曹 洋，鄭林達(dá)

(1.浙江浙能天然氣管網(wǎng)有限公司， 浙江 杭州 310051；2.浙江省能源集團(tuán)有限公司， 浙江 杭州 310013)

伴隨著山區(qū)鐵路建設(shè)如火如荼地進(jìn)行，產(chǎn)生了大量的軟弱地基上的填方工程。由于軟土抗剪強(qiáng)度低、壓縮性高、滲透性差等工程特性，在其上方填筑路堤時，不得不考慮路堤的工后沉降及路堤的穩(wěn)定性問題[1-2]。目前，處理軟弱地基的主要方式是從中加入豎向加固體，與土體形成復(fù)合地基共同承擔(dān)路堤荷載。而水泥土攪拌樁復(fù)合地基作為軟基處理的一種有效形式，已在鐵路、公路軟弱地基加固中廣泛使用[3-5]。但是，到目前為止，設(shè)計人員對路堤荷載下水泥土攪拌樁復(fù)合地基的失穩(wěn)破壞機(jī)理普遍認(rèn)識不深，現(xiàn)行規(guī)范對其也沒有較全面的把握，對路堤穩(wěn)定性及樁體失穩(wěn)破壞模式的研究仍嚴(yán)重滯后于工程實踐[6-8]。對此，國內(nèi)外學(xué)者通過模型試驗[9-12]、數(shù)值分析[13-14]、現(xiàn)場試驗[15-16]等手段對其做了大量研究。

Miyake等[9]通過離心機(jī)模型試驗，得出了路堤荷載下水泥土攪拌樁樁體可能發(fā)生諸如彎曲破壞、整體滑動破壞、整體傾倒破壞和受壓破壞多種破壞模式。Kitazume等[10-11]指出，水泥土攪拌樁樁體的強(qiáng)度以及外部荷載大小直接影響路堤的失穩(wěn)破壞模式，當(dāng)樁體強(qiáng)度較高時，樁體較易發(fā)生整體傾倒破壞，當(dāng)樁體強(qiáng)度較低時，樁體更可能發(fā)生彎曲破壞。聶文峰等[12]采用數(shù)值分析方法，發(fā)現(xiàn)路堤荷載下水泥土攪拌樁所受剪力值遠(yuǎn)小于其自身強(qiáng)度，樁體的剪切破壞較不容易發(fā)生，采用傳統(tǒng)的極限平衡法將高估路堤穩(wěn)定性。張振等[13]通過水泥土攪拌樁樁承路堤縮尺模型試驗，發(fā)現(xiàn)樁體的破壞模式與樁所在位置有較大關(guān)系，路面下的攪拌樁主要發(fā)生壓剪破壞，而坡面下方的樁體更傾向于彎曲破壞模式。綜上所述，目前對水泥土攪拌樁復(fù)合地基研究主要集中在樁體破壞模式及失穩(wěn)機(jī)理的研究上，對單樁條件下水泥土攪拌樁的工作機(jī)理及其穩(wěn)定性貢獻(xiàn)尚缺乏較更深入的研究。

為此，本文以某高速路釘型水泥土攪拌樁復(fù)合地基支承的路堤為研究對象，采用ABAQUS數(shù)值分析軟件建立了基于群樁及單樁條件下的三維路堤數(shù)值分析模型，探討了路堤荷載下不同位置的釘型水泥土攪拌樁的工作機(jī)理，以期弄清各樁的穩(wěn)定性貢獻(xiàn)值大小以及找出復(fù)合地基的關(guān)鍵位置樁。

1 數(shù)值分析模型及參數(shù)

1.1 幾何模型及邊界條件

根據(jù)某高速路釘型水泥土攪拌樁試驗段，借助ABAQUS軟件建立了路堤的有限元模型，因路堤對稱，為簡化模型，僅取路堤右半部進(jìn)行分析，路堤的計算剖面圖如圖1所示。其中釘型水泥土攪拌樁擴(kuò)大頭樁徑為1 m，長為4 m，下部樁樁徑0.5 m，長為12.5 m，總樁長為16.5 m，樁間距為1.85 m，該斷面上總共布置14根攪拌樁。設(shè)計路面寬度為35 m，邊坡比為1∶1.5，路堤填筑高度為4 m，通過生死單元來模擬其堆載過程。采用接觸單元來模擬攪拌樁與土體之間的相互作用，且遵循庫侖定律，其中釘型水泥土攪拌樁與淤泥質(zhì)黏土的摩擦系數(shù)按當(dāng)?shù)亟?jīng)驗取為0.2。

圖1釘型水泥土攪拌樁路堤加固剖面圖(單位：m)

1.2 計算模型及參數(shù)

地基土、填土采用摩爾-庫侖彈塑性模型，典型的土層剖面如圖2所示。同時為反映釘型水泥土攪拌樁的屈服破壞，亦采用摩爾庫侖屈服準(zhǔn)則。釘型樁、填土以及地基土的材料參數(shù)可根據(jù)該高速公路試驗段的勘察報告或當(dāng)?shù)亟?jīng)驗確定，相應(yīng)的計算參數(shù)如表1所示。

