廣州南沙某橋頭路基處理方案對比及其工后沉降分析

周文輝，肖 寧，占 輝，賀佐躍

(1.廣東省交通規(guī)劃設(shè)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(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，因此在進行橋頭路基處理時，應(yīng)選取合理的處理措施。蘇謙等[5]分析了泡沫輕質(zhì)土進行橋頭路基換填的效果和經(jīng)濟性。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)合強夯、旋噴樁及輕質(zhì)土換填等不同處理方法的效果進行了詳細(xì)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]進行了過渡段工后沉降監(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)處理措施還需進一步研究[18-20]。

本文針對廣州市南沙區(qū)某工程項目，通過規(guī)范法和數(shù)值分析兩種計算手段，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行對比分析，以期為該地區(qū)的實際工程提供參考。

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、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)，即先進行等載預(yù)壓、再進行管樁處理，對比方案為直接進行管樁復(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 計算條件

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

3 規(guī)范法計算結(jié)果分析

路基底部中點沉降隨時間的變化規(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，該點沉降隨時間均表現(xiàn)出先快速增加、再趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律。方案1中，該點沉降均達到0.7 m以上；分層堆載時間越長、或等載預(yù)壓時間越長，該點穩(wěn)定沉降均越大；路堤再加載時間對該點沉降隨時間變化規(guī)律幾乎無影響。此外，相較于方案1，方案2中該點沉降很小，最大僅約為3 mm。

表3 計算條件 單位：月

圖2 時間vs沉降(規(guī)范法)

路基底部中點沉降速率隨時間的變化規(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，該點沉降速率隨時間總體上均表現(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刻，沉降速率會表現(xiàn)出突變。方案1中，該點沉降速率最大值均達到3 mm/d以上；分層堆載時間越長或等載預(yù)壓時間越長，該點穩(wěn)定沉降速率均越大；路堤再加載時間對該點沉降隨速率時間變化規(guī)律幾乎無影響。此外，相較于方案1，方案2中該點沉降速率很小，最大僅約為0.33 mm/d。

圖3 時間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算條件，計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)范法巖土的計算方法有關(guān)，也說明了該軟件在進行分步計算工況時存在一定缺陷。

圖4 工后沉降(規(guī)范法)

4 數(shù)值計算結(jié)果分析

由前文可知，規(guī)范法巖土在進行分步計算工況時存在缺陷，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，同時在路基頂部施加20 kPa荷載。

方案2共有7個模擬階段，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，同時在路基頂部施加20 kPa荷載。

路基底部中點沉降隨時間的變化規(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中該點沉降隨施工階段會波動，且穩(wěn)定沉降均達到約0.37 m；分層堆載時間、等載預(yù)壓時間及堤再加載時間對該點沉降大小的影響總體較小。此外，相較于方案1，方案2中該點沉降較小，最大僅約為0.12 m。

圖7 時間vs沉降(數(shù)值分析)

路基底部中點沉降速率隨時間的變化規(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)范法計算結(jié)果類似，在上述兩種方案中，該點沉降速率均在堆載或填土施加時刻表現(xiàn)出突變。方案1、2的沉降速率最大值均達到15 mm/d以上；分層堆載時間越長、或等載預(yù)壓時間越長，該點穩(wěn)定沉降速率均越大；路堤再加載時間對該點沉降隨速率時間變化規(guī)律幾乎無影響。

圖8 時間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。分層堆載時間、等載預(yù)壓時間及路堤再加載時間等，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。這里計算得到的工后沉降均位于1～2 cm，遠小于規(guī)范要求的10 cm。然而，計算結(jié)果仍表明方案1更能降低工后沉降。此外，還表明數(shù)值計算能夠較好地解決分步計算工況問題。

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，達到約0.39 m；分層堆載時間、等載預(yù)壓時間及路堤再加載時間等對路基中線沿深度方向的沉降可以忽略不計。相較于方案1，方案2時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，分層堆載時間、等載預(yù)壓時間及路堤再加載時間等對路基中線沿深度方向的沉降可以忽略不計。在沿深度方向上的沉降增量，兩種方案幾乎相同個，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。計算結(jié)果表明：當(dāng)在管樁施工前進行堆載預(yù)壓時，軟弱層黏聚力越大，工后沉降也越大；而無堆載預(yù)壓時，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。計算結(jié)果表明：當(dāng)在管樁施工前進行堆載預(yù)壓時，軟弱層內(nèi)摩擦角越大，工后沉降也越??；而無堆載預(yù)壓時，內(nèi)摩擦角越大，工后沉降則越小。同時也表明可采取適當(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，壓縮模量為2.6 MPa時的工后沉降要大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，工后沉降差值達到約14 mm。這表明：當(dāng)在管樁施工前進行堆載預(yù)壓時，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，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，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，規(guī)范法的工后沉降均為0，明顯與實際工程不符。若仍采用規(guī)范法，將導(dǎo)致設(shè)計偏于不安全，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，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)工后沉降進行設(shè)計方案的調(diào)整，而規(guī)范法無法做到這一點。

5 結(jié)論

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

2)數(shù)值分析能夠同時考慮分層堆載時間、等載預(yù)壓時間及路堤再加載時間的影響，也能夠較好地解決分步計算工況問題。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)計方案進行了對比分析，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)其他類似實際工程的設(shè)計和施工提供了重要參考。