強夯置換對軟土基坑邊坡開挖穩定性的影響研究

收稿日期：2023-01-09；接受日期：2023-04-30

基金項目：山東省自然科學基金項目（ZR2021MD021）

作者簡介：

劉強，男，副教授，博士，研究方向為環境巖土。E-mail：sunnyseasea@163com

EditorialOfficeofYangtzeRiverThisisanopenaccessarticleundertheCCBY-NC-ND40license

文章編號：1001-4179（2024）03-0226-08

引用本文：劉強，高立群，趙民，等強夯置換對軟土基坑邊坡開挖穩定性的影響研究［J］人民長江，2024，55（3）：226-233

摘要：

強夯置換作為一種地基處理方法，主要用于提高地基承載力，減小沉降，而將其作為基坑支護的相關研究卻鮮有報道。通過一系列室內模型試驗探討了不同強夯置換率、基坑邊坡坡率條件下，強夯置換后軟土基坑在開挖過程中的變形位移規律。通過構建墩土合并計算、墩土分開計算、墩土耦合3種有限元數值模型，對室內模型試驗結果進行了對比驗證。結果表明：水平位移向四周呈輻射式遞減，室內模型試驗與數值模擬的水平位移變化趨勢一致且吻合度較高；坡體穩定系數隨置換率的增加而不斷上升；在墩與土之間加入界面單元提高了墩土之間的相互作用，可以有效提高數值模擬的準確性。

關鍵詞：強夯置換；墩土耦合；模型試驗；基坑開挖；數值模擬；濱海軟土

中圖法分類號：TU443

文獻標志碼：A" " " " " " " " " "DOI：1016232jcnki1001-4179202403031

0引言

近年來，中國濱海城市建設規模不斷擴大，對土地的需求日益增加。濱海地區常見軟土具有天然含水率高、孔隙比大、壓縮性高、靈敏度高、強度低、透水性差等特點，因此在軟土中建設基坑開挖工程時面臨坡體位移過大、地面沉降、坡體失穩等嚴峻問題。

強夯置換法最早由法國Menard公司［1］開發并應用于軟土地基處理［2-3］，該工法將碎石等材料夯入軟土中形成置換墩體，置換墩體與周圍軟土共同形成復合地基。置換墩作為排水通道可以提高軟土的排水性，同時擠擴作用可將墩周軟土擠密以提高軟土強度［4-5］。該方法引入中國后，在工程實踐中進行了諸多應用研究。高建中等［6］在強夯置換軟土地基中進行了動力觸探試驗，結合理論計算，分析了土體沉降規律等，認為強夯置換后的軟土地基承載力上升及整體強度增加。隨著對強夯置換法的研究不斷深入，該方法在實際工程中的一些不足也開始顯現出來，如墩間土加固不均勻、置換墩著底情況不易控制、工后沉降大等，針對這些問題部分學者對強夯置換法的應用進行了改進。陳國棟［7］采用分層強夯置換的方式處理軟土地基，底層采用柱錘強夯置換保證置換墩能夠穿透軟弱層，頂層回填土采用平錘強夯置換使土體得到全方位擠密加固。劉強等［8］采用預成孔的強夯置換法顯著改善了置換墩著底情況不良及工后沉降大的問題。而趙福寧等［9］將天然片石用于島狀凍土路基的強夯置換處理，在提高路基強度的同時還阻斷了土中毛細水的上升，解決了路基凍脹、路面腐蝕的問題。

綜上可以看出，在工程實踐中，強夯置換已經超越了其最初的適用條件、范圍及功能。而強夯置換相關的理論研究相對來說比較滯后，其中大部分的機理研究在施工中或施工后檢測。秦寶和［10］認為夯擊能可以有效地提高強夯置換的深度，并且強夯置換對于軟土地基的處理需要一定的間歇時間。李華偉等［11］對孔隙水壓力的變化進行監測，確定了強夯置換過程中深度方向的影響要遠大于水平方向。同樣，劉紅軍等［12］通過孔隙水壓力的檢測發現，在2000～2500kN·m夯擊能下強夯置換最佳夯擊數為14擊。然而施工后檢測對強夯置換的時效性及其數值分析仍有不足［13］。

