陈智军，寇晓强，岳长喜，朱楠

（1.中交天津港湾工程研究院有限公司，天津 300222；
2.中交第一航务工程局有限公司，天津 300461；
3.港口岩土工程技术交通行业重点实验室，天津 300222；
4.天津市港口岩土工程技术重点实验室，天津 300222）

水下深层水泥搅拌桩（Deep Cement Mixing，简称DCM）自20世纪引入国内已有40多年的历史了，是一种对软黏土等复杂地质条件下进行地基加固处理的方法，现已广泛应用于跨海通道、防波堤等大型海工建筑地基处理[1-5]。刘亚平[6]系统地讨论了DCM配合比设计，海上施工地基隆起原因、处理方法以及硬质地基施工方法，研究成果对海上DCM施工应用提供了参考。刘慧芳等[7]研究了DCM桩的设计方法，结果表明验算桩身无侧限抗压强度时与日本规范相比，采用中国规范安全系数更高，在施工期用中粗砂替换表面浮泥可有效提高DCM质量。宋二详等[8]采用Plaxis对DCM复合地基受力变形性能进行了分析，研究结果表明减小桩土刚度比可有效降低运营期内不均匀沉降。但目前针对DCM复合地基承载特性的研究还是不完善，有必要开展相关研究。深中通道是我国首次大规模应用海上深层水泥搅拌桩作为沉管隧道地基处理工法的超级工程。该工程深层水泥搅拌桩处理体积超过70万m3，规模宏大。处理范围既包括西岛斜坡段采砂坑内的深厚软弱地基，也包括沉管中间段的软弱粉质黏土层。本文依托深中通道工程采用原位试验和数值模拟等方法开展DCM复合地基承载特性及变形规律研究。

1.1 试验设计

依托深中通道项目选取水下隧道E3管节地基段开展原位水下载荷试验，地基处理采用水泥土搅拌桩采用单桩式布置形式，单桩直径1.3 m，搭接0.3 m，四桩一簇直径2.3 m，单桩沿纵向间距3 m，沉管和回填防护下根据上部荷载大小桩的横向间距分为3 m、4 m和5 m三种，沉管基础断面图见图1。试验区DCM桩水泥掺量为320 kg/m3，60 d无侧限抗压强度不低于1 600 kPa。

图1 沉管基础断面图Fig.1 Section diagram of immersed tube foundation

本次试验共打设98根DCM桩，桩端进入全风化岩顶，具体的布置方式如图2所示。其中编号10、11、18和19四根桩作为A1组，进行4 m×3 m桩间距布置载荷试验，目标荷载为158.3 kPa；
编号14、15、22和23四根桩为A2组，进行3 m×3 m桩间距布置载荷试验，目标荷载为211.1 kPa。加载方式采用预制荷载块水下堆载形式，预制荷载块4块，通过水下精准沉放荷载块，使之对接叠放至指定位置，从而实现分级加载的目的，荷载共分为4级。

图2 试验区平面图Fig.2 Plan of test area

试验系统包括预制荷载块、承压板、基准板、基准板吊架、测量系统以及荷载块与承压板之间的吊具等，见图3。铺设碎石垫层前埋设土压力盒编号T1—T14，埋设位置见图2。加载时，承压板直接覆盖于碎石垫层上，承压板采用6 m×8 m（A1组试验）、6 m×6 m两种形式（A2组试验），可使荷载均匀作用于4根不同间距的DCM桩基及其影响范围的复合地基上，承载板上的测点及两侧10 m间距的基准板上的基准点连接形成静力水准测控系统，从而达到准确测量荷载施加过程中地基沉降的目的，沉降监测点（D1—D8）位于承压板上，见图2。A1和A2试验设计参数见表1。

图3 水下加载示意图Fig.3 Diagram of underwater loading

表1 试验技术参数Table 1 Summary of test technical parameters

1.2 试验结果

A1组和A2组试验桩顶和桩间土土压力时程曲线见图4。T1、T4、T7、T8、T10和T11位置桩顶应力随着DCM复合地基上部荷载增大而逐渐增大；
同级载荷作用下，桩顶应力增长量明显大于桩间土应力增长量；
但因DCM桩顶部位的超欠挖现象，导致各桩顶标高不同，各桩顶的应力集中及分布则各不相同。

图4 桩顶应力和桩间土应力时程曲线Fig.4 Time-history curves of pile top stress and soil stress between piles

经与试验区潜水探摸结果比较，以上测点土压力盒位于桩的欠挖部位，测得的应力只代表欠挖桩头的应力，无法反映桩身整体应力；
土中的土压力盒测得应力可反映桩间土的受力情况；
故桩土承担荷载通过施加荷载和桩间土应力平均值计算。

