周文輝，肖 寧，占 輝，賀佐躍

(1.廣東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院集團(tuán)股份有限公司，廣州 510507；2.廣州市南沙新區(qū)明珠灣開發(fā)建設(shè)管理局，廣州 511466)

橋頭路基差異沉降是導(dǎo)致跳車的主要原因，嚴(yán)重影響了行車舒適度和安全性[1]。由于軟土工程性質(zhì)的特殊性，軟土區(qū)的橋頭路基處理更具挑戰(zhàn)性。常用的軟土地基處理措施包括堆載/真空預(yù)壓、水泥攪拌樁、高壓旋噴樁、CFG樁和管樁等[2-4]，但這些處理并不完全適用于橋頭路基。

規(guī)范規(guī)定：橋頭路基工后沉降不應(yīng)大于10 cm，因此在進(jìn)行橋頭路基處理時(shí)，應(yīng)選取合理的處理措施。蘇謙等[5]分析了泡沫輕質(zhì)土進(jìn)行橋頭路基換填的效果和經(jīng)濟(jì)性。高志偉等[6]分析了采用復(fù)合地基處理后，路面結(jié)構(gòu)對車輛行駛振動特性的影響作用。吳勇強(qiáng)等[7]對環(huán)杭州灣地區(qū)厚覆蓋層橋頭路基真空聯(lián)合強(qiáng)夯、旋噴樁及輕質(zhì)土換填等不同處理方法的效果進(jìn)行了詳細(xì)分析。張軍等[8]通過現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值模擬，對路橋過渡段路堤加筋的處理效果進(jìn)行了分析。賈亮等[9]進(jìn)行了過渡段工后沉降監(jiān)測試驗(yàn)研究，得到了沉降隨時(shí)間和空間的變化規(guī)律。鄧露等[10]確定了過渡段容許臺階高度，并提出了更合理的高度控制標(biāo)準(zhǔn)。鄭俊杰等[11]通過路橋過渡段樁承式加筋路堤現(xiàn)場試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在橋臺附近減載作用明顯，并隨距橋臺距離增加而逐漸減弱。羊曄等[12]通過研究過渡段差異沉降控制標(biāo)準(zhǔn)，得到不同路堤高度時(shí)路面縱坡與差異沉降的關(guān)系式。沈水龍等[13]通過分析3種常用的過渡段地基處理方法，介紹了緩解跳車現(xiàn)象的設(shè)計(jì)施工CA工法。這些研究均只研究了橋頭路基處理的某一方面，而在實(shí)際工程中，由于土體性質(zhì)的顯著差異性，這些研究的應(yīng)用受到限制[14-17]。此外，對于高等級道路，橋頭路基工后沉降的控制要求較高，相關(guān)處理措施還需進(jìn)一步研究[18-20]。

本文針對廣州市南沙區(qū)某工程項(xiàng)目，通過規(guī)范法和數(shù)值分析兩種計(jì)算手段，對堆載(等載)預(yù)壓+塑料排水板+管樁、直接管樁這兩種橋頭路基處理手段及其對工后沉降的影響進(jìn)行對比分析，以期為該地區(qū)的實(shí)際工程提供參考。

1 工程概況

廣州市南沙區(qū)明珠灣區(qū)橫瀝島尖路網(wǎng)工程地處南亞熱帶，海拔低，氣候類型屬于亞熱帶季風(fēng)區(qū)，夏長冬短，濕潤多雨。該區(qū)域內(nèi)水系發(fā)達(dá)、河涌密布，具有深厚的軟弱土層，如圖1所示。橋頭路段路基高5 m，頂寬20 m，路肩坡度為1∶1.5，采用堆載(等載)預(yù)壓+塑料排水板+管樁復(fù)合地基處理(方案1)，即先進(jìn)行等載預(yù)壓、再進(jìn)行管樁處理，對比方案為直接進(jìn)行管樁復(fù)合地基處理(方案2)。這兩種方案的路肩均采用水泥攪拌樁處理。管樁外徑0.4 m、壁厚0.1 m，樁長31 m，間距2.2 m，正方形分布。水泥土攪拌樁直徑0.5 m，樁長20 m，間距1.2 m，三角形分布。塑料排水板為C型，截面尺寸為100 mm×4.5 mm，等效直徑為0.067 m，長25 m，與管樁、水泥土攪拌樁相間分布。這兩種處理方案的具體步驟如下。

