釘形攪拌樁加固海相沉積軟土地基效果研究

姚 成 趙志強

(江蘇科技大學，江蘇 鎮江 212003)

0 引言

釘形樁復合地基法加固處理公路軟土地基技術是近年來發展起來的公路軟土地基處理新技術，其在加固軟土地基方面具有很多優勢[1，2]。該技術在江蘇等地區公路建設軟土地基處理實踐中取得了較好的處理效果和社會經濟效益，是公路軟土地基處理中具有推廣意義的軟基處理技術。但目前釘形水泥雙向攪拌樁技術在浙江寧波地區軟基處理工程中尚未得到有效應用，由于寧波地區軟土是海相沉積軟土，其物理力學性質與江蘇地區有較大差別，所以在寧波地區展開必要的實驗研究是非常重要的。本文依托寧波市盛寧線公路軟土地基處理工程，采用數值分析方法對設計方案進行優化設計。

1 水泥攪拌樁復合地基技術

水泥攪拌樁是用水泥作為固化劑，通過深層攪拌與被加固軟土地基強制攪拌，在軟土地基中形成水泥土樁樁體。常規樁在實際應用中存在很多不足[3，4]。針對常規樁存在的問題，目前雙向水泥攪拌樁(簡稱雙攪樁)技術可以較好解決。雙攪樁通過在同心雙軸的鉆桿上設置可折疊的葉片并在適當深度改變鉆桿的旋轉方向來實現形成符合荷載傳遞規律的釘形樁。釘形樁不僅具有雙攪樁的所有優點，同時還具備其他一些優勢[2]。

2 數值分析可行性驗證

2.1 試驗段介紹

現場試驗段為浙江省寧波市盛寧線的加寬改造工程，其軟土層主要為海相沉積的淤泥質軟土。在依托工程中選擇545 m(K12+825～K13+370)路段開展現場試驗研究。其自上而下各土層分別為:填土、淤泥質粘土、粉質粘土、中風化凝灰巖;各層土主要物理力學性質見表1。

表1 土層主要物理力學性質

2.2 試驗段設計參數

現場試驗段分為兩個區，Ⅰ號區為常規水泥攪拌樁，Ⅱ號區為釘形雙向水泥攪拌樁。采用普硅32.5級水泥，28 d樁體無側限抗壓強度應大于1 000 kPa，平面采用梅花形布置，其主要設計參數如表2所示。

表2 試驗段水泥攪拌樁設計參數 m

2.3 現場試驗與數值模擬對比

先對Ⅰ，Ⅱ號試驗段的工況進行模擬，P—S曲線見圖1。由圖1可以看出，數值模擬與現場試驗的P—S曲線基本一致，但極限承載力現場試驗均比數值模擬的要大;相同荷載下的沉降量現場試驗要比數值模擬小，是因為數值模擬的結果為復合地基完全沉降后的結果，而現場試驗的沉降并沒有完全穩定。從模擬及試驗結果還可以看出Ⅰ區的承載力遠小于Ⅱ區的承載力，只有Ⅱ區的3/5;而Ⅰ區的沉降量卻高于Ⅱ區，大概要高出1倍左右。由此可見，不僅數值模擬結果比較符合現場試驗，而且釘形樁加固海相沉積的軟土地基效果較常規樁要好。

圖1 現場試驗和數值模擬的P—S曲線

3 數值模擬方法

由于現場條件和經濟條件的限制，不可能對每種工況都進行現場試驗。所以，為了了解擴大頭高度(H)，樁間距(S)和擴大頭直徑(D)對軟土地基加固效果的影響，這里采用FLAC 3D軟件對不同工況進行數值模擬。本文土體采用摩爾—庫侖本構模型，樁體采用彈性本構模型，各土層分布及數值模擬所需要的土層參數和樁參數見表3。樁與樁周土之間設置接觸面，其接觸面單元的參數用下式計算[5，6]:

其中，kn為法向剛度;ks為切向剛度;K為體積模量;G為剪切模量;Δzmin為周邊單元體法相最小寬度。

對于模擬滑移和分離的情況，接觸面摩擦參數的選取非常重要。研究表明[8，9]，樁土界面之間的摩擦角 δ，對于粘土取 δ/φ =0.6～0.7(φ是樁周土的有效內摩擦角)是比較合適的。

表3 主要數值模擬參數

數值模擬建模沿路中心線取半邊，并在橫向取一段能反映整個路段特性的對稱段。模型深度取樁長的2倍，即32 m;裙樁外圍土體取2倍裙樁寬度，即26.4 m。地下水位線深度為2 m，并且不考慮軟土的固結。整個模型含有4萬多元和5萬多節點，見圖2。

圖2 數值模擬模型

4 釘形水泥攪拌樁結構形式優化

4.1 模擬方案和經濟效益評價

本文的模擬方案以實際工況的擴大頭高度H=6 m，擴大頭直徑 D=1.0 m，下部樁體直徑 d=0.5 m，樁間距 S=2.2 m，樁長L=16 m為參考標準。固定樁長L及下部樁體直徑d不變，改變擴大頭高度H、擴大頭直徑D及樁間距S中的一個，研究釘形雙向水泥攪拌樁在路堤荷載下路中樁頂沉降隨H，D和S的變化規律。具體模擬方案見表4。

