高速鐵路黃土地基水泥土柱錘沖擴樁工作性能研究

杲斐

1.中鐵二十一局集團有限公司，蘭州 730070；2.蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州 730060

高速鐵路對路基沉降要求十分嚴(yán)格，在濕陷性黃土區(qū)要特別重視控制路基沉降的地基加固工作。采用復(fù)合地基可以較好地發(fā)揮天然地基土體的承載潛能，具有較好的經(jīng)濟性和適用性［1］。在土質(zhì)較為軟弱的地區(qū)，復(fù)合地基已逐漸成為地基處理的主要形式［2］。Yoshikuni［3］通過研究碎石樁復(fù)合地基的力學(xué)特征，給出了散體樁復(fù)合地基固結(jié)的理論解。王長丹等［4-5］通過模型試驗，測試了樁網(wǎng)復(fù)合地基與樁筏復(fù)合地基在濕陷性黃土區(qū)的加固效果。陳世雷等［6］依托中川鐵路工程，探究了二灰摻和比對水泥土攪拌樁復(fù)合地基承載力的影響。王旭等［7］通過靜載試驗對黃土區(qū)水泥粉煤灰碎石（Cement Fly?ash Gravel，CFG）樁與振動沉管碎石樁復(fù)合地基的承載特性進行了評價。

柱錘沖擴樁是一種以較低成本減小地基變形，消除黃土濕陷性并提高承載力的地基處理方法，在黃土地基加固領(lǐng)域應(yīng)用較廣。毛偉等［8］依托大西鐵路工程，探究了錘重、落距、夯擊次數(shù)對樁身壓實度、樁間土擠密系數(shù)、樁間土濕陷性以及地基承載力的影響。屈耀輝等［9］依托鄭西鐵路工程，描述了浸水條件下柱錘沖擴樁復(fù)合地基的沉降變形特征。李玉強等［10］通過靜載試驗研究了柱錘沖擴樁復(fù)合地基的承載特性。

柱錘沖擴樁理論落后于實踐，國內(nèi)對其研究較少，大多通過靜載試驗對其承載特性進行評價，也缺乏對以水泥土為樁材的柱錘沖擴樁系統(tǒng)性的研究。本文依托蘭張三四線鐵路工程，通過現(xiàn)場試驗對水泥土柱錘沖擴樁的承載特性進行評價，分析樁土應(yīng)力并測得水平擠密范圍、最大擠密系數(shù)；采用有限元軟件建立與現(xiàn)場工況對應(yīng)的計算模型，分析單樁與復(fù)合地基的承載力特征值，并討論樁體的力學(xué)特征與復(fù)合地基的破壞特征。

1 現(xiàn)場試驗

1.1 場地工況與成樁設(shè)計

試驗場地位于新建鐵路蘭張三四線永登車站附近。試驗區(qū)地層主要為砂質(zhì)黃土，灰黃色，土質(zhì)較均勻，結(jié)構(gòu)較疏松，土的含水率從頂部到底部由稍濕過渡為飽和，夾黏性黃土和砂透鏡體；采用水泥土柱錘沖擴樁復(fù)合地基。

現(xiàn)場試驗的成樁過程采用與永登車站地基相同的施工工法，水泥土柱錘沖擴樁樁長為12.0 m，樁孔徑為0.4 m，分層夯填后可能會產(chǎn)生略微擴張。復(fù)合地基樁孔采用正方形布置，樁間距為1.2 m?？變?nèi)填料為P·O 42.5水泥、水和場地原狀土的混合料。通過擊實試驗確定土的最大干密度為1.89 g/cm3，最優(yōu)含水率為14.4%?；旌狭现兴嗯c土的質(zhì)量比為1∶17。由于水泥土中水泥的含量對混合料的最優(yōu)含水率影響較?。?1］，所以水的摻量應(yīng)滿足土的最優(yōu)含水率，應(yīng)根據(jù)施工當(dāng)天土的含水率進行調(diào)整。

