0.   引言

随着地基处理技术的发展，CFG（Cement Fly-ash Gravel）桩网复合地基已成为常见的有效的地基处理方式，并被广泛应用于各工程领域软土地基处理中^[1-2]。

离心模型试验^[3-4]通过离心力创造一个与原型应力水平相同的应力场，从而使原型的性状在模型中再现。相比模型试验及现场试验，数值模拟可针对不同方案进行模拟，具有更高的灵活性及经济性。张树明等^[5]通过数值模拟方法结合离心模型试验，探究不同加固范围与不同边坡坡率对CFG桩网复合地基受力变形特性的影响。姜彦斌等^[6]通过数值模拟，对比了几种管桩复合地基单桩建模方法，并基于轴对称接触模型结果对桩网复合地基受力及变形进行了研究。

众多学者采用离心模型试验或数值模拟等手段研究软土地基处理中的桩土相互作用问题，且有较多成果，但对于离心试验结果与精细化数值模拟结果之间的关系缺乏进一步的分析。且为减少计算时间，提高收敛性，众多学者有限元建模时常采用单桩模型或平面模型，不考虑桩土接触，忽略地基固结过程等，导致计算结果与实际情况不符。

本文针对某重载堆场CFG桩网复合地基，建立离心试验模型及全断面三维数值模型，通过离心试验及瞬态流固耦合计算，研究重载作用下桩网复合地基变形及受力特性，并对试验及计算结果进行比较，为现场加固处理方案的验证提供参考。

1.   试验模型与数值模型的建立

1.1   工程背景

某散货码头重载堆场，堆场东西两侧距防尘墙基础分别为47，77 m，南侧距排水沟6 m，北侧距离取料机轨道梁基础5 m，面积为69291 m²。堆场设计按一次性达到承载350 kPa的要求使用，即矿石堆载体最大高度14 m，重度25 kN/m³。

堆场地基土层自上而下依次为素填土层（2.48 m），淤泥质黏土层（6.20 m），粉质黏土层（3.20 m），中粗砂层（2.00 m）以及黏土层，地下水埋深2.5 m。淤泥质黏土强度低、压缩性高且承载力不足。

采用CFG桩网复合地基，两端分别布设2排16 m长的树根桩，中间布设10，13，16 m三种不同长度的CFG桩，其中，16 m CFG桩按1.65，1.80 m两种间距布置，其余桩间距均为1.80 m。CFG桩间布设塑料排水板，穿透淤泥质黏土层，堆场地基地层分布及复合地基方案图见图 1。

图  1  复合地基剖面图

Figure  1.  Profile of composite foundation

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1.2   离心模型试验

试验在南京水利科学研究院NHRI-400 g·t大型土工离心机上进行，采用大型平面应变模型箱，其净空尺寸为1200 mm(长)×400 mm(宽)×800 mm(高), 模型比尺为70。土样取自现场，在按照相似比尺模拟原型地基土层的基础上，逐根模拟了原型中的每一根桩。试验过程中采用重度为60 kN/m³的铅丸模拟原型矿石荷载，堆高83 mm。

试验过程中通过激光位移传感器、微型孔隙水压力计、微型土压力盒及轴力传感器分别测量表层位移、孔压、土压力以及桩顶轴力，并通过PIV技术对土层剖面位移进行测量，图 2为模型布置图。

图  2  模型布置图

Figure  2.  Layout of model

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1.3   数值模型建立

三维模型中，土体、桩及堆场上部矿石堆载采用实体建模，桩土之间设置摩擦接触，排水板通过等效砂井代替，土工格栅采用膜单元模拟。模型在深度方向取最长桩的两倍桩长，长度方向取堆载宽度的3倍，共划分单元532048个，节点579819个。模型四周进行法向约束，底部约束3个方向，地表设为排水边界。桩等结构模型及整体模型分别如图 3（a），（b）所示。

图  3  有限元模型

Figure  3.  Finite element model

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计算过程中，土体的本构模型采用南水模型，混凝土采用线弹性模型，计算参数如表 1所示。

