康三月，邱貞波，杲加俊，李恒恒，徐 輝

(1.浙江省隧道工程有限公司，浙江 杭州 310013；2.浙江理工大學(xué)建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310018)

1 概述

復(fù)合地基作為一種有效的地基處理技術(shù)，能充分發(fā)揮天然地基土的承載性能、有效協(xié)調(diào)地基的沉降變形，在國內(nèi)外工程實踐中被廣泛應(yīng)用。碎石樁因具有經(jīng)濟、環(huán)保等優(yōu)勢而常被用作復(fù)合地基的豎向增強體。然而，在不排水抗剪強度較低的軟土地基中，由于周圍土體的側(cè)向約束不足，碎石樁常發(fā)生鼓脹破壞[1]。為解決該問題，Van Impe[2]提出了筋箍樁的概念，即采用土工合成材料對樁體進行圍箍，限制樁體的側(cè)向鼓脹，從而可有效提高樁體承載能力。

目前，筋箍樁復(fù)合地基技術(shù)一直是國內(nèi)外學(xué)者研究的熱門課題。Kwa等[3]通過模型試驗研究了筋箍樁加固軟黏土的性能，發(fā)現(xiàn)筋箍樁的極限承載力是普通碎石樁的1.6倍；Gu等[4]通過室內(nèi)模型試驗發(fā)現(xiàn)筋箍樁的最優(yōu)筋箍深度為樁體直徑的3～4倍；Yoo & Lee[5]通過試驗研究了筋箍樁改善軟土承載力及降低沉降的性能，發(fā)現(xiàn)筋箍段所提供的額外約束可大幅減少軟基沉降，Kadhim等[6]得出了類似的結(jié)論；楊有海[7]以研究加筋土強度為基礎(chǔ)，基于Brauns法建立了筋箍樁承載力計算模型，根據(jù)極限平衡理論，推導(dǎo)出單樁極限承載力計算公式，對筋箍樁復(fù)合地基的理論研究起到推動作用；陳昌富等人[8]依據(jù)Mohr-Coulomb屈服準則，將圓孔擴張理論引入到筋箍樁復(fù)合地基的承載力計算中，并且同時考慮土體自重，分析了塑性區(qū)半徑隨深度的變化規(guī)律，得到了筋箍樁復(fù)合地基承載力計算公式；Gao等[9]通過PLAXIS 2D軟件研究了筋箍樁在某路基工程中的應(yīng)用，發(fā)現(xiàn)在樁頂以下3倍左右的深度范圍內(nèi)對樁體進行筋箍，可有效減少路基沉降。綜上所述，國內(nèi)外針對筋箍樁復(fù)合地基技術(shù)開展了較多理論和試驗方面的研究，但關(guān)于該技術(shù)在豎向荷載大且分布不均勻的大面積堆填工程中的應(yīng)用研究尚處于空白。

有鑒于此，本文以浙江某渣土堆填場地為工程背景，對筋箍樁復(fù)合地基技術(shù)在該場地地基加固中的可行性進行了分析，以期為工程實踐提供參照。主要開展了以下工作：①結(jié)合前人提出的單樁極限承載力以及復(fù)合地基及點承載力解析解，計算了設(shè)計方案中的地基極限承載力；②采用PLAXIS 2D軟件計算了設(shè)計方案中的地基沉降；③對設(shè)計方案中的施工間歇期進行了優(yōu)化。

2 工程概況

圖1 工程地質(zhì)剖面圖

待填渣土主要來源于工程棄土、削坡土石方，其中工程棄土占比最大，約占填土總量的65%～75 %，以黏性土為主。堆填方案如圖2所示，一期工程堆填總高度為10m，分5個階段施工，每階段需要完成2m高度的堆填量，堆填坡度為1∶3?？偣て?個月，各階段施工期為10d，每層堆填完成后停工10d待沉降穩(wěn)定后進行下一階段施工。

圖2 渣土堆填示意圖

該地區(qū)軟土地基天然極限承載力極低，為60～70kPa，無法直接進行堆填，為確保一期堆填工程的順利實施，需對天然地基進行加固處理。設(shè)計方案中擬采用筋箍樁+水平墊層的處理方案對該場地進行加固，方案示意圖如圖3所示。其中，樁徑1.0m，樁間距2.5m，樁長10m，筋箍深度為3倍樁徑，樁體按照梅花形布樁，樁土置換率為0.15。樁頂鋪設(shè)0.8m厚度的水平墊層，墊層中埋設(shè)兩層土工格室，格室高度為0.1m。

