粉噴樁復合地基大剛度墊層特性研究

尹檢亮，張國祥

粉噴樁復合地基大剛度墊層特性研究

尹檢亮1，張國祥2

(1. 中南大學 基建處，湖南 長沙 410075；2. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075)

復合地基承載力和剛度與墊層厚度和材質等密切相關，常規墊層的合理厚度和材質基本是靠經驗選值，缺少理論依據。為此本文提出用大剛度塊石墊層提高道路軟土復合地基剛度的新方法，推導出新的墊層最小厚度理論公式。通過有限差分軟件分析和現場試驗結果對比，探討道路粉噴樁復合地基大剛度墊層受力變形特點。數值分析結果表明：對于道路復合地基上大剛度墊層，墊層剛度提高明顯降低路基表面彎沉值，以及存在合適的墊層剛度和厚度能讓粉噴樁復合地基的力學性能效果達到最佳。現已成功地將大剛度塊石墊層方法應用于常德安鄉大道低液限粉土粉噴樁復合地基墊層處理，道路運行多年狀況良好。

大剛度塊石墊層；粉噴樁復合地基；墊層厚度；承載力特性

粉噴樁復合地基加固新技術具有施工簡單、效率高、速度快、加固費用較低等優點，近年來越來越受到工程界的青睞，具有廣闊的應用前景和推廣價值。眾多學者和工程技術人員已經對復合地基進行了詳細的研究，其理論已趨于完善[1?2]。但是對褥墊層的研究卻很少，尤其是缺少對大剛度墊層的研究。這是由于褥墊層的破壞機理很復雜，很難模擬其工作狀態，而墊層又是復合地基的重要組成部分，墊層剛度和厚度對粉噴樁復合地基承載性能有著直接的影響。已有的研究成果[3?5]只是給出墊層模量和厚度一種估計的取值范圍，并沒有重點研究大剛度墊層作用下，墊層厚度對復合地基的承載性能和樁土應力的影響。對于一般的墊層，學者們認為，墊層厚度太小，樁體對基礎產生應力集中，墊層厚度過大，會導致樁?土應力比偏小，樁體承擔的荷載太小，不能充分發揮樁體作用。本文結合湖南常德安鄉大道低液限粉土地基加固工程，采用FLAC3D有限差分軟件進行數值模擬，針對復合地基大剛度墊層不同的厚度和剛度對粉噴樁復合地基承載性能、樁土應力的影響進行了深入探討，確定了經濟合理的墊層厚度，最終采用大塊石墊層處理方案，成功解決了粉噴樁復合地基處理后路基頂面彎沉達不到設計要求的難題，該城市道路運行5年后狀況依然很好。

1 墊層合理厚度的確定

由于復合地基的最佳荷載比是在極限荷載下，樁土同時進入塑性狀態，因此合理的設置墊層可以使復合地基的樁土應力比達到此最佳狀態[19?20]。當墊層厚度足夠大時，由于樁?土模量的差異，在墊層底面樁間土上部墊層的沉降大于樁頂上墊層的沉降，此差異沉降隨高度的增加而減小。在某一高度h處，此差異沉降減小為0，高度h以上的墊層，對復合地基不再有調節作用，可將h認為是墊層的最小的厚度。當墊層厚度大于此厚度時，能保證墊層頂部的基礎不會產生不均勻沉降[21]。

如圖1所示，設墊層作用均布荷載大小為0，墊層材料內摩擦角為，黏聚力為0，重度為，粉噴樁樁徑為，粉噴樁的置換率為，樁體頂處樁土應力比為。樁和樁間土的應力分別為p和s，將樁體上部墊層簡化為直徑等于樁徑的圓柱體，取高度為的墊層上部土柱體為研究對象。

圖1 樁頂墊層作用力示意圖

則墊層樁土之間的側摩阻力表示為：

則墊層隔離體的平衡方程為：

考慮墊層的重力，則滿足：

將式(4)代入式(3)，解得最小墊層厚度：

在湖南常德安鄉大道修建中，采用粉噴樁對低液限粉土地基進行了地基處理加固，樁間距為1.2 m，樁徑=0.5 m，采用正方形布樁，樁頂面處樁土設計應力比=8，置換率=0.136，墊層材料內摩擦角為=40°，按式(5)計算的最小墊層厚度為

