胡永濤，陳廣飛，李照東，章定文，楊鵬

（1.連云港港務(wù)工程公司，江蘇 連云港 222042；2.東南大學(xué)交通學(xué)院，江蘇 南京 210096）

0 引言

利用吹填淤泥填海造陸已成為緩解沿海城市土地資源緊張局面的重要手段，但吹填淤泥層的強度及承載力極差，需要采用真空預(yù)壓處理以滿足后續(xù)二次處理中施工設(shè)備承載力要求[1-2]。由吹填淤泥層和下層天然海相沉積軟土層形成雙層軟弱地基的二次處理是工程界面臨的技術(shù)挑戰(zhàn)。

剛?cè)嵝蚤L短樁是在剛性長樁基礎(chǔ)上用柔性短樁改良樁間土后形成的一種新型地基處理形式，該地基加固技術(shù)已成功應(yīng)用于建筑地基處理[3-6]。鑒于該方法在控制沉降方面的技術(shù)優(yōu)勢，港口、公路、鐵路等工程中雙層軟弱地基的加固也開始采用該技術(shù)。剛性樁復(fù)合地基的土拱效應(yīng)和拉膜效應(yīng)等已取得了豐富的研究成果[7-9]，但目前剛?cè)嵝蚤L短樁復(fù)合地基處理雙層軟弱地基的研究實例較少，其加固效果和加固機理等有待進一步研究。

本文依托連云港港旗臺作業(yè)區(qū)某鐵路軟基處理工程，基于現(xiàn)場工程條件建立數(shù)值分析模型，從地基變形、樁土應(yīng)力分擔(dān)和格柵變形等方面對3種加固工況下（剛?cè)嵝蚤L短樁、剛性長樁、柔性短樁）的加固效果進行對比分析，揭示路堤荷載下剛性長樁和柔性短樁對地基性能的增強作用，探討柔性短樁的介入對原有剛性長樁復(fù)合地基的土拱效應(yīng)和拉膜效應(yīng)的影響規(guī)律。

1 工程概況

試驗場地位于連云港港隴海鐵路連云港站以東4.5 km處，路基設(shè)計等級為專用線Ⅳ級，試驗區(qū)域原灘面標高為-2.5～-4.9 m，現(xiàn)地面標高為5.6～7.0 m，吹填軟土層平均厚度為9.5 m。吹填軟土層下部為天然海相沉積軟土層，其底面標高為-33.0～-21.9 m，平均厚度為28.3 m，天然海相沉積軟土層以下依次為粉質(zhì)黏土層、黏土層。吹填軟土層經(jīng)真空預(yù)壓初步處理后形成地表硬殼層可滿足二次地基處理施工設(shè)備進場要求。地下水位約在地表以下0.3 m處。

結(jié)合地層特點和上部荷載要求，采用剛?cè)嵝蚤L短樁處理該雙層軟土地基，其中剛性長樁采用預(yù)應(yīng)力混凝土薄壁方樁（以下簡稱預(yù)制方樁），柔性短樁采用釘型雙向攪拌粉噴樁（以下簡稱釘型粉噴樁）。預(yù)制方樁呈正方形布置，中間隔排設(shè)置釘型粉噴樁，坡腳處布置2排釘型粉噴樁，如圖1所示，預(yù)制方樁樁間距為3.4 m，樁體橫截面尺寸為0.45 m×0.45 m，內(nèi)徑為0.25 m，混凝土強度等級C80，樁長打入粉質(zhì)黏土層1 m以上。預(yù)制方樁頂部設(shè)置1.6 m×1.6 m×0.4 m現(xiàn)澆鋼筋混凝土樁帽，混凝土等級為C30。釘型粉噴樁樁長15 m，上部擴大頭樁徑0.9 m，高4 m，下部樁徑0.5 m，樁長11 m，采用C45礦渣水泥，水泥摻入量為15%。樁帽上鋪設(shè)50 cm碎石墊層，在碎石墊層中夾鋪1層雙向高強經(jīng)編聚酯土工格柵。碎石墊層上方路堤填筑高度為1.7 m。

圖1 監(jiān)測點布置示意圖（m）Fig.1 Arrangements of monitoring transducers(m)

為監(jiān)測填土荷載下地基變形及樁土荷載傳遞等規(guī)律，在路堤中心處樁頂和樁間土上布設(shè)沉降板和土壓力盒，坡腳1.5 m處埋設(shè)測斜管，如圖1所示，其中沉降板（SP1～SP3）分別用來監(jiān)測預(yù)制方樁樁頂、釘型粉噴樁樁頂及樁間土地表沉降，土壓力盒（E1～E7）用來監(jiān)測預(yù)制方樁樁頂、釘型粉噴樁樁頂及樁間土土壓力，測斜管（I）用來監(jiān)測坡腳處土體側(cè)向位移。

