廣州南沙某路基樁帽下脫空機理分析

周文輝， 肖 寧， 賀佐躍

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

路基差異沉降嚴重影響了行車舒適度和安全性［1］，而路基樁帽下脫空現(xiàn)象加重了這一影響. 常用的軟土地基處理措施包括：堆載/真空預壓、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. 由于軟土工程性質的特殊性，軟土區(qū)的路基處理更具挑戰(zhàn)性.

不同等級路基的工后沉降限值也是不同的，因此在進行路基處理時，應選取合理的處理措施. 蘇謙等［5］分析了泡沫輕質土進行路基換填的效果和經(jīng)濟性. 高志偉等［6］分析了采用復合地基處理后，路面結構對車輛行駛振動特性的影響作用. 吳勇強等［7］對環(huán)杭州灣地區(qū)厚覆蓋層路基真空聯(lián)合強夯、旋噴樁及輕質土換填等不同處理方法的效果進行了詳細分析. 張軍等［8］通過現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬，對路橋過渡段路堤加筋的處理效果進行了分析. 賈亮等［9］進行了路基工后沉降監(jiān)測試驗研究，得到了沉降隨時間和空間的變化規(guī)律.鄧露等［10］確定了過渡段路基容許臺階高度，并提出了更合理的高度控制標準. 鄭俊杰等［11］通過路橋過渡段樁承式加筋路堤現(xiàn)場試驗研究，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］通過研究差異沉降控制標準，得到不同路堤高度時路面縱坡與差異沉降的關系式. 沈水龍等［13］通過分析三種常用的地基處理方法，介紹了緩解跳車現(xiàn)象的設計施工CA工法. 這些研究均只研究了路基處理的某一方面，而在實際工程中，由于土體性質的顯著差異性，這些研究的應用受到限制［14-18］，也未能解釋路基樁帽下脫空的原因. 此外，對于高等級道路，路基工后沉降的控制要求較高［19-21］，相關處理措施還需進一步研究.

總的來說，現(xiàn)有文獻中有關路基樁帽下脫空現(xiàn)象研究較少. 本文針對廣州市南沙區(qū)某工程項目，通過數(shù)值和理論兩種分析手段，對管樁處理路基樁帽下產(chǎn)生的脫空現(xiàn)象進行分析，探討脫空產(chǎn)生的原因，并對工后沉降的影響因素進行初步分析，為該地區(qū)的實際工程提供參考.

1 工程概況

某工程位于廣州市南沙區(qū)明珠灣區(qū)橫瀝島尖，地處南亞熱帶，海拔低，氣候類型屬于亞熱帶季風區(qū)，夏長冬短，濕潤多雨. 該區(qū)域內水系發(fā)達、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，采用管樁復合地基進行處理. 路肩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.土層、既有路基、管樁和水泥攪拌樁的主要物理、力學參數(shù)分別如表1、表2所示.

表1 土層主要物理、力學參數(shù)Tab.1 Main physical and mechanical parameters of soil layer

表2 既有路基和樁的主要物理、力學參數(shù)Tab.2 Main physical and mechanical parameters of existing roadbed and piles

圖1 衛(wèi)星地形圖Fig.1 Satellite topographic map

2 工程問題

本工程橋頭路基存在嚴重跳車現(xiàn)象，進行開挖時發(fā)現(xiàn)樁帽下存在明顯的脫空現(xiàn)象.實測最大脫空可達16.3 cm，且脫空發(fā)生在路堤底部的素填土層中，而并未發(fā)生在路面底部，如圖2所示. 這意味著：即使采用普遍認為處理效果較好的管樁，也會產(chǎn)生明顯的脫空現(xiàn)象，現(xiàn)有理論無法闡述這一現(xiàn)象產(chǎn)生的機理. 素填土來源于附近工程產(chǎn)生的棄土，是根植土、雜填土、軟土、粉土和砂土的混合物. 這些棄土直接堆載在原有地面之上，且原地基未進行任何處理，堆載時間均不超過1 年. 淤泥質粉質黏土、淤泥的天然孔隙比分別達到1.326、1.66，這意味著軟弱土的固結遠未完成，且僅在自身有效重力而無附加應力作用下，這種固結作用十分有限. 素填土的堆載效應使下部軟土處于欠固結狀態(tài)，軟土在素填土產(chǎn)生的附加應力作用下會繼續(xù)產(chǎn)生沉降.