該最小墊層計算厚度為0.453 5 m，非常接近實際需要的墊層厚度為0.5 m，說明式(5)可用于計算最小墊層厚度。

文獻[21]的最小墊層厚度計算公式計算為

按式(7)計算的最小墊層厚度為

該最小墊層厚度的計算值與實際需要的的墊層厚度0.5 m相差較大。

2 大剛度墊層幾何模型的數值模擬

2.1 場地地質情況及地基處理方法

新建湖南常德安鄉大道道路路基位于低液限粉土地基，屬于軟土地基上，路面寬度60 m，長7km多，城市一級主干道要求，且要求路面標高與現有地面標高一致，地下水位位于地面以下只有0.5 m。盡管路基的基礎進行了粉噴樁地基加固處理，采用常規填碎石墊層處理后復合地基剛度仍然不足，仍出現推土機不能上去的現象，為此，采用大剛度塊石墊層以提高路基頂面的剛度，塊石是直徑大于200 mm的顆粒占50%以上，要求級配良好。從而使得路基面的彎沉達到設計要求值(平均值200單位，代表值：250單位，2.5 mm)。

首先采用粉噴樁處理軟土地基，深層攪拌樁樁長7 m，樁端進入③層約1 m。樁間距為1.2 m，樁徑=0.5 m，采用正方形布樁，樁頂面處樁土應力比=8，置換率=0.136。

表1 模型基本參數取值

2.2 計算模型的建立

粉噴樁復合地基采用的幾何模型，如圖2和圖3所示，考慮復合地基以外的土體對復合地基的影響，向外延伸1.2 m，路基深度方向取2倍的樁長14 m。粉噴樁樁體采用柱體網格的實體單元，樁間土和持力層都采用柱形外圍漸變放射網格，并且樁端以下土體網格部分為實體填充，路基側面未加固部分土體采用六面塊體實體單元網格。幾何模型繪制時，首先將樁體和土體分開建立，然后在樁土接觸部分建立接觸面，最后把樁體移到指定的位置。最終建立網格單元有22 232個，節點 24 747個的幾何模型。

模型基本假定：

1) 樁和土體為理想的各向同性彈塑性體，其中土體和墊層均采用Mohr-Coulomb模型；

2) 在樁身和樁端分別設置了樁土接觸面，接觸面模型采用庫倫滑動模型，土體和墊層都采用彈性本構關系；

3) 深層攪拌樁為彈性樁；

4) 考慮地下水對地基土力學參數的影響。

單位：m

圖3 粉噴樁復合地基幾何模型

2.3 墊層模量對粉噴樁復合地基的影響

為了充分發揮復合地基的承載力，降低地基整體沉降，需要在樁及樁間土頂部鋪設墊層，墊層厚度一般取15~50 cm。本模型計算對安鄉大道采用不同剛度墊層時粉噴樁復合地基所表現出不同性狀進行了數值模擬。圖4為當墊層厚度為50 cm，模量分別為10，30，60，80，100，120以及180 MPa時的帶墊層復合地基靜荷載試驗的數值模擬結果對比。

可以看出，當墊層模量小于60 MPa時，隨著墊層模量的增大，復合地基的承載性能改善較為明顯；但當墊層模量大于60 MPa時，墊層模量的變化對復合地基承載性能的影響不再明顯。這是因為，對于柔性荷載下的復合地基，由于墊層剛度的增加會減小樁體對墊層的刺入量，提高樁體的荷載承擔比，從而一定程度上增大了樁土應力比，提高了柔性荷載下的復合地基承載性能。但是，對于復合地基來說，墊層的剛度也不是越大越好，當墊層剛度過大時，復合地基類似于樁基礎，樁土應力比達到穩定，極限荷載狀態下樁體會發生應力集中而先于樁間土體進入塑性狀態。此時，增大墊層剛度不但達不到改善復合地基承載性能的目的，反而浪費了建筑材料，降低了經濟效益。

圖4 墊層模量不同時粉噴樁復合地基的荷載沉降對比圖

圖5~8為當墊層厚度為50 cm，墊層剛度分別為10，60，100和180 MPa時，粉噴樁復合地基在不同荷載水平下的樁體軸向附加應力數值模擬分布圖。

圖5 Ec=10MPa時的樁體應力

圖6 Ec=60 MPa時的樁體應力

圖7 Ec=100 MPa時的樁體應力

圖8 Ec=180MPa時的樁體應力

由圖5~8可以看出，當墊層厚度為50 cm時，荷載在樁體上的傳遞規律為：樁頂部位的樁單元應力值較小，當樁體深度為1 m左右時，樁體應力值達到最大值，之后隨著深度的增加，樁體應力值減小。也就是說，墊層厚度為50 cm，墊層模量不同時，荷載作用下應力最大值出現在離樁頂為1 m左右部位。

