不同加固形式下海上深層水泥攪拌樁復(fù)合地基海堤的三維數(shù)值模擬分析

何洪濤，王征亮，林佑高，謝萬(wàn)東

（中交第四航務(wù)工程勘察設(shè)計(jì)院有限公司，廣東 廣州 510230）

0 引言

海上深層水泥攪拌法（Deep Cement Mixing Method，簡(jiǎn)稱DCM 工法）是一種海洋工程地基加固處理的新技術(shù)，尤其適用于人工島、深水防波堤、海堤、深水港等工程的地基加固[1-2]。目前深層水泥攪拌樁復(fù)合地基設(shè)計(jì)大多專注于攪拌樁復(fù)合地基的豎向承載力及沉降問(wèn)題，而針對(duì)深層水泥攪拌法加固地基的邊坡穩(wěn)定性分析方面的研究較少[3]。

隨著深層水泥攪拌法的廣泛應(yīng)用，攪拌樁加固地基的邊坡失穩(wěn)案例不斷增多。我國(guó)現(xiàn)行規(guī)范對(duì)攪拌樁復(fù)合地基穩(wěn)定性的計(jì)算分析，主要是根據(jù)面積置換率對(duì)樁體和地基土的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行加權(quán)平均，再用綜合抗剪強(qiáng)度對(duì)邊坡或地基運(yùn)用極限平衡法進(jìn)行穩(wěn)定性分析，仍然建議采用圓弧滑動(dòng)法，且僅考慮樁體的剪切破壞。然而，水泥土樁體強(qiáng)度、剛度與樁間土的強(qiáng)度、剛度相差較大，在水平推力的作用下，由于樁土之間變形不協(xié)調(diào)，可能產(chǎn)生剪切、彎曲、轉(zhuǎn)動(dòng)和拉伸等破壞[4]?；谟邢拊治龅慕Y(jié)果，Han 等[5]發(fā)現(xiàn)深層水泥攪拌樁承載路堤失穩(wěn)破壞時(shí)，其潛在滑動(dòng)面并非假設(shè)的圓弧形。Navin[6]發(fā)現(xiàn)僅考慮水泥土攪拌樁的剪切破壞是導(dǎo)致高估復(fù)合地基承載路堤整體穩(wěn)定性的主要原因，攪拌樁更多的存在彎曲破壞的可能。Kitazume 等[7]進(jìn)行了一系列深層水泥攪拌樁承載路堤失穩(wěn)破壞機(jī)理的模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)路堤發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí)，樁體破壞模式與樁體強(qiáng)度有關(guān)：當(dāng)水泥攪拌樁強(qiáng)度較高時(shí)，樁體容易發(fā)生整體傾倒破壞；當(dāng)水泥攪拌樁強(qiáng)度較低時(shí)，樁體容易發(fā)生彎曲破壞。Yapage 等[8]，Broms[9]和許勝才[10]提出對(duì)水泥土攪拌樁加固地基進(jìn)行穩(wěn)定性分析時(shí)，應(yīng)該把多種破壞模式考慮進(jìn)去，而不僅只考慮剪切破壞模式。

綜上所述，采用傳統(tǒng)的極限平衡法分析水泥攪拌樁加固邊坡穩(wěn)定問(wèn)題時(shí)，計(jì)算結(jié)果可能會(huì)高估邊坡的穩(wěn)定性，而目前的研究尚未充分揭示水泥攪拌樁加固邊坡的破壞模式及演化規(guī)律。本文開(kāi)展了海上深層水泥攪拌法加固深厚軟土地基海堤的三維數(shù)值模擬分析，通過(guò)對(duì)比不同布置形式的水泥攪拌樁復(fù)合地基的變形及受力狀態(tài)，研究了水泥攪拌樁加固邊坡失穩(wěn)過(guò)程中的潛在滑動(dòng)面形態(tài)、復(fù)合地基破壞模式及塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律。

1 工程概況

香港國(guó)際機(jī)場(chǎng)第三跑道工程在現(xiàn)有機(jī)場(chǎng)島以北填海拓地約650 hm2，興建一座新的客運(yùn)大樓、57 個(gè)停機(jī)位及一條長(zhǎng)3800 m 的機(jī)場(chǎng)跑道[11]。由于填海范圍下臥深厚海相軟弱淤泥，且填海面積的40%是污泥坑，為避免環(huán)境污染，工程全部采用非浚挖式填海及地基處理技術(shù)，海堤、跑道區(qū)及大部分填海范圍均采用深層水泥攪拌法（DCM）進(jìn)行地基處理（見(jiàn)圖1），以滿足整體穩(wěn)定及地基沉降要求。

