聶志林，劉 杰，劉 庭，劉豐瑋

（湖南工業(yè)大學 土木工程學院，湖南 株洲 412007）

有無側(cè)限條件下公路軟基堆載預壓對比研究

聶志林，劉 杰，劉 庭，劉豐瑋

（湖南工業(yè)大學 土木工程學院，湖南 株洲 412007）

為降低堆載預壓排水固結(jié)對周邊環(huán)境的不利影響，提出了側(cè)限堆載預壓控制技術(shù)?；贔LAC3D有限元分析軟件建立有無側(cè)限堆載預壓排水固結(jié)模型，將無側(cè)限堆載預壓模擬結(jié)果與實測結(jié)果進行對比，驗證了數(shù)值模擬模型的合理性與可行性，探討了有無側(cè)限堆載預壓的差異。研究結(jié)果表明：側(cè)限控制技術(shù)能有效降低軟土地基沉降、加快前期固結(jié)速率；同時側(cè)限位置離堆載預壓區(qū)邊緣越近，側(cè)限效果越好。

側(cè)限；公路軟基；堆載預壓；沉降

0 引言

軟土地基是一種特殊性巖土地基，一般在靜水或緩慢流水的環(huán)境下沉積形成，大多分布在我國沿海地區(qū)，洞庭湖、洪澤湖、太湖、鄱陽湖以及昆明滇池等地區(qū)也分布有湖相沉積內(nèi)陸軟土[1-2]。由于軟土地基具有壓縮性高、抗剪強度低、透水性差等特點，所以在軟土地基上修建公路，必須考慮公路路基的變形和穩(wěn)定問題。

歷年來，眾多學者針對軟土地基的處理總結(jié)了多種應用方法，如換填法、加筋法、置換法、排水固結(jié)法等。然而在實際工程中，往往出現(xiàn)土體的側(cè)向擠出變形，導致土體不均勻沉降，周邊相鄰建筑物傾斜等問題。彭宇一等[3]通過對高速公路軟土路基側(cè)向變形的研究，分析了側(cè)向變形的特點，側(cè)向變形對路基穩(wěn)定的影響以及控制側(cè)向變形的措施，指出了目前對側(cè)向變形監(jiān)測與評價中存在和應注意的問題。N. Loganathan等[4-5]系統(tǒng)分析了側(cè)向位移對路基沉降的影響，并定量給出了路基沉降與側(cè)向位移的關(guān)系。李國維等[6]基于三軸蠕變試驗和平面應變?nèi)渥冊囼灲Y(jié)果，研究了路堤下深厚的海相沉積軟土側(cè)向變形對沉降的影響。陳繼彬等[7]依據(jù)四川省遂-資（遂寧至資陽）高速公路軟基沉降變形觀測的結(jié)果，探討了西南地區(qū)軟土路基經(jīng)塑料排水板(PVD)、碎石樁處理后，路基側(cè)向變形隨深度、最大側(cè)向變形增量與地表沉降增量、平均側(cè)向變形量與地表沉降量的變化規(guī)律。

本文基于FLAC3D有限元分析軟件建立有無側(cè)限堆載預壓模型，來對比研究有無側(cè)限堆載預壓排水固結(jié)的差異，探討側(cè)限設置位置對地基沉降的影響。

1 側(cè)限堆載預壓技術(shù)

為限制軟土在預壓荷載作用下的側(cè)向擠出，降低堆預壓對周邊環(huán)境的不利影響，提出了側(cè)限堆載預壓技術(shù)，即在堆載預壓區(qū)邊緣通過水泥攪拌樁相互搭接，形成限制軟土側(cè)向擠出的格柵狀水泥土墻,如圖1所示。水泥土墻的深度及寬度由水泥土墻的穩(wěn)定性、軟土厚度、不透水層的埋藏深度等綜合確定。此技術(shù)的作用是：1）側(cè)限作用。通過設置水泥土墻，限制軟土側(cè)向擠出，降低堆載預壓對周邊環(huán)境的不利影響。2）隔離作用。對于地下水位較高的場地，采用水泥土墻將堆載區(qū)與非堆載區(qū)隔離開來，阻斷或延長地下水的滲透路徑，避免非堆載區(qū)地下水位大幅度降低導致周邊環(huán)境產(chǎn)生較大沉降及不均勻沉降。

