BESKIDY WPPK‘2009 KRAKÓW

XXIV OGÓLNOPOLSKIE WARSZTATY PRACY PROJEKTANTA KONSTRUKCJI Wisła, 17 ÷ 20 marca 2009 r.

Michał TOPOLNICKI1

WZMACNIANIE I USZCZELNIANIE GRUNTU METODĄ WGŁĘBNEGO MIESZANIA NA MOKRO (DSM)

1. Wprowadzenie

W ostatnich 10-latach obserwuje się w Europie wzrastające zainteresowanie wzmacnianiem i

uszczelnianiem gruntów metodą wgłębnego mieszania na mokro (ang. wet Deep Soil

Mixing). Metoda DSM oparta jest na koncepcji poprawienia właściwości mechanicznych

gruntu, w tym głównie wytrzymałości i ściśliwości, lub zwiększenia szczelności gruntów

zalegających w podłożu przez ich wymieszanie z materiałami wiążącymi, które reagują chemicznie z gruntem i wodą gruntową. Do wzmacniania gruntów używa się przede

wszystkim różnych cementów a do uszczelniania cementu z odpowiednimi dodatkami, jak np.

bentonit, mączka skalna, itp.

W Polsce mieszanie gruntu na mokro wprowadziła firma Keller w roku 1999, wykonując

tą metodą przegrody przeciwfiltracyjne w obwałowaniach Wisły w Krakowie [1]. W

kolejnych latach różnorodność zastosowań technologii DSM szybko rosła, obejmując

wzmacnianie podłoża pod nasypami drogowymi i autostradowymi, posadowienie budynków

opartych na płycie fundamentowej oraz na ławach i stopach fundamentowych, posadowienie

posadzek w obiektach handlowych i przemysłowych, obudowy wykopów i zabezpieczanie

skarp oraz fundamentowanie wiaduktów i mostów drogowych. Zwłaszcza w odniesieniu do

fundamentowania krajowe aplikacje DSM zasługują na szczególne wyróżnienie, ponieważ wyprzedziły one podobne zastosowania w Europie. Między innymi, w latach 2002/2003,

posadowiono w ten sposób w Polsce 39 wiaduktów nowo budowanej autostrady A2, co było

pierwszym światowym zastosowaniem technologii DSM dla tego rodzaju obiektów

inżynierskich [2]. Do chwili obecnej liczba wiaduktów drogowych posadowionych na

kolumnach DSM w Polsce przekroczyła 150 a technologia DSM, po niemal 10-latach

doświadczeń, została powszechnie zaakceptowana. Przyczyniły się do tego nie tylko udane

aplikacje ale również uregulowania techniczno-prawne, określające status technologii DSM w

Polsce [3] i Europie [4].

2. Maszyny do wgłębnego mieszania gruntu na mokro

Typowy zestaw sprzętu do mieszania wgłębnego gruntu na mokro obejmuje maszynę podstawową, wyposażoną w specjalistyczne mieszadło, oraz stację przygotowania i 1 Prof. dr hab. inż., Keller Polska Sp. z o.o.

podawania zaczynu, obejmującą silosy na spoiwo, zbiornik na wodę, mieszalnik, zbiornik

zaczynu, pompę i agregat prądotwórczy. Mieszanie zaczynu jest sterowane ręcznie lub

komputerowo. Maszyny podstawowe stosowane w Polsce mają jedną lub dwie żerdzie

wiertnicze, które są utrzymywane równolegle za pomocą poprzecznic o regulowanej długości,

co pozwala wykonywać rozsunięte lub zachodzące na siebie kolumny, korzystne przy

realizacji przegród przeciwfiltracyjnych oraz ścian lub bloków z cementogruntu.

Konstrukcja specjalistycznych mieszadeł dostosowana jest do celu stabilizacji gruntu,

momentu obrotowego maszyny i rodzaju gruntu. Mieszadła belkowe wyposażone są w kilka

rzędów poprzecznych belek lub płatów, zlokalizowanych w dolnej części żerdzi wiertniczej,

które są przesunięte względem siebie i mają różne ustawienia kątowe. Elementy rozluźniające

grunt mają dodatkowo zęby i pokryte są trudno ścieralnymi osłonami. Na końcu każdej żerdzi

znajduje się krótki świder prowadzący oraz otwór wylotowy zaczynu. Siła odśrodkowa

generowana w czasie obrotu mieszadła wspomaga rozprowadzenie zaczynu w przekroju

kolumny. Przykłady belkowych mieszadeł pojedynczych i podwójnych systemu Kellera

pokazano na rys. 1.

(a) (b)

Rys. 1. Konstrukcja mieszadeł pojedynczych (a) oraz podwójnych (b) systemu Kellera.

W przypadku mieszadła podwójnego proces mieszania jest wspomagany przeciwnym

kierunkiem obrotów sąsiednich żerdzi, dzięki czemu eliminuje się niekorzystne zjawisko

„obracanego korka” z gruntu, jaki często tworzy się w przypadku pojedynczego mieszadła i

bardzo spoistych gruntów. Wzrasta też oczywiście wydajność mieszania.

Do stabilizacji gruntów mieszanych na mokro stosuje się głównie różne rodzaje cementu,

a zwłaszcza cement hutniczy, który podwyższa odporność cementogruntu na działanie

agresywnego środowiska oraz ma opóźniony i przedłużony proces wiązania. Dla

podwyższenia szczelności cementogruntu dodaje się najczęściej bentonit lub mączkę wapienną. Możliwości rozmieszczenia kolumn DSM w planie są bardzo szerokie i obejmują układy pojedynczych kolumn w siatce kwadratowej lub trójkątnej oraz ściany, kraty i bloki

utworzone z zachodzących na siebie kolumn, wykonane mieszadłem pojedynczym lub

podwójnym (rys. 2).

zagłębienie

ca 1 m

czas

formowanie stopy

(a) (b)

Rys. 2. Świeżo wykonane kolumny DSM: (a) pojedyncze o średnicy 80 i 120 cm,

(b) podwójne 2x70 cm.

