水泥攪拌樁樁體性能劣化對鹽漬軟弱土路基沉降影響研究

蘆巍

(中鐵二十一局集團第四工程有限公司，陜西 西安 710065）

0 引言

鹽漬土是一種特殊土，具有鹽脹、凍脹、溶蝕、腐蝕等不良特性。我國鹽漬土分布區域廣泛，其中西北地區鹽漬土占全國鹽漬土總面積的60%左右[1-2]。在青藏高原沼澤、濕地地區，春夏季由于雨水、冰雪融水的補給，會導致鹽漬土地層軟化、鹽分溶解；秋冬季節水位下降，地表凍結，鹽分開始結晶析出，使鹽漬土地層膨脹，形成鹽殼。在多年的脹縮作用下，濕地上部粉土、粉細砂等土層始終處于松散、飽和和稍密的狀態，自然沉積固結較慢，從而形成鹽漬軟弱地基土[3]。隨著西北地區鐵路、公路等基礎設施的建設，鹽漬軟弱土地基的處理是保證路基工程穩定性和耐久性的關鍵。近年來，水泥攪拌樁，尤其是深層水泥攪拌樁，由于施工造價低廉、工期短、工藝簡單、效果明顯等特點，在軟土地基加固中的應用越來越普遍[4-6]，但采用水泥土樁加固鹽漬軟弱土地基，必須考慮鹽漬土中的可溶鹽對水泥土樁的腐蝕影響。硫酸鹽會與水泥中的水化鋁酸三鈣發生反應生成晶體狀的鈣礬石，產生結晶膨脹作用，使水泥土產生開裂，從而降低水泥土的長期強度[7-14]，導致路基、涵洞等工程發生沉降等重大病害，危及行車安全。

國內外對鹽漬軟土區使用的水泥攪拌樁性能劣化進行了廣泛研究。趙明龍[15]的研究表明，隨著干濕循環次數的增加，水泥改良土的循環疲勞強度衰減逐漸趨于穩定；Broms[16]的研究表明，用水泥攪拌樁加固含鹽量相對較高的海相軟土時，因為絮凝作用，會使其強度明顯下降；賈志清[17]的研究表明，鹽漬土含鹽量對水泥土強度的提高或減小有一個閾值，當含鹽量高于或低于這個閾值時，會對水泥土產生不同作用；魏星[18]在實驗室模擬水泥土受到動力荷載作用，分析水泥土的動力特性，同時利用ABAQUS軟件模擬分析腐蝕水泥土在動力荷載作用下的力學性能。目前，對于含鹽水泥土的劣化研究存在以下需進一步研究的問題：1）以濱海相軟土為研究對象較多，針對內陸地區鹽漬軟土區水泥土劣化研究較少；2）多種礦物摻合料作為固化劑的水泥土在硫酸鹽溶液干濕循環作用下的劣化研究較少；3）水泥土劣化對上部結構物或構筑物的沉降變形的影響研究較少。鑒于以上問題，本文以格（爾木）-庫（爾勒）新建鐵路青海段鹽漬軟弱土地基為例，研究5種不同配合比的水泥土在硫酸鹽溶液干濕循環作用下劣化程度與規律，確定最佳配合比，并在試驗基礎上采用軟件模擬計算水泥土劣化對路基沉降的影響，為水泥土加固庫（爾勒）-格（爾木）青海段鹽漬軟弱土區鐵路地基的設計提供依據。

1 試驗

1.1 原材料

1.1.1 水泥加固土的原狀土

水泥土的原狀土取庫（爾勒）-格（爾木）鐵路青海段拖拉海濕地處地下約2m的粉砂土，其主要性能指標見表1，土中易溶鹽含量見表2。原狀土的基本承載力為40～80kPa，承載力低；壓縮系數在0.430～0.520MPa-1之間，屬中高壓縮性土，沉降量較大；滲透系數平均為7.56×10-6cm/s，滲透性好，地基沉降速度較快。