圖1 深層水泥攪拌法（DCM）加固海堤典型橫斷面及布置形式Fig.1 Typical section and improvement patterns of seawall improved by DCM methods

海堤下方軟土地基采用了置換率20%～33%的壁式布置海上深層水泥攪拌法進(jìn)行加固，其中分為反壓平臺(tái)范圍（置換率20%）、海側(cè)范圍（置換率33%）、中間范圍（置換率20%）、陸側(cè)范圍（置換率33%）共4 塊范圍，樁底進(jìn)入持力層約3～5 m，工程典型斷面及平面布置形式見(jiàn)圖1（a）。為研究不同布置形式的水泥攪拌樁復(fù)合地基的變形及受力狀態(tài)，在保持海堤斷面及置換率不變的條件下，增加了DCM 樁式布置加固海堤進(jìn)行對(duì)比分析，DCM 加固范圍同樣分為4 塊，每塊范圍的DCM 采用了正方形或矩形布置，見(jiàn)圖1（b）。

2 三維數(shù)值模擬

2.1 有限元模型的建立

為研究不同DCM 布置形式下海堤失穩(wěn)破壞機(jī)理，采用PLAXIS 3D 有限元軟件模擬了壁式布置和樁式布置2 種平面布置形式的深層水泥攪拌法加固海堤軟土地基的失穩(wěn)破壞過(guò)程，見(jiàn)圖2，2 種布置形式的DCM 面積置換率基本相同。

圖2 2 種DCM 布置形式三維數(shù)值模擬幾何模型Fig.2 Three-dimensional numerical geometric model of two DCM improvement patterns

根據(jù)實(shí)際工程，選取了海堤典型斷面建立模型，沿海堤軸線方向取24 m 作為模型計(jì)算單元。DCM 樁體、樁間軟土及下臥層、回填砂、塊石等均采用實(shí)體單元。原狀地基采用K0固結(jié)形成初始應(yīng)力。按實(shí)際工程施工順序，鋪設(shè)砂墊層、施工DCM 樁、海堤塊石、回填砂等。采用塑性分析模擬整體變形，安全性分析模擬失穩(wěn)破壞。

為分析樁體與樁間土的應(yīng)力分布，在樁位平面布置圖上選取了主要觀測(cè)點(diǎn)進(jìn)行分析，分別在反壓平臺(tái)范圍、海側(cè)范圍、中間范圍、陸側(cè)范圍的DCM 樁體和樁間土上設(shè)置了分析觀測(cè)點(diǎn)。

2.2 材料模型及參數(shù)

數(shù)值模型使用的材料本構(gòu)模型采用了工程中常用的摩爾-庫(kù)侖理想彈塑性模型。參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 數(shù)值模型采用的主要土體及材料參數(shù)Table 1 Main soil and material parameters used in numerical model

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 整體變形分析

圖3 展示了加載完成后，不同布置形式深層水泥攪拌法加固海堤軟土地基的整體變形情況，圖4 顯示了海堤前沿頂部監(jiān)測(cè)點(diǎn)隨加載過(guò)程的水平位移和沉降變化情況。從圖中可以明顯看出，2種布置形式的海堤均往海側(cè)發(fā)生一定的變形，并出現(xiàn)一些塑性斷裂破壞點(diǎn)，但壁式布置的海堤整體變形較小，DCM 樁體的傾斜度較小，出現(xiàn)的塑性破壞點(diǎn)較少，只在DCM 墻體邊界應(yīng)力集中處產(chǎn)生了一定的塑性破壞點(diǎn)，樁身整體的塑性破壞較少；而樁式布置的海堤整體變形較大，DCM 樁體發(fā)生了明顯的傾斜，出現(xiàn)的塑性破壞點(diǎn)較多，特別是中間部位樁體的塑性破壞點(diǎn)最多。

圖3 海堤及DCM 整體變形網(wǎng)格圖Fig.3 Overall deformation mesh of seawall and DCM

圖4 海堤前沿頂部的水平位移和沉降隨加載過(guò)程的變化Fig.4 Variation of horizontal displacement and settlement of the top of seawall crest with loading process