2 數(shù)值模型建立

2.1 數(shù)值分析模型

考慮現(xiàn)場工程地質(zhì)條件及路基結(jié)構(gòu)的對稱性，取一半實體建模。由于樁體在路堤縱向不連續(xù)，地基實際是三維情況，但考慮到路堤為長條形結(jié)構(gòu)，將路堤簡化成平面應(yīng)變問題。模型計算深度取2倍剛性樁長度（70 m），計算寬度取半幅路堤寬度的3倍（50 m），如圖2所示。同時在剛?cè)嵝蚤L短樁模型基礎(chǔ)上分別建立剛性長樁和柔性短樁計算模型。

圖2 數(shù)值計算模型Fig.2 Numerical calculation model

模型基本假定：模型左、右邊界水平方向位移均為0，其豎向方向允許發(fā)生位移，模型下邊界任意方向變形為0；樁土接觸面性質(zhì)不隨時間變化；不考慮樁基施工過程影響；地基底部及兩側(cè)均為不透水邊界，地表為透水邊界。

2.2 參數(shù)取值

剛性長樁、樁帽及釘型粉噴樁均假設(shè)為線彈性材料，路堤填土、地基土及碎石墊層均為彈塑性材料且滿足摩爾-庫倫破壞準則。

土工格柵抗拉剛度取2 000 kN/m，樁體與樁周土體界面設(shè)置接觸單元，其法向方向采用硬接觸，切向方向采用小滑動庫倫摩擦模型，摩擦系數(shù)取0.35。

材料與土層物理力學(xué)指標參數(shù)見表1。

表1 數(shù)值計算模型中材料與土層物理力學(xué)指標參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of materials and soils in model

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 現(xiàn)場試驗結(jié)果分析

從表2中可以看出，樁間土沉降量大于樁體，剛性長樁樁土差異沉降大于柔性短樁，填土荷載向剛性長樁和柔性短樁樁頂集中，且剛性長樁應(yīng)力集中遠高于柔性短樁，取圖3單元體分析，樁間土的受荷面積占總面積比例達61.3%，但只承擔(dān)了23.4%的荷載。從圖4坡腳處水平位移實測值可以看出，水平位移在0～5 m深度內(nèi)基本不變或略微增大，其最大水平位移為9.5 mm，從該深度往下水平位移逐漸減小，最大水平位移發(fā)生在淺層吹填土層中。現(xiàn)場實測結(jié)果表明采用帶樁帽的預(yù)制方樁和帶擴大頭的粉噴樁能夠有效提高樁體荷載分擔(dān)比，減小軟土地基沉降變形。

表2 地基沉降變形及載荷試驗樁土荷載分擔(dān)Table 2 Foundation settlement deformation and load sharing on pile,column and soil of load test

圖3 單元體布樁圖Fig.3 Layout of piles and columns in a cell

圖4 水平位移實測值Fig.4 Measured value of horizontal displacement

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.2.1 沉降變形

圖5為經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁、剛性長樁及柔性短樁加固后地表最大沉降量隨填高變化規(guī)律。

圖5 各級填土荷載下地表沉降變化曲線圖Fig.5 Change curve of surface settlement under various loading conditions

從圖中可以看出，填高5 m時，上述3種工況產(chǎn)生的最大沉降量分別為106 mm、111 mm和255 mm，經(jīng)柔性短樁加固后的地基最大沉降量遠大于剛?cè)嵝蚤L短樁和剛性長樁，表明地基沉降主要由剛性長樁控制，相同情況下經(jīng)剛性長樁加固后的地基沉降量僅為經(jīng)柔性短樁加固后的33%～46%，加入柔性短樁能夠在一定程度上減小地基沉降，但作用不明顯。

圖6為經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁、剛性長樁及柔性短樁加固后路堤中心樁土差異沉降量隨填高變化規(guī)律。從圖中可以看出，填高5 m時，上述3種工況下樁土差異沉降量分別為7 mm、12 mm和4 mm，經(jīng)剛性長樁加固后的樁土差異沉降量最大，而經(jīng)柔性短樁加固后的樁土差異沉降量最小，在剛性長樁中加入柔性短樁能夠減小21%～41%的樁土差異沉降。這對低路堤（如本文路堤僅為1.7 m）情況下減少路堤表面不均勻沉降很有意義。

圖6 各級填土荷載下樁土差異沉降變化曲線圖Fig.6 Change curve of differential settlement of pile-soil under various loading conditions

3.2.2 樁土壓力

圖7為經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁、剛性長樁和柔性短樁加固后的樁土應(yīng)力隨填土高度變化規(guī)律。

圖7 各級填土荷載下樁土應(yīng)力變化曲線圖Fig.7 Change curve of pile-soil stress under various loading conditions

從圖中可以看出，3種工況下樁土應(yīng)力均隨填高增加而增大，經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁和剛性長樁加固后的地基樁土應(yīng)力集中程度遠高于經(jīng)柔性短樁加固后的地基。剛?cè)嵝蚤L短樁地基中路堤荷載向剛性長樁的集中程度遠高于柔性短樁，這與現(xiàn)場實測一致，加入柔性短樁能夠減小剛性長樁樁頂壓力，提高樁間土承載能力。

