XXIV OGÓLNOPOLSKIE
WARSZTATY PRACY PROJEKTANTA KONSTRUKCJI
BESKIDY WISA
A, 17 � 20 marca 2009 r. KRAKÓW
Michał TOPOLNICKI1
WZMACNIANIE I USZCZELNIANIE GRUNTU METOD

WGA

BNEGO 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 podawania zaczynu, obejmującą silosy na spoiwo, zbiornik na wodę, mieszalnik, zbiornik
1
Prof. dr hab. inż. - Keller Polska Sp. z o.o.
265
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 rozluz
niające
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 opóz
niony 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).
266
a) b)
Rys. 2. Świeżo wykonane kolumny DSM:
a) pojedyncze o średnicy 80 i 120 cm, b) podwójne 2 x 70 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.
czas
ca 1 m
zagłębienie
Rys. 3. Typowy proces formowania kolumny DSM z kilkakrotnym podciąganiem
i pogrążaniem mieszadła.
267
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 wskaz
nikiem 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 wskaz
nik T ma postać:
T = ŁM � (Rp /Vp + Rw /Vw)� n (1)
gdzie:
T  wskaz
nik wymieszania [obr./m],
ŁM  liczba aktywnych belek mieszających (belka o dł. 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 wskaz
nik 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
268
się trudniej niż grunty niespoiste, Z tego powodu ustalenie miarodajnej wartości wskaz
nika 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
D1 do D4, o długości 4,0 m każda. Podłoże składało się z niekontrolowanego nasypu
o miąższości ok. 1,0 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 rysunku 4 pokazano przykładowe przekroje kolumny D4,
odpowiadające wskaz
nikowi wymieszania T = 332, 498 i 664. Jak można zauważyć,
zwiększaniu pacy mieszania odpowiada wyższy stopień jednorodności cementogruntu.
`
T=498 T=664
T=332
Rys. 4. Przekroje poprzeczne kolumny D4, odpowiadające zróżnicowanym wartościom
wskaz
nika 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 d" 0,30, charakteryzującego dobry stopień wymieszania
cementogruntu, wskaz
nik mieszania powinien przewyższać T = 430 (rys. 5).
Trzeba jednocześnie podkreślić, że uzyskanie w praktyce współczynnika zmienności
v d" 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
269
stanowi jeden z najważniejszych elementów projektowania DSM. To zagadnienie omówiono
szerzej w punkcie 5.1.
0,600
v [-]
0,500
0,400
0,300
0,200
0,100
T=430
0,000
100 200 300 400 500 600 700 800 T [obr./m]
Rys. 5. Zależność współczynnika zmienności v od wskaz
nika 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
270
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
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.
Tablica 1. Główne czynniki wpływające na wytrzymałość cementogruntu
Analizowane czynniki Charakterystyka
skład granulometryczny, mineralogia, wilgotność naturalna,
Fizyczne i chemiczne
granice plastyczności, zawartość części organicznych, skład
właściwości mieszanego gruntu
i pH wody gruntowej
Spoiwo, dodatki rodzaj i jakość spoiwa, skład mieszanki, ilość spoiwa
i woda zarobowa i dodatków, jakość wody zarobowej
konstrukcja mieszadła, sposób mieszania, wskaz
nik
Woda/Spoiwo, energia mieszania (prędkość i czas), odstęp
Technika i warunki mieszania
czasowy między wykonaniem zachodzących na siebie lub
sąsiednich kolumn
czas dojrzewania, temp. (ciepło wiązania w odniesieniu do
objętości stabilizowanego gruntu), wilgotność, cykle
Warunki dojrzewania, czas
opad/susza oraz zamarzanie/odtajanie, długotrwałe
nabieranie wytrzymałości i/lub deterioracja
wybór metody badania, rodzaj testu, sposób pobierania
próbki, wymiary próbki, warunki brzegowe badania (ścieżka
Badania i próbki
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 quf oraz spodziewane odchylenie standardowe sd, co
można zapisać jako:
fck = quf - msd = (1- mv) quf (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 wskaz
nika zmienności v około 0,35 otrzymamy tym samym:
fck H" 0,55�" quf (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
271
oparciu oceny fck na wynikach badań próbek gruntu wymieszanego w warunkach
laboratoryjnych należy oczekiwać:
fck H" (0,3 do 0,4) �" qulab (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)
Zawartość cementu
Wytrz. na ściskanie
Przepuszczalność
w wymieszanym gruncie
Rodzaj gruntu nie po 28 dniach
k [m/s]
[kg/m3]
[MPa]
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 5 � 10-8
1,5 - 5,0
Piaski grube, żwiry 120 - 250 3,0 - 7,0 1 � 10-7
Wybrane zależności korelacyjne
Spodziewana
Parametr Spodziewana wartość Parametr
wartość
Wytrz. na ścinanie
0,4 do 0,50 � fck , dla fck < 1 MPa
Współczynnik
(badana w aparacie
0,3 do 0,4
0,3 do 0,35 � fck, 1< fck < 4 MPa
Poissona
bezpośr. ścinania,
0,2 � fck, dla fck > 4 MPa
bez nacisku pion.)