成樁方式為沖擊成孔，分層填料并夯實。其中夯機錘質(zhì)量1.8 t，落距2.5 m；每填充1.5 m混合料夯錘10次，直至地表。成樁結(jié)束后需要養(yǎng)護28 d，方可進行靜載荷試驗。

1.2 試驗設(shè)計與相關(guān)設(shè)備埋設(shè)

單樁邊緣1.2 m范圍內(nèi)，每隔0.12 m用環(huán)刀取1份土樣。復(fù)合地基相鄰兩樁之間用環(huán)刀等間距取5份土樣，兩對角樁之間用環(huán)刀等間距取6份土樣。室內(nèi)進行環(huán)刀樣擠密系數(shù)試驗，評價水泥土柱錘沖擴樁水平向擠密效果與擠密范圍。靜載荷試驗的儀器與設(shè)備由反力系統(tǒng)、加載系統(tǒng)、沉降觀測系統(tǒng)和應(yīng)力觀測系統(tǒng)四部分組成。沉降采集設(shè)備為RSM?JC5（A）靜載荷測試儀。

單樁樁頂與復(fù)合地基加載區(qū)的四角布設(shè)千分表，復(fù)合地基樁頂和樁間土布設(shè)土壓力盒，如圖1所示。

圖1 應(yīng)力與沉降觀測設(shè)備布置（單位：cm）

試驗采用分級慢速維持荷載法，依據(jù)JGJ 79—2012《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》進行。單樁最大加載荷載為45 kN，復(fù)合地基最大加載荷載為260 kPa，加載分為9級，卸載分為5級。每級判穩(wěn)條件與停止加載條件依據(jù)JGJ 79—2012確定。

1.3 試驗結(jié)果與分析

1.3.1 水平擠密效果

單樁與復(fù)合地基各試驗點水平向擠密系數(shù)見圖2、圖3。

圖2 單樁樁周土擠密系數(shù)

圖3 復(fù)合地基樁間土擠密系數(shù)

由圖2可知：單樁樁周土擠密系數(shù)最大為0.962，擠密系數(shù)隨距樁邊緣距離增大非線性減小，最終收斂為原狀土的擠密系數(shù)（場地原狀土擠密系數(shù)為0.889）?？赏茢鄦螛稊D密范圍在0.5 m（1.25倍樁徑）左右。

由圖3可知：復(fù)合地基相鄰兩樁之間的樁間土擠密系數(shù)最大為0.976，最小為0.953；兩對角樁之間的樁間土擠密系數(shù)最大為0.959，最小為0.909。正方形布樁的復(fù)合地基相鄰兩樁之間距離較短，成樁時樁間土受到反復(fù)擠壓，擠密效果顯著提升；兩對角樁之間距離較長，遠大于兩倍的單樁擠密范圍，最大、最小擠密系數(shù)與單樁相似。

綜上所述，水泥土柱錘沖擴樁能夠有效地提升樁周土的擠密系數(shù)；復(fù)合地基的樁間距減去樁直徑的距離應(yīng)控制在1.0 m（2.50倍樁徑）的范圍內(nèi)，以便樁間土能達到較好的擠密效果。

1.3.2 承載力特性

單樁與復(fù)合地基荷載-沉降曲線見圖4。因加載能力有限，單樁與復(fù)合地基靜載荷試驗均未加載到JGJ 79—2012描述的破壞狀態(tài)。由圖4可知：單樁豎向抗壓極限承載力不小于441 kN，復(fù)合地基極限承載力不低于260 kPa。

圖4 不同地基的荷載-沉降曲線

由圖4（a）可知：荷載從0增至150 kN時，沉降增長緩慢，并呈現(xiàn)線彈性。荷載達到150 kN往后表現(xiàn)為光滑的弧形；加載曲線整體呈現(xiàn)緩變型，無明顯拐點。卸載后，單樁立刻產(chǎn)生回彈，且表現(xiàn)出回彈滯后現(xiàn)象。

由圖4（b）可知：荷載從0增至57.8 kPa時，地基沉降較??；荷載由57.8 kPa達到231.1 kPa時，沉降曲線近似為線性，未發(fā)生明顯陡降；加載至260 kPa后，地基的沉降突然增加，但未表現(xiàn)出明顯的破壞特征。卸載后，地基的回彈滯后現(xiàn)象更加明顯。

