堆载加芯搅拌桩复合地基荷载传递与变形特性

宋鑫宇,徐光黎*,刘府生，周 革,袁 智

(1.中国地质大学(武汉)工程学院，武汉 430074；2.中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉 430063)

复合地基加固法能有效提高软土地基的承载力，是既有软土路基加固的主要形式[1-2]。根据竖向增强体的刚度，形成复合地基的桩基础可划分为柔性桩与刚性桩，其中柔性桩最具有代表性的为水泥土搅拌桩[3]。水泥土搅拌桩具有施工无震动、无噪音、无挤土、无污染等优点，但桩身强度低，荷载不能有效传递到桩身下部，当桩顶水泥土被压坏时，桩长范围内的桩侧摩阻力未能全部发挥限制了单桩承载力的提高[4-5]。加芯搅拌桩是基于深层搅拌桩施工方法发展起来的。加芯搅拌桩由水泥土外壳桩、内芯桩两部分组成，内芯桩可由钢筋混凝土、素混凝土、钢材等材料组成，将内芯桩在水泥土搅拌桩初凝前插入其中，加芯搅拌桩利用大的比表面积来提供摩阻力，同时用高强度的桩芯来承担上部荷载[6]，理论上是一种经济有效的软土地基处理方法，而且施工便利、快捷、对周围环境无污染。

董平等[7]结合单桩静载试验，采用弹塑性有限元模型研究加芯水泥土搅拌桩在竖向荷载下的力学性状。王驰等[8]根据复合地基载荷试验以及有限元分析方法，讨论芯长比、含芯率对加芯水泥土搅拌桩复合地基的荷载传递和沉降变化的影响。张石友等[9]通过现场载荷板试验、静力触探试验分析加芯水泥土搅拌桩的承载机理。陈颖辉等[10]通过ANSYS数值模拟软件分析竖向荷载作用下加芯水泥土搅拌桩单桩位移、轴力、侧摩阻力的变化规律。李丹等[11]采用室内模型试验研究加芯水泥土搅拌桩群桩复合地基承载特性。目前加芯水泥土搅拌桩复合地基单桩承载力试验以及复合地基载荷板试验研究成果比较成熟，但对于路基堆载这种大面积柔性荷载工况的复合地基研究较少。基于此，针对路基堆载工况，现结合基底沉降、分层沉降、内芯桩应力、地基深层水平位移等现场监测手段，建立不同芯长比三维有限元数值模型与监测数据进行对比验证，研究堆载作用下加芯水泥土搅拌桩复合地基内外芯桩以及桩间土的荷载传递规律和变形特性，以期为路基堆载工况下加芯水泥土搅拌桩复合地基承载、变形特点提供理论基础，对相似工程案例分析具有参考、借鉴意义。

1 工程概况

新建铁路衢州至宁德铁路NDQGDK0+000～NDQGDK0+063段路基工程(宁德站)属于滨海相沉积地貌，地形平坦，贯通线地跨越两个地貌单元，地势标高相差较大，地面标高4～24 m。目前温福线宁德站已通车，人为活动较频繁，交通便利。本次软土路基处理工程研究区段位于宁德站项目NDQGDK0+010～NDQGDK0+011里程范围，软土厚度约16 m，路基最终填筑高度3.2 m，水泥土外壳桩径500 mm，桩长18 m，桩间距1.4 m，布设形式为正方形，水泥采用强度等级为P.O42.5普通硅酸盐水泥，每米水泥用量为55 kg/m，水灰比为0.6，粉煤灰掺入比为0.05%，内芯桩截面为正方形，尺寸0.2 m×0.2 m，长度13.5 m，芯长比n=0.75(定义芯长比n为内芯桩长度与水泥土外壳桩长度的比值)，内芯桩主筋为4Φ10钢筋，桩身采用C30砼预制。

研究区地层主要为：①淤泥，深灰色，流塑，揭示层厚为1.50～25.00 m；②粉质黏土，灰黄色，可塑，揭示层厚为1.35～13.35 m，各地层物理力学参数如表1所示。

表1 各地层物理力学参数统计表Table 1 Statistical table of physical and mechanical parameters of each layer

2 现场监测

研究区段设置1个监测断面，在路基中心处布设定点压力沉降计和沉降板，用于监测基底沉降；路基中心处布设分层沉降监测钻孔，孔深30 m，仪器布设深度分别为2、6、12、20、27、30 m；路基中心处内芯桩主筋上安装混凝土应力计，测量不同深度内芯桩钢筋应力变化，安装完成后浇筑C30砼进行养护、预制，应力计安装位置分别位于内芯桩2、4、7、10、13.5 m处；在堆载坡脚处布设测斜孔，孔深17 m，孔内布设测斜仪，监测地基深层水平位移，现场监测仪器的安装与埋设如图1所示。

