商慶坤，裴利華,，桂 躍*，林 東

（1. 昆明理工大學(xué) 建工學(xué)院，云南 昆明 650051；2. 中鐵四院集團(tuán)西南勘察設(shè)計(jì)有限公司，云南 昆明 650504）

0 引 言

泥炭質(zhì)土是由已分解的腐殖質(zhì)、尚未完全分解的動(dòng)植物殘?bào)w和礦物質(zhì)組成的特殊軟土[1]，廣泛分布于我國(guó)東北和西南地區(qū)。在工程領(lǐng)域內(nèi)，泥炭質(zhì)土常被視為十分棘手的特殊土，具有孔隙比大、天然含水率高、承載力低、壓縮性高等較差的工程地質(zhì)特性[2-3]。隨著基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的發(fā)展，越來(lái)越多的工程涉及到泥炭土層，泥炭土地基的處理問(wèn)題逐漸成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究熱點(diǎn)。

南昆鐵路線深厚泥炭土路段，工程師采取了碎石樁+堆載預(yù)壓和粉噴樁兩種地基處理方式，但4年后觀測(cè)發(fā)現(xiàn)地面沉降仍達(dá)到45 cm[4-5]；斯里蘭卡首都科倫坡高速公路建設(shè)中，對(duì)路基下伏數(shù)米泥炭土采用砂樁、碎石樁、管樁、塑料排水板聯(lián)合堆載預(yù)壓處理，項(xiàng)目竣工7年后對(duì)部分路段監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)其工后沉降達(dá)到15～20 cm，接近預(yù)警值[6]。1995年，陳觀勝等[7]率先對(duì)水泥土攪拌法在泥炭土地基中的應(yīng)用進(jìn)行了探索，并在杭州平湖秋月地區(qū)某工程中開展了水泥土攪拌樁加固泥炭土地基的工程實(shí)踐，通過(guò)監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)其最大沉降量?jī)H為46 mm，基本滿足設(shè)計(jì)要求。之后的幾十年中，水泥土攪拌樁由于其造價(jià)低、污染小、施工靈活等特點(diǎn)，在泥炭土地基處理中的應(yīng)用逐漸增多[7-12]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)水泥土攪拌樁復(fù)合地基的承載特性進(jìn)行了大量的模型試驗(yàn)研究，從復(fù)合地基沉降規(guī)律[13]、承載能力[14]、破壞模式[15-16]和樁土應(yīng)力比[17]等方面進(jìn)行了全面的討論。然而，上述研究對(duì)水泥土攪拌樁復(fù)合地基承載特性的研究主要集中在非有機(jī)質(zhì)土上，而泥炭質(zhì)土與非有機(jī)質(zhì)土的工程性質(zhì)存在極大差異[12,18-21]。因此，若將水泥土攪拌樁在非有機(jī)質(zhì)土中的應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)盲目套用在泥炭質(zhì)土中，將會(huì)存在極大的安全隱患。為了探究泥炭質(zhì)土水泥土攪拌樁復(fù)合地基承載特性，本文進(jìn)行了不同端承條件（端承型、懸浮型）和不同置換率（10%、14.9%、21.1%）的泥炭質(zhì)土水泥土攪拌樁復(fù)合地基模型試驗(yàn)，通過(guò)監(jiān)測(cè)荷載作用下復(fù)合地基沉降、樁頂應(yīng)力和樁間土應(yīng)力變化規(guī)律，討論泥炭質(zhì)土水泥土攪拌樁復(fù)合地基的承載特性。

1 模型試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)裝置

水泥土樁復(fù)合地基模型試驗(yàn)箱長(zhǎng) 120 cm，寬32 cm，高35 cm。為防止不同試驗(yàn)區(qū)間的相互影響，利用剛性不透水板，將泥炭質(zhì)土地基沿模型箱長(zhǎng)邊三等分為 3個(gè)試驗(yàn)區(qū)域，每個(gè)試驗(yàn)區(qū)域的長(zhǎng)、寬、高分別為40 cm、32 cm和35 cm。水泥土樁和土壓力盒的布置情況如圖1所示，土壓力盒分別埋設(shè)于樁頂中心和地基土表面兩樁中點(diǎn)位置。