基于現場測試的理論研究雖然在真實性上更接近實際工程，但是也存在一定局限性。如現場試驗環境情況復雜，難以就某一項影響因素深入探討。而結合室內模型試驗及數值模擬可以進一步探究強夯置換工法的加固機理。鄭凌逶等［14-16］通過室內模型試驗與數值模擬的手段模擬強夯置換過程中碎石墩的形成過程，按照時間順序將置換過程細分成能量與應力波的傳遞、軟土整體變形、碎石結構重分布、碎石與夯錘共同運動4個階段。對于強夯置換的加固過程，李沛軒等［17］通過強夯模型試驗研究出砂土強夯加固具有兩種模式，并總結出“重錘低落”適合加固深層和徑向土體、“輕錘高落”適合加固淺層土體。魏迎奇等［18］通過土石料夯擊實驗，闡述了加固過程分為加固發展階段和加固退化階段。

以上的模型試驗均可以認為是單元體試驗，探究的是強夯置換工法自身的一些影響因素。而結合強夯置換工法的基坑邊坡穩定性的相關領域鮮有報道。相較于傳統的邊坡穩定方法，強夯置換法在縮短施工周期、降低經濟成本、提高施工應用范圍等方面具有重要意義。

本文設計并開展了強夯置換后海相軟土基坑開挖的室內模型試驗，探討了不同強夯置換率、坡率條件下，強夯置換后軟土基坑在開挖過程中的變形位移規律。此外，通過構建墩土合算、墩土分算、墩土耦合3種有限元數值模型，對室內模型試驗結果進行了對比驗證。

1模型試驗研究

11試驗材料

淤泥質粉質黏土取自青島膠州灣北岸，其主要物理性質指標見表1。置換墩材料為粒徑大于15mm的碎石，含量不超過全重的30%［5］。

12試驗設備

圖1所示為室內試驗模型箱，其內部尺寸為200cm×150cm×120cm（長×寬×高），考慮到邊界效應的影響以及模型地基的實際制作，設定模型地基尺寸為碎石墩直徑的5倍以上［19］。四周為便于觀察的高強度透明有機玻璃板，底部設有排水通道。夯錘起落架與模型箱通過橫縱兩個方向的導軌連接并設有刻度尺，便于控制和測量夯點間距及夯錘落距。夯錘直徑φ=5cm，夯錘落距h=20cm，質量為3kg。在JTM-V7000振弦式位移計的探針上焊接不銹鋼薄片便于對位移變化進行測量。

13試驗設計

共進行了8組室內基坑開挖試驗，具體試驗方案見表2。強夯置換率［20］（體積置換率）是通過改變墩體間距來控制的，墩體形狀是由室內模型試驗得到的形狀進行概化處理所得［21］。

14模型地基制作及試驗操作

試驗共安裝了11個坡體位移計，5個坡頂位移計，位置如圖2所示。

在模型箱底部裝入厚20cm中細砂，防止強夯置換過程中夯錘擊穿軟土破壞試驗箱，也便于人工開挖以及加速軟土固結過程。將現場取回的淤泥質粉質黏土的含水率配至液限的15倍［22］，攪拌均勻后裝入試驗模型箱。依據GB/T50123-2019《土工試驗方法標準》進行加載固結，分級施加荷載125，25，50，100kPa，對土體進行重塑模擬天然地基土。通過加載板的位移值（＜001mm/h）判斷每級荷載下固結是否穩定，固結完成后關閉模型箱底部排水通道。將模型箱內黏土的最終總厚度控制在40cm，在地基上部覆蓋厚度為2cm的碎石土層作為強夯置換的墊層。

每次試驗置換布置4行×7列，共28支墩體。強夯置換試驗的夯擊能W=30N×12m=36N·m，每3擊填料一次，共進行15擊，填料方式采用1/2夯坑填料［21］。夯實待基坑穩定后進行開挖，基坑分4層開挖，每層開挖深度為10cm，每層開挖后待坡體穩定再測量坡頂以及坡體內部的水平位移，直至開挖深度為40cm，如圖3所示。完成一次基坑開挖試驗后重塑模型地基土進行下一次試驗。