2.4 墊層厚度對粉噴樁復合地基的影響

墊層的厚度也是墊層設計的重要參數，粉噴樁復合地基中設置墊層時，當墊層厚度不同時，也會引起復合地基承載性能的變化。圖9為墊層剛度為10 MPa時，厚度分別為10，30，50和100 cm情況下帶墊層復合地基靜荷載試驗數值模擬的荷載沉降曲線對比圖。

圖9 墊層厚度不同時粉噴樁復合地基的荷載沉降對比圖

從圖9可以看出，相對于墊層模量，墊層厚度對粉噴樁復合地基的承載性能的影響較為明顯。當墊層厚度為10 cm時，復合地基帶墊層靜荷載模擬試驗的沉降曲線類似單樁靜荷載試驗的沉降曲線，這是由于墊層厚度過薄，不足以調節樁土之間的沉降差異，導致墊層破壞，樁與土分別受荷，未形成復合地基。當墊層厚度大于30 cm時，隨著墊層厚度的增加粉噴樁復合地基的承載性能明顯改善，但相對來說，墊層厚度也不宜過大，因為當墊層厚度過大時會因墊層本身的壓縮變形增大影響復合地基的變形。圖10~12為墊層剛度為100 MPa，厚度分別為300，500和700 mm時，粉噴樁復合地基在不同荷載作用下對應的粉噴樁樁體不同深度的軸向附加應力分布圖。

圖10 Hc=300mm時的樁體應力

圖11 Hc=500mm時的樁體應力

圖12 Hc=700mm時的樁體應力

從圖11~12可以看出，相對于墊層剛度，墊層厚度的對粉噴樁復合地基中粉噴樁樁體附加應力的影響更加明顯。當墊層厚度小于500 mm時，樁體的附加應力隨著墊層厚度的增加而增大，附加應力在樁體上的分布基本未變，樁身的附加應力最大值均位于樁頂以下1 m左右的位置。當墊層厚度大于500 mm時，粉噴樁樁體上的應力仍然隨著墊層厚度的增加而增加，但樁體應力在深度上的分布有所變化，樁體的應力最大值位置處于樁頂。這說明當墊層厚度大于500 mm時，粉噴樁樁樁頂發生應力集中。這說明對于墊層模量為100 MPa大剛度墊層來說，墊層厚度不宜大于500 mm，否則在荷載作用下樁頂發生應力集中，達不到復合地基的樁土共同受力效果。

2.5 墊層剛度對路基回彈彎沉的影響

對于道路路基來說，回彈彎沉是衡量路基整體使用性能的重要指標。在安鄉大道路基工程中，在鋪設大剛度墊層的路基頂面進行了大量的回彈彎沉的試驗。本文采用前面的計算模型，針對粉噴樁復合地基的大剛度墊層回彈彎沉進行數值模擬分析，并與實驗結果進行對比。

回彈彎沉模擬試驗考慮對稱原則采用的荷載為標準軸載下的單側荷載作用，通過數值模擬得出單側車輪荷載下的彎沉值，再用疊加法算的標準軸載下任意一點的彎沉值。圖13為H=500 mm時不同墊層模量的路基彎沉曲線。

圖13 Hc=500 mm時不同墊層模量的路基彎沉曲線

從圖13可以看出，當墊層厚度以及復合地基樁長、樁間距等其他條件不變時，墊層剛度的變化對路基彎沉值的影響最為明顯。特別是當粉噴樁復合地基墊層剛度小于60 MPa時，路基的最大彎沉迅速增大。安鄉大道粉噴樁復合地基鋪墊層處理后，設計要求彎沉平均值小于200單位。經現場荷載試驗常規的碎石墊層彈性模量只有30 MPa，計算最大彎沉值可達270單位，很難達到設計要求(200單位)；而大剛度塊石墊層的彈性模量可達100 MPa，計算最大彎沉值只有150單位，可滿足設計要求，而現場試驗實測彎沉的平均值為150~200單位，彎沉代表數值為200~250單位，與現場試驗結果非常接近，這正是安鄉大道粉噴樁復合地基需要采用大剛度墊層的原因。