表1 土樣主要性能指標

表2 土樣中易溶鹽含量

1.1.2 固化劑

水泥取用青海宏揚水泥有限責任公司生產的42.5級普通硅酸鹽水泥和甘肅恒亞水泥有限公司生產的42.5級中抗硫酸鹽硅酸鹽水泥，主要性能指標見表3、表4。粉煤灰取用中鹽青海昆侖堿業有限公司生產的F類Ⅱ級粉煤灰，主要性能指標見表5。高爐粒化礦渣取用蘭州宏盛建材科技有限公司生產的S95級粒化高爐礦渣，主要性能指標見表6。

表3 普通硅酸鹽水泥性能

表4 中抗硫酸鹽硅酸鹽水泥性能

表5 粉煤灰主要性能指標

表6 高爐粒化礦渣主要性能指標

1.2 水泥土配合比

試驗采取了5種不同配合比進行試驗，配合比見表7。

表7 水泥土配合比

1.3 試驗方法

1.3.1 試件制作與養護

將鹽漬軟弱土風干、碾碎，經過2.36mm的篩子篩分后備用。分別稱取水泥、風干鹽漬軟弱土、粉煤灰和高爐粒化礦渣等原材料，按照上述配合比配制好，倒入UJZ-15型砂漿攪拌機內充分攪拌，再加水攪拌，然后裝入70.7mm×70.7mm×70.7mm鋼模中，放到振動臺上震動至出現浮漿，并將其上表面刮平，之后編號。用塑料薄膜覆蓋水泥土試件，并將其放置在濕度不低于50%、溫度為（20±5）℃的環境條件下的水泥室中。經過48h養護后拆模，將其密封后在相對濕度不低于95%、溫度為（20±2）℃的標準養護室中進行養護。

1.3.2 無側限抗壓強度試驗方法

按照JGJ/T 233-2011《水泥土配合比設計規程》中的要求進行水泥土試件無側限抗壓強度測試。

1.3.3 鹽溶液干濕循環方法

由于目前相關規范未規定水泥土干濕循環試驗方法，本文設計了水泥土硫酸鹽干濕循環制度如下：首先進行鹽溶液浸泡（溶液注入時間不得超過30min），浸泡結束后立即在30min內將溶液排出箱體，排空后對試件進行30min風干，要求從開始排溶液到風干水泥土試件在1h內完成；風干過程結束后在30min內將箱體溫度升高到38℃，箱體溫度維持在（38±5）℃，對試件進行烘干，烘干結束后立即對試件進行冷卻，從開始升溫到開始冷卻的時間為6h；且開始冷卻到試件表面溫度達到25℃～30℃時間為2h。單次干濕循環的總時間為（24±2）h。將養護到28d齡期的水泥土試件放入鹽溶液干濕循環箱中進行5、15、20次干濕循環，其中鹽溶液濃度依據所取土樣處地下水中各種可溶鹽濃度進行配制，各種可溶鹽離子含量見表8。

表8 鹽溶液各離子含量

1.4 試驗結果分析

1.4.1 干濕循環后無側限抗壓強度應力-應變曲線

圖1～圖5為不同配合比水泥土無側限抗壓強度應力-應變曲線。由圖1～圖5可知，5種配合比水泥土應力應變曲線均為單偏鋒曲線，隨著荷載的逐漸增加，應力先是塑性增加，當應力達到峰值時，曲線開始下降，水泥土發生破壞，殘余應力隨著應變的增加而緩慢降低，且隨著循環次數的增加，峰值應變隨著應力的減小而減小。

