青海湖典型水草地路基變形控制方法研究*

張 蕾，譚家科，廖 燚，閆吉祥

(昆明理工大學建筑工程學院，云南 昆明 650500)

0 引言

近年來，隨著西部地區(qū)各種重要基礎設施建設事業(yè)的蓬勃發(fā)展，許多重要工程不得不建在各種不良地基土上，由不良地基土引發(fā)的各種工程問題及地基土加固處理措施對工程安全順利推進和后期安全使用至關重要。其中，由深厚軟弱地基土引發(fā)的路基側向開裂問題越來越多地引起專家學者的關注，許多學者對此展開研究。余群等針對武漢某工地在魚塘路段路基出現(xiàn)裂縫現(xiàn)象，擬定換填輕質土、管樁加固、換填輕質土+管樁加固處理方案，推薦采用路基范圍內打管樁處理方案以限制路基裂紋病害。王體俊等對復合地基抗剪強度不滿足要求導致的路基開裂病害進行研究，結果表明換填輕質土方案能有效控制路基開裂病害。王加龍等針對高速公路路基開裂情況，對高壓旋噴樁處理、預應力混凝土管樁處理及抗滑樁+水泥攪拌樁共計3個方案進行比選研究。蔡念利用原位靜載試驗與數(shù)值模擬對上覆荷載下的碎石樁復合地基的應力分布進行研究。蔣鵬飛等以某高速公路土工格室+碎石樁復合地基為原型，設計完成了一組大型對比室內模型，結果表明，土工格室+碎石樁復合地基的承載力大幅度提高。

青海湖作為我國最大的內陸咸水湖，是維系青藏高原東北部生態(tài)安全的重要水體，在維持區(qū)域水文循環(huán)中起著至關重要的作用，也是控制西部荒漠化向東蔓延的天然屏障。保護青海湖流域的草地對區(qū)域畜牧業(yè)發(fā)展、防風固沙、氣候調節(jié)、水土保持及生物多樣性保護和陸地生態(tài)系統(tǒng)修復等方面具有重要的環(huán)境保護與生態(tài)學意義。近年來圍繞青海湖開展的各類工程建設不斷增多，隨之而來的各種工程問題也不斷增加。以青海湖周邊建設的公路工程為例，公路路基必須建設在承載力低、壓縮性大的“水草地”上。沿青海湖建設的某公路工程如圖1，2所示，該工程已建成并運營多年，道路部分路基側向變形嚴重，運營多年中已多次修補，目前仍存在較嚴重的開裂現(xiàn)象，這不僅會影響地基穩(wěn)定性，嚴重時還會影響車輛安全通行。

圖1 路面修復照片

圖2 路面?zhèn)认蛄芽p

如何在確保水草地周圍生態(tài)環(huán)境不被破壞的前提下，有效加固處理水草地地基土、控制公路地基沉降及側向開裂問題是沿青海湖建設公路必須考慮的一個重大難題?；谝陨戏治?，本文以沿青海湖建設的某公路工程為背景，通過室內模型試驗結合數(shù)值模擬的手段，對青海湖西岸水草地深厚軟土公路地基側向變形開裂的控制問題開展研究。

1 工程概況

圖1，2所示公路地基土的主要成分為粉土、粉質黏土、卵石土及風化花崗閃長巖。粉土、粉質黏土層粉黏粒含量大，含角礫及腐殖質成分，現(xiàn)場觀察表現(xiàn)為水草地，厚5～8m，屬于中高壓縮性不良地基土，是路基的主要壓縮變形層。水草地的形成是由于地下水溢出積累、地表水不流動、長期積水所致。在水草地區(qū)域進行工程施工，如果不采取有效的地基加固處理措施，便會在運營期出現(xiàn)側向變形開裂，嚴重時影響公路安全運營等。

2 室內模型試驗信息

采集工程現(xiàn)場水草地地基土，通過室內模型試驗模擬公路地基沉降變形規(guī)律。考慮公路線形特點，截取單位長度路段，考慮相似條件制作模型箱，模型箱尺寸為2.5m×0.5m×1m(長×寬×高)(見圖3)，箱頂加載按設計路基、路面結構荷載進行折算，加載板尺寸為0.80m×0.35m(長×寬)，加載板尺寸與路基尺寸相對應。模型箱參數(shù)與地基原型參數(shù)對比如表1所示。

圖3 模型箱

表1 模型箱與原型參數(shù)對比

加載板設置在土層頂面，加載板中線和模型箱中線對應，加載材料采用10kg和100mg規(guī)格的方形鐵塊。在加載板中線處加設百分表，用于測量地基土上表面總沉降。采用逐級加載的方式，第1級加載20kg，第2級增加10kg，第3級再增加10kg，每級荷載持荷10d，然后施加下一級荷載。每日記錄地基總沉降數(shù)據(jù)。

