摘 要：為研究水泥攪拌樁復(fù)合地基處理方法在市政道路工程中的應(yīng)用，文章以南寧市某市政項目道路工程不良地質(zhì)軟基處理為例，通過有限元軟件ABAQUS研究了路基全周期的沉降變化規(guī)律以及水泥攪拌樁在不同荷載下的受力情況，分析了不同樁長與樁徑對復(fù)合地基承載能力的影響。結(jié)果表明：路基的固結(jié)沉降主要發(fā)生在施工階段的填筑期；水泥攪拌樁的軸力隨著深度的增加而逐漸減小，側(cè)阻力隨著荷載的增大而增大；選擇合適的樁長與樁徑能夠有效地提高復(fù)合地基的承載能力。

關(guān)鍵詞：水泥攪拌樁；復(fù)合地基；ABAQUS有限元軟件

中圖分類號：U416.1A150494

0"引言

隨著我國經(jīng)濟的持續(xù)增長以及城市化進程的不斷推進，眾多城市道路在施工過程中往往會穿過一些不良地質(zhì)軟土地區(qū)，該類地區(qū)對路基的穩(wěn)定性會產(chǎn)生較大的危害。為此，需要設(shè)計合理的方法來加固天然地基。目前，采用水泥攪拌樁進行加固有較好的效果。水泥攪拌樁的加固方式有成本低、工期短、對周邊建筑影響小以及造成的污染小等優(yōu)點，適用于在建筑密集的市區(qū)進行施工［1-3］，在我國主要被用于復(fù)合地基的形成。因此，研究水泥攪拌樁復(fù)合地基的應(yīng)用十分必要。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者針對水泥攪拌樁復(fù)合地基展開了大量的研究。Shi J Y等［4］將現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果相結(jié)合，采用Mindin的應(yīng)力解方式，綜合分析了水泥攪拌樁身和周邊土的應(yīng)變特征，發(fā)現(xiàn)運用有限元方法在各種工況下的結(jié)果均大于現(xiàn)場的監(jiān)測值。Zeng Y J等［5］對水泥攪拌樁的有效樁長影響因素展開了研究，通過改變水泥樁的泊松比、長度以及剛度，來觀察樁的沉降值的改變，結(jié)果表明水泥攪拌樁的有效樁長受泊松比的影響較小，其余影響因素影響較大。周國均等［6］針對水泥攪拌樁的力學(xué)性能進行了研究，首次提出了改變水泥的摻入比提升樁的強度，通過多組實驗進行對比分析，結(jié)果表明在施工初期，水泥的養(yǎng)護周期越長，樁的抗壓強度也越大；當水泥的養(yǎng)護周期達90 d后，水泥的抗壓強度增長幅度會逐漸減小并呈負增長的趨勢，因此需要在此期間確定一個最佳的摻入比以保證水泥的強度達到最大。鄭剛等［7］對水泥攪拌樁復(fù)合地基的承載性能方面展開了深入的研究，通過對比現(xiàn)場實驗和室內(nèi)模型試驗，發(fā)現(xiàn)水泥攪拌樁的承載性能受樁長的影響較小，樁的長度主要發(fā)揮控制其變形的作用。Ni P等［8］構(gòu)建了一種可以捕捉地基破壞的數(shù)值模型，并針對水泥會應(yīng)變軟化的特性，對不同地質(zhì)條件下復(fù)合地基的破壞形式進行了分析，結(jié)果表明地基的回填土種類不同，其破壞形式也不同，且土體的破壞在水泥樁的破壞之前發(fā)生。劉方等［9］通過ADINA軟件分析了不同類型的水泥攪拌樁對復(fù)合地基的加固效果，結(jié)果表明方形水泥攪拌樁對地基承載力以及沉降的加固效果要優(yōu)于圓形樁。

上述學(xué)者的研究主要集中于水泥攪拌樁復(fù)合地基的施工機理，但與施工實際情況仍有一定的差距，因此本文以南寧市某市政項目道路工程不良地質(zhì)軟基處理為例，通過ABAQUS軟件進行了水泥攪拌樁復(fù)合地基路段全過程的沉降模擬，分析了在豎向荷載作用下不同影響因素對復(fù)合地基沉降的影響。

1"有限元模型的建立

1.1"工程概況

該工程位于南寧市青秀區(qū)仙葫片區(qū)，路線全長約2.1 km，道路沿線地形屬丘陵地貌。根據(jù)現(xiàn)場勘察報告及室內(nèi)試驗，研究區(qū)的地層巖性主要由粉土、軟塑粉質(zhì)黏土、流塑粉質(zhì)黏土以及流塑淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土組成。該區(qū)域的地下水位較高，導(dǎo)致軟土飽和度高，具有可塑性強和強度低等特點。在基坑工程開挖時，地層容易受到開挖擾動的影響，穩(wěn)定性較差，土體會產(chǎn)生大量流變以及垮塌現(xiàn)象，嚴重影響基坑的安全穩(wěn)定性。