圖1 側(cè)限技術(shù)示意圖Fig. 1 A sketch map of lateral restraint technology

2 工程概況

媽祖城核心區(qū)基礎(chǔ)設施工程建設項目[8]地處福建省莆田市忠門半島東南媚洲灣畔，施工的填砂總量約32.3萬m3；填海造地面積約341萬m2，充填砂總量約1 430萬m3。

2.1 工程地質(zhì)地貌

湄洲灣受地質(zhì)構(gòu)造和巖性控制，呈西北高，東南低的地勢。文甲貿(mào)易碼頭北依陸地，南面臨海，由北向南逐漸向海中傾斜。本工程填海造地面積較大，工程區(qū)域的地基土層主要由軟土組成，包括淤泥質(zhì)黏土層A、粉質(zhì)黏土層B、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土層C及部分含泥中砂。地基軟土層的厚度分布不均，軟土時代不明，軟土層主要物理力學參數(shù)如表1所示。

為提高地基承載能力，采用堆載預壓加豎向排水板技術(shù)進行加固，塑料排水板長度為7 m，其中2.5 m位于吹填砂內(nèi)。為了控制固結(jié)速率，采用分期堆載，堆載高度與時間的關(guān)系曲線如圖2所示。

表1 軟土層主要物理力學參數(shù)Table 1 Major physical and mechanical parameters of the soft soil

圖2 堆載高度與時間的關(guān)系曲線Fig. 2 Relation curve of load height and time

2.2 監(jiān)測結(jié)果

根據(jù)現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)選取PXK1+000觀測點的沉降值進行分析。持續(xù)觀測332 d，累計沉降269 mm。

現(xiàn)場需要將2.5 m高砂墊層填完后再插入塑料排水板，因此現(xiàn)場記錄下的堆載—沉降曲線是在2.5 m砂墊層吹填完后監(jiān)測的結(jié)果。堆載高度、沉降與時間的關(guān)系曲線如圖3所示。

圖3 堆載高度、沉降與時間的關(guān)系曲線Fig. 3 Relation curves of load height, settlement and time

3 數(shù)值分析

結(jié)合地質(zhì)勘查報告，以現(xiàn)場監(jiān)測的橫斷面PXK1+000為建模的參考面，巖層層頂埋深為13 m。為了簡化計算模型，通過李豪的方法[9]將塑料排水板的地基土層參數(shù)等效成滲透系數(shù)較大的天然地基土層。數(shù)值模擬計算的土層參數(shù)見表2。

表2 數(shù)值模擬各土層計算參數(shù)Table 2 Parameters of the soil layers in numerical simulation

考慮到堆載預壓的影響范圍，半模型的計算寬度X方向取60.0 m，其中25.5 m為堆載預壓區(qū)；根據(jù)巖層的埋深，13.0 m以下為剛性層，計算深度Z方向取13.0 m；計算長度Y方向取單位長度。模型范圍如圖4所示，數(shù)值模擬與實測結(jié)果對比如圖5所示。

圖4 模型范圍示意圖Fig. 4 A sketch map of the model range

圖5 沉降-時間曲線Fig. 5 Settlement-time curves

由圖5可知，數(shù)值模擬結(jié)果與實際沉降結(jié)果前期吻合較好，后期偏差較大。主要原因是，一方面數(shù)值模擬時地基土的滲透系數(shù)取值為常量，而實際情況是滲透系數(shù)隨著堆載時間增加而減??；另一方面現(xiàn)場的實際施工過程與數(shù)值模擬的加載過程存在一定的差異。