3 結論

1) 基于墊層—樁相互作用機制，復合地基的最佳荷載是在極限荷載下，樁土同時進入塑性狀態，設置合理的墊層可以使復合地基的樁土應力比達到最佳狀態。墊層的厚度與樁土應力比、置換率、樁徑、墊層材料有關，用本文推導的計算公式得出的褥墊層厚度更有利更大限度的發揮樁和樁間土的承載力，并減小基地的應力集中。

2) 對于墊層剛度較大的復合地基，在墊層剛度確定的情況下，墊層厚度的變化對復合地基承載性能以及樁體的附加應力的影響是比較的明顯，墊層厚度的增加，使得墊層的調節作用發揮越來越充分，當厚度達到某一厚度時，墊層的調節作用達到最大值，再增加墊層的厚度將不再起到調節作用，反而會起不到控制沉降的作用，還會引起樁頂的應力集中，也會造成工程經濟的浪費。

3) 在道路粉噴樁復合軟土地基鋪設墊層時，墊層模量不宜小于60 MPa，否則路基的彎沉值達不到規范要求，墊層的厚度也不宜大于700 mm，否則樁頂會發生應力集中，導致樁間土的承載力得不到發揮，進而影響粉噴樁復合地基的承載力。

[1] Phutthananon C, Jongpradist P, Yensri P, et al. Dependence of ultimate bearing capacity and failure behavior of T-shaped deep cement mixing piles on enlarged cap shape and pile strength[J]. Computers and Geotechnics, 2018, 97: 27?41.

[2] WANG Anhui, ZHANG Dingwen, DENG Yaguang. Lateral response of single piles in cement-improved soil: numerical and theoretical investigation[J]. Computers and Geotechnics, 2018, 102: 164?178.

[3] Taghavi A, Muraleetharan K K, Miller G A. Nonlinear seismic behavior of pile groups in cement-improved soft clay[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2017, 99: 189?202.

[4] FAN Jianguo, WANG Dongyuan, QIAN Duo. Soil-cement mixture properties and design considerations for reinforced excavation[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2018, 10(4): 791?797.

[5] Sina Kazemian, Arun Prasad, Bujang B K Huat, et al. Influence of cement-sodium silicate grout admixed with calcium chloride and kaolinite on sapric peat[J]. Journal of Civil Engineering and Management, 2011, 17(3): 309?318.

[6] Mohammad Reza Azadi, ALI Taghichian, ALI Taheri. Optimization of cement-based grouts using chemical additives[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2017, 9(4): 623?637.

[7] Horpibulsuk S, Chinkulkijniwat A, Cholphatsorn A, et al. Consolidation behavior of soil–cement column improved ground[J]. Computers and Geotechnics, 2012, 43: 37?50.

[8] Jamsawang P, Yoobanpot N, Thanasisathit N, et al. Three-dimensional numerical analysis of a DCM column-supported highway embankment[J]. Computers and Geotechnics, 2016, 72: 42?56.

[9] Venda Oliveira P J, Correia A A S, Lemos L J L. Numerical prediction of the creep behaviour of an unstabilised and a chemically stabilised soft soil[J]. Computers and Geotechnics, 2017, 87: 20?31.

[10] Yapage N N S, Liyanapathirana D S, Kelly R B, et al. Numerical modeling of an embankment over soft ground improved with deep cement mixed columns: case history[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2014, 140(11): 04014062.

[11] Wonglert A, Jongpradist P. Impact of reinforced core on performance and failure behavior of stiffened deep cement mixing piles[J]. Computers and Geotechnics, 2015, 69: 93?104.

[12] Raongjant W, JING Meng. Field testing of stiffened deep cement mixing piles under lateral cyclic loading[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2013, 12(2): 261?265.

[13] 楊文武. 水泥攪拌樁與旋噴樁復合地基設計拓展[J]. 建筑結構, 2014, 44(8): 25?30, 52. YANG Wenwu. Discussions on composite foundation design with cement mixing piles and jet grouting piles[J]. Building Structure, 2014, 44(8): 25?30, 52.

[14] 顏華, 柳家海, 周洎錕. 粉噴樁復合地基強度時效性增長分析[J]. 地震工程學報, 2015, 37(增2): 177?180. YAN Hua, LIU Jiahai, ZHOU Jikun. The growth in strength of dry jet mixing pile composite foundations over time[J]. China Earthquake Engineering Journal, 2015, 37(Suppl 2): 177?180.