1.2"模型的建立

本文通過ABAQUS軟件進行模型構(gòu)建，其建模過程如圖1所示。

本軟土地基模型數(shù)值分析的彈性模型選用線彈性模型，塑性模型選用Mohr-Coulomb模型。路堤填土及地基土的力學(xué)參數(shù)及力學(xué)指標根據(jù)現(xiàn)場調(diào)查報告以及室內(nèi)試驗進行確定。如表1所示為巖土體力學(xué)參數(shù)及力學(xué)指標。

模型的地基寬度取80 m，深度取20 m，路基斷面寬度為40 m，坡度比為1∶1.5，路堤高度為4 m，每層高1 m。在軟土層打入水泥攪拌樁，樁的彈性模量取125 MPa，泊松比為0.3，樁長8 m，樁徑0.5 m，每根樁的間距取1.5 m。模型如圖2所示。

為更真實地模擬路堤及路面的施工過程，在各個層面的施工都建立了兩個固結(jié)分析步，在施工完成后，繼續(xù)建立軟土地基固結(jié)15年的分析步。

2"水泥攪拌樁復(fù)合地基數(shù)值模擬分析

2.1"路基豎向位移分析

如圖3、圖4所示為水泥攪拌樁復(fù)合地基從施工階段至運營15年的沉降曲線。

由圖3～4可知：

（1）路基的整體沉降隨著時間逐漸增大，且施工階段的沉降遠大于運營階段的沉降，說明路基在軟土地區(qū)的沉降主要集中于施工階段。路基的沉降增長幅度隨著距離的增加而逐漸減小，表明水泥攪拌樁發(fā)揮了較好的平緩沉降作用。

（2）在施工階段，地基的沉降值為25.4 cm，約占總體的50%，而地基在施工預(yù)壓期所產(chǎn)生的沉降為12.74 cm，小于其在施工階段填筑期的18.23 cm，表明地基在施工階段發(fā)生沉降的主要原因是路基在填筑期所增加的自重荷載。因此，為了盡量減小路基在施工階段結(jié)束后所產(chǎn)生的沉降，需要制定較為合理的預(yù)壓方案，以避免道路路面在服役期間所產(chǎn)生的縱向不均勻沉降。在運營階段，地基在施工階段結(jié)束2年內(nèi)所產(chǎn)生的沉降占全運營時期（15年）的64.2%，說明地基土的固結(jié)沉降主要集中于施工結(jié)束后的前2年。

（3）地基與路基在填筑期所產(chǎn)生的差異沉降分別為12.75 cm、1.87 cm，在預(yù)壓期產(chǎn)生的差異沉降分別為17.89 cm、2.76 cm，表明地基與路基在施工階段所產(chǎn)生的差異沉降主要在預(yù)壓期。在施工結(jié)束后，二者的差異沉降呈小幅度增長的趨勢，在運營期第2年的差異沉降分別為18.14 cm、2.99 cm，隨后增長幅度趨近于0，表明地基的超載預(yù)壓可以較好地降低路基在運營期間所產(chǎn)生的差異沉降。

2.2"路基水平位移分析

如圖5所示為路基坡腳下不同深度的水平位移與時間關(guān)系曲線。

由圖5可知，路基的水平位移主要發(fā)生在填筑時期，占總位移約74%，而在運營期其水平位移增長較小。在施工結(jié)束1年后，地基水平位移在距離地表深度4.3 m處出現(xiàn)極值14.25 cm，距離地表12～19 m處地基的水平位移向內(nèi)側(cè)發(fā)生了較小的回彈現(xiàn)象。這是因為地基頂部荷載增加，加速了地基深處土體的固結(jié)速度，導(dǎo)致孔隙水壓逐漸降低，進而使土體在水平方向的受力發(fā)生變化，土體向內(nèi)側(cè)回彈。此外，路基邊坡處在運營至15年時所產(chǎn)生的最大水平位移為2.15 cm，與坡腳處地基的最大水平位移14.28 cm相差較大，表明路基邊坡的穩(wěn)定性遠大于坡腳處的地基。