3.2 樁土應(yīng)力比

通過(guò)觀測(cè)海堤加載過(guò)程中DCM 樁體與樁間土的應(yīng)力分布，即樁土應(yīng)力比變化情況，分析加載過(guò)程中樁土荷載傳遞規(guī)律，可在一定程度上反映海堤的失穩(wěn)破壞情況，分析穩(wěn)定破壞模式[3，10]。圖5、圖6 分別是DCM 壁式布置和樁式布置海堤的樁體和樁間土、樁土應(yīng)力比隨荷載加載過(guò)程的變化曲線。從整體趨勢(shì)來(lái)看，DCM 樁體頂部豎向應(yīng)力隨加載過(guò)程大部分呈線性增長(zhǎng)，變化幅度較大，最終達(dá)到了200～500 kPa，而樁間土的頂部豎向應(yīng)力隨加載過(guò)程變化幅度較小，整個(gè)加載過(guò)程的最大應(yīng)力約在5 kPa 左右，樁土應(yīng)力比最后達(dá)到了50～130，從而可知海堤大部分的荷載已傳遞至DCM 樁體，樁間土分擔(dān)的荷載較小。進(jìn)一步分析可看出，中間范圍的DCM 樁體應(yīng)力最大，樁土應(yīng)力比最大，海側(cè)和陸側(cè)范圍的DCM 樁土應(yīng)力比次之，反壓平臺(tái)范圍的DCM 樁體應(yīng)力最小，樁土應(yīng)力比最小，這主要是由于中間部位的海堤荷載最大，反壓平臺(tái)的海堤荷載最小，因而導(dǎo)致不同部位的樁土應(yīng)力分布不同。

圖5 DCM 樁體和樁間土頂部豎向應(yīng)力隨加載過(guò)程的變化Fig.5 Vertical stress at top of DCM pile and soil varies with loading process

圖6 DCM 樁土應(yīng)力比隨加載過(guò)程的變化Fig.6 The pile-soil stress ratio of DCM pile varies with loading process

從圖6 中不同DCM 布置形式的樁土應(yīng)力比變化情況可看出，壁式布置與樁式布置存在較大不同：壁式布置的DCM 樁體承擔(dān)的應(yīng)力較小，樁式布置的DCM 樁體承擔(dān)的應(yīng)力較大，而樁間土承擔(dān)的應(yīng)力幾乎相同，從而導(dǎo)致壁式布置的DCM 樁土應(yīng)力比（約5～50）要比樁式布置（約20～130）要小很多。從上述分析可知，在加載過(guò)程中，由于樁體自身的強(qiáng)度與模量較大，樁體的抗剪強(qiáng)度可以更好地發(fā)揮，從而使得在這個(gè)過(guò)程中荷載不斷地向樁身傳遞，樁土應(yīng)力比增大，直到其受力狀態(tài)達(dá)到自身的極限抗剪強(qiáng)度后而破壞。由于壁式布置的DCM 樁體承擔(dān)的應(yīng)力較小，樁式布置的DCM樁體承擔(dān)的應(yīng)力較大，因此相同置換率條件下DCM 樁式布置的海堤更容易達(dá)到極限狀態(tài)，從而更易發(fā)生失穩(wěn)破壞。

3.3 失穩(wěn)坡壞模式

圖7 展示了采用數(shù)值模擬分析得到的不同DCM 布置形式深層水泥攪拌法加固海堤軟土地基的潛在失穩(wěn)破壞滑動(dòng)面?？梢悦黠@看出，壁式布置的海堤僅在坡腳位置出現(xiàn)了淺層的潛在失穩(wěn)破壞滑動(dòng)面，而樁式布置的海堤在整個(gè)堤身范圍及一定深度的DCM 復(fù)合地基中均出現(xiàn)了深層的潛在失穩(wěn)破壞滑動(dòng)面?？梢酝茢?，由于樁式布置的中間部位DCM 樁體位于海堤正下方，承擔(dān)了較大的豎向應(yīng)力及剪應(yīng)力，然而樁間土較軟弱，無(wú)法提供足夠側(cè)限約束，因而DCM 樁體易發(fā)生壓縮-剪切破壞；而位于海堤坡腳反壓平臺(tái)的DCM 樁體及海側(cè)樁體承擔(dān)的豎向應(yīng)力及剪應(yīng)力較小，其主要承受海堤及后方回填砂的水平向土壓力，因而DCM 樁體的破壞模式更可能發(fā)生彎曲破壞[12-14]。

