不同加固形式下海上深层水泥搅拌桩复合地基海堤的三维数值模拟分析

何洪涛，王征亮，林佑高，谢万东

（中交第四航务工程勘察设计院有限公司，广东 广州 510230）

0 引言

海上深层水泥搅拌法（Deep Cement Mixing Method，简称DCM 工法）是一种海洋工程地基加固处理的新技术，尤其适用于人工岛、深水防波堤、海堤、深水港等工程的地基加固[1-2]。目前深层水泥搅拌桩复合地基设计大多专注于搅拌桩复合地基的竖向承载力及沉降问题，而针对深层水泥搅拌法加固地基的边坡稳定性分析方面的研究较少[3]。

随着深层水泥搅拌法的广泛应用，搅拌桩加固地基的边坡失稳案例不断增多。我国现行规范对搅拌桩复合地基稳定性的计算分析，主要是根据面积置换率对桩体和地基土的抗剪强度进行加权平均，再用综合抗剪强度对边坡或地基运用极限平衡法进行稳定性分析，仍然建议采用圆弧滑动法，且仅考虑桩体的剪切破坏。然而，水泥土桩体强度、刚度与桩间土的强度、刚度相差较大，在水平推力的作用下，由于桩土之间变形不协调，可能产生剪切、弯曲、转动和拉伸等破坏[4]。基于有限元分析的结果，Han 等[5]发现深层水泥搅拌桩承载路堤失稳破坏时，其潜在滑动面并非假设的圆弧形。Navin[6]发现仅考虑水泥土搅拌桩的剪切破坏是导致高估复合地基承载路堤整体稳定性的主要原因，搅拌桩更多的存在弯曲破坏的可能。Kitazume 等[7]进行了一系列深层水泥搅拌桩承载路堤失稳破坏机理的模型试验，发现路堤发生失稳破坏时，桩体破坏模式与桩体强度有关：当水泥搅拌桩强度较高时，桩体容易发生整体倾倒破坏；当水泥搅拌桩强度较低时，桩体容易发生弯曲破坏。Yapage 等[8]，Broms[9]和许胜才[10]提出对水泥土搅拌桩加固地基进行稳定性分析时，应该把多种破坏模式考虑进去，而不仅只考虑剪切破坏模式。

综上所述，采用传统的极限平衡法分析水泥搅拌桩加固边坡稳定问题时，计算结果可能会高估边坡的稳定性，而目前的研究尚未充分揭示水泥搅拌桩加固边坡的破坏模式及演化规律。本文开展了海上深层水泥搅拌法加固深厚软土地基海堤的三维数值模拟分析，通过对比不同布置形式的水泥搅拌桩复合地基的变形及受力状态，研究了水泥搅拌桩加固边坡失稳过程中的潜在滑动面形态、复合地基破坏模式及塑性区发展规律。

1 工程概况

香港国际机场第三跑道工程在现有机场岛以北填海拓地约650 hm2，兴建一座新的客运大楼、57 个停机位及一条长3800 m 的机场跑道[11]。由于填海范围下卧深厚海相软弱淤泥，且填海面积的40%是污泥坑，为避免环境污染，工程全部采用非浚挖式填海及地基处理技术，海堤、跑道区及大部分填海范围均采用深层水泥搅拌法（DCM）进行地基处理（见图1），以满足整体稳定及地基沉降要求。

图1 深层水泥搅拌法（DCM）加固海堤典型横断面及布置形式Fig.1 Typical section and improvement patterns of seawall improved by DCM methods

海堤下方软土地基采用了置换率20%～33%的壁式布置海上深层水泥搅拌法进行加固，其中分为反压平台范围（置换率20%）、海侧范围（置换率33%）、中间范围（置换率20%）、陆侧范围（置换率33%）共4 块范围，桩底进入持力层约3～5 m，工程典型断面及平面布置形式见图1（a）。为研究不同布置形式的水泥搅拌桩复合地基的变形及受力状态，在保持海堤断面及置换率不变的条件下，增加了DCM 桩式布置加固海堤进行对比分析，DCM 加固范围同样分为4 块，每块范围的DCM 采用了正方形或矩形布置，见图1（b）。

2 三维数值模拟

2.1 有限元模型的建立

为研究不同DCM 布置形式下海堤失稳破坏机理，采用PLAXIS 3D 有限元软件模拟了壁式布置和桩式布置2 种平面布置形式的深层水泥搅拌法加固海堤软土地基的失稳破坏过程，见图2，2 种布置形式的DCM 面积置换率基本相同。

