濱海軟基段公路管廊路基工后沉降特性研究

陳 宗 燕

(福州新區(qū)交通建設有限責任公司, 福建 福州 350000)

隨著城市建設進程不斷深入推進，在濱海地區(qū)軟土地基上修建綜合管廊也越發(fā)普遍，而軟土含水率高、強度低，其次壓縮性好、透水性弱，管廊在施工過程及正常運行后產(chǎn)生不均勻沉降、破壞裂縫等不同層次的管廊病害，有時還會引發(fā)各種次生災害，嚴重的時候會引起道路坍塌，具有較高的安全隱患[1]。

對于管廊路基和軟基段路基，國內(nèi)外學者進行了研究。史靜等[2]借助軟土雙屈服面的模型對濱海軟土路基的沉降進行模擬，并結合某濱海在建的海堤路基工程，為海堤路基工程全周期沉降的計算以及預測提供了很好的參考。沙愛敏等[3]曾利用變權重組合模型預測軟土路基沉降；孫劍春[4]通過對福建濱海軟土地層中地下綜合管廊的積水、滲漏、外觀質量、裂縫、內(nèi)部缺陷以及結構性的變形等進行檢測，對軟土地區(qū)地下綜合管廊的常見病害進行檢測分析，并提出了相關病害的處理措施和預防方法；崔凱等[5]采用聯(lián)合法預測路基沉降，在預測擾動較小的軟土路基沉降計算中取得了較為滿意的準確度。除上述學者以外，還有眾多的國內(nèi)外學者專家都曾對軟土路基的沉降特性進行過研究，包括運用不同的模型去進行沉降的預測，研究不同的軟土性質下的沉降特性[6-12]。同時在沿海城市建設發(fā)展過程中出現(xiàn)了越來越多的管廊工程。由于管廊工程在很多方面都與其它工程有很大的區(qū)別，例如施工工序、防水排滲要求等，因此針對軟土條件下管廊的沉降特性，部分學者也展開了研究。黃劍等[13]對我國華東沿海地區(qū)的某一典型深厚軟土條件下的綜合管廊工程進行沉降監(jiān)測，為我國特殊地質條件下的管廊施工提供了借鑒；王大勃等[14]根據(jù)廣州某管廊工程實例，采用有限元分析軟件，通過改變復合地基面積置換率及上層覆土厚度，研究綜合管廊對路基沉降差的影響，并提出減少沉降差的建議，為今后類似工程提供參照；徐建等[15]建立了綜合管廊-路基土-車輛荷載有限元模型，分析了在不同車速、車重位置下的管廊位移情況。由于在工程實例中的常常借鑒的是無管廊的計算，對管廊路基的沉降計算方法不夠具體，且偏于保守，計算結果往往和實際產(chǎn)生較大的偏差。此外，對軟基段管廊路基的建設經(jīng)驗和容易出現(xiàn)的病害類型的了解還不夠成熟，尤其是大部分的研究對象都是普通路基，具有一定的局限性。各類管廊病害相互作用形成一種惡性循環(huán)，再加上軟基段路基本身的性質特點，使得路基容易產(chǎn)生真空地帶，造成路面塌陷、沉降，嚴重危害了道路安全。

基于此，本文以福州長樂濱海區(qū)工程項目管廊路基為參照，以單倉綜合管廊路基施工工程為例，使用FLAC3D的WIPP-DP模型對軟基既有管廊路基進行數(shù)值模擬，驗證蠕變計算的可能性，并對管廊位于不同位置、不同高度、以及土工格柵等工況下的工后沉降特性進行探討，其結果有助于為軟基段管廊路基的沉降控制提供參考。