3. Proces mieszania

Mieszanie na mokro z udziałem zaczynu cementowego może być wykonywane całkowicie

mechanicznie lub metodą hybrydową, tzn. mechaniczno-hydrauliczną, która polega na

wspomaganiu procesu mieszania mechanicznego za pomocą iniekcji zaczynu pod

zwiększonym ciśnieniem, co przybliża ten proces mieszania do działania iniekcji

strumieniowej (jet grouting), jednak przy znacznie ograniczonej ilości produkowanego

urobku.

Typowy cykl wykonawczy mieszania wgłębnego obejmuje: pozycjonowanie maszyny i

mieszadła ponad wybranym punktem, fazę penetracji mieszadła w grunt, sprawdzenie

poziomu warstwy nośnej, łącznie z ewentualnym wzmocnieniem gruntów na styku warstwy

słabej i nośnej, fazę podciągania mieszadła, dodatkowe cykle mieszania dół-góra ze

zredukowaną ilością podawanego zaczynu oraz przestawienie na nową pozycję (rys. 3). W

indywidualnych przypadkach mogą być również wprowadzane modyfikacje zastosowanego

procesu mieszania zależnie od obserwowanego przebiegu mieszania, technicznych

właściwości urządzeń oraz od uwarunkowań miejsca wykonywania robót i celu mieszania

gruntu.

Rys. 3. Typowy proces formowania kolumny DSM z kilkakrotnym podciąganiem i

pogrążaniem mieszadła.

Podawanie zaczynu podczas mieszania gruntu, z wydatkiem od 0,08 do 0,25 m3/min, jest

kontrolowane przez operatora, który ma również możliwość włączenia automatycznego

sterowania. Ogólnie biorąc, zaczyn można dostarczać do gruntu podczas całego cyklu

mieszania. Najczęściej jednak od 50 do 70% całkowitej objętości zaczynu podaje się podczas

pierwszej penetracji mieszadła w podłoże ponieważ obecność zaczynu zmniejsza opory

wkręcania mieszadła w grunt. Korzystne jest również to, że w takim przypadku zaczyn

miesza się z gruntem co najmniej dwa razy, tj. w czasie penetracji oraz podczas podciągania

mieszadła.

Maksymalna głębokość penetracji mieszadła w podłoże zależy od warunków gruntowych

oraz od zastosowanej maszyny podstawowej i charakterystyki głowic obrotowych. W

typowych przypadkach można wykonywać mieszanie gruntu do głębokości około 15 m, z

wydajnością około 50 do 120 m3/dzień pracy, zależnie od rodzaju i średnicy końcówki

mieszającej. Przy użyciu dużych maszyn zasięg głębokości zwiększa się do ok. 20 m.

Warto również podkreślić, że mieszanie wgłębne może być wykonywane bezpośrednio

obok wrażliwych obiektów budowlanych i instalacji podziemnych ze względu na małe

oddziaływanie kolumny formowanej w gruncie na otaczający ją grunt. Pozwala to m.in. na

zastosowanie technologii DSM do wykonywania obudowy wykopu, przebiegającej

bezpośrednio obok istniejącego budynku. W takich zastosowaniach kolumny DSM zbroi się profilem stalowym, zapuszczanym w świeżo wykonaną kolumnę, co zapewnia przeniesienie

naprężeń rozciągających.

4. Praca mieszania

Efektywność procesu mieszania gruntu ze spoiwem ma kluczowe znaczenie dla

jednorodności i wytrzymałości wewnętrznej kolumn. Stopień wymieszania spoiwa z gruntem

zależy przy tym od czasu mieszania, typu mieszadła, właściwości gruntu i energii iniekcji

(nisko lub wysokociśnieniowej). Z tego powodu cały proces mieszania jest bardzo złożony i

trudny do skwantyfikowania. Dla oszacowania potrzebnej pracy mieszania na budowie można

się jednak posłużyć wskaźnikiem wymieszania T, wprowadzonym w Japonii dla standardowej

metody CDM (Cement Deep Mixing), który określa całkowitą liczbę obrotów belki

mieszającej na odcinku jednego metra kolumny, formowanej mieszadłem pojedynczym.

Biorąc pod uwagę stosowany w Polsce proces mieszania, oparty na kilkakrotnym powtarzaniu

cyklu mieszania dół-góra, odpowiednio zmodyfikowana zależność na wskaźnik T ma postać:

nVRVRMT wwpp ×+×Σ= )//( (1)

gdzie: T - wskaźnik wymieszania [obr./m], ΣM- liczba aktywnych belek mieszających (belka

o długości równej średnicy kolumny liczy się podwójnie), Rp – prędkość obrotowa mieszadła

w fazie penetracji [obr./min], Vp – prędkość liniowa penetracji mieszadła [m/min], Rw -

prędkość obrotowa mieszadła w fazie wyciągania [obr./min], Vw - prędkość liniowa

wyciągania mieszadła [m/min], n – liczba pełnych cykli mieszania dół-góra.

Należy podkreślić, że tak zdefiniowany wskaźnik T ma zastosowanie tylko do mechanicznego

sposobu mieszania, przy czym rodzaj gruntu, w którym zachodzi mieszanie, jest

uwzględniony tylko pośrednio przez przyjęcie odpowiednich parametrów produkcyjnych Rp,

Vp, Rw i Vw, co wymaga doświadczenia. Jednocześnie wiadomo, że grunty spoiste mieszają się trudniej niż grunty niespoiste, Z tego powodu ustalenie miarodajnej wartości wskaźnika T

w gruntach spoistych ma szczególne znaczenie praktyczne.

W tym celu przeprowadzono ukierunkowane badania polowe używając mieszadła

mechanicznego o średnicy 80 cm, pokazanego na rys. 1a, i wykonano cztery kolumny próbne

T=332 T=498 T=664

D1 do D4, o długości 4 m każda. Podłoże składało się z niekontrolowanego nasypu o

miąższości około 1 m, zawierającego humus, piasek, pył i glinę, a głębiej występowała glina

pylasta i piaszczysta, o stopniu plastyczności IL=0,35 w strefie głębokości od 1 do 2,6 m oraz

IL=0,20 poniżej. Woda gruntowa występowała 0,5 m pod powierzchnią terenu. Szczegółowo

dobrane parametry technologiczne pozwoliły na wykonanie kolumn o zróżnicowanej

wytrzymałości i włożonej pracy mieszania, zależnie od liczby cykli mieszania, gęstości

zaczynu oraz wydatku pompowania. Kolumny próbne wydobyto z gruntu pół roku po ich

wykonaniu, włączając zimę w okres oczekiwania, oraz pocięto na plastry o grubości około 20

cm. Na rys. 4 pokazano przykładowe przekroje kolumny D4, odpowiadające wskaźnikowi

wymieszania T=332, 498 i 664. Jak można zauważyć, zwiększaniu pacy mieszania

odpowiada wyższy stopień jednorodności cementogruntu.