圖2 樁帽下樁間土脫空Fig.2 Void of soil between piles under pile cap

當采用管樁直接進行地基處理時，一方面樁帽下的素填土導致軟土層產(chǎn)生工后沉降；另一方面由于土拱效應，管樁承受了路堤大部分荷載，路堤產(chǎn)生并傳遞給樁間土的附加應力十分有限，也限制了路堤填料向樁間土移動，而樁帽和土工格柵的存在更增強了這種作用. 這就導致樁間土受到的附加應力非常小，軟土層的固結主要受素填土產(chǎn)生的附加應力影響. 下面將通過數(shù)值分析和理論分析這兩種手段，來驗證這一猜想.

3 數(shù)值計算分析

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，在實際工程中的應用也越來越廣泛.Midas GTS 有限元數(shù)值模型如圖3 所示，模型長235 m、寬100 m，管樁、水泥攪拌樁分別以紫色、綠色表示，如圖4 所示. 這里共有8 個模擬階段：①初始靜力平衡，位移清零；②素填土堆載；③水泥攪拌樁、管樁和塑料排水板施工；④路基填土1，填土高度2 m；⑤路基填土2，填土高度2 m；⑥路基填土3，填土高度1 m；⑦工后基準期，1 月；⑧靜置期，180個月，同時在路基頂部施加20 kPa荷載.

圖3 數(shù)值模型（整體）Fig.3 Numerical model（overall）

圖4 數(shù)值模型（管樁、水泥攪拌樁）Fig.4 Numerical model（pipe piles and cement mixing piles）

素填土厚度對工后沉降的影響如圖5所示. 由圖可以看出，總的來說，素填土越厚，工后沉降也越大，且距離路基中線越遠，工后沉降也相對越大. 當素填土厚度為1 m時，路基中線的工后沉降約為28 mm，路肩工后沉降可達約36 mm；工后沉降在管樁及樁間土的差異較大，最大可達約5 mm. 當素填土厚度為3 m 時，路基中線的工后沉降約為38 mm，比素填土厚度為1 m 時增加10 mm，且路肩工后沉降可達約62 mm；工后沉降在管樁及樁間土的差異較小，表現(xiàn)出更為平緩的曲線.

模擬結束后的沉降云圖如圖6、7 所示. 由圖可以看出，相較于素填土為3 m，素填土為1 m時樁頂位移與樁間土沉降相差更為顯著，距離路基中線越近，沉降差越明顯，這與圖5 的結果相一致. 由于有限元分析是基于小變形理論得到的，在大變形問題中的適用性尚未有效解決，這導致Midas GTS軟件無法模擬土體單元間的剝離，即無法模擬樁帽下部土體的脫空現(xiàn)象. 但由這種顯著的沉降差異性可知，施工結束后工后沉降將隨時間繼續(xù)增加，且素填土越厚、土性越差，工后沉降也越明顯. 然而總的來說，數(shù)值分析計算得到的工后沉降均低于10 cm，即滿足規(guī)范相關要求，這與實際情況不相符，應進一步深入研究.

圖5 素填土厚度VS工后沉降（數(shù)值）Fig.5 Plain fill thicknesses VS post-construction settlement（numerical analysis）

圖6 沉降云圖（素填土1 m）Fig.6 Settlement cloud map（plain fill：1 m）

圖7 沉降云圖（素填土3 m）Fig.7 Settlement cloud map（plain fill：3 m）

4 理論簡化分析

4.1 工況模型簡化

由前文分析可知，在管樁復合地基中，管樁承受了大部分上部路堤荷載，傳遞至樁間土的附加應力總體較小，沉降也較小. 但這是基于地基沉降穩(wěn)定條件下得到的，而當?shù)鼗两瞪形捶€(wěn)定時，例如在本文分析的場區(qū)中，素填土是新堆載在軟弱層上面的，即使管樁施工完成，但路堤荷載產(chǎn)生的附加應力較小，且素填土會繼續(xù)產(chǎn)生附加應力施加在下部的軟弱層上，即軟弱層在這兩種附加應力作用下繼續(xù)發(fā)生固結，這導致軟弱層產(chǎn)生較大的沉降.