圖3 地基加固方案示意圖

3 計算模型和參數(shù)取值

3.1 模型建立

采用有限元程序PLAXIS 2D分析渣土堆填施工過程中，復(fù)合地基的承載力及沉降是否能夠達到工程設(shè)計要求，并對施工過程進行優(yōu)化設(shè)計。有限元模型如圖4所示。土體、樁體、土工格柵及水平加筋體均采用15節(jié)點平面應(yīng)變單元進行模擬，本構(gòu)模型選用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型。堆坡中心高10m，底部水平墊層厚約0.8m，墊層兩側(cè)比堆坡底部寬2m，下部軟土厚10m，持力層厚10m，因此模型總高度為30m；堆坡頂寬20m，底部寬80m，邊坡坡度為1∶3，為了削弱模型邊界對模型工作性狀的影響，路堤兩側(cè)計算寬度各為22m，因此模型總寬度為124m。

圖4 有限元計算模型

在模擬土工格柵與碎石樁及周圍土體的接觸時，采用分離式方法進行處理[10]，接觸單元通過參考已有經(jīng)驗[11]選取合適的界面強度折減因子(Rinter)模擬兩側(cè)接觸面的摩擦效應(yīng)。建模中采用標準邊界約束條件，即模型四周固定水平方向位移，底部固定水平和豎向位移。排水邊界設(shè)定為模型左右兩側(cè)及底部排水選項關(guān)閉，地基表面水平方向和垂直方向為滲透邊界。

3.2 參數(shù)取值

表1 巖土體參數(shù)取值

(1)

式中，Kp—被動土壓力系數(shù)；εa—格室破壞時的軸向應(yīng)變；M—軸向應(yīng)變?yōu)棣臿時，格室的割線模量，kPa；D0—格室初始時的單孔直徑,m。

格室復(fù)合體的彈性模量可以通過以下公式進行計算：

(2)

(3)

4 結(jié)果及分析

4.1 承載力分析

根據(jù)趙明華等[14]推導(dǎo)出的單樁極限承載力公式(4)計算地基中心處樁體的極限承載力Ppf，再根據(jù)楊宇[15]提出的復(fù)合地基極限承載力計算公式(5)計算加固后的地基極限承載力Pcf。

(4)

式中，h0—樁體破壞長度,m；R—樁的半徑,m；φp—碎石內(nèi)摩擦角,(°)；γ—地基土的重度,kN/m3；z—計算深度,m；c—地基土黏聚力,kPa；Kp—被動土壓力系數(shù)，Kp=tan2( 45°+φs/2)，φs—地基土內(nèi)摩擦角,(°)。

Pcf=k1λ1mPpf+k2λ2(1-m)Psf

(5)

式中，Psf—有水平加筋時樁間土的承載力極限值；k1—修正系數(shù)，表征散體材料樁實際承載力極限值與單樁承載力極限值的差異性；k2—修正系數(shù)，表征樁間土實際承載力極限值與原地基承載力極限值的差異性；λ1、λ2—系數(shù)，分別表征散體材料樁和樁間土強度極限值的發(fā)揮程度；m—樁土面積置換率；Ppf—有水平加筋時散體材料樁的承載力極限值，kPa。

根據(jù)式(4)計算得到單樁極限承載力Ppf為994.60kPa，將計算得到的Ppf帶入式(5)計算得到加固后的復(fù)合地基承載力為385.36kPa，較未加固之前的天然地基極限承載力提高了5倍，能夠滿足一期堆填工程最大堆填荷載180kPa的要求。

4.2 沉降分析

渣土堆填過程中地基中心處孔隙水壓力變化趨勢如圖5所示，施工階段由于上部荷載的逐漸增加，地基土體中的孔隙水來不及排出，孔隙水壓力急劇上升；在施工間歇期，上部荷載不再增加，孔隙水逐漸排出，孔隙水壓力逐漸消散。

圖5 地基中心處孔隙水壓力隨堆填過程變化

渣土堆填過程中地基中心處沉降變化趨勢如圖6所示，從圖6中可看到，當渣土堆填完成時，即第5次堆填結(jié)束，地基中心處沉降為25.4cm；在工后階段，即第5次堆填完成后45d的固結(jié)過程中，地基中心處沉降增長到26.5cm，趨于穩(wěn)定。

渣土堆填完成50d后，地基表面沉降分布如圖7所示。從圖7中可以看到，在整個堆填區(qū)域，地基表面的沉降分布與上部填土厚度呈正相關(guān)，即中心處的沉降最大，達到28.4cm，邊緣處的沉降最小，為10.8cm，兩者沉降差為17.6cm。此外，從沉降分布曲線可以看出，樁土差異沉降為1.0～2.0cm。

圖7 堆填完成后地基表面沉降分布

目前，國內(nèi)外有很多在軟土地基進行堆山造景的工程案例[16- 17]，與本文渣土堆填工程相似。因此，渣土堆填過程中的地基沉降標準可參照堆山工程地基沉降控制經(jīng)驗[18]，即第1堆載階段沉降速率不大于5mm/d，第2及后續(xù)堆載階段沉降速率不大于l0mm/d，當沉降速率到達該指標時，應(yīng)停止施工或放緩施工速度，待地基土體沉降速率降低到限制范圍內(nèi)再繼續(xù)施工。本工程渣土堆填過程中，各施工階段的地基平均沉降速率見表2，由表2可見，各施工階段的平均沉降速率符合沉降控制要求。