`

Rys. 4. Przekroje poprzeczne kolumny D4, odpowiadające zróżnicowanym wartościom

wskaźnika wymieszania T.

Po dokonaniu wizualnej inspekcji przekrojów kolumn próbnych wycięto z pobranych

plastrów 69 kostek cementogruntu o boku 20 cm, które poddano badaniu wytrzymałości na

ściskanie jednoosiowe w standardowej prasie hydraulicznej z odpowiednim

oprzyrządowaniem pomiarowym. Analiza statystyczna zbadanych wytrzymałości pozwoliła

na obliczenie dla każdego przekroju poprzecznego współczynnika zmienności v, będącego

ilorazem odchylenia standardowego i wartości średniej, który charakteryzuje względny

rozrzut wytrzymałości cementogruntu. Otrzymane w ten sposób współczynniki zmienności

skorelowano z wartościami parametru T odpowiadającymi poszczególnym przekrojom

kolumn. Wynik analizy pokazano na rys. 5, łącznie z wykładniczą linią trendu (linia ciągła).

Pomimo dosyć dużego rozrzutu wartości można stwierdzić, że wartość współczynnika

zmienności maleje wraz ze wzrostem wartości T, co jest zgodne z oczekiwaniem. Dla

osiągnięcia zalecanego poziomu v≤0,30, charakteryzującego dobry stopień wymieszania

cementogruntu, wskaźnik mieszania powinien przewyższać T = 430 (rys. 5).

Trzeba jednocześnie podkreślić, że uzyskanie w praktyce współczynnika zmienności

v≤0,30 w stosunku do wytrzymałości na ściskanie nie jest łatwe i wymaga bardzo dobrego

wymieszania zaczynu z gruntem, co z kolei silnie zależy od charakterystyki użytego sprzętu,

rodzaju gruntu i parametrów technologicznych procesu mieszania, a więc także od

możliwości i doświadczenia wykonawcy robót. Z tego powodu bardzo ważne znaczenie przy

ocenie możliwej do uzyskania i równocześnie odpowiednio bezpiecznej wytrzymałości

cementogruntu na ściskanie ma zastosowanie właściwych zapasów bezpieczeństwa, co

stanowi jeden z najważniejszych elementów projektowania DSM. To zagadnienie omówiono

szerzej w punkcie 5.1.

Rys. 5. Zależność współczynnika zmienności v od wskaźnika wymieszania T.

5. Aspekty projektowe

Projektowanie wzmocnienia gruntu metodą wgłębnego mieszania obejmuje dwa etapy, a

mianowicie:

- ustalenie parametrów mechanicznych stabilizowanego gruntu, możliwych do osiągnięcia z

założonym poziomem ufności, co sprowadza się do odpowiedniego zaprojektowania

cementogruntu, oraz

- ustalenie odpowiedniego układu kolumn i zakresu wzmocnienia gruntu, co obejmuje projekt

geotechniczny.

Jest przy tym oczywiste, że oba etapy projektowania są wzajemnie powiązane oraz że

uzyskanie optymalnych rozwiązań wymaga stosowania procedury iteracyjnej, a właściwie

ukierunkowane badania laboratoryjne i polowe pomagają zmniejszyć związane z tym ryzyko.

5.1 Projektowanie cementogruntu

Najważniejszymi parametrami cementogruntu, jakie należy określić dla potrzeb

projektowania DSM, są wytrzymałość na ściskanie i moduł ściśliwości, a czasami także

wytrzymałość na ścinanie, gęstość i przepuszczalność, zwłaszcza w przypadku przegród

przeciwfiltracyjnych. Najczęściej kolumny DSM są znacznie sztywniejsze od otaczającego je

gruntu, co prowadzi do koncentracji działającego na nie obciążenia. W tych warunkach

wytrzymałość cementogruntu na ściskanie szybko nabiera decydującego znaczenia. Pozostałe

parametry mechaniczne można z wystarczającą dokładnością określić na podstawie

zależności korelacyjnych, opartych na wytrzymałości. Tym samym wytrzymałość cementogruntu na ściskanie, a w praktyce wytrzymałość na ściskanie jednoosiowe qu ze

względu na dostępność i niskie koszty wykonania takich badań, okazuje się podstawowym

parametrem projektowym w zastosowaniach obejmujących wzmacnianie gruntu,

fundamentowanie i obudowy wykopów.

Spodziewana wytrzymałość charakterystyczna cementogruntu fck (przyjęto terminologię zgodnie z PN-EN 206-1:2003) jest z reguły określana w zależności od fizycznych i

chemicznych właściwości wzmacnianego gruntu oraz rodzaju i ilości dodanego spoiwa, ale

także w zależności od składu wody gruntowej, stosunku W/C zaczynu, wilgotność gruntu i

włożonej pracy mieszania (tab. 1). Na tym etapie konieczna jest dobra znajomość złożonych

procesów wiązania gruntu z cementem oraz doświadczenie wykonawcze, co często stanowi

barierę w projektowaniu biorąc pod uwagę różnorodność gruntów i spoiw hydraulicznych

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

100 200 300 400 500 600 700 800

T=430

T [obr./m]

v [-]

oraz specyfikę procesu mieszania gruntu z zaczynem w warunkach in situ. Z tego powodu

bardzo pomocne są odpowiednio ukierunkowane i wyprzedzające badania laboratoryjne

próbek gruntu wymieszanego z testowanym spoiwem hydraulicznym, które są często

niezbędne dla uzyskania miarodajnych zależności korelacyjnych oraz ocen ilościowych.