表  1  土的计算参数

Table  1.  Parameters of soils

土层参数	K	n	Rf	c/kPa	φc/(°)	Kur/K	cd	nd	Rd	CFG桩
复合垫层	400.0	0.300	0.70	25.0	0.0	3.5	0.005	0.67	0.69	γ=24 kN/m3, E=30 GPa, $\nu$=0.2
素填土①2	186.2	0.794	0.70	25.1	18.7	4.0	0.010	0.60	0.69
淤泥质黏土②1	87.6	0.832	0.80	9.9	12.2	5.0	0.040	0.80	0.69
粉质黏土③4	250.0	0.700	0.70	27.2	17.7	4.0	0.005	0.58	0.69	土工格栅
中粗砂③2	250.0	0.700	0.70	0.0	30.0	4.0	0.005	0.58	0.69	J2%=210 kN/m, E=2 GPa, $\nu$=0.3
黏土④1	110.0	0.809	0.75	32.6	14.8	8.0	0.025	0.75	0.69
黏土④2	136.2	0.794	0.70	32.6	14.8	8.0	0.020	0.75	0.69

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1.4   加载过程

离心模型试验及数值模拟试堆期加载过程曲线如图 4所示，总持续时间为45 d。

图  4  加载过程线

Figure  4.  Curves of loading process

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堆载前，启动离心机至设计加速度70g，保持设计加速度运行120 min，模型地基达到自重应力状态，使桩土密切接触。堆载模拟阶段，铺设铅丸堆载体至缩尺高度后，启动离心机按0.1764 g/s加速至70g，此时堆载满足原型要求，而后恒载运行。离心加速度从1g升至70g的时长，换算到原型时间尺度，就是原型堆载期时长，为22.5 d。

数值模拟第一步为地应力平衡，第二步依据堆载方案模拟分布加载过程，初次加载由0 kPa加载值150 kPa，观察5 d，后续每2 d加载增量50 kPa，观察5 d，直至加载至350 kPa，加载过程为28 d。

2.   桩网复合地基变形特性

2.1   地基沉降分析

图 5（a），（b）分别为350 kPa堆载作用下试堆期结束时试验及数值计算地层沉降等值线图。试验及数值结果揭示的地基沉降分布规律较为一致，350 kPa堆载作用对地基影响范围深远，地面30 m以下范围仍有位移，堆场中部沉降大于两侧沉降。

图  5  沉降等值线图

Figure  5.  Contours of settlement

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图 6为各沉降测点沉降发展过程曲线。由于试验加载过程与数值计算模拟的现场堆载过程不完全相同，离心试验加载为单调加载，数值计算为分级加载且各分级荷载间存在间歇，故试验曲线相比数值计算曲线无台阶段，但各测点试验与模拟沉降变化总体趋势相同，且试堆期45 d结束时沉降量值较为接近。

图  6  各测点沉降过程线

Figure  6.  Development curves of settlement

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由图 6可知，位于防尘网基础和轨道梁基础上测点Sa1和Sa5，加载期表现隆起，恒载期随着超孔压的消散，隆起量减小；堆载期堆场区域三个测点Sa2、Sa3和Sa4均为沉降，加载期沉降变化明显，恒载超孔压消散阶段，沉降继续发展，但变化速率明显减小。试验及数值结果显示，加载期堆场区及防尘网、轨道梁基础最大平均沉降速率分别为6.62，-0.98 mm/d，分别小于试堆期沉降稳定性控制标准规定的10，5 mm/d。

2.2   地基水平位移分析

图 7（a），（b）分别为350 kPa堆载作用下试堆期结束时试验及数值计算地层水平位移等值线图。正值指向右侧，负值指向左侧。试验结果及数值计算结果反映的地基水平位移分布规律大体一致，堆体中心处水平位移较小，两侧水平位移较大且分别指向两侧，水平位移明显小于沉降值，由此说明堆载作用下，桩网复合地基是稳定的。