图2 2 种DCM 布置形式三维数值模拟几何模型Fig.2 Three-dimensional numerical geometric model of two DCM improvement patterns

根据实际工程，选取了海堤典型断面建立模型，沿海堤轴线方向取24 m 作为模型计算单元。DCM 桩体、桩间软土及下卧层、回填砂、块石等均采用实体单元。原状地基采用K0固结形成初始应力。按实际工程施工顺序，铺设砂垫层、施工DCM 桩、海堤块石、回填砂等。采用塑性分析模拟整体变形，安全性分析模拟失稳破坏。

为分析桩体与桩间土的应力分布，在桩位平面布置图上选取了主要观测点进行分析，分别在反压平台范围、海侧范围、中间范围、陆侧范围的DCM 桩体和桩间土上设置了分析观测点。

2.2 材料模型及参数

数值模型使用的材料本构模型采用了工程中常用的摩尔-库仑理想弹塑性模型。参数见表1。

表1 数值模型采用的主要土体及材料参数Table 1 Main soil and material parameters used in numerical model

3 计算结果与分析

3.1 整体变形分析

图3 展示了加载完成后，不同布置形式深层水泥搅拌法加固海堤软土地基的整体变形情况，图4 显示了海堤前沿顶部监测点随加载过程的水平位移和沉降变化情况。从图中可以明显看出，2种布置形式的海堤均往海侧发生一定的变形，并出现一些塑性断裂破坏点，但壁式布置的海堤整体变形较小，DCM 桩体的倾斜度较小，出现的塑性破坏点较少，只在DCM 墙体边界应力集中处产生了一定的塑性破坏点，桩身整体的塑性破坏较少；而桩式布置的海堤整体变形较大，DCM 桩体发生了明显的倾斜，出现的塑性破坏点较多，特别是中间部位桩体的塑性破坏点最多。

图3 海堤及DCM 整体变形网格图Fig.3 Overall deformation mesh of seawall and DCM

图4 海堤前沿顶部的水平位移和沉降随加载过程的变化Fig.4 Variation of horizontal displacement and settlement of the top of seawall crest with loading process

3.2 桩土应力比

通过观测海堤加载过程中DCM 桩体与桩间土的应力分布，即桩土应力比变化情况，分析加载过程中桩土荷载传递规律，可在一定程度上反映海堤的失稳破坏情况，分析稳定破坏模式[3，10]。图5、图6 分别是DCM 壁式布置和桩式布置海堤的桩体和桩间土、桩土应力比随荷载加载过程的变化曲线。从整体趋势来看，DCM 桩体顶部竖向应力随加载过程大部分呈线性增长，变化幅度较大，最终达到了200～500 kPa，而桩间土的顶部竖向应力随加载过程变化幅度较小，整个加载过程的最大应力约在5 kPa 左右，桩土应力比最后达到了50～130，从而可知海堤大部分的荷载已传递至DCM 桩体，桩间土分担的荷载较小。进一步分析可看出，中间范围的DCM 桩体应力最大，桩土应力比最大，海侧和陆侧范围的DCM 桩土应力比次之，反压平台范围的DCM 桩体应力最小，桩土应力比最小，这主要是由于中间部位的海堤荷载最大，反压平台的海堤荷载最小，因而导致不同部位的桩土应力分布不同。

图5 DCM 桩体和桩间土顶部竖向应力随加载过程的变化Fig.5 Vertical stress at top of DCM pile and soil varies with loading process

图6 DCM 桩土应力比随加载过程的变化Fig.6 The pile-soil stress ratio of DCM pile varies with loading process

从图6 中不同DCM 布置形式的桩土应力比变化情况可看出，壁式布置与桩式布置存在较大不同：壁式布置的DCM 桩体承担的应力较小，桩式布置的DCM 桩体承担的应力较大，而桩间土承担的应力几乎相同，从而导致壁式布置的DCM 桩土应力比（约5～50）要比桩式布置（约20～130）要小很多。从上述分析可知，在加载过程中，由于桩体自身的强度与模量较大，桩体的抗剪强度可以更好地发挥，从而使得在这个过程中荷载不断地向桩身传递，桩土应力比增大，直到其受力状态达到自身的极限抗剪强度后而破坏。由于壁式布置的DCM 桩体承担的应力较小，桩式布置的DCM桩体承担的应力较大，因此相同置换率条件下DCM 桩式布置的海堤更容易达到极限状态，从而更易发生失稳破坏。