[15] 宋修廣, 郭宗杰, 劉金章. 粉噴樁復合地基的數值計算分析[J]. 巖土力學, 2002, 23(4): 494?497. SONG Xiuguang, GUO Zongjie, LIU Jinzhang. Numerical analysis of dry jet mixing pile (DJMP) composite foundation[J]. Rock and Soil Mechanics, 2002, 23(4): 494?497.

[16] 鄭剛, 劉雙菊, 伍止超. 不同厚度褥墊層剛性樁復合地基工作特性研究[J]. 巖土力學, 2006, 27(8): 1357? 1360. ZHENG Gang, LIU Shuangju, WU Zhichao. Study on behavior of rigid pile composite ground with different cushion thicknesses[J]. Rock and Soil Mechanics,2006, 27(8): 1357?1360.

[17] 李寧, 韓烜. 復合地基中褥墊作用機理研究[J]. 巖土力學, 2000, 21(1): 10?15. LI Ning, HAN Yuan. Numerical tests on the mechanism of the cushion in composite foundation[J]. Rock and Soil Mechanics, 2000, 21(1): 10?15.

[18] 毛前, 龔曉南. 樁體復合地基柔性墊層的效用研究[J]. 巖土力學, 1998, 19(2): 67?73. MAO Qian, GONG Xiaonan. Research on the properties of cushion of the composite ground[J]. Rock and Soil Mechanics, 1998, 19(2): 67?73.

[19] 李進軍, 黃茂松, 史三元, 等. 復合地基樁土應力比與褥墊層厚度關系的試驗研究[J]. 工程勘察, 2003, 31(4): 11?14, 18. LI Jinjun, HUANG Maosong, SHI Sanyuan, et al. Experimental study on relationship between pile-soil stress ration and thickness of cushions in composite foundation[J]. Geotechnical Investigation & Surveying, 2003, 31(4): 11?14, 18.

[20] 劉吉福. 路堤下復合地基樁、土應力比分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2003, 22(4): 674?677. LIU Jifu. Analysis on pile-soil stress ratio for composite ground under embankment[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2003, 22(4): 674?677.

[21] 周龍翔, 童華煒, 王夢恕, 等. 復合地基褥墊層的作用及其最小厚度的確定[J]. 巖土工程學報, 2005, 27(7): 841?843. ZHOU Longxiang, TONG Huawei, WANG Mengshu, et al. Study on the role of cushion of composite ground and its minimum depth[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(7): 841?843.

[22] 吳慧明, 龔曉南. 剛性基礎與柔性基礎下復合地基模型試驗對比研究[J]. 土木工程學報, 2001, 34(5): 81? 84. WU Huiming, GONG Xiaonan. Model tests on composite ground under soft and stiff foundation[J]. China Civil Engineering Journal, 2001, 34(5): 81?84.

[23] 折學森. 軟土地基沉降計算[M]. 北京: 人民交通出版社, 1998. ZHE Xuesen. Settlement calculation of soft soil foundation[M]. Beijing: China Communications Press, 1998.

Study on large-stiffness cushion in dry jet mixing pile composite foundation

YIN Jianliang1, ZHANG Guoxiang2

(1. Infrastructure Construction Department, Central South University, Changsha 410075, China 2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

This paper presented a new method to improve the stiffness of road soft soil composite foundation with block stone cushion of high stiffness and deduced a new theoretical formula for determining the minimum thickness of the cushion. The bearing capacity and stiffness of the composite foundation are closely related to the thickness and material quality of the cushion. Based on the analysis of finite difference software and the comparison of field test results, the stress and deformation characteristics of the high-stiffness cushion in the composite foundation of powder grouting piles were discussed. Numerical analysis shows that for the high-stiffness cushion layer on the composite road foundation, increasing cushion stiffness significantly reduces roadbed surface deflection, and there exists optimal pad stiffness and thickness that result in optimal mechanical performance of composite foundation with powder jet piles. This high-stiffness stone cushion technique has been successfully applied in the Changde-Anxiang road construction project to treat the low liquid limit silt by using the composite foundation with powder jet piles, which has helped to maintain satisfactory road serviceability for several years.

high stiffness block stone cushion; dry jet mixing pile composite foundation; thickness of cushion; bearing capacity characteristics

TU411.7

A

1672 ? 7029(2020)02 ? 0341 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190337

2019?04?26

國家自然科學基金資助項目(51578550)

張國祥(1962?)，男，湖南邵陽人，教授，博士，從事巖土工程和高性能有限元理論研究；E?mail：gxzh@csu.edu.cn

(編輯 涂鵬)