0,08 do 0,15 � fck, Przyrost wytrz.
Wytrzymałość na qu28= (3,5 do 5,5)� qu7
ale nie więcej niż 200 kPa, w gr. sypkich
rozciąganie qu60= do 1,5� qu28
Sieczny moduł ściśli-
qu28= 2,0 � qu7
120 � fck , dla fck < 1 MPa Przyrost wytrz.
wości, E50 [MPa]
qu60= 1,5 � qu28
380 � fck, dla fck > 1 MPa w gr. spoistych
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,
272
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:
fca = fck Fs .......................................................... (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
273
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 dł. 4,5 m i 14 kolumn pomocniczych
o dł. 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
274
narożnych o około 20% podczas gdy pod środkiem fundamentu sytuacja była odwrotna
(rys. 6). Przebieg mieszania oraz odsłonięte kolumny DSM pokazano na rys. 7.
V
V=7403 kN
Mx
Mx =1244 kNm, My =2668 kNm
My
14 kolumn, L=1,7 m
40 kolumn, L=4,5 m
292,7 /250,8 kN
13,5 m
143.8 /119,4 kN 147.9/188,5 kN
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.
275
4,1 m
Pierwotne rozwiązanie palowe zamieniono na posadowienie na kolumnach DSM o średnicy
80 cm, które okazało się szybsze w realizacji i konkurencyjne cenowo. A
awy 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.
Typ 3: 1420 kN Typ 4: 2160 kN
Typ 2: 1610 kN
1,6 � 1,6 m 1,6 � 1,6 m
1,95 � 1,95 m
1,95 � 2,35 m
Typ 5: 1820 kN Typ 6: 2600 kN Typ 7: 2970 kN Typ 8: 3500 kN
1,95 � 2,35 m 1,6 � 2,4 m 2,4 � 2,2 m 2,4 � 2,2 m
Typ 9: 3980 kN Typ 10: 4280 kN Typ 11: 5160 kN Typ 12: 5670 kN
2,4 � 2,4 m 3,2 � 2,2 m 3,2 � 2,4 m
2,4 � 4,2 m
Rys. 8. Stopy fundamentowe Centrum Megaplex oraz sposób rozmieszczenia kolumn DSM
Istotną zaletą technologii DSM jest skrócenie i uproszczenie robót związanych
z przygotowaniem podłoża do wykonania fundamentu żelb. Kolumny DSM już po 2-3 dniach
od wykonania można ściąć do wymaganego poziomu za pomocą koparki wyposażonej
276
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 wskaz
niku 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 4,0 m
w przypadku turbin A i B oraz 6,0 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/m3
wymieszanego gruntu.
(a) (b)
Rys. 10. Rozmieszczenie kolumn DSM pod fundamentem turbiny wiatrowej (a)
oraz wykonywanie robót (b).
277
1.25 m
16.5 m
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. 10b.
Zabezpieczenie głębokiego wykopu za pomocą kolumn DSM
Na rysunku 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 średni. 70 cm, w rozstawie osiowym co 0,55 m,
wykonano
(a) (b)
Rys. 11. Pałac pod Blachą:
(a) wkładanie profilu stalowego w świeżo wykonaną kolumnę DSM,
(b) wykonana obudowa wykopu z trzema poziomami kotew gruntowych
w nasypie niekontrolowanym o miąższości od 2,0 do 8,0 m, pod którym zalegały średnio
zagęszczone piaski oraz iły plioceńskie. Woda gruntowa występowała od 2,0 do 6,0 m ppt.
Co druga kolumna była zbrojona profilem stalowym, który wciskano na 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 1,0 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.
278
Przegroda przeciwfiltracyjna z kolumn DSM
Przegrodę wykonano od strony międzywala, podcinając okresowo odwodną skarpę
modernizowanego wału przeciwpowodziowego Wisły (rys. 12).
3,0 m
Bentomata ST
Bentomatte ST
A
stary wał
0,0 alter Deich
1
A
1,4
przegroda z kolumn DSM
Dichtwand aus DMM-S�ulen
2
2,9
3
6,9
4
7,6
5
(a)
(b) (c)
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 l/m2 przegrody. Wczesna wytrzymałość przegrody po 7-dniach dojrzewania
wynosiła od 0,2 do 0,25 MPa, a po 28-dniach dojrzewania 0,68 do 0,88 MPa. Współczynnik
wodoprzepuszczalności był poniżej 10-9 m/s.
279
50
100
L= 4,5 bis 8,7 m
1
:
2
2
:
1
1
:
3
0
6
�
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-
Bodenverm�rtelung (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 2004, p.331-428, 2004.
[3] Wytyczne wzmacniania podłoża gruntowego w budownictwie drogowym. GDDP.
Opracowanie: Instytut Badawczy Dróg i Mostów, W-wa 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.
280