本文將這一問題簡化：①忽略路堤荷載對樁間土的附加應力；②忽略樁帽作用；③根據(jù)素填土厚度，減小相應樁長.

簡化后，當管樁施工完成時，素填土直接作用在下部軟弱層與樁組成的復合地基上. 因此，工后沉降即簡化為施工結束時，素填土對復合地基產(chǎn)生的沉降. 明顯地，簡化后與脫空現(xiàn)象更加相符，且由于未考慮樁帽及減小樁長，即計算結果偏于安全. 沉降包括加固區(qū)沉降和下臥層沉降兩部分，即：

式中：S為復合地基沉降，m；S1為加固區(qū)沉降，m；S2為下臥層沉降，m. 加固區(qū)沉降、下臥層沉降均根據(jù)附加應力采用分層總和法計算. 其中，加固區(qū)沉降可采用下式計算［14］：

式中：Δσi為附加應力，kPa；Espi為復合地基壓縮模量，MPa；Δzi為土層厚度，m. 劉吉福等［14］建立了考慮單樁承載力、基礎轉移荷載能力及樁土相互作用等重要因素的附加應力法，能夠很好地模擬剛性樁沉降，其中樁間土附加應力由下式得到：

式中：σsj為樁間土附加應力，kPa；d為樁直徑，m；mp為樁置換率；ζ為側阻力發(fā)揮系數(shù)；P為路基縱向每延米總荷載，kN；Pp為樁頂荷載，kN；τui為側阻力，kPa；為工作墊層摩擦力，kN；Au為單樁分擔面積，m2.樁間土沉降及樁底土層沉降均采用分層總和法計算. 根據(jù)上述簡化，導入現(xiàn)有規(guī)范法的剛性樁復合地基處理理論，即可進行沉降分析.

4.2 結果及驗證

素填土厚度對工后沉降的影響如圖8 所示. 由圖可以看出，素填土厚度越大，工后沉降也隨之逐漸增加；單樁極限承載力也會產(chǎn)生影響，單樁極限承載力越小，工后沉降也越大. 當單樁極限承載力為1000 kN時，素填土厚度大于1.5 m時的工后沉降即超過了規(guī)范要求的10 cm，素填土厚度為3 m時的工后沉降甚至達到約22.4 cm；當單樁極限承載力為2000 kN時，素填土厚度略大于2.5 m 時的工后沉降也超過了規(guī)范要求.這表明：素填土越厚、單樁極限承載力越小，工后沉降越大，形成的脫空區(qū)也越大，嚴重影響了橋頭路基的正常、安全運營.

在本文分析的實際工程中，本工程橋頭路基素填土厚約2 m，單樁極限承載力為1000 kN，實際監(jiān)測數(shù)據(jù)表明脫空為16.3 cm. 素填土厚2 m時理論簡化分析結果約為15.1 cm，與實測的相關數(shù)據(jù)基本一致，說明素填土是導致脫空的主要原因，驗證了本文脫空機理的正確性.

由前文可知，軟弱土層的固結程度與橋頭路基工后沉降密切相關，固結程度大小會顯著影響土層的力學性質. 因此，這里將對②5淤泥質粉質黏土的力學參數(shù)，即：樁側極限摩阻力和壓縮模量等對工后沉降的影響進行分析，其中素填土厚度均為2 m，單樁極限承載力均為1000 kN.