3.2.3 格柵變形

圖8為填高5 m時經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁、剛性長樁和柔性短樁加固后土工格柵應(yīng)變曲線圖。從圖中可以看出，土工格柵變形是不均勻的，樁帽及樁間土上的格柵拉伸變形較小，最大拉伸變形發(fā)生在樁帽邊緣處，在剛性長樁中加入柔性短樁能夠顯著減小格柵變形，而柔性短樁地基中土工格柵變形很小，基本不能發(fā)揮其調(diào)節(jié)作用。

圖8 土工格柵應(yīng)變曲線圖（填高5 m）Fig.8 Geogrid strain curves(fill height 5 m)

3.2.4 樁身應(yīng)力

圖9為填高5 m時經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁和剛性長樁加固后地基中剛性長樁樁身應(yīng)力變化曲線。

圖9 剛性長樁樁身應(yīng)力變化曲線（填高5 m）Fig.9 Pile stress curves of rigid long piles(fill height 5 m)

從圖中可以看出，剛性長樁地基中樁身應(yīng)力最大值為470 kPa，中性點深度為15 m，加入柔性短樁后剛性長樁樁身應(yīng)力最大值減小到386 kPa，中性點位置上升6 m，表明在剛性長樁中加入柔性短樁能夠減小剛性長樁樁身應(yīng)力和樁身負摩阻力，提高中性點位置。這表明剛?cè)嵝蚤L短樁基礎(chǔ)處理新近沉積的吹填土地基，減少樁基負摩阻力具有技術(shù)優(yōu)勢。

3.2.5 土拱效應(yīng)

1）土拱效應(yīng)云圖

圖10為填高5 m時經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁和剛性長樁加固后路堤樁土大主應(yīng)力矢量圖。從圖中可以看出，由于樁帽間土的應(yīng)力松弛，大主應(yīng)力朝樁間方向明顯偏轉(zhuǎn)形成大致平行于相鄰樁帽之間的土拱，土拱的發(fā)生范圍主要從樁帽邊緣附近開始向上并向樁間發(fā)生，經(jīng)剛性長樁加固后的路堤會在樁間形成如圖10（b）的大拱，當(dāng)增加柔性短樁后，在原來大拱的基礎(chǔ)上又會形成圖10（a）所示的小拱。

圖10 填高5 m時樁土大主應(yīng)力矢量圖Fig.10 Pile-soil maximum principal stress vector(fill height 5 m)

2）土拱效應(yīng)系數(shù)

土拱的強度狀態(tài)可以用土拱效應(yīng)系數(shù)Sr來表征，Sr為樁間土上的平均應(yīng)力與上部荷載（包括填土自重和路面荷載）的比值，Sr越小則土拱效應(yīng)強度越高。圖11為經(jīng)剛?cè)嵝蚤L短樁、剛性長樁和柔性短樁加固后地基土拱效應(yīng)系數(shù)隨填土高度變化曲線。從圖11中可以看出，土拱效應(yīng)系數(shù)隨填土高度增加而減小，當(dāng)填土達到一定高度后，土拱效應(yīng)系數(shù)趨于平緩，表明此時已經(jīng)形成完全土拱，3種工況下剛性長樁地基形成完全土拱的填土高度最低（2～3 m），剛?cè)嵝蚤L短樁地基形成完全土拱填土高度為3～4 m，主要原因是柔性短樁的加入對剛性長樁大拱的發(fā)揮有一定的抑制作用，同時，3種工況下形成完整土拱時剛性長樁地基對應(yīng)的土拱效應(yīng)系數(shù)最?。?.19）、剛?cè)嵝蚤L短樁次之（0.30）、柔性短樁最大（0.52），表明形成完整土拱時剛性長樁土拱強度最高。

圖11 土拱效應(yīng)系數(shù)隨填土高度變化曲線圖Fig.11 Curve of soil arch effect coefficient with height of filling soil

4 結(jié)語

1）采用帶樁帽的預(yù)制方樁和帶擴大頭的粉噴樁能夠有效處治雙層軟土地基，提高地基承載力和減小地基沉降變形。

2）剛?cè)嵝蚤L短樁地基中，荷載主要向剛性長樁樁頂集中，剛性長樁為沉降和承載控制主要結(jié)構(gòu)，柔性短樁的加入能夠明顯的改善樁間土承載力，降低剛性長樁的應(yīng)力集中效應(yīng)，減小樁土差異沉降和剛性長樁樁身負摩阻力。

3）路堤荷載作用下，剛性長樁間會形成較大土拱，加入柔性短樁后則會形成較小土拱，進而減小路堤臨界高度，減小路堤頂面的不均勻沉降。

4）土工格柵變形是不均勻的，樁帽及樁間土上的格柵拉伸變形較小，最大拉伸變形發(fā)生在樁帽邊緣處，剛性樁復(fù)合地基中加入柔性樁能夠減小格柵變形。