本文以單位處理面積的水泥用量和極限承載力的比值X作為評價處理方案的經濟效果的好壞的標準，因此X值越小表明經濟效益越好。水泥用量的計算公式為式(2):

其中，m為單位處理面積的水泥用量;W為消耗水泥總量;A為加固區面積;V為單樁的體積;γ為土的容重;α為水泥滲入比;N為樁數。

表4 模擬方案

4.2 數值模擬結果分析

4.2.1 擴大頭高度對路中樁頂沉降的影響

圖3為不同擴大頭高度模擬方案的模擬結果，其中承載力為單樁有效處理軟土地基面積的承載力。從圖3中可以看出擴大頭高度分別為0 m(常規樁)，2.0 m，4.0 m，6.0 m，8.0 m 的極限承載力分別為180 kN，270 kN，330 kN，390 kN，420 kN;表 5 為不同擴大頭高度的X值。

圖3 不同擴大頭高度的P—S曲線

由圖3可以看出擴大頭高度由0 m分別提高到2 m和4 m，其極限承載力分別增加了50%，83%;擴大頭高度由4 m提高到6 m極限承載力分別增加了18%;擴大頭高度由6 m提高到8 m其極限承載力只增加了8%。通過表5可以看出:在擴大頭由0 m增加到2 m時，X值由1.07迅速減小到0.99，之后X值基本穩定，后期增加到1.15。這說明由于擴大頭的存在，復合地基的極限承載力增加非常明顯，但也不是擴大頭越高越好，表5中X值的變化表明擴大頭的高度存在一個最佳值，在2 m～6 m之間。

表5 不同擴大頭高度的X值

4.2.2 擴大頭直徑對路中樁頂沉降的影響

圖4為不同擴大頭直徑模擬方案的模擬結果。從圖4中可以看出對于擴大頭直徑為 0.5 m(常規樁)，0.6 m，0.8 m，1.0 m，1.2 m，1.4 m 的復合地基，其極限承載力分別為 180 kN，225 kN，300 kN，400 kN，450 kN，500 kN。在擴大頭的直徑由 0.5 m 增加到0.8 m時，其極限承載力增加了66%;由0.8 m增加到1.2 m時，極限承載力增加了50%;由1.2 m增加到1.4 m時，極限承載力只增加了11%。可見，隨著擴大頭的增加其極限承載力先是迅速增加然后增加放緩。而表6的X值變化也同樣說明這個問題，在擴大頭直徑增加的初期X值基本穩定，然后在擴大頭直徑增加到1.0 m之后X值又迅速增加。雖然在X值較小的初期水泥利用率比較高，但其P—S曲線圖表明，在擴大頭直徑較小時，復合地基并不能提供足夠的承載力。所以擴大頭的直徑不能設計的過小，其最佳設計值在0.8 m～1.0 m之間。

圖4 不同擴大頭直徑的P—S曲線

表6 不同擴大頭直徑的X值

4.2.3 樁間距對路中樁頂沉降的影響

圖5為不同樁間距模擬方案的模擬結果。從圖5中可以看出樁間距為 2.6 m，2.4 m，2.2 m，2.0 m，1.8 m 對應的極限承載力分別為210 kN，350 kN，400 kN，450 kN，500 kN。在樁間距由2.6 m減小到2.2 m時，其極限承載力增加了90%;樁間距由2.2 m減小到1.8 m時，其單位面積水泥用量增加了50%，而極限承載力只增加了25%。而表7中X值的變化情況也說明并不是樁間距越小越好:隨著樁間距的減小其水泥用量急劇增加，但復合地基的極限承載力增加并不明顯。這表明樁間距也存在一個最佳設計值，在 2.2 m ～2.4 m 之間。

圖5 不同樁間距的P—S曲線

表7 不同樁間距的X值

4.2.4 經濟效益比較

由式(2)可得常規樁試驗區處理單位面積軟土地基水泥用量為490 kg。樁間距S=2.2 m，擴頭直徑D=1.0 m，擴大頭高度在2 m～6 m的單位面積水泥用量較常規樁試驗區要節省16%～46%;沉降量較常規樁試驗區要減少50%～64%。樁間距S=2.2 m，擴大頭高度H=6.0 m，擴大頭直徑在0.8 m～1.0 m的單位面積水泥用量較常規樁試驗區要節省16%～37%;沉降量較常規樁試驗區要減少50%～58%。擴大頭高度 H=6.0 m，擴頭直徑 D=1.0 m，樁間距在2.2 m～2.4 m的單位面積水泥用量較常規樁試驗區要節省16%～30%;沉降量較常規樁試驗區要減少50%～55%。與此同時釘形樁復合地基的承載力要高于常規樁試驗區0.8 倍左右。

5 結語

1)在相同條件下，釘形樁加固軟土地基的效果遠好于常規樁:極限承載力比常規樁大0.6倍左右，沉降量只有常規樁的0.5倍左右。2)釘形樁極限承載力隨著擴大頭高度H、擴大頭直徑D的增大而增大;隨著樁間距S的減小而增大。H，D，S都存在一個最佳設計值，對于H最佳值在2.0 m～6.0 m，對于D最佳值在0.8 m ～1.0 m，對于 S 最佳值在2.0 m ～2.4 m。在此范圍內不僅能提供足夠的承載力，而且其水泥利用率是最高的。3)釘形樁復合地基處理單位面積水泥用量大大減少，能夠取得良好的經濟效益。

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