董必昌 张鹏飞* 田智睿 张明轩

(武汉理工大学交通学院1) 武汉 430063) (中国市政工程中南设计研究院总院有限公司2) 武汉 430010)

0 引 言

为解决土地资源相对稀缺的问题，围海造陆就成为人们的选择之一.而吹填法因其经济性，成为在该领域广泛运用的一种地基加固手段.目前，国内外学者针对吹填土地基的加固及变形机理展开了一系列的研究，得出了一些有价值的成果.K.Been等[1]利用沉积柱试验分析了粉质黏土自重沉积固结特性.牛岑岑等[2]采用对天津区域吹填土进行室内模拟试验得出吹填土沉降的时效特征，指出孔隙水压力和沉降量随时间变化而基本同时趋于稳定时，土体达到固结状态.余鹏程[3]通过有限元仿真的方法研究验证了吹填土的固结蠕变特性，将蠕变变形划分为瞬时变形、急剧变形、缓慢变形三个阶段，得出吹填土蠕变特性受到干密度和法向应力的影响.景卫华等[4]通过有限元法分析了吹填土地基固结沉降随时间的变化关系.刘松玉等[5]针对常规粉喷桩存在的问题，提出排水粉喷桩 2D 工法，该方法充分有效结合塑料排水板与粉喷桩的优点.叶宝观等[6-7]将该技术进行了进一步研究，提出长板-短桩工法，将新型地基分为复合层、固结层和未加固层，总结出了其加固机理，并提出了有效有限元计算模型.

以上研究都是侧重于真空联合堆载预压法处理吹填土深厚软基的方面，对于表层吹填土经过真空堆载预压处理后，再使用塑料排水板-双向搅拌粉喷桩联合处理吹填土深厚软基沉降特性的研究较少,对于该工况下吹填土地基沉降特性的参数敏感性研究也鲜见相关文献报告.因此，本文以吹填土长板-短桩复合地基为例，运用有限元数值模拟的方式，通过控制桩长、桩间距、桩身弹性模量这几个对地基影响较大的因素，研究其对吹填土沉降特性的影响，并得出了相关结论.

1 工程概况和计算模型

1.1 工程概况

选用温州市域铁路灵昆维修基站吹填土加固工程为案例，进行仿真模拟.该基站工程采用塑料排水板和塑料排水板联合双向搅拌粉喷桩两种加固方式进行地基处理.其中有咋轨道行车段采用塑料排水板联合双向搅拌粉喷桩加固吹填土软弱地基.灵昆维修基站加固平面见图1.

图1 灵昆维修基站加固平面示意图

在有咋轨道段加固区间，塑料排水板-双向搅拌粉喷桩复合地基其平面布置采用正方形，二者成两行交错布置，其中双向搅拌粉喷桩长16 m，桩间距1 m；塑料排水板长30 m，板间距1 m，塑料排水板-双向搅拌粉喷桩复合型地基见图2.

图2 塑料排水板-双向搅拌粉喷桩组合型复合地基示意图

1.2 几何模型选取

对于长板-短桩联合处理吹填土地基的固结沉降模拟，由于受试验条件限制，故将其转化成平面模型进行计算.本文采用对桩身强度和渗透系数进行折减的方法解决搅拌粉喷桩的平面转化问题[8].基于谢康和教授[9]双层地基一维固结理论将长板-短桩复合地基平面等效，考虑到所取断面为对称的，因此取地基横断面的一半进行模拟分析.由特征断面LKGDK1+510取得模型数据，其中加固区域宽10.25 m，影响区域宽40 m，总宽度为50.25 m；土体模型的计算深度取70 m.塑料排水板和双向搅拌粉喷桩成两行交错布置，其中双向搅拌粉喷桩长16 m，桩间距1 m；塑料排水板长30 m，板间距1 m，土层分层和整体模型见图3、图4.

1.3 有限元模型建立

采用ABAQUS有限元仿真软件来建立吹填土长板-短桩联合堆载预压模型[10-11].模型中按照

图3 断面LKGDK1+510地层分布简图

图4 计算模型图

实际工程对土性差异不大的土体进行合并，将土体分为4层，每层土体底部水平，每层土体厚度取平均值，不同土层之间竖向位移完全耦合.假定复合地基内只发生一维竖向压缩变形和竖向渗流，模拟过程中地下水位不随时间发生变化.

土层原始参数、塑料排水板参数及双向搅拌粉喷桩参数指标见表1～表3.