2數值模擬研究

莫爾-庫倫材料模型適用廣，將其應用于一般巖土體的非線性分析能得到比較可靠的結果。本文選用該本構模型來模擬土體。

以室內模型試驗為基礎，在MidasGTSNX中建立相應尺寸的三維有限元數值模型，模擬強夯置換淤泥質粉質黏土的基坑開挖過程，對模型試驗的結果加以驗證。如圖4與圖5所示，數值模擬中的強夯置換率、墩體形狀、開挖相對位置與室內模型試驗保持一致。為提高計算的準確性，模型采用混合網格（六面體網格與四面體網格組合）對土體及墩體進行網格劃分，并在坡體邊界添加邊界約束，提高坡體開挖的穩定性。基坑開挖深度與室內模型試驗一致為40cm，不同坡率下分4層開挖（4種開挖工況），每層開挖深度為10cm。開挖至最大深度40cm。分別設置3種數值模擬形式：①墩土合算，通過2D平面應變屬性對此次邊坡開挖進行數值模擬；②墩土分算，通過對碎石墩和周邊的軟土分別賦予材料屬性；③墩土耦合，在墩土分算的基礎上，不同屬性材料的相鄰單元之間添加一個界面單元（界面單元可以模擬兩種接觸物之間相互摩擦的行為，對于不同材料之間的相互作用具有促進作用），進行開挖數值模擬。土層參數見表3。

3結果與討論

31坡體內部水平移分析

根據模型試驗以及數值模擬實驗結果，將點S1、S5、S8、S11形成的橫剖面，點S4、S5、S6形成的縱剖面分別進行坡內水平位移的研究。

由圖6～7可知：完成4次開挖之后，模型試驗最大坡內水平移為315mm，位于點S1處，且坡率越大，最大坡內水平位移值越大。橫向剖面結果呈線性下降關系，置換率181%，坡率1∶05處，S1至S5位移降低492%，其余數值降幅較緩。縱向剖面坡內水平位移近乎呈直線關系，即起伏變化不大，最大值出現在S5處，與橫剖面相同。整個縱向剖面坡內水平位移是由開挖中點向四周呈輻射式遞減，坡率的增加對于坡內水平位移影響較大，置換率的改變對坡內水平位移影響較小。

圖8為數值模擬中基坑開挖到最大深度后的基坑水平位移云圖。由圖8可知，基坑放坡開挖后，基坑水平位移最大點并非位于基坑的坡頂角而是位于坡面1/2開挖深度處。圖8（c）中，依據坡體水平位移變化量可分為紅、黃、綠、青、藍共5個梯度區，紅色為最大位移梯度區，藍色為最小位移梯度區或稱安全區，5個梯度區的基坑水平位移量由紅、黃、綠、青、藍梯度區依次減小。由圖8可見，模型試驗與數值模擬的坡體水平位移變化趨勢相同，都是由坡面最大位移處向坡體內部呈輻散式遞減。置換率的提高未明顯降低基坑開挖的最大水平位移，也未減小基坑水平位移的影響范圍。另外，由圖8可以看出，其最大水平位移范圍（紅色梯度區）影響半徑逐漸減小，即提高置換率有助于提高復合地基的整體穩定性；但墩間土的最大水平位移并未明顯降低，即墩間土的穩定性沒有明顯改善。

在3種模擬與試驗數據對比之下，2D墩土合并計算在不同置換率下變形量較小，其參數無法準確反應開挖土體的情況；墩土分開計算對于土體之間的耦合度效果并不明顯，結果易出現不收斂，土體之間參數相互獨立，忽略土體的相互作用，更容易出現局部位移過大、失穩的現象；墩土耦合模擬了土體之間的界面單元，土體之間的相互作用更加明顯，更加貼合實際試驗結果。

32坡頂水平移分析

坡頂各檢測點位如圖9所示。

x1與x2為最靠近邊坡開挖的監測點位，實驗數據中水平位移變化幅度最大。由圖10～11可見，坡率1∶05處最大水平位移達到了29mm（置換率181%）、34mm（置換率283%）；相同置換率下，坡率的減小，其位移數值改變較大，分別降低了655%（置換率181%）、933%（置換率283%），置換率的增加對坡頂位移的影響十分明顯，對整體復合地基的穩定性具有顯著提升。實驗數據與數值模擬數據都表明，伴隨坡度的不斷減緩，最大位移也在不斷降低。開挖坡率較小時，強夯置換降低坡體水平位移的效果不明顯。當小置換率下監測點的水平位移已知，可預測較大置換率下的監測點的水平位移，在坡體穩定性符合安全標準的前提下，可根據監測點水平位移與置換率的線性關系，選擇合適的強夯置換率。