圖1 工程區(qū)域衛(wèi)星地形圖

1)方案1：堆載預(yù)壓+塑料排水板+管樁。施工步驟大致為塑料排水板→分層堆載→等載預(yù)壓→卸載→管樁→路堤→運(yùn)營。其中，管樁僅在路基頂寬范圍內(nèi)施工，兩側(cè)路肩采用水泥土攪拌樁處理。

2)方案2：管樁。施工步驟大致為管樁→路堤→運(yùn)營。同樣的，管樁僅在路基頂寬范圍內(nèi)施工，兩側(cè)路肩采用水泥土攪拌樁處理。土層、既有路基、管樁和水泥攪拌樁的主要物理、力學(xué)參數(shù)分別見表1、表2。土層厚度按照表1層序依次為1、15、11.5、4.5、5 m。

表1 土層主要物理、力學(xué)參數(shù)

表2 既有路基和樁的主要物理、力學(xué)參數(shù)

2 計(jì)算條件

方案1在規(guī)范法巖土中的實(shí)現(xiàn)方法為：先計(jì)算堆載預(yù)壓，再以計(jì)算結(jié)果作為管樁計(jì)算的初始條件，將這兩個(gè)步驟的位移結(jié)果進(jìn)行疊加。方案2在規(guī)范法巖土中可直接進(jìn)行計(jì)算。為考慮分層堆載時(shí)間、等載預(yù)壓時(shí)間及路堤再加載時(shí)間等因素的影響，上述兩種處理方案的計(jì)算條件見表3。

3 規(guī)范法計(jì)算結(jié)果分析

路基底部中點(diǎn)沉降隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖2所示，其中圖例數(shù)字與表3中的序號一致。由圖可以看出，在上述兩種方案中，該點(diǎn)沉降隨時(shí)間均表現(xiàn)出先快速增加、再趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律。方案1中，該點(diǎn)沉降均達(dá)到0.7 m以上；分層堆載時(shí)間越長、或等載預(yù)壓時(shí)間越長，該點(diǎn)穩(wěn)定沉降均越大；路堤再加載時(shí)間對該點(diǎn)沉降隨時(shí)間變化規(guī)律幾乎無影響。此外，相較于方案1，方案2中該點(diǎn)沉降很小，最大僅約為3 mm。

表3 計(jì)算條件 單位：月

圖2 時(shí)間vs沉降(規(guī)范法)

路基底部中點(diǎn)沉降速率隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖3所示，其中圖例數(shù)字與表3中的序號一致。由圖可以看出，在上述兩種方案中，該點(diǎn)沉降速率隨時(shí)間總體上均表現(xiàn)出逐漸減小并趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律，但在堆載或填土施加時(shí)刻，沉降速率會表現(xiàn)出突變。方案1中，該點(diǎn)沉降速率最大值均達(dá)到3 mm/d以上；分層堆載時(shí)間越長或等載預(yù)壓時(shí)間越長，該點(diǎn)穩(wěn)定沉降速率均越大；路堤再加載時(shí)間對該點(diǎn)沉降隨速率時(shí)間變化規(guī)律幾乎無影響。此外，相較于方案1，方案2中該點(diǎn)沉降速率很小，最大僅約為0.33 mm/d。

圖3 時(shí)間vs沉降速率(規(guī)范法)