圖2土層剖面圖

圖3即為對應(yīng)的有限元計算模型，同時，為進(jìn)一步分析單樁條件下釘型水泥土攪拌樁的工作機(jī)理及穩(wěn)定性貢獻(xiàn)。在本文群樁路堤模型的基礎(chǔ)上，取其中的單根攪拌樁建立了14個單樁路堤模型，其具體計算參數(shù)，模型邊界條件，接觸模型等均與群樁條件下相同，其中部分有限元計算模型如圖3所示。

表1 模型計算參數(shù)

圖3有限元計算模型

2 計算結(jié)果分析

2.1 群樁條件下樁身軸力分析

圖4為路堤荷載下典型樁樁身軸力曲線圖，其中2#、6#、10#樁位于路面正下位置，12#樁位于路堤邊坡位置。由圖4可知，路面下的2#、6#、10#樁樁身軸力分布規(guī)律相似，軸力值相差不大，其中位于路堤正中位置的2#樁軸力值最大，6#樁次之，較靠近路堤坡肩的10#樁軸力值最小。而路堤邊坡位置的12#樁，樁身軸力值明顯小于路面下的2#、6#、10#樁，軸力值約為2#樁二分之一。表明釘型水泥土攪拌樁復(fù)合地基，其路堤的大部分豎向荷載主要由路面范圍內(nèi)的樁體承擔(dān)。

同時，由曲線可知，4根釘型水泥土攪拌樁在擴(kuò)大頭與下部樁交界位置即樁身4 m處軸力值產(chǎn)生突變，為更好地揭示釘型水泥土攪拌樁樁土作用規(guī)律，特繪制出2#、12#樁的樁身軸力增量圖如圖5所示。由圖5可知，2#、12#樁樁身軸力變化規(guī)律基本相似，在兩樁的擴(kuò)大頭部分，均產(chǎn)生正的軸力增量，表明此時樁間土的沉降量大于樁的沉降量，產(chǎn)生向下的摩阻力，樁身軸力值增大；而在樁體擴(kuò)大頭與下部樁交界處，軸力值急劇變化，主要原因為擴(kuò)大頭下部的樁周土對樁體的支撐作用，使該處樁身軸力值迅速減小。另外，由于該處土體的支承作用，引起下部樁的土體相對樁體下沉，從而對樁產(chǎn)生向下的摩阻力，致使樁身軸力值增大，但變化幅度較小。最后，兩樁在樁身13 m位置時，此時樁體壓縮量大于樁周土，產(chǎn)生向上的摩阻力，樁身軸力值緩緩減小。可見，由于釘型水泥土攪拌樁的擴(kuò)大頭結(jié)構(gòu)，使二者交界處樁身軸力急劇變化，有效地減小了下部樁的樁身軸力值。一定程度上減少了下臥層土體的壓縮沉降，同時也降低了下部樁壓壞的可能性。

圖4 典型樁樁身軸力曲線

圖5典型樁樁身軸力增量曲線

2.2 群樁條件下樁身彎矩剪力分析

圖6為路堤堆載結(jié)束后典型樁對應(yīng)的剪力曲線圖。由圖6可知，位于坡肩附近10#、12#樁的剪力值最大，在樁頂產(chǎn)生最大剪力值9 kN，坡腳處的14#樁身剪力值相比略有降低，總體上，樁身剪力值隨樁號增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。另外，在樁身擴(kuò)大頭范圍內(nèi)，樁身剪力值均較大，而在擴(kuò)大頭與下部樁的交界位置，樁身剪力值急劇減小，下部樁的樁身剪力值基本為零。表明釘型水泥土攪拌樁復(fù)合地基，坡肩及外側(cè)的樁體承擔(dān)了較大的水平荷載，樁身擴(kuò)大頭部分通過發(fā)揮較大的抗剪作用來增加路堤的穩(wěn)定性。

圖6典型樁樁身剪力

圖7為路堤堆載結(jié)束后各樁的樁身彎矩曲線圖。由圖7可知，最大彎矩值出現(xiàn)在坡肩附近的10#樁，其在樁頂位置產(chǎn)生最大彎矩值16 kN·m，該樁附近的8#、12#樁彎矩值也較大，坡腳位置的14#樁樁身彎矩較12#樁明顯降低。而位于路堤內(nèi)部的2#、4#、6#樁身彎矩值總體上較低，除在樁身擴(kuò)大頭與下部樁交界處產(chǎn)生較大的彎矩值外，樁身基本不受彎。可見，路堤荷載下釘型水泥土攪拌樁隨著樁號增加，樁身彎矩值亦呈先增大后減小的趨勢，同時在坡肩范圍內(nèi)樁身彎矩達(dá)到最大值。另外，從曲線的整體分布規(guī)律來看，釘型水泥土攪拌樁主要在擴(kuò)大頭部分承擔(dān)較大的彎矩，下部樁的樁身基本不受彎。表明坡肩處的釘型攪拌樁擴(kuò)大頭部分通過發(fā)揮較大的抗彎作用來起到較好的阻滑效果，另外樁身承擔(dān)彎矩較大，可能最先達(dá)到攪拌樁的抗彎強(qiáng)度而發(fā)生彎曲破壞。