33置換墩圍護結構室內試驗與數值模擬穩定性分析

置換墩復合土體開挖后的邊坡穩定性分析，可根據位移監測數據確定邊坡是否存在滑動面。圖12（b）所示為室內模型試驗A置換率為181%時，通過坡體監測點最大位移繪制的潛在滑動面，A1為坡率1∶15，A2為坡率1∶1，A3為坡率1∶05。由圖12可知，坡率越大，位移越大，破裂角越大，坡頂影響范圍越大，穩定系數越小。與數值模擬的結果（見圖12（c）、圖12（d）、圖12（e））基本吻合，說明數值模擬建立的模型是合理的。

龔曉南［23］采用公式（1）～（2）來計算復合土體的黏聚力和內摩擦角，這是現在通用的復合土體綜合強度指標表達公式，即面積置換率法。

置換率法復合土體黏聚力為

cc=mcg+（1-m）csc（1）

置換率法復合土體內摩擦角為

tanφc=mtanφg+（1-m）tanφsc（2）

式中：cg為碎石的黏聚力，csc為軟土的黏聚力，φg為碎石的內摩擦角，φsc為軟土的內摩擦角。

結合公式（1）～（2），基于置換率計算的抗剪強度參數，通過有限元法計算的坡體穩定系數，再繪制成穩定系數與置換率的相關關系圖。由圖13可知，坡率1∶05時坡體不穩定，隨著坡率的減小，坡體穩定性提高，隨著置換率的增大墩土合并計算的坡體穩定性安全儲備大；墩土分開計算置換率提高至15%時穩定系數略有提升，置換率提高至25%時穩定系數略有降低，置換率繼續提高而穩定系數趨于平穩，增加甚微；墩土合并計算持續提高置換率至25%左右時穩定系數一直降低，繼續提高置換率穩定系數有上升的趨勢。

墩土分開計算即土與置換墩之間無相互作用，隨著置換率的不斷增加，坡體穩定性的主導地位由土體向碎石過渡，整個坡體穩定性不斷上升。墩土合并計算是把碎石樁與軟土按照置換率混合成碎石土，較好地發揮了墩土在荷載作用下的相互作用，小置換率時由于細顆粒的減少引起黏聚力的下降，而少量的粗顆粒“游離”在細顆粒中，沒有形成粗顆粒骨架，軟土對粗顆粒樁體的約束力較弱，因而復合土體的整體抗剪強度降低。當置換率為約25%時，既能形成穩定的粗顆粒骨架保持樁體的自身穩定性，又能因擠密作用提高墩土的密度和強度。由于土坡所受荷載主要是土的自重，提高置換率改善了軟土的性狀，增加了復合土體的密度，土中正應力也相應增大，而土的摩擦性導致其抗剪強度也增大，土坡穩定性會更好。土坡置換率提高至以石性為主時，坡角將由樁體材料碎石的內摩擦角決定，與墩土分算的結果類同。

墩土耦合是將土體與置換墩之間添加一個相互作用的“橋梁”，既能保持土體的獨立性，也可以使墩體所產生的穩定性更好的作用在土體上，在置換率約為15%之前，土體在整體穩定性占據主要方面，置換率增加，墩體的穩定性隨之增加，逐漸覆蓋土體強度，并在整體穩定控制上占據主導地位，其穩定系數不斷上升。

4結論

（1）通過室內模型試驗與3種數值模擬研究了不同強夯置換率、坡率對強夯置換后軟土基坑水平位移的影響。坡頂與坡體的水平位移隨置換率的增加而減小，隨坡率的增加而升高，且置換率對于最大水平位移以及坡體局部穩定性的影響并不明顯，但是明顯提升復合地基的整體穩定性。