2.3"樁身軸力分析

如圖6所示為水泥攪拌樁在不同豎向荷載下軸力與樁身深度關(guān)系曲線圖。

由圖6可知，水泥攪拌樁的軸力隨著深度的增加而逐漸減小，這是因為隨著深度增加，樁身與土體的接觸面積也隨之增加，二者的摩擦力增加，導(dǎo)致樁身的軸力降低，而上部產(chǎn)生的軸力大于下部的，使軸力曲線呈非線性變化。當豎向荷載在較小的46～92 kPa時，曲線變化幅度較陡，這是因為樁身在荷載較小的情況下所受的摩阻力較小，應(yīng)力在樁體內(nèi)部隨著深度的衰減速度較快；當豎向荷載＞138 kPa時，隨著荷載逐漸增大，曲線的變化幅度逐漸變緩，說明樁身所受的軸力逐漸傳遞到底部，與小荷載階段相比，樁身承受的荷載比例更大。這是因為在加載階段初期，樁頂受到荷載作用，發(fā)生了沉降，樁側(cè)的摩阻力開始增大，承擔(dān)了大部分的荷載，而隨著荷載的增大，水泥攪拌樁的沉降也隨之增加，樁側(cè)此時所受到的摩阻力已與施加的荷載相差較大，無法承受持續(xù)增長的荷載，從而使樁身承受更多的荷載，因此樁體的軸力所占比例增大。

2.4"樁身側(cè)阻力分析

如圖7所示為水泥攪拌樁在不同豎向荷載下，樁身深度與側(cè)阻力的關(guān)系曲線。

由圖7可知，豎向荷載對樁身的側(cè)阻力的影響很大，在豎向荷載加載到368 kPa之前，樁身的側(cè)阻力隨著荷載的增加而增加，在46～92 kPa荷載較小的階段，側(cè)阻力主要集中于樁身的上部，隨著荷載增加，應(yīng)力在樁身內(nèi)部隨著深度的衰減速率逐漸減小，使樁身下部的側(cè)阻力逐漸增大，因此上下兩部分的側(cè)阻力不在同一時間發(fā)揮作用，樁身上部的側(cè)阻力較下部先發(fā)揮作用。當豎向荷載加載到368 kPa時，樁身上部的側(cè)阻力已達到最大值，而下部側(cè)阻力還未完全發(fā)揮作用，曲線上下部分的差異較大，由此可知持續(xù)增加荷載可以促進樁身下部側(cè)阻力更好地承擔(dān)上部傳遞的荷載。

3"復(fù)合地基影響因素分析

3.1"樁長

本節(jié)通過ABAQUS軟件選取樁長分別為6 m、8 m、10 m的水泥攪拌樁，分析樁長對復(fù)合地基的影響規(guī)律。

3.1.1"樁頂沉降分析

如圖8所示為不同樁長水泥攪拌樁在豎向荷載為368 kPa下的樁頂沉降曲線。

由圖8可知，樁長從6 m增長到10 m，樁頂?shù)某两抵饾u減小，在相同豎向荷載（368 kPa）的情況下樁長增長1.5倍，沉降量減少了約50%，這是因為樁身的長度增加，樁身與土體的接觸面積增加，樁側(cè)阻力也隨之增加，進而增強了水泥攪拌樁的承載能力。當樁長從8 m增長到10 m時，其沉降量的減少并不明顯，分析其原因為當樁長增長到一定程度時，其樁身所接觸的土層質(zhì)量發(fā)生變化，深層土體的質(zhì)量較高，其樁側(cè)和端部的阻力能較好地承受荷載，導(dǎo)致提升效果不明顯。因此，在優(yōu)化樁長時要選擇合適的長度，避免材料浪費，以降低施工成本。

3.1.2"樁身軸力分析

如圖9所示為不同樁長的水泥攪拌樁在豎向荷載為368 kPa下的樁身軸力分布曲線。

由圖9可知，當樁長為6 m時，樁身的軸力與深度呈近似線性關(guān)系，而當樁長從6 m增長到8 m時，不僅樁身的軸力變大，其與深度的關(guān)系轉(zhuǎn)為非線性，在上部的軸力變化速率明顯小于下部的變化速率，曲線在深部發(fā)生較明顯的突變。這因為在較大的豎向荷載（368 kPa）下，樁體下部的側(cè)阻力發(fā)揮作用速度較快，隨著長度增加，下部側(cè)阻力發(fā)揮效果更明顯。

在相同豎向荷載作用下，樁長從6 m增至10 m時，樁身的軸力由較小的320 kPa增長到了362 kPa，這是因為隨著樁長的增加，樁身的承載能力大幅度提升，樁體會承擔(dān)上部路基的大部分壓力，使樁身軸力增加。樁身的軸力越大，水泥攪拌樁復(fù)合地基的承載能力也越強。