3 模型箱試驗結果

對天然地基進行相似模擬，采用逐級加載方式；天然地基土層厚度與模型箱土層厚度比為10∶1，模型箱一級初始荷載為0.7kPa，二級疊加荷載為0.35kPa，在第三級荷載疊加時，荷載為0.35kPa，共記1.4kPa荷載。模型箱每級加載周期以實際工程堆載預壓加載施工間隔周期為依據(jù)，每級荷載加載周期為10d。經過長期數(shù)據(jù)記錄，得到沉降-荷載-時間曲線，如圖4所示。

圖4 沉降-荷載-時間關系曲線

由圖4可知，沉降-時間變形曲線整體呈現(xiàn)出一個階梯狀上升趨勢，階梯轉折點為每級加載處；在每級荷載施加時，沉降變形會有一個小幅加劇的階梯拐點；當荷載不變時，沉降會隨著時間而增大，呈現(xiàn)顯著的軟土蠕變變形特點。

4 有限元數(shù)值模擬計算

由于條件所限，室內模型試驗存在一定局限性，無法同時平行進行多項測試工作，因此本文以室內模型試驗結果作為對比驗證依據(jù)，將室內模型試驗的加載結果與有限元模型計算的3級加載結果進行對比，驗證有限元建模計算結果的準確性后，再通過有限元建立多種計算模型，分析采用碎石樁復合地基控制地基側向變形的方法。

4.1 有限元建模信息

采用MIDAS-GTS NX軟件，結合工程原型設計方案建立有限元模型，模型取沿路面方向為y軸正方向，垂直于路面向上為z軸正方向，沿路面正向與y軸垂直為x正方向。天然地基取值范圍為寬250m、長100m，第1層水草地土層深度為8m，第2層圓礫土土層深度為10m，路基寬度范圍為82.6m，水位位于天然地基表面。模型1為未加處理的天然地基，天然地基堆載荷載與模型箱堆載荷載比為100∶1，故數(shù)值模型分別采用70，105，140kPa加載(見圖5a)。

圖5 模型1～4

模型2、模型3、模型4為碎石樁加固處理的復合地基，但樁位布置方案不同。模型2為在x向變形開裂處加設5排碎石樁，每排樁數(shù)為30根，樁間距為3m，每側路基邊緣樁數(shù)為150根，布樁范圍中心與路基邊緣線位置相同，模型2如圖5b所示；模型3為在x向變形開裂處加設10排碎石樁，樁位布置同模型2，樁間距為3m，每側樁數(shù)為300根，模型3如圖5b所示；模型4為在路基范圍內滿布碎石樁，樁間距為3m，共35排，總樁數(shù)為1 050根，模型4如圖5c所示。各模型設計的碎石樁尺寸一致：樁身長8m，樁直徑0.5m，樁的布置方案均為正方形布置。各模型的地基土設置參考工程實例現(xiàn)場情況，具體參數(shù)如表2所示。

表2 模型參數(shù)

4.2 數(shù)值模擬計算結果分析

4.2.1數(shù)值模擬建模信息驗證

為驗證有限元建模信息的正確性，將有限元數(shù)值模型1的沉降變形與室內模型試驗測得的地基土頂部總沉降進行對比，以實際水草地土層厚度與模型箱水草地土層厚度比為10∶1為相似比依據(jù)，模型試驗測得的沉降變形乘以10倍的結果與數(shù)值模擬結果相對比，對比曲線如圖6所示。

圖6 數(shù)值模擬、模型箱沉降對比曲線

由圖6可知，在3個不同荷載施加節(jié)點處，數(shù)值模擬計算得到的地基沉降變形最大值與室內模型試驗測得的變形較一致。模型1在荷載為70，105，140kPa時的最大沉降分別為73.4，109.8，149.4mm，室內模型試驗對應的沉降分別為6.93，10.03，15.01mm。根據(jù)相似理論，在原型與模型箱尺寸比例為10∶1時，由模型試驗測得的沉降換算為原型試驗時要乘以對應的相似比10倍。因此，模型1的沉降變形與模型箱根據(jù)相似比換算后的豎向沉降的比例為70kPa時1.06倍、105kPa時1.09倍、140kPa時0.995倍，兩條豎向變形-荷載曲線的誤差在10%范圍內。由此可認為，本文采用MIDAS-GTS NX軟件建立的模型及模擬算法合理。

