(FEM)为主，有限单元分析一般采用复合模型分析法和分离模型分析法。所谓复合模型分析法就是采用复合土体单元+土体单元进行分析，并假定加固区的复合土体和下卧层均为均质层。刘一林等[24]将加固区作为均质的桩土复合层，对复合土体采用归一化双曲线应力-应变模型，按平面问题求解得出变形随复合模量Ec变化的规律。杨涛等[25]提出了平面应变条件下复合地基变形计算的有限单元法，根据桩土界面处力的平衡条件和竖向变形条件，由桩和土的本构方程形成复合地基的本构方程，从而对桩土复合体统一划分单元进行有限元计算。所谓分离模型分析法就是采用增强体单元+界面单元+土体单元进行分析。陆饴杰等[26]采用三维八节点等参单元进行有限单元分析，对桩体和地基土分别划分单元，桩土材料均采用弹性非线性模型，界面上各单元间通过节点的位移相互协调。段继伟等[27]将搅拌桩单桩复合地基的问题简化为空间轴对称问题后进行有限单元分析。赵维炳等[28]通过在桩和土之间设置接触面单元对桩土相互作用进行了平面有限单元分析。周建民等[29]认为在桩和土之间设置界面单元能较全面地反映桩和土之间的耦合作用，他们把土视为Drucker-Pager材料，把桩体和承台视为弹性材料，用自行编制的三维非线性程序对群桩复合地基的应力和应变进行分析，研究了荷载水平、桩长、置换率、桩身变形模量等因素对地基变形的影响。工程计算方法主要用于计算地基的竖向变形，即沉降。实用计算方法一般采用双层地基模型，即把复合地基的沉降量分为加固区土层压缩量S1和加固区下卧层压缩量S2两部分。S1可用复合模量法、应力修正法或桩身压缩量法计算。此外，Goughnour提出了类似应力修正法的应变修正法来计算加固层的压缩量S1[30]。周建[31]则根据桩与桩之间的相互作用因子叠加，提出了计算复合地基加固区沉降的一种简单实用的新方法。加固区沉降量S1很小，地基沉降主要以下卧层压缩量S2为主，这一结论已经被实测所证实。S2在工程上常采用应力扩散法、等效实体法或改进Geddes法计算。

　　1936年Mindlin提出一套计算垂直点荷载作用在半无限空间表面下的弹性力学的应力解。Geddes首先根据Mindlin解进行积分导出了均布荷载、三角形分布荷载在地基中产生的应力计算公式。随后许多学者对用Mindlin解以及联合应用Mindlin解与Boussinesq解推求深层搅拌桩复合地基的附加应力和沉降进行了广泛的研究。张小平等[32]依据对柔性桩桩身应力传递特性的研究，分析了桩身摩阻力的分布规律，用Mindlin解考虑简化的桩侧摩阻力的分布形式，推导出了求复合地基中附加应力的计算公式。潘林有[33]根据刚性承台水泥搅拌桩复合地基的轴力和摩阻力分布规律，将软土-水泥搅拌桩所受的力简化为沿桩身均布和三角形分布的摩阻力，用Mindlin解求出这部分力在加固体下卧层内产生的应力，并由此简化提出一种适于工程设计沉降预估的实用计算方法。徐洋等[34]针对当前求解刚性基础下复合地基沉降变形时较少考虑桩土间变形协调的情况，在对若干试验结果分析的基础上，提出了刚性基础下复合地基桩侧摩阻力分布形状的假定，然后分别用荷载传递法、Mindlin解答和弹性力学解答分析了单桩模型中桩体和桩间土的沉降变形，建立了单桩复合地基的沉降变形计算方法。张忠苗等[35]用Mindlin解与Boussinesq解联合求解柔性承台下复合地基的附加应力，考虑了桩侧摩阻力的实际分布，比较准确地反映了实际工程中桩土的受力情况。王欣等[36]考虑到路堤柔性荷载作用下粉喷桩桩身与土上部的位移不协调，采用弹性力学中的Mindlin解与Boussinesq解联合求解，计算粉喷桩复合地基内的附加应力和地基沉降。由于联合求解法既考虑了刺入变形，又考虑了应力非均匀分布，计算结果往往与实测吻合较好。

　　4 结语

　　深层搅拌桩复合地基对软土地基的加固效果显著，具有扰动小、施工迅速、造价低的优点。随着基础工程建设的增多，深层搅拌桩复合地基的应用越来越广泛，正逐步成为岩土工程工作者所关注的热点与焦点问题之一。目前对深层搅拌桩的荷载传递规律、桩土应力比以及复合地基承载力与沉降等方面已有了初步的认识与了解，但就复合地基而言，其工程应用水平远远超出了理论研究水平，理论在某种程度上只能作为工程实践的一种参考，还未上升到指导工程实践的主导地位。由于影响因素众多、纷繁复杂，深层搅拌桩复合地基的理论体系还不成熟，还需从深层搅拌桩的桩体材料特性、桩土相互作用规律、现场测试和试验资料整理、复合地基强度与变形设计计算理论等几个方面进行深入研究和完善，并通过大量的工程实践加以验证。

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