圖1 1-KS的水泥土的無側限抗壓強度應力-應變曲線

圖2 2-KS的水泥土的無側限抗壓強度應力-應變曲線

圖3 3-PG的水泥土的無側限抗壓強度應力-應變曲線

圖4 4-KS的水泥土的無側限抗壓強度應力-應變曲線

圖5 5-KS的水泥土的無側限抗壓強度應力-應變曲線

1.4.2 水泥土無側限抗壓強度與干濕循環次數的關系

表9為不同配合比水泥土在鹽溶液干濕循環后無側限抗壓強度值。由表9可知，在鹽溶液干濕循環次數較少時（5次），不同配合比的水泥土無側限抗壓強度變化規律不盡相同，主要分為兩類。第一類是經過5次鹽溶液的干濕循環后，水泥土的無側限抗壓強度有一定的提高，如配合比1、4、5，一方面是因為在鹽溶液干濕循環初期，硫酸鹽在干燥時會形成針狀的鈣礬石晶體，可以填充水泥土內部孔隙，使水泥土更加密實，無側限抗壓強度提高，另一方面是因為干濕循環中溫度設定為38℃，這個溫度有利于粉煤灰和粒化高爐礦渣快速水化，在早期生成大量水化產物，填充水泥土內部孔隙，使水泥土更加密實，強度提高。由于硫酸鹽可以作為激發劑激發粉煤灰和粒化高爐礦渣中的Al2O3加快反應速度，所以摻較多礦物摻合料（如配合比4、5）的水泥土的強度發生提高，而配合比1水泥土由于28d時強度就較高，加之本身抗硫酸鹽腐蝕能力較強，所以在干濕循環次數較少時硫酸鹽填充作用大于腐蝕作用，無側向抗壓強度也在提高，但提高幅度不大，僅由標準養護28d時的強度3.28MPa提高到了3.59MPa。第二類是經過5次鹽溶液的干濕循環后，水泥土的無側限抗壓強度有一定程度的下降，如配合比為2、3，原因可能是配合比為3的水泥土的主要膠凝材料為普通硅酸鹽水泥，其本身抗硫酸鹽腐蝕能力就弱，加之標準養護28d的強度偏低，因此硫酸鹽的腐蝕膨脹作用起到較為關鍵作用，水泥土在循環次數較少時強度發生了明顯的下降。

表9 不同配合比水泥土鹽溶液干濕循環后無側限抗壓強度值/MPa

隨著循環次數的增加，所有配合比的水泥土的無側向抗壓強度均呈現降低趨勢，無側限抗壓強度與循環次數成反比，干濕循環次數越多，其無側限抗壓強度越小。其中，配合比為3的水泥土在經過15次干濕循環后無側限抗壓強度下降至2.13MPa，當干濕循環達到20次時，其無側向抗壓強度僅為0.90MPa，同標準養護28d的無側限抗壓強度2.84MPa相比，下降了68.3%；配合比為5的水泥土在經過20次干濕循環后無側限抗壓強度降低至2.18MPa，同標準養護28d時的無側限抗壓強度2.86MPa相比，下降了23.8%。其他配合比的水泥土強度也在下降。

2 數值模擬

2.1 基本假定

1）假定地基土和路基為彈塑性材料，且服從Mohr-Coulomb準則；

2）在有限元計算過程中不考慮施工擾動對計算的影響；

3）假設水泥攪拌樁為均質的各向同性線彈性體；

2.2 創建模型

該三維模型以庫（爾勒）-格（爾木）鐵路青海段DK58+500.00處路基為依托建立，模型如圖6所示。路基表面橫斷面尺寸分別為深度4.2m，寬度7.8m，基底24.4m，沿路基行車方向取長度為5.0m進行試驗。水泥攪拌樁正三角形布置，樁體直徑為0.5m，樁間距1.4m，且加固深度為6.0m，分布寬度為路基兩側坡腳之間的距離，清除樁頂鹽漬土，并鋪設0.4m厚碎石墊層。考慮到列車荷載對復合地基的影響，地基橫斷面方向的寬度取73.2m，深度取18.4m，縱向沿行車方向取5.0m。如圖7所示。