圖1 試驗(yàn)布置示意圖Fig. 1 Model test layout

1.2 泥炭質(zhì)土制備

試驗(yàn)用土取自云南昆明，整體呈深黑色，腐殖化程度較高，其各項(xiàng)物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示；參照《巖土工程勘察規(guī)范》[22]，屬泥炭質(zhì)土。試驗(yàn)中為保證泥炭質(zhì)土的均勻性，按每層115 mm的厚度分層填筑和整平。為了模擬真實(shí)泥炭質(zhì)土狀態(tài)，需對(duì)泥炭質(zhì)土進(jìn)行預(yù)固結(jié)，設(shè)計(jì)固結(jié)荷載為 10 kPa。根據(jù)沉降監(jiān)測(cè)結(jié)果判斷土樣的固結(jié)程度，當(dāng)每小時(shí)沉降增量小于0.1 mm時(shí)認(rèn)為地基固結(jié)完成，開始卸載。卸載后測(cè)量泥炭質(zhì)土層厚度，并移除多余泥炭質(zhì)土，保證試驗(yàn)土層厚度為預(yù)定的300 mm。固結(jié)完成后需對(duì)復(fù)合地基進(jìn)行微型十字板剪切試驗(yàn)（厚1 mm，長(zhǎng)55 mm，寬22 mm），獲得泥炭質(zhì)土地基平均不排水抗剪強(qiáng)度為8.6 kPa。

表1 泥炭質(zhì)土物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of peat

1.3 復(fù)合地基設(shè)計(jì)與制備

本研究中共進(jìn)行了7個(gè)物理模型試驗(yàn)，具體試驗(yàn)方案見(jiàn)表2。在本次模型試驗(yàn)中采用1/20的相似比，并假設(shè)水泥土攪拌樁的直徑為0.7 m，泥炭質(zhì)土層厚度為6 m。因此，水泥土攪拌樁模型的直徑被設(shè)計(jì)為35 mm，泥炭質(zhì)土層厚度被設(shè)計(jì)為300 mm。對(duì)于常見(jiàn)的水泥土攪拌樁復(fù)合地基，其面積置換率一般在10%～30%之間[23]，因此，本研究選取了10%、14.9%、21.1%這3種面積置換率進(jìn)行試驗(yàn)。謝寶琎等[8]認(rèn)為，采用水泥加固處理泥炭質(zhì)土?xí)r合理的水泥摻量應(yīng)為25%，但考慮到土質(zhì)的不同及經(jīng)濟(jì)因素，本文選取20%的水泥摻量進(jìn)行試驗(yàn)。

表2 室內(nèi)模型試驗(yàn)方案Table 2 Laboratory model test programs

本試驗(yàn)采用連續(xù)置換法制備水泥土攪拌樁復(fù)合地基。在模型箱預(yù)定位置設(shè)置導(dǎo)向架，將一根內(nèi)徑為35 mm、厚度為0.8 mm的細(xì)長(zhǎng)開口鋼管緩慢推至預(yù)定深度。為減少對(duì)土樣的干擾，采用分段取土分段壓入，每段壓入5 cm，直至預(yù)定位置（15 cm或30 cm）。將鋼管中取出的泥炭質(zhì)土與水泥、水等按一定比例混合均勻填回孔中，原位養(yǎng)護(hù)28 d。養(yǎng)護(hù)完成后，將水泥土樁取出并削成直徑3.91 cm、高8 cm的圓柱形試樣，按照《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[24]進(jìn)行無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)。在本次試驗(yàn)中，泥炭土中有機(jī)質(zhì)的主要成分為腐殖質(zhì)。腐殖質(zhì)的存在會(huì)阻礙和延緩水泥水化反應(yīng)的進(jìn)行，并使部分水化產(chǎn)物解體[25-26]。因此，在本次試驗(yàn)中，各試樣平均無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度僅為175.2 kPa，遠(yuǎn)低于常規(guī)水泥土。