图1 现场监测仪器的安装与埋设Fig.1 Installation and burying of field monitoring instruments

现场监测期间桩顶分5次进行堆载，高度共计1.35 m，边坡坡比1∶1.5，逐次堆载高度及土层如下：①堆载碎石0.25 m；②堆载细砂0.1 m；③堆载碎石0.25 m；④堆载砂土0.5 m；⑤堆载填土0.25 m。堆载工况以及对应监测日期如表2所示，监测断面及仪器布设如图2所示。

表2 堆载工况与监测时间对应表Table 2 Corresponding table of stacking condition and monitoring time

图2 监测断面及仪器布设示意图Fig.2 Schematic diagram of monitoring section and instrument layout

3 数值模拟

由于场地以及监测仪器的局限性，现场监测只能得到堆载中心处基底沉降、分层沉降、内芯桩竖向应力以及堆载坡脚处地基水平位移，对于加固区内水泥土外壳桩以及桩间土缺乏监测数据。利用MIDAS/GTS NX数值模拟软件建立与实际工况对应的三维有限元模型，将现场监测数据与数值模拟数据进行对比，验证模型的准确性，并定义5种不同芯长比进行内芯桩、水泥土外壳桩竖向应力，内芯桩、水泥土外壳桩侧摩阻力、水泥土外壳桩与桩间土侧摩阻力以及基底沉降的对比分析，进而研究整个软土路基加固区的荷载传递规律和变形特征。

3.1 模型建立

结合宁德站牵出线工程的实际工况，在填筑高度为1.35 m的堆载作用下，分别建立5种芯长比(n=0、0.33、0.5、0.75、1.0)加芯搅拌桩复合地基有限元分析模型。由于软土路基加固区呈对称分布，以路基中心线为界限，取加固区的一半作为研究对象，路基坡率为1∶1.5，路基底宽为8.42 m；桩体布设形式为正方形，桩间距1.4 m，模型水平方向长度为20 m，路基坡脚以外长度为11.58 m，模型深度方向取30 m；水泥搅拌桩长度为18 m，钢筋砼内芯桩截面为正方形，截面尺寸为0.2 m×0.2 m，各材料、属性以及界面参数如表3和表4所示，复合地基各部分网格划分如图3所示。

施工阶段分析控制共分为三大步：①进行下覆地层初始应力的激活，并进行位移清零；②进行桩基础及各个界面的激活，并进行位移清零；③进行路基堆载，堆载分5次进行。

3.2 结果分析

图4为芯长比n=0.75复合地基模型竖向位移云图，由图4可知在路基堆载中心处基底沉降量最大，为36.26 mm，路基边缘以及深部地层沉降量相应减小，沉降趋势符合水泥搅拌桩复合地基变形规律[12]。

表3 模型材料参数Table 3 Model material parameters

表4 模型界面参数Table 4 Model interface parameters

图3 模型网格划分图Fig.3 Model grid division

选取路基中心点处基底沉降、分层沉降以及内芯桩竖向应力现场监测结果与数值模拟结果进行对比，得到图5～图7所示曲线，结果显示数值模拟结果与现场实测结果基本吻合，该模型各材料、界面属性参数取值较合理。

以芯长比n=0.75复合地基模型为例(图8)，在路基加固深度较浅位置，桩间土的沉降量大于桩体沉降量，且存在一中性点，在中性点处桩与桩间土沉降量相等，这一规律对于其他芯长比复合地基模型同样适用。

图4 芯长比n=0.75复合地基数值模拟竖向位移云图Fig.4 Vertical displacement nephogram of numerical simulation of composite foundation with core length ratio n=0.75

图5 路基中心基底沉降对比图Fig.5 Comparison of settlement of subgrade center base

图6 分层沉降对比图Fig.6 Comparison of layered settlement

选取堆载高度为1.35 m工况下路基中心点处加芯水泥搅拌桩作为研究对象，得出如图9～图12所示的内芯桩、水泥土外壳桩竖向应力以及内外桩界面、桩土侧摩阻力随深度的变化曲线，在基底位置，桩顶存在应力集中现象，内芯桩相比水泥土外壳桩分担了更多竖向应力。在中性点以上，桩间土与水泥土外壳桩界面为负摩阻力，桩间土荷载以侧摩阻力的形式向水泥土外壳桩传递，随着深度的增加，内芯桩竖向应力不断增大，而水泥土外壳桩竖向应力以及内外桩界面侧摩阻力呈现减小趋势，且趋于一稳定值，内芯、外壳桩间侧摩阻力同样减小至一稳定值，说明水泥土外壳桩的作用由传递上部竖向应力逐渐转化为传递桩间土侧摩阻力。中性点至内芯桩端深度范围内，内芯桩竖向应力减小，内芯、外壳桩侧摩阻力方向改变，数值增大，此时水泥土外壳桩的功能仍为传递剪切应力。在内芯桩端至水泥土外壳桩端深度范围内，由于该段不存在内芯桩，水泥土外壳桩改变传递荷载方式，即主要承受上部内芯桩、水泥土外壳桩传递的竖向应力，对应水泥土外壳桩竖向应力增大，且竖向应力曲线存在最大值，说明桩体在传递上部荷载时存在有效桩长[13-14]，符合水泥土搅拌桩荷载传递规律。在内芯桩端处水泥土外壳桩与桩间土作用的侧摩阻力突然增大，是由于上部荷载传递至桩端应力扩散的结果。