圖6 路基數值模擬橫斷面圖

圖7 路基模型圖

2.3 模型材料及參數

根據地質勘查資料，模型各材料計算參數見表10。水泥攪拌樁以5種配合比水泥土試塊在硫酸鹽溶液干濕循環后的試驗數據作參考，泊松比為0.2，密度為2100kg/m3，彈性模量取抗壓極限值的二分之一與其所對應的應變比值，并用其表征水泥土的變形特征，結果見表11。

表10 路基模型各層的力學參數

表11 5種配合比下水泥土攪拌樁彈性模量參數

2.4 模型接觸與網格劃分

摩擦特性選擇剛度算法，摩擦系數采用tan(0.75α)計算，其中α為樁之間土的摩擦角。在建立模型的過程中，路基沉降模擬采用位移-孔壓耦合單元進行分析，碎石墊層和土體均采用C3D8RP流固耦合單元，路基填料和水泥攪拌樁采用C3D8R單元。

2.5 模型邊界條件與阻尼設置

2.5.1 靜荷載作用下的邊界條件

定義底面為固定平面，頂面為自由面，四周邊界只有在樁長方向有位移。模型運行要達到初始平衡狀態，初始地應力場應該為自重應力場。

2.5.2 動荷載作用下的邊界條件

動力分析中，計算模型引入三維一致黏彈性人工邊界，采用相關系數對半空間模型的人工邊界進行修正，其參數為αT和αN，依據TB 10001-2016《鐵路路基設計規范》，取αT為1.33，αN為0.67。可用式（1）和式（2）表示三維黏彈性人工邊界等效物理系統的彈簧剛度KB和阻尼系數CB。式中，Cs、Cp分別為P波和S波的波速；R為散射波源到人工邊界的距離；G為介質的剪切模量。

法向邊界：

切向邊界：

2.5.3 阻尼

動荷載模擬時采用材料阻尼中的瑞利阻尼。計算公式如式（3）和式（4）所示。式中，α、β為瑞利（Rayleigh）阻尼的兩個系數；ξm、ξn為控制頻率的阻尼比；ωm、ωn為多自由度體系的基頻，通常是高階振型中提取，并轉換成圓頻率后再進行計算。在有限元軟件動力分析中，通常需假設ξm=ξn，巖土工程材料的臨界阻尼比一般取值為2%～5%，取ξm=ξn=0.5%。

2.6 模擬荷載施加

2.6.1 靜荷載

進行靜荷載計算時需要對模型施加軌道列車荷載和重力。由于定義了材料的密度，在樁長方向需要施加重力加速度，取9.8m/s2；參照TB 10001-2016中相關規定對軌道列車荷載取值，將軌道和列車荷載換算為均布荷載，將其施加在一定寬度的路基上，分布寬度為3.4m，荷載大小為67.63kN/m2。

2.6.2 動荷載

參照文獻[19]和[20]，列車動荷載采用類正弦波的形式，幅值大小由列車不同車速下的動載峰值確定，最小值由列車質量確定。計算時取我國普通列車為研究對象，作用在路基上的荷載視為均布荷載，其大小與列車速度成正比，列車動載的頻率也隨之增大。結合列車實際運營速度，考慮到實際條件下列車振動頻率比簡化后的頻率高，故取荷載頻率f為5Hz，荷載作用時間取2s，而動載的幅值和基重保持不變。采用的列車動載表達式如式（5）所示。式中，P為作用路基上的均布荷載（kN/m2）；t為荷載的作用時間（s）。

2.7 數值模擬結果分析

運用有限元軟件對模型整體進行數值模擬計算，得到靜荷載和動荷載作用下的路基位移沉降結果，這里僅給出配合比1和2在列車靜、動載作用下的路基沉降云圖。

從圖8～圖11中可以看出，在列車荷載作用下，隨著水泥攪拌樁劣化的增加，路基沉降也增加，其變化范圍逐漸擴大。路基的豎向沉降變化從中心向兩邊對稱分布明顯，最大沉降出現在路基中心處，隨著水平向距離和深度的增加，豎向沉降減小。通過對路基沉降云圖的分析，提取5種配合比路基中心處頂面和路基坡腳處數值，即最大和最小沉降值，見表12、表13。