基于以上經過驗證的有限元建模信息，建立多種碎石樁計算工況，分析控制路基側向變形的方法。

4.2.2有限元計算結果提取

由于模型1、模型2的x向變形、z向沉降變形典型位置大致相同，限于文章篇幅，僅以模型1為例，其沉降變形(z向)云圖如圖7a所示，側向位移(x向)如圖7b所示。

圖7 z，x向變形云圖

為重點研究地基的側向變形問題，取模型變形典型位置進行分析，結點標記位置如圖8所示。由于兩模型均為左右對稱模型，取地基右側1/4處、距地基中心x=20.6m處，從上到下標記為1～4號結點；取地基右側邊緣處、距路基中心x=41.2m處，從上到下標記為5～8號結點；取地基右側變形典型位置(x向變形最大、埋深為6m水平處)、距地基中心4.23m處為a點，從左到右標記為a～l結點。對以上各標記結點的變形數(shù)據(jù)進行分析。

圖8 結點標記

4.2.3z方向變形分析

根據(jù)不同土層深度，在距地基中心水平距離分別為x=20.6m處(1～4號結點)、x=41.2m處(5～8號結點)，4個模型在70kPa荷載作用時的沉降變形隨深度變化曲線分別如圖9所示。

圖9 70kPa下各模型的沉降變形曲線

由圖9可知，4個模型在x=20.6，41.2m處的沉降變形隨深度變化趨勢基本一致，沉降變形隨深度的增加不斷減小，最大沉降出現(xiàn)在地基表面處，模型1的沉降變形最大。在x=20.6m處，模型1最大變形為73.36mm，與模型1相比，模型2～4的沉降變形明顯減小，分別比模型1降低了33.97%，37.95%，67.34%；在x=41.2m處，模型1最大變形為35.65mm，與模型1相比，模型2～4的沉降變形明顯減小，分別比模型1降低了41.26%，38.40%，70.88%；計算結果顯示，碎石樁復合地基可有效降低地基豎直方向的沉降變形，模型4加固效果最好，模型2與模型3在z向的加固效果基本相等，兩者的埋深-變形曲線幾乎重合。

4個模型在140kPa荷載作用時的沉降變形隨深度變化曲線如圖10所示。

圖10 140kPa下各模型的z向變形曲線

由圖10可知，當荷載增加到140kPa時，在距地基中心分別為x=20.6，41.2m處，4個模型沉降變形隨深度變化的趨勢與在70kPa時基本一致。各模型的沉降變形隨著荷載的增加而增大，同一模型的z向變形隨著土層埋深的增加而減小，各模型的最大沉降均出現(xiàn)在路基表面處。在不同荷載時，各模型均保持一致的變化趨勢；模型1的z向沉降變形最大，與模型1相比，模型2～4在地表處的沉降變形均明顯降低，其中模型4的加固效果最好，模型2與模型3沉降的加固效果基本相當，兩者的埋深-變形曲線幾乎重合。

4.2.4zx向剪切應力分析

以地基右側為例，取各模型在不同深度在路基邊緣、x=41.2m處的zx向應力(剪切應力)，與不同深度地基抗剪強度相比較，判斷地基在各模型狀態(tài)下的開裂深度，以zx向應力大于地基抗剪強度為開裂標準。各模型zx向應力-抗剪強度-深度變化曲線如圖11所示。

圖11 70，105，140kPa下各模型zx向應力曲線

由圖11可知，相同荷載作用時，各模型的剪切應力相差不大，開裂深度位置(與抗剪強度曲線交點處)較接近。不同荷載作用時，各模型的剪切應力隨荷載的增大而增大，開裂深度隨荷載的增大而加深。在70kPa荷載時，各模型均有開裂，除模型1開裂深度較淺，在約-10cm深度處，其他3個模型的開裂深度較接近，均在約-20cm深度處。在105kPa荷載時，各模型的開裂深度在-1～-1.5m處。在140kPa荷載時，各模型的開裂深度在-1.9～-2.3m 處。

4.2.5不同深度處的x向變形分析

由變形云圖(見圖7b)可知，地基土的水平變形在路基邊緣處最大，距地基中心水平距離41.2m、路基邊緣處(5～8號結點)的4個模型在70，140kPa荷載作用下的x向變形隨深度變化曲線如圖12所示。

圖12 70，140kPa下各模型的x向變形曲線

由圖12可知，當荷載為70，140kPa時，在路基邊緣處4個模型的水平變形隨深度變化趨勢大致相同。最大變形不是在地基土表面處，而是在地面以下一定范圍處。

模型1在70kPa時水平變形隨著深度的增加而增大，粉土層的最大水平變形處在層底位置(-8m處)；隨著上部荷載的增大，水平變形隨之增大，但最大變形區(qū)域仍在地面以下而不是在地面。

模型2、模型3在70kPa時水平變形有較明顯的區(qū)別，模型3的變形比模型2的小很多，說明模型3控制水平變形的加固效果比模型2好，但隨著荷載的增加，模型2與模型3的水平變形曲線基本一致(見圖12a)，此時模型2與模型3的加固效果基本相當。與模型1相比，模型2、模型3的水平變形小很多，且隨著外荷載的增大，控制水平變形的效果越好。