圖7典型樁樁身彎矩

2.3 單樁工作機(jī)理分析

為進(jìn)一步弄清不同位置的釘型攪拌樁的工作機(jī)理，準(zhǔn)確評價單樁的加固效果，圖8給出了路堤無樁條件下、典型樁加固下的路堤等效塑性應(yīng)變等值云圖。

圖8路堤等效塑性應(yīng)變等值云圖

由圖8(a)可知，在天然路堤條件下，路堤沿路面中心位置及較深的軟土層中形成一貫通的滑裂面，并在路堤的坡腳出露。并且軟土層中較大范圍土體進(jìn)入塑性屈服狀態(tài)。圖8(b)、圖8(c)、圖8(d)為樁體分別在4#、8#、11#位置時對路堤進(jìn)行加固后的路堤等效塑性應(yīng)變等值云圖。從圖8(b)可知，地基經(jīng)4#樁加固后，其潛在的滑裂面規(guī)模明顯減小，原天然地基條件下潛在滑裂面交于路堤中心，經(jīng)其加固后，滑裂面往路堤外側(cè)發(fā)展，且下覆土體塑性區(qū)域明顯縮小。圖8(c)為8#樁加固后路堤等效塑性應(yīng)變等值云圖，由圖可知，由于8#樁的存在，使其加固處土體的塑性區(qū)域向四周分散，不似圖8(a)在天然地基條件下出現(xiàn)塑性區(qū)集中，同時也有效地阻斷了滑裂面的形成，使其向更深處的土層發(fā)展。當(dāng)釘型攪拌樁位于11#樁位置，其與8#樁類似，亦使加固處集中的土體塑性區(qū)向四周分散，所不同的是，其樁前與樁后仍有較大范圍的土體塑性區(qū)，加固效果略弱于8#樁。

圖9分別為路堤經(jīng)4#、8#、11#樁加固后的樁土位移矢量圖。由圖9可知，當(dāng)樁體位于4#位置時，其對樁后土體起到了一定的阻擋作用，土體水平位移減小，但對樁前的土體作用效果并不好，土體產(chǎn)生較大的滑移并從路堤的坡腳隆起。當(dāng)樁在8#位置時，此時由于樁對土體的阻擋作用，顯著減小了樁后及樁前土體的水平位移，并使土體的滑移方向向更深的土層發(fā)展，起到了較好的阻滑效果。而當(dāng)樁體在11#位置時，由于樁體的加固位置過于靠后，此時樁后土體已產(chǎn)生較大的滑移，樁體雖對滑動土體起到抗滑作用，但效果甚微，路堤仍產(chǎn)生明顯的滑移趨勢。

2.4 路堤關(guān)鍵位置樁

由上文可知，樁體的加固位置影響著路堤塑性區(qū)發(fā)展模式、改變地基土體的滑移規(guī)律進(jìn)而提高路堤的穩(wěn)定性。對此，根據(jù)有限元強(qiáng)度折減法，求得了樁位于不同位置加固下的路堤安全系數(shù)值如圖10所示。由圖10可知，單樁條件下，樁體位于7#、8#、9#位置時，對路堤的安全性提升最為明顯，加固效果最為顯著。其余樁對路堤穩(wěn)定貢獻(xiàn)值差別不大，其安全系數(shù)值在1.45左右波動?？梢?#、8#、9#位置樁為路堤的關(guān)鍵位置樁，在工程中可通過對該位置樁體的加強(qiáng)，提高釘型水泥土攪拌樁復(fù)合地基的整體抗滑效果，進(jìn)而提高路堤穩(wěn)定性。

3 結(jié) 論

(1) 路面范圍內(nèi)的釘型攪拌樁承擔(dān)主要的路堤豎向荷載，由于釘型樁的擴(kuò)大頭結(jié)構(gòu)，使樁土間的相互作用變得較為復(fù)雜，擴(kuò)大頭下部的樁周土能提供一個較大的支持力顯著減小下部樁身軸力，從而一定程度降低下臥持力層的沉降量。

(2) 路堤荷載下，樁身剪力值和彎矩值隨樁號增加大體上呈先增大后減小的趨勢，其中以坡肩范圍內(nèi)的攪拌樁樁身剪力值和彎矩值最大，且其主要是通過樁身擴(kuò)大頭部分發(fā)揮抗剪、抗彎作用來起到抗滑效果。

圖9 單樁加固后樁土位移矢量圖

圖10單樁加固后路堤安全系數(shù)值

(3) 路堤荷載下，樁體是通過減少樁前及樁后的土體位移，改變路堤的等效塑性區(qū)分布，一定程度上阻斷了潛在滑裂面的形成及貫通，進(jìn)而提高路堤穩(wěn)定性。