Tab. 1 Główne czynniki wpływające na wytrzymałość cementogruntu.

Analizowane czynniki Charakterystyka

Fizyczne i chemiczne

właściwości mieszanego gruntu

skład granulometryczny, mineralogia, wilgotność naturalna,

granice plastyczności, zawartość części organicznych, skład i pH

wody gruntowej

Spoiwo, dodatki i woda

zarobowa

rodzaj i jakość spoiwa, skład mieszanki, ilość spoiwa i dodatków,

jakość wody zarobowej

Technika i warunki mieszania konstrukcja mieszadła, sposób mieszania, wskaźnik

Woda/Spoiwo, energia mieszania (prędkość i czas), odstęp

czasowy między wykonaniem zachodzących na siebie lub

sąsiednich kolumn

Warunki dojrzewania, czas czas dojrzewania, temperatura (ciepło wiązania w odniesieniu do

objętości stabilizowanego gruntu), wilgotność, cykle opad/susza

oraz zamarzanie/odtajanie, długotrwałe nabieranie wytrzymałości

i/lub deterioracja

Badania i próbki wybór metody badania, rodzaj testu, sposób pobierania próbki,

wymiary próbki, warunki brzegowe badania (ścieżka naprężenia,

warunki drenażu, ciśnienie boczne, prędkość odkształcenia,

metoda pomiaru odkształcenia, itp.)

Wytrzymałość charakterystyczną cementogruntu na ściskanie fck powinno się określać z

uwzględnieniem znacznego rozrzutu wytrzymałości polowej quf, który jest dużo większy niż w przypadku próbek betonu, co jest immanentną cechą technologii DSM. Z tego powodu

przyjęcie racjonalnie uzasadnionej wartości fck ma duże znaczenie techniczno-ekonomiczne i

powinno być oparte na analizie statystycznej uzyskiwanych wytrzymałości, biorąc pod uwagę średnią wytrzymałość polową ufq oraz spodziewane odchylenie standardowe sd, co można

zapisać jako:

( )ufdufck qvmmsqf −=−= 1 (2)

Wartość parametru m określa się w zależności od przyjętego rozkładu statystycznego i

prawdopodobieństwa nieprzekroczenia wartości minimalnej. Zakładając dla uproszczenia

ważność rozkładu normalnego dla wytrzymałości na ściskanie oraz prawdopodobieństwo

90%, czemu odpowiada wadliwość 10%, otrzymamy m=1,28. Przyjmując realistyczną wartość wskaźnika zmienności v około 0,35 otrzymamy tym samym:

ufck qf ⋅≈ 55,0 (3)

co pokazuje, że nawet przy uzyskaniu dobrego stopnia wymieszania cementogruntu

wytrzymałość charakterystyczna fck powinna być przyjmowana co najwyżej na poziomie

około 50% średniej wytrzymałości polowej wszystkich zbadanych próbek. Natomiast przy

oparciu oceny fck na wynikach badań próbek gruntu wymieszanego w warunkach

laboratoryjnych należy oczekiwać:

ulabck qf ⋅≈ )4,0 do 3,0( (4)

co wiąże się z lepszymi warunkami mieszania i dojrzewania cementogruntu w porównaniu do

sytuacji in situ (por. [2]).

W praktyce projektowej do wstępnej oceny możliwej do uzyskania wytrzymałości

cementogruntu na ściskanie w warunkach polowych wykorzystuje się również informacje z

poprzednio wykonanych budów, sukcesywnie gromadzone w banku danych. Przykładowe

dane z praktyki wykonawczej w Polsce zamieszczono w tablicy 2. Należy przy tym pamiętać, że w obliczeniach statycznych przytoczone wartości należy dodatkowo zredukować z

uwzględnieniem odpowiednich współczynników bezpieczeństwa (globalnych lub

cząstkowych). Pozostałe parametry wytrzymałościowe mogą być oszacowane w oparciu o

zamieszczone zależności korelacyjne.

Tablica 2. Typowe właściwości cementogruntu i zależności korelacyjne (warunki polowe).

Rodzaj gruntu Zawartość cementu w wy-

mieszanym gruncie [kg/m3]

Wytrzymałość na ściska-

nie po 28 dniach, [MPa]

Przepuszczalność k [m/s]

Muły, osady denne

250 - 400 0,1 – 0,4 1×10-8

Torfy, namuły 150 - 350 0,2 – 1,2 1)

5×10-9

Miękkoplastyczne iły, gliny 150 - 350 0,5 – 2,0 1)

5×10-9

Plastyczne/twpl. iły, gliny 120 - 350 0,7 – 2,5 1)

5×10-9

Pyły, piaski pylaste 120 - 300 1,0 – 3,0 1×10-8

Piaski drobne i średnie 120 - 300 1,5 – 5,0 5×10-8

Piaski grube, żwiry 120 - 250 3,0 – 7,0 1×10-7

Wybrane zależności korelacyjne

Parametr Spodziewana wartość Parametr Spodziewana wartość

Wytrzymałość na

ścinanie (badana w

aparacie bezp. ścinania,

bez nacisku pion.)

0,4 do 0,50 × fck , dla fck <1 MPa

0,3 do 0,35 × fck, 1< fck <4 MPa

0,2 × fck, dla fck >4 MPa

Współczynnik

Poissona

0,3 to 0,4

Wytrzymałość na

rozciąganie 0,08 do 0,15 × fck, ale nie więcej niż 200 kPa,

Przyrost wytrzyma-

łości w gr. sypkich qu28= (3,5 do 5,5)× qu7

qu60= do 1,5× qu28

Sieczny moduł ściśli-wości, E50 [MPa]

120 × fck , dla fck < 1 MPa

380 × fck, dla fck > 1 MPa

Przyrost wytrzyma-

łości w gr. spoistych qu28= 2,0 × qu7

qu60= 1,5 × qu28

1) Proces wiązania cementogruntu jest często rozciągnięty w czasie i może przebiegać dłużej niż umowne 28 dni.