1.4 加載

本研究采用慢速維持荷載法進(jìn)行試驗(yàn)，考慮水泥土樁復(fù)合地基時(shí)間效應(yīng)。復(fù)合地基制備完成后在地基表面砂墊層上施加平面尺寸為310 mm×120 mm的剛性加載板，試驗(yàn)采用分級(jí)加載的方式，加載荷載等級(jí)為10 kPa，每級(jí)加載時(shí)間為4 h。加載完成后每0.25 h進(jìn)行一次土體位移場(chǎng)記錄、樁頂和樁間土的土壓力盒數(shù)據(jù)采集。應(yīng)力及樁頂應(yīng)力的測(cè)量采用量程為0.5 MPa的電阻應(yīng)變式微型土壓力計(jì)。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用DH3818型靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀。

2 泥炭質(zhì)土水泥土攪拌樁承載特性分析

2. 1 復(fù)合地基極限承載力分析

（1）樁端承載條件及置換率對(duì)復(fù)合地基極限承載力影響

圖2為天然泥炭質(zhì)土地基和不同端承條件下水泥土攪拌樁復(fù)合地基的荷載-沉降曲線。由圖 2可知，水泥土攪拌樁可以明顯減小泥炭質(zhì)土地基沉降，相同置換率條件下，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基沉降明顯低于懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基。

圖2 不同端承條件下復(fù)合地基荷載-沉降曲線Fig. 2 Normalized load-displacement curve of composite foundation under different end-bearing condition

在本試驗(yàn)中，采用雙切線法確定天然泥炭質(zhì)土地基及懸浮型水泥土樁復(fù)合地基極限承載力[12]。采用雙切線法確定的天然泥炭質(zhì)土地基的極限承載力為22 kPa，3種不同置換率（10%、14.9%、21.1%）下懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基的極限承載力分別為42 kPa、44 kPa、49 kPa。對(duì)于端承型攪拌樁復(fù)合地基，當(dāng)上部荷載超過(guò)其極限承載力時(shí)，水泥土樁會(huì)率先發(fā)生破壞，導(dǎo)致復(fù)合地基失穩(wěn)，因此在本文中以復(fù)合地基發(fā)生破壞的前一級(jí)荷載作為其極限地基承載力。3種端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基分別在70 kPa、80 kPa和90 kPa荷載加載過(guò)程中發(fā)生破壞，因此認(rèn)為其極限地基承載力分別為60 kPa、70 kPa、80 kPa。相較于天然泥炭質(zhì)土地基，采用懸浮型水泥土攪拌樁處理的泥炭質(zhì)土地基極限承載力分別提高了91%、100%和122%，采用端承型水泥土攪拌樁處理的泥炭質(zhì)土地基極限承載力分別提高了173%、218%和264%。相同置換率條件下，后者對(duì)泥炭質(zhì)土地基極限承載力的提升幅度是前者的兩倍左右。

圖3為不同置換率下端承型水泥土攪拌樁和懸浮型水泥土攪拌樁荷載-沉降曲線。由圖 3（a）可知，在端承水泥土攪拌樁復(fù)合地基情況下，置換率為10%、14.9%、21.1%的復(fù)合地基分別在基礎(chǔ)沉降8.28 mm、6.36 mm、3.96 mm時(shí)發(fā)生破壞。置換率越高，復(fù)合地基破壞時(shí)的沉降減少越明顯。由圖 3（b）可知，在懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基情況下，置換率為10%、14.9%、21.1%的復(fù)合地基分別在基礎(chǔ)沉降14.52 mm、15.12 mm、13.68 mm時(shí)發(fā)生破壞。這表明，采用懸浮型水泥土攪拌樁加固的泥炭質(zhì)土地基破壞時(shí)的地基沉降量與置換率并無(wú)太大聯(lián)系。

由圖3還可以看出，相較于懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基對(duì)置換率的變化更敏感。置換率從10%增加至21.1%時(shí)，懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基極限承載力增長(zhǎng)了16.7%，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基極限承載力增長(zhǎng)了28.6%。

圖3 不同置換率下復(fù)合地基荷載-沉降曲線Fig. 3 Relationship between vertical stress and normalized displacement under different improvement ratio

（2）泥炭質(zhì)土水泥土攪拌樁復(fù)合地基極限承載力預(yù)測(cè)