表12 靜荷載作用下5種配合比路基最大和最小位移沉降值/mm

表13 動荷載作用下5種配合比路基最大和最小位移沉降值/mm

圖8 靜荷載作用下1-KS路基沉降云圖

圖9 靜荷載作用下2-KS路基沉降云圖

圖10 動荷載作用下1-KS路基沉降云圖

圖11 動荷載作用下2-KS路基沉降云圖

水泥土在硫酸鹽溶液中干濕循環5、15、20次后，對比配合比1-KS、2-KS的路基沉降值可知，當摻30%的高爐粒化礦渣和粉煤灰時，在靜載作用下配合比2-KS相對配合比1-KS的路基最大沉降分別減小了3%、1%和2%，動載作用下的最大沉降分別減小了2%、3%和2%。對比配合比2-KS、4-KS、5-KS的路基沉降值可知，路基最大沉降值隨著高爐粒化礦渣和粉煤灰摻量的增加而增加，靜載作用下配合比4-KS相對配合比2-KS的路基最大沉降分別增加了7%、4%和10%，配合比5-KS相對配合比4-KS的路基最大沉降分別增加了3%、2%和3%，動載作用下配合比4-KS相對配合比2-KS的路基最大沉降分別增加了5%、6%和5%，配合比5-KS相對配合比4-KS的路基最大沉降分別增加了5%、2%和5%。對比配合比2-KS、3-PG的路基沉降值可知，當使用普通硅酸鹽水泥替代中抗硫酸鹽硅酸鹽水泥時，在靜載作用下配合比3-PG相對配合比2-KS的路基最大沉降分別增加了36%、29%和28%，動載作用下的最大沉降分別增加了37%、31%和30%。在靜載作用下，5種配合比路基最大沉降值中，配合比3-PG的水泥土在干濕循環20次后，路基頂面最大沉降值超過TB 10001-2016規定的路基工后沉降值150mm；在動載作用下，5種配合比路基最大沉降值中，配合比4-KS、5-KS的水泥土在干濕循環20次后的路基最大沉降值和配合比3-PG的水泥土在干濕循環5、15、20次后的路基最大沉降值均超過TB 10001-2016規定的路基工后沉降值150mm，不滿足規范要求。

3 結論

1）5種配合比的水泥土試塊在硫酸鹽溶液干濕循環作用下，受鹽溶液侵蝕后，隨干濕循環次數的增加，水泥土無側限抗壓強度降低。5種配合比的水泥土抗壓應力-應變曲線均為單偏峰曲線，曲線分為塑性上升段-陡降段-塑性下降段。

2）數值模擬結果表明，列車荷載作用下路基的沉降從路基中心向兩邊對稱分布，路基中心部分沉降最大，路基坡腳沉降最小，沿水平向距離和深度均逐漸遞減。同一配合比的路基沉降隨水泥攪拌樁劣化程度的增加而增加。

3）數值模擬結果表明，列車靜荷載作用下，摻普通硅酸鹽水泥的水泥土在干濕循環20次時，路基沉降不滿足TB 10001-2016規定的路基工后沉降值，而摻中抗硫酸鹽硅酸鹽水泥的水泥土的路基沉降均符合規定值。

4）數值模擬結果表明，列車動荷載作用下，單摻中抗硫酸鹽硅酸鹽水泥的水泥土與以30%的高爐粒化礦渣和粉煤灰取代部分中抗硫酸鹽硅酸鹽水泥的水泥土的路基沉降均符合TB 10001-2016規定的路基工后沉降值，而摻70%的普通硅酸鹽水泥、30%的高爐粒化礦渣和粉煤灰的水泥土在干濕循環5、15、20次和以35%、50%的高爐粒化礦渣和粉煤灰取代部分中抗硫酸鹽硅酸鹽水泥的水泥土在干濕循環20次的路基沉降均不符合規范值。