4 有無側(cè)限堆載預壓對比研究

為了對比有無側(cè)限堆載預壓排水固結(jié)技術(shù)，數(shù)值模擬模型如圖6所示，數(shù)值模擬各土層計算參數(shù)見表2。堆載預壓高度為7.0 m，重度16.30 kN/m3。模型計算寬度X方向取74.0 m，其中24.0 m為堆載預壓區(qū)；假設13.0 m以下為剛性層，因此模型計算深度Z方向取13.0 m；計算長度Y方向取單位長度。

圖6 數(shù)值模擬范圍示意圖Fig. 6 Schematic diagram of pile loading model

堆載時，為了防止堆載在填筑過程中因地基承載力不足而發(fā)生穩(wěn)定性破壞，因此采用分級堆載，堆載總高度為7.0 m。堆載過程如圖7所示。

圖7 堆載高度與時間的關(guān)系曲線Fig. 7 Relation curves of load height and time

圖8～14為有無側(cè)限時的數(shù)值模擬結(jié)果。由該數(shù)值模擬結(jié)果可知：無側(cè)限時，堆載預壓區(qū)最大沉降為308.06 mm；側(cè)限位置離堆載區(qū)邊緣的距離分別為0, 2, 4, 10, 20, 50 m時，堆載預壓區(qū)的最大沉降分別為126.50, 152.08, 167.93, 196.90, 225.36, 271.62 mm。這表明，側(cè)限的設置對降低堆載預壓區(qū)沉降有很好的作用；當側(cè)限設置在預壓區(qū)邊緣，堆載預壓區(qū)最大沉降降低58.93%；當側(cè)限位置離預壓區(qū)邊緣的距離分別為2, 4 ,10, 20, 50 m時，堆載預壓區(qū)最大沉降也分別降低50.63%, 45.49%, 36.08%, 26.85%, 11.83%。

圖8 無側(cè)限時數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 8 Simulation results without lateral constraints

圖9 側(cè)限在堆載預壓區(qū)邊緣時數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 9 Numerical simulation results of the lateral con fi nement on the edge of the surcharge preloading area

圖10 側(cè)限距堆載預壓區(qū)邊緣2 m時數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 10 Numerical simulation results: with the distance of the lateral limit to the surcharge preloading area being 2 meters

圖11 側(cè)限距堆載預壓區(qū)邊緣4 m時數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 11 Numerical simulation results with the edge distance of the lateral limit of the surcharge preloading area being 4 meters

圖12 側(cè)限距堆載預壓區(qū)邊緣10 m時數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 12 Numerical simulation results:with the distance of the lateral limit to the surcharge preloading area being 10 meters

圖13 側(cè)限距堆載預壓區(qū)邊緣20 m時數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 13 Numerical simulation results: with the distance of the lateral limit to the surcharge preloading area being 20 meters

圖14 側(cè)限距堆載預壓區(qū)邊緣50 m時數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 14 Numerical simulation results:with the distance of the lateral limit to the surcharge preloading area being 50 meters

圖15為側(cè)限設置位置與堆載預壓區(qū)最大沉降的關(guān)系曲線。從該曲線可以看出，當側(cè)限位置離堆載預壓區(qū)邊緣的距離大于2 m時，曲線斜率逐漸變小，說明側(cè)限的設置對堆載預壓的最終沉降量影響變小。

圖15 側(cè)限位置與最大沉降的關(guān)系Fig. 15 Relationship between the lateral position and maximum settlement

圖16為不同側(cè)限位置與各級堆載下，沉降穩(wěn)定時間的數(shù)值模擬結(jié)果。由圖可知，當側(cè)限設置在堆載預壓區(qū)邊緣時，各級荷載作用下沉降穩(wěn)定時間很短，第一級堆載穩(wěn)定沉降值與最終堆載沉降穩(wěn)定值相差不大；當側(cè)限位置離堆載預壓區(qū)邊緣的距離大于2 m時，側(cè)限的設置對堆載預壓沉降穩(wěn)定時間影響變小。