圖7 海堤DCM 復(fù)合地基的潛在失穩(wěn)破壞滑動(dòng)面Fig.7 Potential instability failure sliding surface of DCM composite foundation for seawall

表2 總結(jié)了三維數(shù)值分析得到不同DCM 布置形式的海堤前沿頂部最大變形及整體穩(wěn)定安全系數(shù)結(jié)果。相比壁式布置，樁式布置的海堤變形明顯增大，特別是海堤前沿頂?shù)淖畲笏轿灰?，樁式布置是壁式布置? 倍左右；樁式布置的海堤整體穩(wěn)定安全系數(shù)也明顯降低，降低幅度達(dá)到20%，因此可判斷壁式布置更有利于海堤變形控制并提高整體穩(wěn)定性。

表2 海堤前沿頂部最大變形及整體穩(wěn)定安全系數(shù)Table 2 Maximum displacement and overall stability safety factor at the top of seawall crest

由分析可知，樁式布置的DCM 水泥土樁容易發(fā)生彎曲破壞，不能發(fā)揮出設(shè)計(jì)要求的剪切強(qiáng)度，所得到加固邊坡整體穩(wěn)定安全系數(shù)偏低，結(jié)構(gòu)形式欠合理，因此，合理的布樁結(jié)構(gòu)形式應(yīng)避免樁體產(chǎn)生彎曲破壞[12-14]；而將水泥土樁進(jìn)行咬合搭接施工形成DCM 墻體，增加水泥土加固結(jié)構(gòu)在受力方向的抗彎強(qiáng)度和剛度，形成壁式布置的DCM 水泥土墻，水泥土剪力墻在受力方向的截面慣性矩較大，抗彎強(qiáng)度較高，邊坡失穩(wěn)時(shí)更易沿著滑動(dòng)面產(chǎn)生剪切破壞，能有效發(fā)揮DCM 水泥土樁的抗剪強(qiáng)度，從而達(dá)到提高邊坡穩(wěn)定性的目的。

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)不同布置形式下海上深層水泥攪拌法加固深厚軟土地基海堤的三維數(shù)值模擬分析，可以得到以下主要結(jié)論：

1） 2 種DCM 布置形式的海堤均往海側(cè)發(fā)生一定的變形，并出現(xiàn)塑性破壞點(diǎn)，但壁式布置的海堤整體變形較小，DCM 樁體傾斜度較小，塑性破壞點(diǎn)較少，整體穩(wěn)定安全系數(shù)較高；而樁式布置的海堤整體變形較大，DCM 樁體發(fā)生了明顯的傾斜，塑性破壞點(diǎn)較多，整體穩(wěn)定安全系數(shù)較低。

2） DCM 樁體頂部豎向應(yīng)力隨荷載加載過(guò)程大部分呈線性增長(zhǎng)、變化較大，樁間土的頂部豎向應(yīng)力變化較小，樁土應(yīng)力比最后達(dá)到50～130；海堤大部分荷載傳遞至DCM 樁體，樁間土分擔(dān)的荷載較??；中間范圍的DCM 樁土應(yīng)力比最大，海側(cè)和陸側(cè)范圍的DCM 樁土應(yīng)力比次之，反壓平臺(tái)范圍的DCM 樁土應(yīng)力比最??；壁式布置的DCM樁體應(yīng)力相對(duì)較小，樁式布置的DCM 樁體應(yīng)力相對(duì)較大，在相同置換率條件下DCM 樁式布置的海堤更易達(dá)到極限狀態(tài)而發(fā)生失穩(wěn)破壞。

3） 樁式布置中間部位的DCM 樁體豎向應(yīng)力及剪應(yīng)力較大，更易發(fā)生壓縮-剪切破壞；而位于海堤坡腳反壓平臺(tái)的DCM 樁體及海側(cè)樁體豎向應(yīng)力及剪應(yīng)力較小，其主要承受水平向土壓力，樁體的破壞模式更可能發(fā)生彎曲破壞。

4） 相比樁式布置的DCM 水泥土樁，壁式布置的DCM 水泥土剪力墻在受力方向的截面慣性矩較大，抗彎強(qiáng)度較高，邊坡失穩(wěn)時(shí)更易沿著滑動(dòng)面產(chǎn)生剪切破壞，能有效發(fā)揮DCM 水泥土樁的抗剪強(qiáng)度，從而達(dá)到提高邊坡穩(wěn)定性的目的。