模型4的加固效果最好，最大變形位置始終在-3m深度位置。當外荷載為70kPa時，模型4的水平最大變形≤4mm，當外荷載為140kPa時，水平最大變形約為10mm。

4.2.6相同深度處的x向變形分析

各模型的地基變形典型位置各點(圖8中a～l)在70kPa荷載作用時的x向變形-與路基中線距離的曲線如圖13a所示。

圖13 70，140kPa下各模型的x向變形曲線

由圖13a可知，4個模型在70kPa荷載作用下，路面處x向變形隨地基中線處距離的變化趨勢基本一致，側向變形最小位置在地基中心處，最大位置在路基邊緣處。x向變形隨距地基中心距離的增大呈現(xiàn)先增大后減小趨勢。

4個模型中，模型1的x向變形值及變形寬度最大，最大變形為15.05mm，如以>3mm為變形標準，則模型1的變形寬度約為53.8m。與模型1相比，模型2～4的x向變形最大值及變形寬度明顯減小，x向變形最大值變形分別為11，8，4mm，比模型1減小約41%，58%，75%；模型2～4的變形寬度分別為41.8，41.84，2m。

將各模型的地基x向變形典型位置各點(圖8中a～l)在140kPa荷載作用時的x向變形-與路基中線距離的曲線繪制成圖，如圖13b所示。

由圖13b可知，4個模型在140kPa荷載作用時，其x向變形隨路基中線處距離的變化趨勢與70kPa時基本一致，x向變形隨距路基中心的距離增大而先增大后減小，距地基中心25.4m處(約為路基一半的2/3寬度)可視為各模型的水平變形增大拐點位置，最大x向變形仍出現(xiàn)在路基邊緣處3m范圍內，在距路基中心40.7m處。

當荷載為140kPa時，模型1的x向最大變形為42.68mm，變形寬度為74.71m(以>3mm為變形標準)。模型 2～4 的x向最大變形分別為17.9，16.1，10.35mm。與模型1相比，模型2～4的x向各點最大變形分別縮減58.06%，62.28%，75.75%。模型 2～4 的變形寬度分別為59.77，59.76，17.51m。計算結果顯示，各種碎石樁復合地基加固模型都可有效降低地基側向變形，其中模型4的x向加固效果最好，模型2與模型3的加固效果相似，但明顯低于模型4。

綜合以上分析結果可發(fā)現(xiàn)，碎石樁復合地基可有效降低地基側向變形，滿布碎石樁方案(模型4)效果最好，可有效控制路基的豎向、水平向變形，但所用加固材料及工時最多；如考慮兼顧技術性與經濟性因素，也可有針對性地在變形較大區(qū)域設置小范圍加固區(qū)，由于模型2，3在豎向、水平向變形的加固效果相近，所用材料、工時卻增加1倍，因此可考慮用模型2的加固方式。

5 結語

針對青海某公路過水草地軟土路段路基側向開裂問題展開研究，通過室內模型箱試驗，結合有限元模擬計算方法，建立多種碎石樁復合地基加固模型，分析地基土的豎向、水平向變形及剪切應力等變化規(guī)律，對碎石樁復合地基控制路基開裂問題進行研究。本文的主要研究成果如下。

1)進行室內模型箱試驗，獲得地基土的荷載-沉降變形實測數(shù)據(jù)。通過模型箱實測沉降值與有限元數(shù)值模擬計算沉降值進行對比，驗證MIDAS-GTS NX有限元建模的準確性。運用驗證過的有限元建模信息，建立天然地基模型及3種碎石樁復合地基加固模型，分析各模型的多種變形、應力變化規(guī)律。

2)各模型的豎向變形隨深度的增加而減小，最大變形在地面處；水平變形的最大變形位置不在地表，而在地表3m以下；水平向變形隨距路基中心距離的增大，呈現(xiàn)先增大后減小趨勢，距地基中心約為路基一半的2/3寬度處可視為水平變形增大拐點位置，最大x向變形在路基邊緣處3m范圍內。

3)各模型地基土的開裂深度隨荷載的增大而加深，相同荷載作用時，各模型的開裂深度位置較接近，在最大荷載作用時，各模型的裂縫深度約在-2m范圍。

4)研究結果表明，碎石樁復合地基可有效降低地基側向變形，滿布碎石樁方案效果最好，可有效控制路基的豎向、水平向變形，但所用加固材料及工時最多；如考慮兼顧技術性與經濟性因素，可有針對性地在變形較大區(qū)域設置小范圍加固區(qū)，也可起到一定控制路基變形的作用。