5.2 Projektowanie geotechniczne

Projektowanie geotechniczne obejmuje ustalenie na podstawie odpowiednich analiz

obliczeniowych koniecznego zakresu wzmocnienia lub uszczelnienia podłoża, w tym

szczegółowego planu rozmieszczenia wszystkich kolumn. Zależnie od przyjętego układu

kolumn DSM wzmocniony obszar gruntu może być rozpatrywany jako zespolony blok, o

podwyższonej wytrzymałości i sztywności w porównaniu do gruntu rodzimego, lub jako

system kombinowany, w którym kolumny DSM i grunt rodzimy współpracują ze sobą w

różnym stopniu w przenoszeniu obciążenia. W pierwszym przypadku analizy obliczeniowe są względnie proste ale samo rozwiązanie, na ogół stosunkowo bezpieczne, nie jest często

optymalne. Z kolei w przypadku systemu kombinowanego można uzyskać bardzo oszczędne

rozwiązania posadowienia ale barierą są skomplikowane mechanizmy wzajemnego

oddziaływania różnych układów kolumny-grunt, wymagające często przeprowadzenia

trójwymiarowych analiz numerycznych. Proporcjonalnie rośnie również ryzyko zastosowania

takich rozwiązań, łącznie z możliwością wystąpienia zniszczenia progresywnego. W

przypadku systemu kombinowanego bardzo poważnym błędem projektowym może być na

przykład bezkrytyczne uśrednianie wagowe parametrów wytrzymałościowych wzmocnionego

i rodzimego gruntu (zwykle proporcjonalnie do udziału powierzchni przekroju kolumn),

podyktowane chęcią wykorzystania prostych metod obliczeniowych. Należy pamiętać, że o

tym czy uśrednianie takie jest zasadne czy nie decydują bowiem wyłącznie miarodajne

mechanizmy zniszczenia a nie przyjmowane, często bezkrytycznie, założenia.

Punktem wyjścia do określenia potrzebnej liczby kolumn DSM jest uwzględnienie

wymagań funkcjonalnych i statycznych projektowanego obiektu oraz przyjęcie bezpiecznego

poziomu naprężenia ściskającego dla zaprojektowanego cementogruntu, co często określa się jako sprawdzenie warunku wytrzymałości wewnętrznej cementogruntu. W obecnej praktyce

projektowej DSM przeważa klasyczne podejście do warunku wytrzymałości wewnętrznej,

oparte na koncepcji naprężenia dopuszczalnego fca, które jest obliczane jako:

sckca Fff = (5)

gdzie Fs reprezentuje (globalny) współczynnik bezpieczeństwa, który wynosi 2,5 jeżeli

rozpatruje się obciążenia obliczeniowe lub 3, jeżeli pod uwagę brane są obciążenia

charakterystyczne. Obie wartości są dosyć wysokie ale trzeba pamiętać, że w tym podejściu

pomija się wpływ wielu dodatkowych czynników, m.in. rodzaju obciążenia, metody

obliczeniowej, ważności konstrukcji, pełzania, itp. Formalnie biorąc można by również stosować podejście stanu granicznego nośności i cząstkowe współczynniki bezpieczeństwa,

ale na chwilę obecną nie opracowano jeszcze odpowiednich zaleceń praktycznych.

Zasadniczym powodem stosowania wgłębnego mieszania gruntu w przypadku

występowania trudnych warunków posadowienia obiektów inżynierskich jest potrzeba

ograniczenia ich osiadania. Projektowane układy kolumn do redukcji osiadania obejmują przeważnie kolumny pojedyncze lub łączone, natomiast układy komórkowe, ściany i bloki

stosowane są zarówno do ograniczenia osiadania jak i do poprawienia nośności i przejęcia

dużych sił pionowych oraz sił poziomych. Bardzo korzystną cechą tych rozwiązań jest

możliwość zachowania małych gabarytów fundamentów, ponieważ kolumny DSM, w

odróżnieniu od pali nośnych, mogą być wykonywane jedna obok drugiej. Obciążenia z zasady

przenoszone są na głębiej zalegające warstwy nośne, ale niektóre rozwiązania opierają się również na układach kolumn zawieszonych i uwzględnieniu oddziaływania gruntu

wzmocnionego i rodzimego w przenoszeniu obciążenia. Należy również podkreślić, że przy

zastosowaniu większej liczby kolumn wymogi jakościowe dla pojedynczej kolumny są łatwiejsze do spełnienia, a ewentualne imperfekcje wykonawcze stają się mniej istotne.

W przypadku przegród przeciwfiltracyjnych średnice kolumn DSM wynoszą na ogół 0,6

do 0,8 m i wynikają z rozmiaru końcówki mieszającej, obracanej w gruncie. Rozstaw

zachodzących na siebie kolumn należy przyjąć w ten sposób aby zapewnić minimalną szerokość przegrody przeciwfiltracyjnej, która zwykle powinna wynosić 0,30 m [5].

Podstawowymi zaletami przegród wykonywanych metodą wgłębnego mieszania gruntu na

mokro są: (1) stosunkowo duża grubość przegrody, (2) nieduża ilość urobku powstającego w

czasie wykonywania przegrody, (3) wyeliminowanie możliwości sedymentacji zawiesiny oraz

zaciśnięcia cienkiej przegrody przeciwfiltracyjnej (w porównaniu do technologii WIPS), co

zmniejsza ryzyko nieszczelności przegrody, (4) brak wibracji, mogących ograniczać wykonawstwo w niektórych lokalizacjach (np. w przypadku bliskiego sąsiedztwa budynków),

(5) dobre zazębienie przegrody w gruncie, co eliminuje niebezpieczeństwo ewentualnej utraty

stateczności części wału w wyniku poślizgu gruntu na powierzchni kontaktu z przegrodą. Zasadnicze znaczenie dla jakości wykonywanych robót ma dokładność wytyczenia kolejnych

kolumn i utrzymywanie mieszadła o odpowiedniej sztywności w pionie w celu zapewnienia

wymaganej szczelności przegrody.