表3中各序號的工后沉降如圖4所示。由圖4可以看出，無論采用何種方案或計(jì)算條件，計(jì)算得到的工后沉降均為0。規(guī)范規(guī)定：橋頭路基的工后沉降不應(yīng)大于10 cm，但實(shí)際工程中幾乎不會出現(xiàn)工后沉降為0的沉降。這與規(guī)范法巖土的計(jì)算方法有關(guān)，也說明了該軟件在進(jìn)行分步計(jì)算工況時(shí)存在一定缺陷。

圖4 工后沉降(規(guī)范法)

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

由前文可知，規(guī)范法巖土在進(jìn)行分步計(jì)算工況時(shí)存在缺陷，而數(shù)值方法可有效地解決分步工況問題，在幾何建模方面也有充分的自由，在實(shí)際工程中的應(yīng)用也越來越廣泛。Midas GTS有限元數(shù)值模型如圖5所示，模型長235 m、寬100 m，管樁、水泥攪拌樁及塑料排水板模型分別以紫色、綠色及灰色表示，如圖6所示。對于方案1，管樁、水泥攪拌樁及塑料排水板均激活；對于方案2，僅激活管樁。

圖5 數(shù)值模型(整體)

圖6 數(shù)值模型(管樁、水泥攪拌樁和塑料排水板)

方案1共有10個(gè)模擬階段，分別為：①初始靜力平衡，位移清零；②分層堆載1，填土高度2 m；③分層堆載2，填土高度2 m；④分層堆載3，填土高度1 m；⑤靜置期1，等載預(yù)壓時(shí)間；⑥撤除塑料排水板；⑦堆載卸載；⑧管樁、水泥土攪拌樁施工；⑨路基填土加載；⑩靜置期2，180月，同時(shí)在路基頂部施加20 kPa荷載。

方案2共有7個(gè)模擬階段，分別為：①初始靜力平衡，位移清零；②管樁、水泥土攪拌樁施工；③路基填土1，填土高度2 m；④路基填土2，填土高度2 m；⑤路基填土3，填土高度1 m；⑥工后基準(zhǔn)期，1月；⑦靜置期2，180月，同時(shí)在路基頂部施加20 kPa荷載。

路基底部中點(diǎn)沉降隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖7所示，其中圖例數(shù)字與表3中的序號一致。由圖7可以看出，方案1中該點(diǎn)沉降隨施工階段會波動，且穩(wěn)定沉降均達(dá)到約0.37 m；分層堆載時(shí)間、等載預(yù)壓時(shí)間及堤再加載時(shí)間對該點(diǎn)沉降大小的影響總體較小。此外，相較于方案1，方案2中該點(diǎn)沉降較小，最大僅約為0.12 m。

圖7 時(shí)間vs沉降(數(shù)值分析)

路基底部中點(diǎn)沉降速率隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖8所示，其中圖例數(shù)字與表3中的序號一致。由圖8可以看出，與規(guī)范法計(jì)算結(jié)果類似，在上述兩種方案中，該點(diǎn)沉降速率均在堆載或填土施加時(shí)刻表現(xiàn)出突變。方案1、2的沉降速率最大值均達(dá)到15 mm/d以上；分層堆載時(shí)間越長、或等載預(yù)壓時(shí)間越長，該點(diǎn)穩(wěn)定沉降速率均越大；路堤再加載時(shí)間對該點(diǎn)沉降隨速率時(shí)間變化規(guī)律幾乎無影響。

圖8 時(shí)間vs沉降速率(數(shù)值分析)

表3中各序號的工后沉降如圖9所示。工后沉降為路基填筑完成至180月期間內(nèi)的沉降。由圖9可以看出，總的來說，相較于方案1，方案2的工后沉降要大5 mm左右。分層堆載時(shí)間、等載預(yù)壓時(shí)間及路堤再加載時(shí)間等，對方案1工后沉降的影響總體上很??；路基填土?xí)r間增加可降低方案2的工后沉降。這里計(jì)算得到的工后沉降均位于1～2 cm，遠(yuǎn)小于規(guī)范要求的10 cm。然而，計(jì)算結(jié)果仍表明方案1更能降低工后沉降。此外，還表明數(shù)值計(jì)算能夠較好地解決分步計(jì)算工況問題。