1.3.3 樁土應(yīng)力特征

復(fù)合地基樁土應(yīng)力比隨荷載變化曲線見圖5?？芍杭虞d過程中，樁土應(yīng)力比在加載第一級時出現(xiàn)陡增，當(dāng)樁土應(yīng)力比到達峰值12.65后，其隨著荷載的增大而非線性減小，最終收斂于4.00左右。

圖5 復(fù)合地基樁土應(yīng)力比隨荷載變化曲線

綜上所述，在荷載作用初期，樁土應(yīng)力比隨荷載的增大而增大；隨著荷載的進一步增大，樁體產(chǎn)生塑性變形，樁身應(yīng)力逐漸向樁間土轉(zhuǎn)移，應(yīng)力比減小，直至樁和樁間土共同進入塑性狀態(tài)，應(yīng)力比趨于某一定值，與散體樁特征相似。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型的建立

有限元模型以現(xiàn)場試驗為載體，樁與土的材料參數(shù)均與現(xiàn)場試驗相匹配。由于相對于土體，水泥土的彈性模量較大，破壞應(yīng)變較小，十分容易在加載初期進入屈服狀態(tài)，因此將水泥土柱錘沖擴樁的本構(gòu)模型設(shè)為彈塑性；土體本構(gòu)模型為常用的摩爾-庫倫模型；為了方便計算，其余材料本構(gòu)模型均設(shè)為彈性。材料物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 材料物理力學(xué)參數(shù)

單樁與復(fù)合地基模型的應(yīng)力與應(yīng)變均屬于軸對稱問題，在計算時可將三維問題轉(zhuǎn)化為二維平面問題［12］。模型中，邊界條件為土體左右兩側(cè)約束水平位移，土體下部約束水平與豎向位移。單樁與復(fù)合地基模型寬14.4 m，高20.0 m，其中下臥層厚8.0 m。樁體直徑0.4 m，長12.0 m，復(fù)合地基樁間距為1.2 m，承壓板2.5 m×0.8 m，墊層2.5 m×0.2 m，見圖6。

圖6 單樁與復(fù)合地基網(wǎng)格模型

本文采用接觸對算法。將樁體側(cè)面設(shè)為master surface，土體側(cè)面設(shè)為slave surface，采用surface?to?surface離散方法，接觸跟蹤方法設(shè)為small sliding；考慮到施工工法為分層夯填，樁與土之間接觸緊密，接觸面切向行為采用彈性滑移變形模型，屬性設(shè)置為rough，法向行為采用接觸壓力-過盈模型，屬性設(shè)置為hard。網(wǎng)格單元的形狀為四邊形，單元類型為CPE4。

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.2.1 模擬與試驗結(jié)果對比

將數(shù)值模擬計算得到的水泥土柱錘沖擴樁單樁與復(fù)合地基的荷載-沉降曲線，與現(xiàn)場試驗結(jié)果進行對比，見圖7。

圖7 荷載-沉降模擬曲線與試驗曲線對比

由圖7可知：數(shù)值模擬與試驗得到的單樁、復(fù)合地基荷載-沉降曲線具有較高的擬合度，說明有限元模型中設(shè)置的材料參數(shù)、邊界條件與接觸屬性具有合理性。

2.2.2 承載力特征值

單樁與復(fù)合地基的荷載-沉降曲線見圖8?？芍簡螛杜c復(fù)合地基的荷載-沉降曲線均為緩變型。

圖8 不同地基的荷載-沉降曲線計算結(jié)果

參考JGJ 79—2012、GB 50025—2018《濕陷性黃土地區(qū)建筑標(biāo)準(zhǔn)》和TB 10106—2010《鐵路工程地基處理技術(shù)規(guī)程》并綜合考慮水泥土柱錘沖擴樁的工作性能、工程需求與場地條件，當(dāng)荷載-沉降曲線為緩變型時，單樁豎向抗壓極限承載力為樁頂總沉降達40 mm時所對應(yīng)的荷載值，承載力特征值為極限承載力除以安全系數(shù)2；復(fù)合地基承載力特征值取s/b=0.01（s和b分別為沉降和荷載板邊長）時所對應(yīng)的壓力，且當(dāng)采用邊長或直徑大于2 m的承壓板進行試驗時，b按2 m計。得到單樁與復(fù)合地基承載力特征值分別為412 kN與315 kPa。