（2）坡體內部監測點所形成的潛在滑裂面與數值模擬結果基本吻合，證明了數值模擬的準確性。

（3）通過對比3種數值模擬的整體穩定性可知，墩土分開計算并未發揮土體與墩體之間的相互作用，僅僅是土體與墩體之間穩定性的交替；墩土分開計算是將土體混合成為碎石土，隨置換率的提高，其內部顆粒骨架的穩定性不斷增加，土體密度也不斷上升，從而加強了土體的整體穩定性；墩土耦合是將土與墩之間添加相互作用的“橋梁”，兩者共同發生作用的同時，也充分發揮自身的整體穩定性，隨置換率的增加，碎石墩穩定性上升更加明顯，對于整體穩定性更是起到了促進作用。

參考文獻：

［1］MNARDL，BROISEYTheoreticalandpracticalaspectofdynamicconsolidation［J］Géotechnique，1975，25（1）：3-18

［2］LOKW，OOIPL，LEESLDynamicreplacementandmixingoforganicsoilswithsandcharges［J］JournalofGeotechnicalEngineering，1990，116（10）：1463-1482

［3］CHOWYK，YONGDM，YONGKY，etalDynamiccompactionanalysis［J］JournalofGeotechnicalEngineering，1992，118（8）：1141-1157

［4］NASHEDR，THEVANAYAGAMS，MARTINGRSimulationofdynamiccompactionprocessesinsaturatedsiltysoils［C］∥AmericanSocietyofCivilEngineersGeocongress，Atalanta，2006

［5］葉觀寶，高彥斌地基處理［M］3版北京：中國建筑工業出版社，2009

［6］高建中，黃瑋，梁永輝，等強夯置換法在高填方工程淤積土處理中的應用［J］地下空間與工程學報，2018，14（增1）：333-338

［7］陳國棟分層強夯置換在大型油罐地基處理中的應用［J］建筑結構，2017，47（6）：96-101

［8］劉強，高玉杰預成孔置換強夯法處理大型油罐軟基工程應用［J］水運工程，2018（7）：159-164

［9］趙福寧，趙雨軍強夯置換法在島狀凍土特殊路基處理中的應用［J］鐵道建筑，2014（10）：85-87

［10］秦寶和強夯及強夯置換技術在客運專線復合地基處理中的應用［J］鐵道工程學報，2007（7）：33-37，66

［11］李華偉，白冰強夯塊石墩法處理軟弱土地基的試驗［J］北京交通大學學報，2013，37（1）：67-72

［12］劉紅軍，吳騰，馬江，等基于孔壓監測的強夯置換和砂井-強夯處理飽和軟土地基試驗研究［J］中國海洋大學學報（自然科學版），2015，45（2）：109-114

［13］宋朝陽，紀洪廣，張月征，等碎石地基強夯加固機制與加固效果試驗［J］長安大學學報（自然科學版），2016，36（6）：69-77

［14］鄭凌逶，周風華，謝新宇強夯置換中碎石運動機制和成墩過程的數值模擬［J］巖土工程學報，2013，35（11）：2068-2075

［15］鄭凌逶軟土中強夯置換法形成碎石墩的機理［D］寧波：寧波大學，2012

［16］鄭凌逶，周風華強夯置換軟土中碎石墩形成過程的試驗研究［J］巖土力學，2014，35（1）：90-97

［17］李沛軒，葛忻聲，田亞東，等強夯雙向土壓力模型試驗測試及加固效果分析［J/OL］太原理工大學學報：1-8［2022-12-16］http：∥knscnkinet/kcms/detail/141220N202211091053002html

［18］魏迎奇，蔡紅，吳帥峰，等高填方土石混合料強夯振動響應及加固機理研究［J］巖土工程學報，2019，41（增1）：237-240

［19］王家全，柏蕾，林志南，等加筋土地基模型試驗邊界效應與承載性能分析［J］實驗力學，2021，1（36）：133-142

［20］梁燕強夯置換碎石墩復合地基承載機理及穩定評價［D］沈陽：東北大學，2014

［21］趙民，賀克強，劉強，等強夯置換濱海軟土成墩效果模型試驗研究［J］建筑結構學報，2021，42（10）：149-156

［22］董猛榮，楊俊杰，王曼，等海相軟土場地水泥土劣化機理室內試驗研究［J］中國海洋大學學報，2020，50（1）：93-103

［23］龔曉南復合地基理論與實踐［M］杭州：浙江大學出版社，1996

（編輯：黃文晉）