圖9 工后沉降(數(shù)值分析)

路基中線沿深度方向的沉降如圖10所示，其中圖例數(shù)字與表3中的序號一致。由圖10可以看出，方案1最大沉降發(fā)生在深度為0處，達(dá)到約0.39 m；分層堆載時(shí)間、等載預(yù)壓時(shí)間及路堤再加載時(shí)間等對路基中線沿深度方向的沉降可以忽略不計(jì)。相較于方案1，方案2時(shí)路基中線沿深度方向的沉降很小，僅約為0.15 m，且在該方向上的變化也很小。

圖10 中線沿深度方向沉降(數(shù)值分析)

若以樁施工完成時(shí)間為基準(zhǔn)，可得到樁施工完成至模擬結(jié)束期間內(nèi)發(fā)生的沉降，即凈沉降如圖11所示。由圖11可以看出，同樣的，分層堆載時(shí)間、等載預(yù)壓時(shí)間及路堤再加載時(shí)間等對路基中線沿深度方向的沉降可以忽略不計(jì)。在沿深度方向上的沉降增量，兩種方案幾乎相同個(gè)，均為5 mm。然而，方案1的最大沉降不超過8.5 cm，而方案2的沉降均超過10.4 cm。這表明經(jīng)過堆載預(yù)壓后，土層的固結(jié)度顯著增加，有效減小了土層的后續(xù)沉降。

圖11 中線沿深度方向凈沉降(數(shù)值分析)

由前文可知，軟弱土層的固結(jié)程度與橋頭路基工后沉降密切相關(guān)，固結(jié)程度大小會顯著影響土層的力學(xué)性質(zhì)。因此，這里將以表3中序號1的計(jì)算條件為基準(zhǔn)，對②5淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土的力學(xué)參數(shù)，即黏聚力、內(nèi)摩擦角和壓縮模量等對工后沉降的影響進(jìn)行分析。

工后沉降隨黏聚力的變化規(guī)律如圖12所示，黏聚力分別為3、5.5、8 kPa，其他參數(shù)均保持不變。由圖12可以看出，總的來說，隨黏聚力增加，方案1的工后沉降逐漸增加，而方案2的工后沉降逐漸減小，但增加或減小幅度較小。相較于方案1，在本文黏聚力分析范圍內(nèi)，方案2的工后沉降仍然大5 mm左右。計(jì)算結(jié)果表明：當(dāng)在管樁施工前進(jìn)行堆載預(yù)壓時(shí)，軟弱層黏聚力越大，工后沉降也越大；而無堆載預(yù)壓時(shí)，黏聚力越大，工后沉降略小。

圖12 黏聚力vs工后沉降

工后沉降隨內(nèi)摩擦角的變化規(guī)律如圖13所示，內(nèi)摩擦角分別為3°、5.5°和8°，其他參數(shù)均保持不變。由圖13可以看出，總的來說，隨內(nèi)摩擦角增加，方案1、2的工后沉降均減小，但減小幅度較小。相較于方案1，在本文內(nèi)摩擦角分析范圍內(nèi)，方案2的工后沉降仍然大5 mm左右。計(jì)算結(jié)果表明：當(dāng)在管樁施工前進(jìn)行堆載預(yù)壓時(shí)，軟弱層內(nèi)摩擦角越大，工后沉降也越??；而無堆載預(yù)壓時(shí)，內(nèi)摩擦角越大，工后沉降則越小。同時(shí)也表明可采取適當(dāng)?shù)牡鼗幚泶胧?，提高土層的?nèi)摩擦角，降低工后沉降。對比本文分析的兩種方案，相較于方案2，方案1增加了堆載預(yù)壓，因此工后沉降要更小。