3.2"樁徑

本節(jié)通過ABAQUS軟件選取樁徑分別為0.4 m、0.5 m、0.6 m以及0.7 m的水泥攪拌樁，分析樁徑對復(fù)合地基的影響規(guī)律。

3.2.1"樁頂沉降分析

如圖10所示為不同樁徑水泥攪拌樁在豎向荷載為368 kPa下的樁頂沉降曲線。

由圖10可知，在相同豎向荷載下，隨著樁徑增加，水泥攪拌樁的承載能力隨之提升，地基的沉降不斷減小，且沉降增長幅度逐漸趨向于水平。當樁徑由0.4 m增長到0.7 m時，復(fù)合地基的沉降由17.39 mm降低至6.24 mm，降低了64.1%。分析其原因為當樁徑增加時，樁頂部所承受的荷載減小，減少了樁身的集中應(yīng)力，而隨著集中應(yīng)力減小，樁身周圍的土體所受到的附加應(yīng)力增加，且增加樁長會使樁端部的應(yīng)力變大，提高了樁身的承載能力，進而有效地降低了地基的整體沉降。

3.2.2"樁身軸力分析

如圖11所示為不同樁徑的水泥攪拌樁在豎向荷載為368 kPa下的樁身軸力分布曲線。

由圖11可知，水泥攪拌樁的直徑對樁身軸力的分布也會產(chǎn)生較大的影響。隨著樁直徑的增加，樁身的軸力會隨之減小，這是因為樁身受到尺寸效應(yīng)的影響，在相同荷載（368 kPa）的情況下增加樁的直徑，樁的截面面積增加，而樁身軸力就會隨之減小。樁身軸力受樁徑增大的影響較小，而受樁徑減小的影響較大，且樁徑越小，樁身的軸力增長幅度越大。

4"結(jié)語

本文以南寧市某市政項目道路工程不良地質(zhì)軟基處理為例，通過ABAQUS軟件，研究了水泥攪拌樁復(fù)合地基在全周期的沉降變化規(guī)律及水泥攪拌樁在不同荷載下的應(yīng)力變化，并分析了不同樁長以及樁徑對水泥攪拌樁復(fù)合地基承載能力的影響。

本文得到如下主要結(jié)論：

（1）路基在軟土地區(qū)的沉降主要集中于施工階段，地基土的固結(jié)沉降主要集中于施工結(jié)束后的前2年。

（2）水泥攪拌樁的軸力隨著深度的增加而逐漸減小，側(cè)阻力隨著荷載的增大而增大。

（3）水泥攪拌樁上下兩部分的側(cè)阻力在不同時間發(fā)揮作用，樁體上部的側(cè)阻力較下部先發(fā)揮作用。

（4）選擇合適樁長和樁徑能夠有效地降低水泥攪拌樁復(fù)合地基的沉降。

參考文獻：

［1］Huang M， Xu Y， Huang G， et al. Mechanisms and identification methods of sinking of mixing piles during process of soft soil foundation treatment［J］. Journal of Hohai University（Natural Sciences）， 2016，44（4）：325-329.

［2］Ding J J， Cao Y， Wang W， et al. Experimental Study of Dynamic Characteristics on Composite Foundation with CFG Long Pile and Rammed Cement-Soil Short Pile［J］. Open Journal of Civil Engineering， 2014，4（1）：1-12.

［3］馬克生， 梁仁旺， 白曉紅. 水泥攪拌樁復(fù)合地基承載力的試驗確定［J］. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報， 2004（15）：2 652-2 654.

［4］Shi J Y， Zou J. Study on calculative theory of settlement of composite ground reinforced by deep-mixing pile group［J］. Rock and Soil Mechanics， 2002， 23（3）： 309-315， 320.

［5］Zeng Y J， Zhang W M. Determination of effective length of cement-mixing pile with the control method of settlement of top pile［J］. Industrial construction， 2003， 33（1）： 32-35， 38.

［6］周國鈞， 胡同安， 沙炳春，等. 深層攪拌法加固軟粘土技術(shù)［J］. 巖土工程學(xué)報，1981（4）：54-65.

［7］鄭"剛， 姜忻良. 水泥攪拌樁復(fù)合地基承載力研究［J］. 巖土力學(xué)， 1999（3）：46-50.

［8］Ni P， Yi Y， Liu S. Bearing capacity of composite ground with soil-cement columns under earth fills： Physical and numerical moeling［J］. Soils and Foundations， 2019（6）：2 206-2 219.

［9］劉"方， 劉"杰， 何"杰， 等. 有無側(cè)向約束夯實水泥土樁復(fù)合地基數(shù)值模擬［J］. 湖南工業(yè)大學(xué)學(xué)報， 2011，25（2）：35-38.20240308