1 工程概況

本文依托于福州市濱海新城附近的東南快速通道工程，起于道慶洲大橋長樂側，經(jīng)營前、首占、古槐、文武砂，至濱海新城核心區(qū)，正線全長約15 km。位于南亞熱帶海洋性季風氣候區(qū)，年平均溫度19.3℃，常年氣候溫和，溫熱濕潤，干濕分明，但降水不均，易遭旱澇，季風明顯。地質條件復雜多變，淤泥質土夾砂、淤泥質土夾砂等軟弱土層揭示厚度變化較大，因此其施工工藝也較為全面，基坑支護涉及工法樁、鋼板樁、放坡等多種支護方式。本文依托的工程位萬新路II標段，起點位于萬新路K2+000，終點K6+745位于濱江濱海路，總計4.745 km。示意圖見圖1、圖2。

圖1 道路地理位置圖

圖2 東南快速綜合管廊橫斷面圖

2 模型及參數(shù)確定

2.1 模型的確定

該路基包括含泥中沙層、軟土層、全風化花崗巖層、綜合管廊、砂石墊層、路基填土5部分，對土層進行了簡化。整個模型深20 m，寬109 m，厚度12 m，路基的填土高度為3 m，分六層回填每次回填0.5 m，上部寬度49 m，下部寬度為58 m，路基幾何尺寸如圖3所示。

圖3 幾何尺寸及土層信息

模擬基坑的開挖支護包括基坑降水、基坑支護以及基坑開挖三個部分，基坑剖面圖見圖4。

圖4 基坑剖面圖

每次開挖深度1 m，分六次開挖模擬，設置基坑兩側以及底部為不透水邊界，模擬鋼板樁的止水作用。鋼板樁樁支護完成，開挖1 m 設置鋼支撐。

2.2 模型及邊界條件

模型的四個側向外邊界采用側向約束，模型底部全部約束，如圖2所示?；娱_挖計算過程中考慮了地下水位抽水，打開了滲流模式，模型底面以及側面均設置為不透水邊界，路基底面設置為透水邊界。圖5為FLAC3D模型網(wǎng)格劃分。

圖5 FLAC3D模型網(wǎng)格劃分

2.3 模型計算參數(shù)

土體采用摩爾-庫侖本構，其余均采用彈性本構，具體參數(shù)如表1所示。

表1 地基各土層和路基填土物理力學參數(shù)表

在FLAC3D軟件中，內(nèi)置了八款常用的蠕變模型用于解決不同狀況下巖土體變形時效性問題，由于長樂地區(qū)多為淤泥質夾砂、含泥中沙、粉質黏土為主的軟弱土層，具有黏塑性質，因此本文選用WIPP模型的變體WIPP-DP模型進行數(shù)值模擬，黏塑性蠕變模型可以同時體現(xiàn)出黏滯性、塑性和彈性特征。

WIPP-DP模型共需要14個計算參數(shù)，其中七個是WIPP模型參數(shù)，參考FLAC3D手冊，取其典型值，見表2。

表2 WIPP模型參數(shù)

剩余三個qφ，kφ，qψ，是D-P準則參數(shù)，根據(jù)相關聯(lián)流動法則及D-P準則：

(1)

(2)

qψ=0

(3)

另外四個參數(shù)分別為：σb為土體抗拉強度，G為彈性剪切模量，K為彈性體積模量，T為環(huán)境溫度。這些參數(shù)根據(jù)工程實測確定。長樂區(qū)屬于南方濕熱地區(qū)，常年有六個月氣溫在20℃以上，溫度取20℃。其余參數(shù)采用工程實驗室所提供現(xiàn)場實驗參數(shù)，詳細參數(shù)見表1。

3 工后沉降特性分析

本文所研究對象依托實際工程，考慮施工完成后運營期間的工后差異沉降、施工過程中路基承受路堤分層回填的荷載、路面結構以及車輛荷載的影響，施工結束以后路基頂面需施加公路-1標準均布車輛荷載10.5 kPa和路面結構等效均布荷載22.5 kPa，共33.0 kPa，然后打開蠕變模式進行運營期運算。