對(duì)于端承型水泥土攪拌樁加固的泥炭質(zhì)土地基極限承載力的預(yù)測(cè)，現(xiàn)有方法大多依賴于水泥土樁的強(qiáng)度特性。BROMS等[26]曾提出了兩種預(yù)測(cè)方法（Broms-1和Broms-2），DEHGHANBANADAKI等[12]和 YIN[16]等 等均通過(guò)試驗(yàn)證明了兩種方法在模型試驗(yàn)中的適用性，其計(jì)算方程如式（1）、（2）所示。

Broms-1：

Broms-2：

BOUSSIDA等[28-30]基于屈服設(shè)計(jì)理論，假設(shè)天然土體與水泥土樁為純黏性材料，建立了端承水泥土攪拌樁復(fù)合地基極限承載力上限（qmin）和下限（qmax）的計(jì)算方程，如式（3）、（4）所示。

式中：cuc為水泥土樁的不排水抗剪強(qiáng)度；cus為泥質(zhì)炭土的不排水抗剪強(qiáng)度，其值取無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度的1/2；m為置換率；kc為內(nèi)黏聚力比。

圖4為使用端承水泥土攪拌樁加固泥炭質(zhì)土的條件下，采用不同分析方法得到的復(fù)合地基極限承載力估算值與試驗(yàn)值的對(duì)比。

圖4 端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基極限承載力估算值與試驗(yàn)值的對(duì)比Fig. 4 Ultimate bearing capacity of peat improved by endbearing cement deep mixing column

由圖4可知，試驗(yàn)所得的端承水泥土攪拌樁復(fù)合地基極限承載力不在Boussida等提出的復(fù)合地基極限承載力上下限范圍內(nèi)。對(duì)于試驗(yàn)T-2、T-3和T-4，根據(jù) Broms-1法計(jì)算的復(fù)合地基極限承載力與試驗(yàn)值誤差分別為 22.4%、28.1%、30.7%，根據(jù)Broms-2法計(jì)算的復(fù)合地基極限承載力與試驗(yàn)值誤差分別為6.2%、3.1%、1.9%。由此可見(jiàn)，在對(duì)使用端承型水泥土攪拌樁處理的泥炭質(zhì)土地基極限承載力進(jìn)行預(yù)測(cè)時(shí)，采用Broms-2法所得的計(jì)算結(jié)果更精確。

2.2 應(yīng)力及樁土應(yīng)力比分析

圖5為不同置換率復(fù)合地基樁頂應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線，圖6為不同置換率下復(fù)合地基樁間土應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線。由圖5、6可知，端承型水泥土攪拌樁和懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基樁頂應(yīng)力和樁間土應(yīng)力變化規(guī)律相似，但在相同荷載作用下，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基樁頂應(yīng)力增加幅度明顯大于懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基；樁間土應(yīng)力減小幅度明顯小于懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基。其原因在于，荷載作用下端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基由樁土剛度差異引起的樁土差異沉降比懸浮型水泥土攪拌樁大，因此，相對(duì)于懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基樁間土應(yīng)力減小幅度和樁頂應(yīng)力增加幅度均較大。上述分析表明，與懸浮型水泥土攪拌樁相比，端承型水泥土攪拌樁更有利荷載向樁體轉(zhuǎn)移，減少樁間土附加應(yīng)力。章定文等[17]基于海相軟土進(jìn)行的模型試驗(yàn)也到了相同的結(jié)論。

圖5 不同置換率下復(fù)合地基樁頂應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線Fig. 5 Average stress on the top of cement-soil columns under different improvement ratio

圖6 不同置換率下復(fù)合地基樁間土應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線Fig. 6 Soil stress between cement-soil columns under different improvement ratio

由圖 5、6還可看出樁頂應(yīng)力和樁間土應(yīng)力具有顯著的時(shí)間效應(yīng)。在加載瞬間樁頂應(yīng)力和樁間土應(yīng)力突然增大，隨時(shí)間的增加樁間土應(yīng)力逐漸減小。這主要是因?yàn)樵诤奢d作用下，隨著樁間土中超靜孔隙水壓力的消散，樁間土發(fā)生固結(jié)，樁間土沉降逐漸增大，但是由于樁土剛度差異，復(fù)合地基上部一定深度內(nèi)樁間土沉降量大于樁體沉降量，產(chǎn)生樁土差異沉降，從而造成樁間土承載的部分荷載向樁體轉(zhuǎn)移，因此樁頂應(yīng)力增加，樁間土應(yīng)力減小。