表1 土层原始参数

表2 塑料排水板参数

表3 双向搅拌粉喷桩参数

对于复合地基中双向搅拌粉喷桩桩体假定为线弹性材料，土体与上部堆载假定为理想弹塑性材料.对于屈服准则采用Mohr-Coulomb屈服准则，其他条件与Terzaghi一维固结理论相同.

对于边界条件的选择.

1) 移的边界条件：左右边界简支滑动；垂直方向位移自由；下边界固定位移约束；上边界为自由边界.

2) 渗流的边界条件：左右边界为不透水边界；下边界为不透水边界；上边界地面均设置水头压力p=0边界.

网格单元采用ABAQUS内置单元CPE8P，其适用于进行流固耦合的四节点平面应变四边形单元，可用于固结沉降分析.本模型共具有15 078个节点，15 438个单元，15 438个变量.在模型左方0～30 m深度处，因其属于复合层和加固层，所以将网格划分得较细，用以提高计算结果的精度；模型的右方和下卧层属于影响区，其网格划分密度可以适当降低，对模拟结果影响较小，以便提高模型的计算速度.

在进行地基沉降分析前需对模型进行初始步地应力平衡，使模拟土体达到和现状几何土体一样的天然平衡状态，图5为土体在初始地应力平衡后的各节点初始位移图，其中最大值沉降为3.989×10-5m，对后面土体变形分析影响甚微，可以忽略不计，能够较为准确的反映实际情况.

图5 初始地应力平衡位移云图

2 沉降计算结果分析

地基沉降值是分析土体固结程度、地基承载力、加固效果的重要判别依据，尤其是断面中心位置的地基沉降值更是作为土体变形的重要指标，能够直观反映出加固区域地基的加固效果.高速铁路对地基工后沉降要求更加严格[12].图6为吹填土地基经过长板-短桩法处理后的断面中心地基总沉降曲线.现场监测结果显示地基最大沉降值为317 mm，最大沉降值位置处于道路中心处；有限元模拟数值计算结果表明地基最大沉降值为336 mm，最大沉降值位置同样位于道路中心处.现场监测和模拟仿真的沉降值误差小于10%，且两者的数值变化曲线总体趋势一致.说明该有限元仿真模型设计合理，参数取值得当，计算结果准确度高.

图6 断面中心地基沉降对比图

3 参数敏感性分析

3.1 桩长影响分析

为研究吹填土长板-短桩复合地基在不同桩长下的沉降和侧向位移变化，保证其他参数不变的条件下，分别取桩长为10,13和16 m，建立有限元模型，计算结果见表4.不同桩长情况沉降发展规律如图7，图8为堆载期末桩长10 m和桩长13 m的沉降云图.

表4 不同桩长情况对长板-短桩复合地基沉降的影响

图7 不同桩长沉降变化规律对比图

图8 复合地基沉降云图

与桩长为16 m的吹填土复合地基沉降规律相比，三个工况的沉降基本规律是一致的，最大沉降发生在道路断面中心处，总的沉降量和最大侧向位移随着桩长的缩短有一定幅度的提升.由此可见，在其他情况相同时，桩长的增加能在一定程度上减少地基总沉降；从沉降规律表还能看出，增加3 m桩长减少的沉降分别为79 mm和46 mm，随着桩长的增加，沉降减少比例下降，当桩长达到一定值后，此时减少的沉降梯度已十分微小；同时桩长增长对土体的侧向位移限制效果也有一定的增加，但随着桩长接近一定值时，效果也在不断降低.由此可针对不同加固方式提出有效桩长的概念，加固设计时应在有效桩长范围内，综合考虑加固效果和经济价值，确定最优桩长.

3.2 桩间距影响分析

为了研究不同桩间距对吹填土长板-短桩复合地基的沉降规律影响，在保证模型土体参数不变的条件下，对桩体参数进行折减，表5为根据参数折减后不同间距与桩长情况下等效后桩体的弹性模量和桩体渗透系数, 然后按照不同桩间距(1，2，3 m)、不同桩长(10，13，16 m)分别建立有限元模型进行分析.模型中单一参数变化时，其他条件保持不变.

表5 不同处理方式等效桩体参数

不同处理方式计算的吹填土复合地基最大沉降和侧向位移结果见表6，沉降发展规律见图9.从表中可较为直观的看出，随着桩间距的增大，悬浮短桩在复合地基中对最大沉降和最大侧向位移的抑制效果也随之降低，以桩长13 m为例，桩间距1.5 m的沉降为桩间距1 m的1.23倍，桩间距2 m的沉降为桩间距1.5 m的沉降的1.44倍，随着桩间距的增大，复合地基面积置换率成比例减小，地基沉降量也成阶梯式增加.从表中还能看出，随着桩间距增大，对土体的侧向限制效果也降低，侧向位移也随之增大，土体侧向位移增长后又加大了地基的竖向沉降.