3.1 填土荷載作用下軟土路基工后沉降特性分析

圖6為路基工后位移云圖。由圖6可看出，豎直位移云圖中的變形區(qū)不斷向土體深層擴散，影響范圍主要在16 m深度，即軟土層深度。在路面以及車輛荷載作用下，軟土路基頂面沉降隨時間發(fā)展，這是由于土體顆粒之間進行重新排列、錯位和變形。

圖6 路基豎向位移云圖(單位：m)

圖7為路基表面工后沉降曲線圖。由圖7可看出，路面沉降曲線逐漸呈現(xiàn)的“W”型，工后20 a總沉降最大值為250 mm，最大變坡率(變坡率即路基上兩點之間沉降量差值與兩點之間距離的比值)達1.2%，既有管廊路基的變坡率可達3%，是無管廊路基的3倍左右。相比20 a后，工后沉降仍有所發(fā)展，在施加荷載后，1 a內(nèi)總沉降約為總的工后沉降的22%，說明在不進行路基處理時，軟土路基蠕變時間長，總量大，對工程的影響不可忽略。

圖7 路基表面工后沉降曲線圖

3.2 不同管廊位置下管廊路基工后沉降特性分析

圖8為不同管廊位置示意圖。圖9為路基頂面不同時期工后沉降曲線。

圖8 管廊位置示意圖

根據(jù)圖9可以看出，當管廊位于坡腳時，路面不同時期工后沉降曲線約呈倒鐘型，工后1 a、5 a、10 a、15 a、20 a的最大沉降值分別為120 mm、175 mm、248 mm、295 mm、320 mm，在路面以及車輛荷載的作用下，其沉降量在20 a內(nèi)不斷增長，蠕變速率隨時間迭代逐漸衰減，對路基總沉降及工后沉降的影響并不明顯。

圖9 不同時期路基沉降曲線

當管廊位于路肩時，20 a總沉降超過了300 mm，路基頂面的不同時期位移變化曲線基本呈勺型分布，管廊兩側出現(xiàn)雙V型曲線(大V加小v型)，管廊的傾斜率約為3%，管廊的存在改變了應力分布，使得路基左側應力更加集中管廊上部路基兩側變坡率突變，易引發(fā)路面結構破壞。

對管廊的側向及豎向位移進行監(jiān)測，監(jiān)測點的布置如圖10所示。

圖10 管廊以及監(jiān)測點布置圖

當管廊位于坡腳和路肩時，對管廊竣工以及工后20 a沉降見表3。

表3 管廊竣工以及工后20 a沉降總量表

由表3可以看出，當管廊位于坡腳時，在豎直方向上管廊的兩側的差異沉降不可忽略，工后20 a管廊左側產(chǎn)生1.0 cm沉降，右側產(chǎn)生0.2 cm的向上隆起，管廊發(fā)生1.2 cm的沉降差，管廊兩側的傾斜率(管廊的傾斜率即管廊兩側的差異沉降量與管廊高度的比值)約0.2%。

管廊位于路肩時，由于施工期管廊路基軟土基礎的變形，其受力不均勻，工后20 a管廊左右側豎向上分別發(fā)生了3.3 cm和2.4 cm的向下沉降，管廊兩側的傾斜率約為0.15%，與路基較大的沉降相比，管廊平均沉降較小。

3.3 不同路基高度下管廊路基工后沉降特征分析

以管廊位于路中為例，探討在荷載作用下，不同填土高度時，路基頂面的工后沉降量，模擬時首先施加公路和車輛荷載，然后打開蠕變模式和力學模式，設置管廊內(nèi)部土體性質為空單元，考慮到實際工程中路基填土會做工程處理。

分析填土高度3 m、2 m、1 m時路基沉降變化規(guī)律。圖11為不同時期路基頂面位移曲線。

圖11 不同時期路基頂面位移曲線

由圖11可以看出，路基填高后，工后沉降量在20 a內(nèi)不斷增長，蠕變量也在增加，隨著時間的推移，工后沉降不段發(fā)展，路面最大沉降值所在位置基本不變。路基填高3 m、2 m、1 m時，20 a后其工后最大沉降量分別達到285 mm、265 mm、255 mm，其工后沉降量在道路兩側至路中均呈現(xiàn)出中間小兩邊大的特征，路面沉降基本呈“W”型。