表2 各堆填階段地基沉降平均速率 單位：mm/d

4.3 施工過程優(yōu)化

采用不同施工間歇期時地基中心處的孔隙水壓力隨時間變化如圖8所示。從圖8中可以看到，當施工間歇期為10d時，路基土體中孔隙水壓力峰值為9.80kPa；當施工間歇期減小5d時，孔隙水壓力峰值為9.95kPa，較未減小時增大了1.5%；當施工間歇期延長5d時，孔隙水壓力峰值為9.75kPa，較未延長時減小了0.5%?？梢钥吹?，施工間歇期的延長可以略微降低施工過程中土體內(nèi)部孔隙水壓力。

圖8 不同施工間歇期地基中心處孔隙水壓力變化

采用不同施工間歇期時地基中心處的沉降隨時間變化如圖9所示。從圖9中可以看到，第5次填筑完成時，施工間歇期減小5d和延長5d所對應(yīng)的沉降量分別為25.4、25.6cm，與未延長時相比分別減小了0.05%和增大了0.01%；在工后階段，施工間歇期減小5d和延長5d所對應(yīng)的沉降分別為0.677、0.653cm，與未延長時相比分別增大了2.3%和減小了1.3%。可以看出，施工間歇期的延長會促進土體在施工階段的固結(jié)，從而使得施工階段的沉降略有增加，工后階段的沉降略有減小。

圖9 不同施工間歇期地基中心處沉降變化

采用不同施工間歇期時地基表面不均勻沉降隨時間變化如圖10所示。從圖10中可以看到，當施工間歇期減小5d和延長5d后，地基中心與邊緣的差異沉降為17.63、17.51cm，可以看出施工間歇期的延長對路基差異沉降的影響不大，可忽略不計。

圖10 不同施工間歇期地基表面不均勻沉降變化

不同施工間歇期下各堆填階段地基平均沉降速率見表3。

從表3中可以看到，隨著施工間歇期的延長，每層渣土的平均沉降速率也有所增長，但差距并不明顯。因此，若將施工間歇期減少5d，在確保地基沉降符合要求的前提下還能縮短工期。

表3 不同施工間歇期下各堆填階段地基平均沉降速率 單位：mm/d

5 筋箍樁復(fù)合地基作用機理探討

5.1 復(fù)合地基中的樁體起到荷載傳遞的作用

樁體荷載傳遞及樁周土側(cè)向約束示意圖如圖11所示。對于普通碎石樁而言，當豎向荷載作用于樁頂時，一部分荷載F1通過樁體傳遞給周圍的土體，當樁周土體對樁體的側(cè)向約束力F2

圖11 樁體荷載傳遞及樁周土側(cè)向約束示意圖

5.2 復(fù)合壓縮模量法

該方法是計算復(fù)合地基沉降的有效方法之一，其計算公式[19]為：

(6)

Ecs=mEps+(1-m)Ess

(7)

式中，S—復(fù)合地基最終沉降；Ess—土體的壓縮模量；Eps—樁體的壓縮模量；Ecs—地基復(fù)合壓縮模量；m—面積置換率；n—土層計算層數(shù)；Hi—第i層土層厚度；Δpi—第i層土層的附加應(yīng)力。

由于碎石樁本身無黏聚力，在上部荷載作用下，其自身強度的發(fā)揮主要來自于兩部分，即樁身骨料之間的相互咬合以及樁周土體的側(cè)向約束。因此，當樁體被筋箍之后，其壓縮模量將會提高，地基復(fù)合壓縮模量隨之提高，從而地基沉降減小。

5.3 墊層中的土工格室對墊層的加固作用

主要體現(xiàn)在限制格室內(nèi)部填料的側(cè)向移動，從而墊層的整體剛度就得到了提高[20]。此外，土工格室提供的約束作用改善了基底壓力的分布，使得路基中心處的基底壓力大幅減小，路基邊緣處的基底壓力略有減小[21]，因此，路基中心處的沉降以及路基表面的不均勻沉降均降低。

6 結(jié)論

(1)基于現(xiàn)有復(fù)合地基極限承載力計算方法，計算得到采用筋箍樁復(fù)合地基技術(shù)加固后的地基極限承載力約為385kPa，較未加固之前提高了5倍，能夠滿足一期堆填工程最大荷載180kPa的要求。

(2)基于數(shù)值計算模型，分析得到渣土堆填完成后，地基中心處的沉降為26.5cm，地基表面差異沉降為17.6cm。第1層平均堆填速率為2.81mm/d，小于5mm/d，第2～5層平均堆填速率在5～6mm/d左右，小于10mm/d，均滿足大面積堆載工程對地基沉降速率的控制要求。

(3)通過對原有設(shè)計方案的優(yōu)化計算，發(fā)現(xiàn)施工間歇期減小5d后對沉降的影響不大。因此，在確保地基沉降符合設(shè)計要求的前提下可進一步縮短工期。