图7 内芯桩竖向应力对比图Fig.7 Comparison of vertical stress of inner core pile

图8 芯长比n=0.75复合地基模型桩与桩间土沉降-深度变化曲线Fig.8 Settlement depth curve of model pile and soil between piles in composite foundation with core length ratio n=0.75

图9 钢筋砼内芯桩竖向应力-深度变化曲线Fig.9 Vertical stress depth curve of reinforced concrete inner core pile

图10 水泥土外壳桩竖向应力-深度变化曲线Fig.10 Vertical stress depth curve of cement soil shell pile

图11 内芯、外壳桩侧摩阻力-深度变化曲线Fig.11 Variation curve of side friction depth of inner core and outer shell piles

图12 外壳桩与桩间土侧摩阻力-深度变化曲线Fig.12 Variation curve of skin friction depth between shell pile and soil between piles

随着芯长比的增加，一方面桩体传递竖向荷载的能力提升，即有效桩长增加(图9)，另一方面，减少水泥土外壳桩在含芯段的竖向应力分担，同时增长水泥土外壳桩承担传递剪应力功能的长度，减少桩土界面负摩阻力大小，有利于沉降控制(图10～图12)。

为研究复合地基基底沉降变形与应力分担，将复合地基基底区分为桩间土(B-B′)与桩顶(A-A′)，如图13所示。

图13 复合地基数值模拟基底分区Fig.13 Base zoning of numerical simulation of composite foundation

由图14可知，增加芯长比会减少基底的沉降量，且内芯桩长度占比越大，沉降控制效果越明显。曲线突起处对应加芯水泥搅拌桩桩顶，可见桩顶的沉降小于两侧桩间土的沉降，验证了上文所述的在路基加固区浅层桩间土的沉降量大于水泥搅拌桩的沉降量。由图15可知，随着芯长比的增加，基底在桩间土的沉降量也随之减小。

图14 基底桩顶沉降-深度变化曲线(A-A′)Fig.14 Settlement depth curve of pile top in foundation (A-A′)

图15 基底桩间土沉降-深度变化曲线(B-B′)Fig.15 Settlement depth curve of foundation soil between piles (B-B′)

图16 基底桩顶竖向应力-距离变化曲线(A-A′)Fig.16 Vertical stress distance curve of pile top of foundation (A-A′)

图17 基底桩间土竖向应力-距离变化曲线(B-B′)Fig.17 Vertical stress distance curve of soil between foundation piles (B-B′)

选取芯长比n=0和n=0.75两个复合地基模型，基底竖向应力分担对比如图16和图17所示，可以看出，内芯桩的存在使桩顶的应力集中效应明显，能有效减少直接作用于土体表面的竖向应力数值，将荷载更多地集中在桩体上，从而传递到深层地基土体中。同时，经过桩体的荷载分担之后，加芯水泥土搅拌桩复合地基中作用于土体表面的荷载明显小于未加芯水泥土搅拌桩复合地基，进而减小了基底土体的沉降变形量。在实际工程建设中，芯长比的选择应根据桩的承载力要求、沉降控制要求以及投资成本综合确定。

4 结论

通过现场监测数据与数值模拟数据验证以及对不同芯长比复合地基模型的结果分析，可以得出以下结论。

(1)在堆载作用下，路基加固区浅层存在中性点，中性点处桩与桩间土沉降量相等。在中性点以上，钢筋砼内芯桩应力集中，主要承担竖向应力，水泥土外壳桩主要承担内芯桩以及桩间土传递的侧摩阻力，在中性点以下至内芯桩端范围内，荷载传递先由内芯桩传递至水泥土外壳桩，进而以侧摩阻力形式向桩间土传递，在内芯桩端至水泥土外壳桩端范围内，水泥土外壳桩改变荷载传递方式，主要承担上部传递的竖向应力。

(2)增加芯长比会增加桩体的有效桩长，有效地分担水泥土外壳桩竖向应力，增长水泥土外壳桩承担传递剪应力功能的长度，减少作用在桩土界面的负摩阻力值，达到控制沉降的效果。

(3)增加芯长比能有效控制基底桩顶以及桩间土的沉降量，减少作用在桩间土上的荷载，从而控制桩间土体的沉降量。