表6 不同工况对长板-短桩复合地基沉降的影响

图9 不同桩间距沉降变化规律对比图(桩长10,16 m)

以桩长10 m的模型结果对不同桩距的沉降规律做详细的分析，图10为桩长10 m桩间距变化的沉降云图.

图10 复合地基沉降云图

当桩间距为1 m时，对于吹填土地基，复合层基本为整体式沉降，复合层压缩沉降量较低，主要沉降来自于复合层下方的排水固结层，由图10也能看出桩底区域沉降等值线密集，表明该层土体压缩量高；当桩间距为1.5 m和2 m时，即复合层桩体布置较为分散，该层复合模量变低，桩土压缩量变高，复合层沉降量占总沉降量的比例提高，达到50%左右，这是由于下卧层为吹填土，并不能作为持力层，当每根桩达到其单桩极限承载力时，此时复合层的沉降量不仅仅来自于土体和桩体的协调压缩变形，还来自于桩体对下卧层的“刺入”效应，此时的刺入量不能忽略，若进行沉降理论计算宜用桩身压缩量法.

3.3 桩身弹性模量影响分析

为了研究不同桩体弹性模量取值对吹填土长板-短桩复合地基沉降的影响，在保证其他参数不变的条件下，分别取桩体弹性模量为50,150,250 MPa，对桩长16 m、桩间距1 m不同弹性模量的粉喷桩进行弹性模量参数折减.折减后桩体参数和计算结果见表7，不同桩长沉降发展规律见图11，桩体不同弹性模量情况的沉降云图见图12.

表7 不同桩弹性模量对长板-短桩复合地基沉降的影响

图11 不同桩弹性模量沉降发展规律对比

图12 复合地基沉降云图

由表7可知，随着桩体弹性模量的增大，吹填土长板-短桩复合地基的最大沉降和侧向位移明显减小.其中桩体弹性模量由50 MPa增长至150 MPa再到250 MPa时，最大沉降差分别为70 mm和17 mm.由于桩体弹性模量增大后，复合地基的最大沉降明显减小，使得复合地基的最大侧向位移也减小.

综合研究桩体弹性模量对吹填土长板-短桩复合地基沉降的影响，可以看出，桩体弹性模量的增大对复合地基的最大沉降有较为明显的抑制作用，但这个效果会随着桩体弹性模量的增大而不断减弱，一味的通过增强桩体弹性模量来减小不可行，这就意味着在实际工程设计中，应综合考虑工程经济效益与加固效果等多方面因素对桩体弹性模量进行取值.

4 结 论

1) 桩长的增加能有效地减少地基的总沉降，但桩长达到一定值后，减少的沉降梯度将十分微小，桩长增长对土体的侧向位移限制效果也有一定的增加，但随着桩长接近一定值时，效果也不断降低.由此可针对不同加固方式提出有效桩长的概念，加固设计时应在有效桩长范围内，综合考虑加固效果和经济价值，确定最优桩长.

2) 随着桩间距的增大，长板-短桩复合地基面积置换率成比例减小，悬浮短桩在复合地基中抑制最大沉降和最大侧向位移的效果也随之降低，地基沉降量会成阶梯式增加，由于土体的侧向限制效果降低，侧向位移也跟着增长，土体侧向位移增长后又加大了地基的竖向沉降.

3) 对于深厚吹填土地基，当复合层桩体布置较密时，复合层基本为整体式沉降，复合层压缩沉降量较低，主要沉降来自于复合层下方的排水固结层，当复合层桩体布置较为分散，复合地基面积置换率变低，桩土压缩量变高，复合层沉降量占总沉降量的比例提高，由于下卧层为吹填土，并不能作为持力层，当每根桩达到其单桩极限承载力时，此时复合层的沉降量不仅仅来自于土体和桩体的协调压缩变形，还来自于桩体对下卧层的“刺入”效应，此时的刺入量不能忽略，若进行沉降理论计算宜用桩身压缩量法.

4) 桩体弹性模量的增大对长板-短桩复合地基的沉降有较为明显的抑制作用，但这个效果会随着桩体弹性模量的增大而不断减弱，一味的通过增强桩体弹性模量来减小不可行，在实际工程设计中，应综合考虑工程经济效益与加固效果等多方面因素对桩体弹性模量进行取值.