图  7  水平位移等值线图

Figure  7.  Contours of horizontal displacement

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由图 8各水平位移测点水平位移发展过程曲线可知，数值计算结果规律性更强，离心试验结果具有一定的波动性，试堆期结束时试验及数值计算得到的各测点水平位移较为一致。试堆期，两侧点水平位移平均变化速率分别为0.22，0.49 mm/d，均小于防尘网基础及轨道梁基础水平位移稳定控制标准（2 mm/d）。

图  8  各测点水平位移过程线

Figure  8.  Development curves of horizontal displacement

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3.   桩网复合地基受力特性

3.1   地基孔隙水压力分析

图 9为各测点孔隙水压力发展过程曲线。由图 9可知，离心试验及数值计算所得孔压变化规律与加载方式一致，加载方式的不同也导致试验及计算孔压结果变化规律的不同。

图  9  孔隙水压力发展过程曲线

Figure  9.  Development curves of pore water pressure

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加载起始点模型试验自1g加速度开始加载，初始孔压较小故对应试验孔压结果接近于零，而数值计算结果为地下水位引起的孔压；加载过程中，试验及计算所得孔压结果均不断增加，堆载完成时计算孔压达最大值，试验孔压未达峰值。主要因为离心试验中，孔压传感器周边布置了较多模拟原型塑料排水板的编织玻纤管排水通道，孔压传递消散路径较计算更为复杂，导致孔隙水压力反应滞后。恒载期，试验所得孔压因滞后效应继续增加，计算孔压则因超孔压的消散出现缓慢减小的现象，且试堆期结束时试验孔压结果与计算孔压结果在量值上较为一致。

3.2   桩顶轴力分析

图 10为CFG桩桩顶轴力发展过程曲线，Tf1、Tf2、Tf3及Tf4分别对应模型左侧至右侧的10 m CFG桩、13 m CFG桩、间距1.65 m的16 m CFG桩以及间距1.8 m的16 m CFG桩。

图  10  桩顶轴力发展过程曲线

Figure  10.  Development curve of axial force at pile tip

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由图 10可知，桩顶轴力的发展与加载过程密切相关，加载过程的不同导致了试验曲线与计算曲线存在一定差别。但试验结果与计算结果反映的规律较为一致，桩顶轴力与堆载同步变化，荷载达到最大值350 kPa，各测点桩顶端轴力达到峰值。

3.3   桩土应力比分析

为分析桩间土及桩基承担荷载情况，对桩土应力比进行分析。

离心试验中，因微型土压力盒与桩间土两者刚度相差较大等原因，上覆竖向压力分布在刚度较大的土压力盒体上存在明显的应力集中现象，土压力实测值明显高于实际值。故根据桩顶端轴力测点处置换率和上覆堆载体的竖向压力，推求出平均桩间土压力，进而求得桩土应力比^[7]。

针对数值计算结果，考虑桩间土竖向应力的分布不均匀性，桩间土应力取相邻桩中心区域多点应力的平均值，再根据桩顶应力求得桩土应力比。

图 11为4种规格桩所处区域在试堆期结束时桩土应力比试验值与计算值比较图。由图可知，桩土应力比试验结果与计算结果较为一致，桩土应力比介于20~40，桩土共同并且合理地承担堆场上部荷载。

图  11  桩土应力比分布

Figure  11.  Distribution of pile-soil stress ratio

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4.   结论

（1）离心模型试验结果与数值模拟结果具有较好的一致性，两种方法可互为补充验证。

（2）堆载作用下复合地基内水平位移近似对称分布，地基中心水平位移接近于0，最大水平位移发生在地基两侧树根桩底部位置；最大沉降发生在堆体底部中间位置，向堆体两侧坡脚沉降逐渐减小，堆体外地表隆起。

（3）桩顶轴力与堆载同步变化，堆载达到最大值时，各测点桩顶端轴力达到峰值，且桩土共同并且合理地承担堆场上部荷载。