樁側極限摩阻力對工后沉降的影響如圖9所示，其中樁側極限摩阻力共五個水平，分別為：15、20、25、30、35 kPa. 由圖可以看出，在本文分析的樁側極限摩阻力范圍內，工后沉降均大于規(guī)范要求值，即10 cm. 隨樁側極限摩阻力增加，工后沉降也逐漸增加，最大可達18.7 cm. 需要注意的是，這里僅反映樁側極限摩阻力的影響，變量僅為樁側極限摩阻力，導致計算結果反常，若同時改變單樁極限承載力，則可得到與圖8類似的結果.

圖8 素填土厚度VS工后沉降（理論）Fig.8 Plain fill thicknesses VS post-construction settlements（theoretical analysis）

圖9 樁側極限摩阻力VS工后沉降（理論）Fig.9 Ultimate friction resistances of pile side VS post-construction settlements（theoretical analysis）

壓縮模量對工后沉降的影響如圖10所示，其中壓縮模量共五個水平，分別為：1.5、2.0、2.6、3.0、3.5 MPa.由圖可以看出，在本文分析的壓縮模量范圍內，工后沉降均大于規(guī)范要求值，即10 cm. 隨壓縮模量增加，工后沉降逐漸減小，最小值為12.9 cm，但減小速率也逐漸降低，在曲線上表現(xiàn)為趨于平緩.

圖10 壓縮模量VS工后沉降（理論）Fig.10 Compression modulus VS post-construction settlement（theoretical analysis）

需要注意的是，樁側極限摩阻力減小或壓縮模量增加，均能導致工后沉降減小，但在本文分析范圍的力學參數(shù)范圍內，工后沉降均大于規(guī)范要求值. 而樁側極限摩阻力為15 kPa、或壓縮模量為3.5 MPa均意味著②5淤泥質粉質黏土的性質仍然較差，需進行額外的地基處理措施，進一步降低工后沉降. 灌漿技術是處理橋頭路基脫空現(xiàn)象的一種有效方法，但這種技術常作為一種對脫空現(xiàn)象的補救措施，漿液凝固后與周圍土體的剛度也存在顯著差異，且當脫空范圍較大時，這種技術的適用性受到明顯限制.

堆載預壓能夠顯著提高軟弱土層的固結度. 若改變本文的施工順序，即在管樁施工前進行堆載預壓，在預壓過程中實時補填土方，待預壓期沉降穩(wěn)定后再進行管樁施工. 具體施工步驟大致為：塑料排水板→分層堆載→等載預壓→卸載→管樁→路堤→運營. 塑料排水板采用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. 這種橋頭路基處理方法既能夠提高軟弱土層的固結度，也能提高素填土的固結度，顯著提高了施工期的沉降，工后沉降將明顯減小. 盡管預壓期會對施工進度產(chǎn)生一定的影響，但能夠有效避免橋頭路基發(fā)生脫空現(xiàn)象，提高了行車舒適度和安全性. 然而，為進一步驗證該處理方法的有效性，后續(xù)進行相關的現(xiàn)場試驗研究是十分有必要的.

5 結論

1）采用管樁直接進行地基處理時，由于土拱效應，管樁承受了路堤大部分荷載，路堤產(chǎn)生并傳遞給樁間土的附加應力十分有限，也限制了路堤填料向樁間土移動，而樁帽和土工格柵的存在更增強了這種作用. 這就導致樁間土受到的附加應力非常小，軟弱層的固結主要受素填土產(chǎn)生的附加應力影響.

2）數(shù)值分析表明素填土越厚，工后沉降也越大，且距離路基中線越遠，工后沉降也相對越大. 但由于有限元理論自身的局限性，導致計算工后沉降均低于10 cm，即滿足規(guī)范相關要求，這與實際情況不相符.

3）經(jīng)過適當簡化后，理論分析結果與監(jiān)測結果相符，且素填土厚度越大或單樁極限承載力越小，工后沉降也隨之逐漸增加. 隨樁側極限摩阻力增加或壓縮模量減小，工后沉降也逐漸增加，且均大于規(guī)范要求值10 cm. 一個合理的處理措施是在管樁施工前進行堆載預壓，在預壓過程中實時補填土方，待預壓期沉降穩(wěn)定后再進行管樁施工.