圖13 內(nèi)摩擦角vs工后沉降

工后沉降隨壓縮模量的變化規(guī)律如圖14所示，壓縮模量分別為0.25、1、2.6 MPa，其他參數(shù)均保持不變。由圖14可以看出，隨壓縮模量增加，方案1的工后沉降逐漸增加，相較于壓縮模量為0.25 MPa時(shí)，壓縮模量為2.6 MPa時(shí)的工后沉降要大8 mm左右。而方案1的工后沉降隨壓縮模量逐漸減小，但減小幅度較小。壓縮模量越小，兩種方案的工后沉降差值越大，當(dāng)壓縮模量為0.25 MPa時(shí)，工后沉降差值達(dá)到約14 mm。這表明：當(dāng)在管樁施工前進(jìn)行堆載預(yù)壓時(shí)，較小的壓縮模量能夠得到較小的工后沉降。

圖14 壓縮模量vs工后沉降

需要注意的是，黏聚力、內(nèi)摩擦角和壓縮模量等力學(xué)參數(shù)的減小，說明土層性質(zhì)越差，總沉降量也越大。但這些力學(xué)參數(shù)與工后沉降之間的關(guān)系，并不是簡單的單調(diào)關(guān)系。這與路基的處理方式有關(guān)。

1)對于方案1，由于在管樁施工前進(jìn)行了堆載預(yù)壓處理，黏聚力和壓縮模量增加會導(dǎo)致工后沉降增加，而內(nèi)摩擦角與之相反。堆載預(yù)壓能顯著提高軟弱土層的固結(jié)度，但當(dāng)黏聚力和壓縮模量較大時(shí)，盡管總沉降會更小，但同等堆載作用下施工期的沉降作用相對減弱，導(dǎo)致工后沉降相對增加。而內(nèi)摩擦角施工期的沉降作用仍相對較強(qiáng)，導(dǎo)致工后沉降相對減小。

2)對于方案2，盡管黏聚力、內(nèi)摩擦角和壓縮模量增加均導(dǎo)致工后沉降減小，但由于在管樁施工前未進(jìn)行堆載預(yù)壓處理，因而減小幅度總體上較小。

此外，通過規(guī)范法和數(shù)值法的對比分析表明：當(dāng)采用管樁復(fù)合地基處理時(shí)，規(guī)范法的工后沉降均為0，明顯與實(shí)際工程不符。若仍采用規(guī)范法，將導(dǎo)致設(shè)計(jì)偏于不安全，而數(shù)值法能有效避免這種情況。當(dāng)土質(zhì)發(fā)生變化時(shí)，數(shù)值法得到的工后沉降也隨之發(fā)生變化，并能夠根據(jù)工后沉降進(jìn)行設(shè)計(jì)方案的調(diào)整，而規(guī)范法無法做到這一點(diǎn)。

5 結(jié)論

1)規(guī)范法僅能考慮分層堆載時(shí)間和等載預(yù)壓時(shí)間的影響，未能考慮路堤再加載時(shí)間的影響，無論采用何種方案或計(jì)算條件，計(jì)算得到的工后沉降均為0。這與實(shí)際不符，說明該軟件在進(jìn)行分步工況及工后沉降計(jì)算時(shí)存在缺陷。

2)數(shù)值分析能夠同時(shí)考慮分層堆載時(shí)間、等載預(yù)壓時(shí)間及路堤再加載時(shí)間的影響，也能夠較好地解決分步計(jì)算工況問題。方案2的工后沉降要大，表明經(jīng)過堆載預(yù)壓后，土層的固結(jié)度顯著增加，有效減小了土層的后續(xù)沉降。

3)對于方案1，隨②5淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土的黏聚力或壓縮模量增加，工后沉降均逐漸增加，而內(nèi)摩擦的影響與之相反；對于方案2，隨黏聚力、內(nèi)摩擦角或壓縮模量增加，工后沉降均逐漸減小，但減小幅度較小。

本文僅對兩種設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了對比分析，后續(xù)相關(guān)的監(jiān)測工作在施工完成后逐步開展，但本文分析結(jié)果仍為該地區(qū)其他類似實(shí)際工程的設(shè)計(jì)和施工提供了重要參考。