Do wykonywania przegród przeciwfiltracyjnych w wałach przeciwpowodziowych z

zastosowaniem wgłębnego mieszania stosuje się zawiesiny zawierające cement portlandzki

lub hutniczy, bentonit sodowy oraz wypełniacze w postaci żużla, popiołu lub mączki

wapiennej. Zawiesiny sporządza się z gotowych mieszanin, opracowanych przez producentów

na potrzeby rynku, lub przygotowuje na miejscu budowy z dowiezionych komponentów, co

wymaga zastosowania odpowiednich węzłów mieszalniczych i dozowników. Do

przygotowania zawiesiny należy stosować wysokoobrotowe mieszalniki koloidalne (do 1200

obrotów na minutę), umożliwiające właściwe wymieszanie i aktywację bentonitu.

W typowych projektach modernizacji wałów przeciwpowodziowych na ogół przyjmuje się, że

współczynnik filtracji k w czystej zawiesinie po 28 dobach dojrzewania pobranej próbki nie

powinien przekraczać 1·10–8

m/s, a wytrzymałość na ściskanie fck powinna być co najmniej

równa 0,5 MPa. Współczynnik filtracji k materiału przegrody wykonanej in situ, będącego

mieszaniną zawiesiny z resztkami gruntu, nie powinien przekraczać 1·10–7

m/s, a

wytrzymałość na ściskanie fck powinna wynosić co najmniej 0,3 MPa [5].

6. Przykłady zastosowania

Dla ilustracji aktualnej praktyki projektowej i wykonawczej przedstawiono kilka wybranych

zastosowań technologii DSM, zaprojektowanych i zrealizowanych przez firmę Keller w

Polsce.

Posadowienie podpory wiaduktu drogowego na kolumnach DSM

Zadanie polegało na rozwiązaniu posadowienia fundamentów wiaduktu drogowego o czterech

przęsłach, przechodzącego nad autostradą A2. Rozpatrywana jest podpora skrajna przyczółka,

której fundament ma wymiary 13,5×4,1×1,2 m. W celu ograniczenia osiadania podpory,

posadowionej w miejscu występowania plastycznych glin i piasków gliniastych

podścielonych zagęszczonymi piaskami drobnymi, zaprojektowano układ 54 kolumn DSM o

średnicy 80 cm, obejmujący 40 kolumn głównych o długości 4,5 m i 14 kolumn

pomocniczych o długości 1,7 m (rys. 6). Krótkie kolumny na obwodzie fundamentu

zaprojektowano ze względu na posadowienie podpory na podwyższonym nasypie o

wysokości 0,5 m oraz w celu zwiększenia poprzecznej sztywności całego układu podparcia .

Ze względu na złożony układ kolumn obliczenia osiadania i wytężenia kolumn wykonano

MES w układzie przestrzennym. Maksymalna charakterystyczna siła nacisku na kolumnę wyniosła 292,7 kN, czemu odpowiada naprężenie 585 kPa. Przy zastosowaniu współczynnika

bezpieczeństwa Fs=3 wymagana minimalna wytrzymałość cementogruntu wynosi 1,8 MPa.

Obliczone osiadanie podpory od ciężaru własnego wynosiło 6,4 mm, a po wykonaniu zasypu

za przyczółkiem 21,0 mm. Zmierzone osiadanie całkowite podpory po 468 dniach od oddania

obiektu do eksploatacji wyniosło 22,0 mm. Warto jednocześnie zwrócić uwagę, że

uproszczone obliczenia sił działających na poszczególne kolumny DSM, wykonane metodą sztywnego oczepu, wykazały w porównaniu do MES 3D niedoszacowanie sił w kolumnach

narożnych o około 20% podczas gdy pod środkiem fundamentu sytuacja była odwrotna (rys.

6). Przebieg mieszania oraz odsłonięte kolumny DSM pokazano na rys. 7.

Rys. 6. Rozwiązanie posadowienia podpory wiaduktu oraz porównanie sił w kolumnach DSM

obliczonych MES 3D (tłusta czcionka) i metodą sztywnego oczepu (normalna czcionka)

(a) (b)

Rys. 7. Wykonywanie mieszania wgłębnego (a) oraz odsłonięte kolumny DSM przed

wylaniem betonu podkładowego pod fundamentem podpory (b).

Stopy i ławy fundamentowe na kolumnach DSM

Stopy im ławy fundamentowe Centrum Megaplex zamierzano początkowo posadowić na

palach CFA ze względu na spodziewane nadmierne różnice osiadania ustroju nośnego

budynku, wywołane dużą różnicą obciążeń sąsiednich fundamentów. W podłożu, pod

nasypem antropogenicznym i warstwą piasku o małej miąższości, występowały plastyczne

gliny piaszczyste i pylaste z modułem ściśliwości od 5 do 17 MPa, a niżej piaski grube w

stanie zagęszczonym. Obciążenia obliczeniowe na ławy wynosiły od 230 do 729 kN/M, co

odpowiadało naciskom od 230 do 430 kPa, a na stopy fundamentowe od 1170 do 5670 kN,

przy naciskach od 310 do 677 kPa.

292,7 /250,8 kN

14 kolumn, L=1,7 m

Mx

My

V

13,5 m

4,1

m

40 kolumn, L=4,5 m

V=7403 kN

Mx =1244 kNm, My =2668 kNm

143.8 /119,4 kN 147.9/188,5 kN

Pierwotne rozwiązanie palowe zamieniono na posadowienie na kolumnach DSM o średnicy

80 cm, które okazało się szybsze w realizacji i konkurencyjne cenowo. Ławy i stopy oparto na

zwartych układach kolumn, które można wykonywać stycznie (w odróżnieniu do pali nie ma

potrzeby zachowania rozstawu 3D), oraz zwymiarowano jak fundamenty bezpośrednie, co

dodatkowo pozwoliło zmniejszyć zużycie stali zbrojeniowej w porównaniu do oczepów na

palach. Liczbę kolumn pod stopami fundamentowymi, która wynosiła od 3 do 14 (rys. 8),

dobrano biorąc pod uwagę możliwą do osiągnięcia wytrzymałość cementogruntu na ściskanie

oraz kryterium maksymalnej różnicy osiadania ustroju nośnego budynku, wynoszące 5 mm

dla przęsła o rozpiętości 6 m, określone przez inwestora. Maksymalne obciążenie pojedynczej

kolumny DSM wynosiło 512 kN. Odpowiadało to naciskowi 1330 kPa dla kolumny o

obliczeniowo zredukowanym promieniu o 5 cm (średnica zastępcza 70 cm) ze względu na

niewielką agresywność wody gruntowej.