路基填高3 m時，路基頂部變坡率平均為1%，兩側無管廊部位側向最大沉降部位變坡率約為0.3%，與之相比，變坡率增加了3倍左右，管廊的存在引起路基變坡率的突變；路基填高2 m時，最大變坡率值約為1.8%；填高1 m時，最大變坡率2.2%，與3 m相比，路中附近變坡率擴大了1倍左右，可見當填土高度增加時，路基表面的沉降變形趨勢總體趨于平緩。

3.4 土工格柵對管廊路基工后沉降的影響

軟件中土工格柵有9個參數(shù)，在實際工程中有些參數(shù)未確定，因此使用手冊中的具體實例參數(shù)來進行探討，具體參數(shù)見表4，并通過調(diào)整實體單元網(wǎng)格疏密來確定網(wǎng)格的大小。

表4 土工格柵材料參數(shù)

對格柵間隔0.5 m和1.0 m情況下工后沉降控制情況進行探討。圖12為不同時期路面沉降曲線。

圖12 不同時期路面沉降曲線

由圖12可以看出，格柵間隔0.5 m和格柵間隔1.0 m時，工后二十年的最大沉降值與無管廊路基相比，同一時期最大沉降量均最小，其中格柵間隔0.5 m時二十年最大沉降值由270 mm減小為245 mm左右，相差25 mm，減小率約為9.3%；格柵間隔1.0 m時，20 a最大沉降值由270 mm減小為255 mm左右，相差15 mm，減小率約為5.6%?？梢姼駯诺拇嬖?，提高了路基的整體性，路基更傾向于協(xié)同變形。

圖13為有無格柵情況下工后20 a沉降對比圖。

圖13 工后20 a沉降

根據(jù)圖13可知，格柵在工后20 a對沉降的控制主要是在管廊上部路基兩側20 m內(nèi)發(fā)生作用，在其控制范圍內(nèi)，每個部位沉降控制效果基本一致，間隔0.5 m和間隔1.0 m的總體工后沉降分別降低了16 mm和8 mm左右，格柵的作用提高了路基整體性，降低了其平均沉降。作為一種柔性材料，格柵抗剪強度較小，對大范圍內(nèi)差異沉降控制能力有限，對工后沉降的控制上，在中部上凸形路基兩側，格柵受力較大，而外側格柵受力較小，對路中附近工后沉降控制更明顯。但是與總沉降量相比，格柵所能降低的工后沉降有限，約占4%。

4 結 論

本文主要研究了軟基段既有管廊路基工后沉降特征，分析管廊位于不同位置、不同填土高度、以及土工格柵布設等工況下20 a期間管廊路基沉降變形規(guī)律，結果表明：

(1) 在軟基段既有管廊路基中，其沉降主要由施工期間路基填筑引起。管廊正上方路基的差異沉降加大，變坡率突變，與無管廊軟土路基相比，擴大3倍左右。

(2) 管廊位于路中、路肩、坡腳處對路基差異沉降的影響依次減小，當其位于坡腳時工后會產(chǎn)生3%左右的傾斜，對工程防水和變形縫設置提出了更高要求。

(3) 路基分別填高3 m、2 m、1 m時，其工后沉降量在道路兩側至路中均呈現(xiàn)出中間大兩邊小的特征，路中尤為凸出，路面沉降基本呈“W”型，填土后管廊正上方的變坡率增大約一倍。

(4) 土工格柵對于降低整體工后沉降具有一定的控制作用，但影響有限。在管廊路基中，其主要對降低管廊上部一定范圍內(nèi)路基沉降發(fā)揮作用，其效果也與格柵密度呈正比，減小的工后沉降量約占總體工后沉降的4%，并且對于差異沉降和變坡率的影響不大。