3.3 失稳坡坏模式

图7 展示了采用数值模拟分析得到的不同DCM 布置形式深层水泥搅拌法加固海堤软土地基的潜在失稳破坏滑动面。可以明显看出，壁式布置的海堤仅在坡脚位置出现了浅层的潜在失稳破坏滑动面，而桩式布置的海堤在整个堤身范围及一定深度的DCM 复合地基中均出现了深层的潜在失稳破坏滑动面。可以推断，由于桩式布置的中间部位DCM 桩体位于海堤正下方，承担了较大的竖向应力及剪应力，然而桩间土较软弱，无法提供足够侧限约束，因而DCM 桩体易发生压缩-剪切破坏；而位于海堤坡脚反压平台的DCM 桩体及海侧桩体承担的竖向应力及剪应力较小，其主要承受海堤及后方回填砂的水平向土压力，因而DCM 桩体的破坏模式更可能发生弯曲破坏[12-14]。

图7 海堤DCM 复合地基的潜在失稳破坏滑动面Fig.7 Potential instability failure sliding surface of DCM composite foundation for seawall

表2 总结了三维数值分析得到不同DCM 布置形式的海堤前沿顶部最大变形及整体稳定安全系数结果。相比壁式布置，桩式布置的海堤变形明显增大，特别是海堤前沿顶的最大水平位移，桩式布置是壁式布置的2 倍左右；桩式布置的海堤整体稳定安全系数也明显降低，降低幅度达到20%，因此可判断壁式布置更有利于海堤变形控制并提高整体稳定性。

表2 海堤前沿顶部最大变形及整体稳定安全系数Table 2 Maximum displacement and overall stability safety factor at the top of seawall crest

由分析可知，桩式布置的DCM 水泥土桩容易发生弯曲破坏，不能发挥出设计要求的剪切强度，所得到加固边坡整体稳定安全系数偏低，结构形式欠合理，因此，合理的布桩结构形式应避免桩体产生弯曲破坏[12-14]；而将水泥土桩进行咬合搭接施工形成DCM 墙体，增加水泥土加固结构在受力方向的抗弯强度和刚度，形成壁式布置的DCM 水泥土墙，水泥土剪力墙在受力方向的截面惯性矩较大，抗弯强度较高，边坡失稳时更易沿着滑动面产生剪切破坏，能有效发挥DCM 水泥土桩的抗剪强度，从而达到提高边坡稳定性的目的。

4 结语

通过不同布置形式下海上深层水泥搅拌法加固深厚软土地基海堤的三维数值模拟分析，可以得到以下主要结论：

1） 2 种DCM 布置形式的海堤均往海侧发生一定的变形，并出现塑性破坏点，但壁式布置的海堤整体变形较小，DCM 桩体倾斜度较小，塑性破坏点较少，整体稳定安全系数较高；而桩式布置的海堤整体变形较大，DCM 桩体发生了明显的倾斜，塑性破坏点较多，整体稳定安全系数较低。

2） DCM 桩体顶部竖向应力随荷载加载过程大部分呈线性增长、变化较大，桩间土的顶部竖向应力变化较小，桩土应力比最后达到50～130；海堤大部分荷载传递至DCM 桩体，桩间土分担的荷载较小；中间范围的DCM 桩土应力比最大，海侧和陆侧范围的DCM 桩土应力比次之，反压平台范围的DCM 桩土应力比最小；壁式布置的DCM桩体应力相对较小，桩式布置的DCM 桩体应力相对较大，在相同置换率条件下DCM 桩式布置的海堤更易达到极限状态而发生失稳破坏。

3） 桩式布置中间部位的DCM 桩体竖向应力及剪应力较大，更易发生压缩-剪切破坏；而位于海堤坡脚反压平台的DCM 桩体及海侧桩体竖向应力及剪应力较小，其主要承受水平向土压力，桩体的破坏模式更可能发生弯曲破坏。

4） 相比桩式布置的DCM 水泥土桩，壁式布置的DCM 水泥土剪力墙在受力方向的截面惯性矩较大，抗弯强度较高，边坡失稳时更易沿着滑动面产生剪切破坏，能有效发挥DCM 水泥土桩的抗剪强度，从而达到提高边坡稳定性的目的。