Na tym przykładzie należy wyjaśnić, że agresywność środowiska, w tym głównie wody

gruntowej ale także i samego gruntu, zwłaszcza jeżeli jest zanieczyszczony, powinna być każdorazowo przedmiotem wnikliwej oceny. Znaczenie ma przy tym nie tylko stopień

agresywności ale także prędkość przepływu wody w gruncie, co ma decydujący wpływ na

faktyczną możliwość wypłukiwania Ca. W większości przypadków słaba agresywność nie

jest przeszkodą w stosowaniu technologii DSM. Dodatkowo można zwiększać odporność cementogruntu na środowisko agresywne przez stosowanie odpowiedniego spoiwa, zwłaszcza

cementu hutniczego, oraz przez podwyższanie zawartości cementu w wymieszanym gruncie.

Natomiast obliczeniowe „poświęcenie” obwodowego pierścienia kolumny o grubości 5 cm,

jak to miało miejsce w przypadku opisanej budowy, jest dodatkowym zapasem

wprowadzonym przez projektanta do warunku nośności wewnętrznej kolumny DSM.

Rys. 8. Stopy fundamentowe Centrum Megaplex oraz sposób rozmieszczenia kolumn DSM.

Typ 4: 2160 kN Typ 1: 1170 kN Typ 2: 1610 kN Typ 3: 1420 kN

Typ 8: 3500 kN Typ 5: 1820 kN Typ 6: 2600 kN Typ 7: 2970 kN

Typ 12: 5670 kN Typ 9: 3980 kN Typ 10: 4280 kN Typ 11: 5160 kN

2,4 × 2,4 m 3,2 × 2,2 m 3,2 × 2,4 m

2,4 × 4,2 m

1,95 × 2,35 m 1,6 × 2,4 m 2,4 × 2,2 m 2,4 × 2,2 m

1,6 × 1,6 m 1,6 × 1,6 m 1,95 × 2,35 m 1,95 × 1,95 m

Istotną zaletą technologii DSM jest skrócenie i uproszczenie robót związanych z

przygotowaniem podłoża do wykonania fundamentu żelbetowego. Kolumny DSM już po 2-3

dniach od wykonania można ściąć do wymaganego poziomu za pomocą koparki wyposażonej

w odpowiednią łyżkę (rys. 9a), co eliminuje czasochłonne rozkuwanie głowic (kłopotliwe

zwłaszcza w przypadku pali). Widok podłoża fundamentu przed wylaniem warstwy betonu

podkładowego pokazano na rys. 9b.

(a) (b)

Rys. 9. Ścinanie kolumn łyżką gładką (a) oraz odsłonięte kolumny DSM przed wylaniem

betonu podkładowego pod stopę fundamentową (b).

Posadowienie turbiny wiatrowej na kolumnach DSM

Trzy duże turbiny wiatrowe, o wysokości 78 m i mocy 2 MW każda, zlokalizowano w

północnej Polsce w rejonie niekorzystnych warunków gruntowych. Bezpośrednio poniżej

poziomu posadowienia turbin A i B występowała glina pylasta o miąższości 3,5 m i

wskaźniku plastyczności od 0,35 w stropie do 0,20 w spągu, a pod nią piasek gruby i żwir w

stanie zagęszczonym. W przypadku turbiny C miąższość plastycznej gliny wynosiła 5,5 m.

Biorąc pod uwagę wysokie wymagania w odniesieniu do sztywności podłoża, określone na co

najmniej 60000 MNm/rad, oraz dopuszczalne przechylenie fundamentu, wynoszące zaledwie

3 mm/m w ciągu 20 lat eksploatacji, zaprojektowano i wykonano posadowienie każdego z

fundamentów na 88 kolumnach DSM średnicy 80 cm, rozmieszczonych w dwóch rzędach po

obwodzie fundamentu o boku 16,5 m (rys. 10a). Długość kolumn wynosiła 4 m w przypadku

turbin A i B oraz 6 m dla turbiny C. Zastosowano zaczyn na bazie cementu CEM II/B-M(S-

V) 32.5R, o gęstości 1,6 g/cm3. Średnie zużycie cementu wynosiło 320 kg/m

3 wymieszanego

gruntu.

Rozwiązanie geotechniczne oparto na obliczeniach MES 3D przyjmując maksymalne

charakterystyczne obciążenie na pojedynczą kolumnę w wysokości 350 kN. Wymagana

wytrzymałość charakterystyczna cementogruntu po 56 dniach dojrzewania, z uwzględnieniem

współczynnika bezpieczeństwa Fs= 3, wynosiła fck = 350·3/0,5=2,1 MPa. Kontrolne badania

wytrzymałości cementogruntu w warunkach ściskania jednoosiowego, zrealizowane na

próbkach sześciennych o boku 15 cm uformowanych z materiału pobranego ze świeżo

wykonanych kolumn DSM, wykazały wytrzymałość średnią 5 MPa po 28 dniach

dojrzewania, co przekracza oczekiwania projektowe.

Wykonanie robót w fazie wzmacniania gruntu na obwodzie fundamentu turbiny

pokazano na rys. 10 b.

16.5

m

1.2

5 m

(a) (b)

Rys. 10. Rozmieszczenie kolumn DSM pod fundamentem turbiny wiatrowej (a) oraz

wykonywanie robót (b).