A1组施加第1级荷载时，桩承担荷载平均值为1 705.2 kN，土承担荷载平均值为554.8 kN；
施加第2级荷载时，桩承担荷载平均值为3 296.8 kN，土承担荷载平均值为743.2 kN；
施加第3级荷载时，桩承担荷载平均值为4 883.0 kN，土承担荷载平均值为937.0 kN；
施加第4级荷载时，桩承担荷载平均值为6 459.4 kN，土承担荷载平均值为1 140.6 kN。A2组试验施加第1级荷载时，桩承担荷载平均值为1 875.3 kN，土承担荷载为384.7 kN；
施加第2级荷载时，桩承担荷载平均值为3 494.4 kN，土承担荷载为545.6 kN；
施加第3级荷载时，桩承担荷载平均值为5 142.2 kN，土承担荷载为677.8 kN；
施加第4级荷载时，桩承担荷载平均值为6 783.4 kN，土承担荷载平均值为816.6 kN。卸载时，桩土应力略大于同级荷载作用下的桩土应力。

1.3 承载特性分析

DCM复合地基桩土应力比见图5，荷载分担比见图6，其中Pp为桩承担的荷载；
Ps为土承担的荷载；
P为总荷载。桩土应力比随荷载的增大逐渐增大，且增长速率逐渐减小。施加到第4级荷载时，A1组试验桩土应力比为9.01∶1，A2组试验桩土应力比为7.84∶1。在各级外荷载作用下，2个试验区的桩间土应力增加不多，桩体的应力增长很快，主要是桩体承担绝大部分荷载。

图5 桩土应力比曲线Fig.5 Pile-soil stress ratio curve

图6 桩土荷载分担比曲线Fig.6 Pile-soil load sharing ratio curve

随着荷载的逐渐增大，桩的荷载分担比逐渐增大，土的荷载分担比逐渐减小，但两者的速率变化逐渐减小，并有趋于稳定的趋势。表明此时DCM桩已经接近最大承载能力，继续增大外荷载并不能显著增加桩体承担的荷载。此外，A1试验区和A2试验区受到的荷载相同，桩体截面积相同，而A1试验区的复合地基置换率小于A2试验区，A1试验区桩的荷载承担比小于A2试验区，A1试验区桩间土的荷载承担比大于A2试验区。因此，在满足承载要求的前提下，适当降低复合地基置换率，可增加桩间土承载能力，充分发挥复合地基承载能力，从而降低工程成本。

2.1 数模模型的建立

为进一步分析DCM复合地基变形规律，通过ABAQUS有限元软件建立A1和A2试验模型，见图7。土层参数见表2，桩体参数见表3。

图7 试验区数值模型Fig.7 Numerical model of test area

表2 土体模型分层及参数Table 2 Layering and parameters of soil model

表3 DCM桩的材料参数Table 3 Material parameters of DCM piles

两种模型加载情况同原位试验加载，通过数值模型计算的p-s曲线与实测p-s曲线基本吻合，表明模型参数选择是合理的。数值计算与实测ps曲线如图8所示。

图8 p-s曲线Fig.8 p-s curve

2.2 沉降分析

由沉降时程曲线（图9）可以发现，载荷试验区内，随着荷载施加沉降迅速发生并快速收敛，每级荷载施加后主要沉降基本在1～2 h内发生和完成，其中，第1级荷载施加时的瞬时沉降明显，加载瞬时沉降量较大，从总沉降量上对比，该级荷载下的瞬时沉降已超过总沉降量的50%，其中A1组第1级荷载瞬时沉降量为38.8 mm，A2组第1级荷载瞬时沉降量为57.0 mm。分析位移云图可知，A1试验区竖向位移分布近似成椭圆形，椭圆形中心沉降最大，并且复合地基短边方向沉降较大，A2试验区的复合地基沉降分布形状为规则的圆形，表现出规则的脸盆形沉降，圆心处沉降最大。分析塑性应变剖面图可知，复合地基加载区周围边界出现塑性连通区，表明此时复合地基加载区周边土体已经屈服破坏。加载区周边的塑性连通区深度约2～3 m，塑性区从碎石垫层开始深入至桩渣层和淤泥层中。

图9 沉降曲线Fig.9 Settlement curve

本文依托深中通道工程，通过现场原位载荷试验和数值模拟等方法，分析了DCM复合地基承载特性和变形规律，主要得出以下结论：

1）桩顶应力在加载过程中出现了显著的应力集中，且在各级维持荷载下未出现明显消散，说明桩身承载性能良好，DCM桩体可有效发挥复合地基承载能力。

2）在复合地基加固方案设计中，应在满足安全前提下，适当减小复合地基的置换率，利用桩间土的承载能力，充分发挥复合地基承载能力，从而降低工程成本。

3）复合地基的桩土应力比有随着荷载增大而逐渐稳定的趋势，合理的复合地基桩土应力比建议在6～9范围内。

4）DCM复合地基沉降呈迅速发生快速收敛特性，现场载荷试验中在首级荷载下出现的50%瞬时沉降，是由碎石垫层和桩渣层的强度较低、很快发生屈服破坏产生塑性变形导致的。为避免DCM复合地基不均匀沉降，建议桩顶开挖完成后对桩渣层进行清理，并对垫层进行预压处理。

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