圖7為不同置換率復(fù)合地基樁土應(yīng)力比隨時(shí)間變化曲線。由圖7可知：相同荷載作用下，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比明顯大于懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基，且無(wú)論樁端承載條件如何，復(fù)合地基樁土應(yīng)力比均隨置換率的增加而減小。40 kPa荷載作用下，試驗(yàn)T-2、T-3、T-4 的樁土應(yīng)力比分別為15.2、10.6、8.4，試驗(yàn)T-5、T-6、T-7 的樁土應(yīng)力比分別為6.0、3.6、3.1。隨著荷載的增加（10 kPa→50 kPa），同一置換率（14.9%）下，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比由4.3增加至 16.2，懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基由 1.9增加至4.5。

圖7 不同置換率下復(fù)合地基樁土應(yīng)力比隨時(shí)間變化曲線Fig. 7 Pile-soil stress ratio under different improvement ratio

2.3 破壞模式分析

每組試驗(yàn)完成后，均對(duì)地面變形程度進(jìn)行了檢測(cè)。在7組試驗(yàn)中，矩形基礎(chǔ)短邊側(cè)的土體變形程度極小，這表明邊界效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響較小。圖8為未改良泥炭質(zhì)土地基（T-1）、端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基（T-4）和懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基（T-7）破壞剖面示意圖。由圖8可知，在豎向荷載作用下未處理泥炭質(zhì)土地基和懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基發(fā)生刺入破壞，且基礎(chǔ)周圍的土體變形基本對(duì)稱，而在端承水泥土攪拌樁情況下，地基破壞時(shí)矩形基礎(chǔ)底部出現(xiàn)明顯傾斜。

圖8 地基破壞剖面示意圖Fig. 8 Failure mode of the composite foundation

圖9顯示了豎向荷載下端承水泥土攪拌樁復(fù)合地基的破壞。由圖9可知，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基在承受豎向荷載時(shí)，會(huì)同時(shí)出現(xiàn)剪切破壞和彎曲破壞兩種破壞模式，破壞表現(xiàn)出明顯的漸進(jìn)性，由外向內(nèi)發(fā)展。4根水泥土樁均表現(xiàn)出剪切破壞，而僅有3、4號(hào)樁出現(xiàn)彎曲破壞模式，說(shuō)明端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基發(fā)生破壞時(shí)樁體會(huì)首先發(fā)生剪切破壞，隨后樁體由受剪進(jìn)入塑性。

圖9 端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基破壞模式Fig. 9 Failure mode of composite foundation with endbearing soil-cement mixing pile

3 結(jié) 論

本文通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)不同端承條件和不同置換率的泥炭土水泥土攪拌樁復(fù)合地基承載特性進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

（1）在同一置換率下，端承型水泥土攪拌樁對(duì)泥炭質(zhì)土地基極限承載力的提升幅度是懸浮型水泥土攪拌樁的兩倍左右。因此，在泥炭質(zhì)土場(chǎng)地采用水泥土攪拌樁對(duì)地基進(jìn)行加固時(shí)，建議樁端穿透泥炭質(zhì)土層。

（2）相較于懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基，端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基對(duì)置換率的變化更敏感。當(dāng)采用端承型水泥土攪拌法處理泥炭質(zhì)土地基時(shí)，應(yīng)從提高置換率的角度來(lái)保證復(fù)合地基強(qiáng)度。

（3）在對(duì)端承型水泥土攪拌樁處理的泥炭質(zhì)土地基極限承載力進(jìn)行預(yù)測(cè)時(shí)，建議采用Broms-2法。

（4）豎向荷載作用下，未處理泥炭質(zhì)土地基和懸浮型水泥土攪拌樁復(fù)合地基主要發(fā)生刺入破壞，而端承型水泥土攪拌樁復(fù)合地基會(huì)同時(shí)出現(xiàn)剪切破壞和彎曲破壞兩種破壞模式，且破壞表現(xiàn)出明顯的漸進(jìn)性，由外向內(nèi)發(fā)展。