Zabezpieczenie głębokiego wykopu za pomocą kolumn DSM

Na rys. 11 pokazano wykonywanie oraz odsłoniętą palisadę z kolumn DSM, zabezpieczającą wykop budowlany o głębokości 10 m, zrealizowany na dziedzińcu pałacu pod Blachą w

Warszawie. Kolumny DSM o średnicy 70 cm, w rozstawie osiowym co 0,55 m, wykonano w

(a) (b)

Rys. 11. Pałac pod Blachą: (a) wkładanie profilu stalowego w świeżo wykonaną kolumnę DSM oraz (b) wykonana obudowa wykopu z trzema poziomami kotew gruntowych.

nasypie niekontrolowanym o miąższości od 2 do 8 m, pod którym zalegały średnio

zagęszczone piaski oraz iły plioceńskie. Woda gruntowa występowała od 2 do 6 m poniżej

poziomu terenu. Co druga kolumna była zbrojona profilem stalowym, który wciskano na

Dichtwand aus DMM-Säulen

Bentomatte ST

3,0 m

7,6

6,9

5

4

3

1,4

2,9

0,0

1

2

1:3

1:21:2

L=

4,5

bis

8,7

m

100

A

A

alter Deich

Ø 6050

stary wał

przegroda z kolumn DSM

Bentomata ST

(a)

(b) (c)

pełną głębokość zaraz po wykonaniu kolumny. Kolumny zbrojone, o maksymalnej długości

14,5 m, wprowadzono 4,5 m poniżej poziomu dna wykopu a kolumny wypełniające,

niezbrojone, na głębokość 1 m. Zakotwienie stanowiły kotwy gruntowe o długości od 17 do

18 m, rozmieszczone w 2 i 3 poziomach. Pomiary kontrolne wykazały, że maksymalne

poziome przemieszczenie palisady DSM w kierunku wykopu nie przekroczyło 4 mm.

Przegroda przeciwfiltracyjna z kolumn DSM

Przegrodę wykonano od strony międzywala, podcinając okresowo odwodną skarpę mode-

rnizowanego wału przeciwpowodziowego Wisły (rys. 12).

Rys. 12. Modernizacja wału przeciwpowodziowego Wisły z zastosowaniem przegrody z

kolumn DSM: (a) przekrój poprzeczny, (b) wykonywanie przegrody, (c) częściowo

odsłonięta przegroda. Oznaczenia gruntu: 1- glina pylasta, 2- Piasek średni,

3- Piasek drobny/średni, 4- Ił pylasty, 5- Ił.

Kolumny DSM o średnicy 60 cm i długości od 4,5 do 8,7 m, zależnie od układu warstw

gruntu w podłożu, rozmieszczono w rozstawie osiowym co 50 cm. Stosowano zaczyn na

bazie gotowej mieszanki SOLIDUR MIP 05, o gęstości 1,5 g/cm3. Zużycie zaczynu wynosiło

średnio 200 litrów/m2 przegrody. Wczesna wytrzymałość przegrody po 7 dniach dojrzewania

wynosiła od 0,2 do 0,25 MPa, a po 28 dniach 0,68 do 0,88 MPa. Współczynnik

wodoprzepuszczalności był poniżej 10-9

m/s.

7. Podsumowanie

Należy podkreślić, że kluczem do pomyślnych aplikacji technologii DSM jest przede

wszystkim dobre zrozumienie procesu mieszania i reakcji chemicznych zachodzących w

gruncie oraz współpracy kolumn DSM z gruntem rodzimym. W przypadku wzmacniania

podłoża gruntowego pod niewysokimi nasypami, posadzkami lub pod płytą fundamentową, zwykle w celu zmniejszenia spodziewanego osiadania, jakość poszczególnych kolumn DSM

ma mniejsze znaczenie i zachowanie całego układu głównie zależy od wzajemnej współpracy

podpieranej konstrukcji, podłoża i elementów wzmacniających, którymi są kolumny. W tego

typu rozwiązaniach ekonomiczne uzasadnione jest nawet stosowanie kolumn o mniejszej

wytrzymałości, także w połączeniu z ewentualnym przeciążeniem. Z kolei w przypadku

wysokich nasypów lub silnie obciążonych fundamentów, gdzie dodatkowo mogą również wystąpić siły poziome lub momenty zginające, jakość i odpowiednie rozmieszczenie kolumn

DSM przenoszących obciążenie na głębiej zalegające grunty nośne ma bezpośrednie

znaczenie dla przeciwdziałania możliwości wystąpienia zniszczenia progresywnego całego

układu podparcia. To samo dotyczy zastosowań z bardzo niskimi (i ekonomicznie

atrakcyjnymi) współczynnikami powierzchni wzmocnienia oraz konstrukcji oporowych ze

zbrojonymi kolumnami DSM. Należy przy tym pamiętać, że sztywniejsze kolumny DSM

współpracują z gruntem inaczej niż kolumny podatne, co należy uwzględnić w projektowaniu

geotechnicznym.

Konieczne jest także zwrócenie uwagi, że nawet przy najlepszym poziomie

wykonawstwa i najlepszej kontroli robót nie jest możliwe wyeliminowanie miejscowych

imperfekcji wymieszania spoiwa z gruntem, zwłaszcza w gruntach spoistych. Z tego powodu

należy stosować nie tylko odpowiednie rozwiązania projektowe i odpowiednio wysokie

współczynniki bezpieczeństwa ale także racjonalnie uzasadnione metody badania i kontroli

wykonanych robót. Częste przypadki traktowania na budowach kolumn DSM jak betonowych

pali, wynikające z braku zrozumienia technologii wgłębnego mieszania gruntu, nie mają bowiem merytorycznego uzasadnienia.

Literatura

[1] TOPOLNICKI M., Sanierung von Deichen in Polen mit dem Verfahren der Tiefen-

Bodenvermörtelung (DMM), Ernst und Sohn Special 1/2003 „Hochwasserschutz“,

Berlin, s. 45-53.

[2] TOPOLNICKI M., In situ Soil Mixing, rozdział 9 w Ground Improvement, Red. M.

Moseley i K. Kirsch, Spon Press, Londyn, s. 331-428, 2004.

[3] Wytyczne wzmacniania podłoża gruntowego w budownictwie drogowym. GDDP.

Opracowanie: Instytut Badawczy Dróg i Mostów, Warszawa 2002.

[4] EN 14679 Wykonawstwo specjalnych robót geotechnicznych – Wgłębne mieszanie

gruntu.

[5] BORYS M., MOSIEJ K., TOPOLNICKI M., Projektowanie i wykonawstwo pionowych

przegród przeciwfiltracyjnych z zawiesin twardniejących w korpusach i podłożu wałów

przeciwpowodziowych, Wydawnictwo Instytutu Melioracji i Użytków Zielonych w

Falentach, 2006.