2.2.3 樁體力學(xué)特征

在單樁模型頂部以樁體中軸線為中心，設(shè)置一1.0 m×0.2 m的墊層，材料與網(wǎng)格屬性同復(fù)合地基模型一致，按等增量將420 kPa荷載分6級施加到墊層頂部，軸力與側(cè)摩阻力隨深度的變化曲線見圖9。

圖9 樁體軸力、側(cè)摩阻力分布

由圖9可知：①樁身側(cè)摩阻力主要集中于上部，峰值出現(xiàn)在深度1 m范圍內(nèi)，而側(cè)摩阻力的大小反映了樁土之間的相對滑移狀態(tài)，因此樁身變形主要集中在上部；②隨著荷載的增大，樁的上部側(cè)摩阻力增長明顯，而中下部變化不大，說明增加的荷載主要由上部側(cè)摩阻力承擔(dān)；③受負摩阻力影響，軸力在淺層處先增長，后隨深度增加而減小并趨于緩和；臨界樁長以下側(cè)摩阻力趨近于0，小于樁材本身的重力，軸力隨深度增加表現(xiàn)出增長的趨勢；④臨界樁長隨著荷載的增大而增加，加載到70 kPa時臨界樁長為6 m，加載到140 kPa時臨界樁長為8 m，加載到420 kPa時臨界樁長超過12 m。

2.2.4 復(fù)合地基破壞特征

復(fù)合地基在不同荷載下的塑性區(qū)和豎向變形分布見圖10、圖11?？芍汉奢d較小時，塑性區(qū)只出現(xiàn)在樁體部分，豎向變形的分布區(qū)以樁體和承臺為中心向四周擴展；隨著荷載增大，樁間土出現(xiàn)塑性區(qū)并逐漸擴大，豎向變形分布區(qū)以承臺為中心呈泡狀向四周輻射；荷載為700 kPa時，復(fù)合地基樁間土的塑性區(qū)連接地表并相互貫通，承臺下部的地基下沉，兩側(cè)隆起，結(jié)合上文所得到的復(fù)合地基荷載-沉降曲線，說明此時復(fù)合地基完全破壞，類型為整體剪切破壞。

圖10 不同荷載下復(fù)合地基塑性區(qū)分布

圖11 不同荷載下復(fù)合地基豎向變形分布（單位：10-1 m）

3 結(jié)論

1）水泥土柱錘沖擴樁單樁水平擠密范圍大致為0.50 m（1.25倍樁徑），地表處最大擠密系數(shù)能達到0.96；當(dāng)復(fù)合地基相鄰兩樁樁間距為1.2 m的時候，樁間土擠密系數(shù)最大為0.976，最小為0.953，相比原狀土擠密系數(shù)0.889有顯著提升。

2）加載初期，水泥土柱錘沖擴樁的樁土應(yīng)力比處于增長階段，在加載第一級時到達峰值12.65；之后呈非線性減小，并隨著樁體與樁間土全部進入塑性而逐漸穩(wěn)定，最終維持在4.00左右。

3）水泥土柱錘沖擴樁單樁與復(fù)合地基的荷載-沉降曲線均為緩變型；經(jīng)計算，單樁承載力特征值為412 kN，復(fù)合地基承載力特征值為315 kPa，說明水泥土柱錘沖擴樁具有良好的承載性能，能夠滿足工程需要。

4）隨著荷載的不斷增大，樁周土出現(xiàn)塑性區(qū)，且塑性區(qū)面積逐漸擴展，當(dāng)加載到700 kPa時，塑性區(qū)連接地表并相互貫通，承臺下部的地基下沉，兩側(cè)隆起，復(fù)合地基呈現(xiàn)整體剪切破壞特征。