圖16 不同側(cè)限位置對沉降穩(wěn)定時間的影響Fig. 16 Effects of different side limit on the time of settlement stabilization

由數(shù)值模擬結(jié)果可以推得不同側(cè)限情形下，達到不同固結(jié)度時所需預壓時間，結(jié)果見表3。由表3可知，當側(cè)限位置設置在堆載預壓區(qū)邊緣時，土的固結(jié)度達到80%所需預壓時間為140 d；當無側(cè)限及側(cè)限位置離堆載預壓區(qū)邊緣的距離為2, 4, 10, 20, 50 m時，固結(jié)度達到80%所需預壓時間均為150 d；固結(jié)度達到90%所需堆載預壓時間均為163 d。由此可知，側(cè)限設置在預壓區(qū)邊緣，前期固結(jié)速度較快，達到80%固結(jié)度較無側(cè)限可縮短10 d，但達到90%的固結(jié)度所需時間基本一致。側(cè)限設置的最佳位置是在堆載預壓區(qū)邊緣。

表3 不同側(cè)限下達到不同固結(jié)度時的時間Table 3 Time of different consolidation degrees under different lateral limits d

5 結(jié)語

為限制軟土在預壓荷載作用下的側(cè)向擠出，降低堆載排水預壓對周邊環(huán)境的影響，提出了側(cè)限堆載預壓技術(shù)。通過有無側(cè)限堆載預壓數(shù)值模擬對比研究，可得以下結(jié)論：

1）堆載預壓側(cè)限控制技術(shù)能有效降低軟土地基沉降，提高前期固結(jié)速率，固結(jié)度達80%堆載預壓時間最大可縮短10 d，但對最終固結(jié)時間影響不大。

2）側(cè)限設置位置對堆載預壓影響顯著。當側(cè)限位置位于堆載預壓區(qū)邊緣時，與無側(cè)限相比，堆載預壓區(qū)最大沉降降低58.93%。

3）當側(cè)限位置離堆載預壓區(qū)邊距離大于2 m時，側(cè)限設置對堆載預壓影響逐漸減小，最佳側(cè)限位置位于堆載預壓區(qū)邊緣。

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（責任編輯：鄧光輝）

A Comparative Study on the Surcharge Preloading of Highway Soft Foundation with the Lateral Restraint a Variable

NIE Zhilin，LIU Jie，LIU Ting，LIU Fengwei
（School of Civil Engineering，Hunan University of Technology，Zhuzhou Hunan 412007，China）

In order to reduce the adverse effects of the preloading drainage consolidation on the surrounding environment, the concept of the lateral restraint of the surcharge preloading has been put forward. A preloading drainage consolidation model with the lateral restraint a variable has been established by using the finite element analysis software FLAC3D, followed by a comparison between the simulation results and the measured results of the surcharge preloading without the lateral restraint, which has veri fi ed the liability and feasibility of the numerical simulation model. An investigation has been made of the differences between the surcharge preloading with or without the lateral restraint. Experimental results show that the controlling of the lateral restraint helps to effectively reduce the settlement of the soft soil foundation and speed up the initial consolidation rate. Meanwhile the closer the position of the lateral restraint to the edge of the surcharge preloading area, the better the lateral con fi nement effect will be.

lateral restraint；highway soft foundation；surcharge preloading；settlement

U416.1

A

1673-9833(2017)02-0044-05

10.3969/j.issn.1673-9833.2017.02.008

2016-10-27

湖南省自然科學基金資助項目（2015JJ5017）

聶志林（1991-），男，湖南懷化人，湖南工業(yè)大學碩士生，主要研究方向為軟土地基處理，E-mail：nzlmail@qq.com