土体参数对吹填砂复合地基施工期沉降的影响

钱 军 蒋金宝 钱海燕 程 玖 陈 奇

（1、中铁四局集团有限公司，安徽 合肥230022 2、南京临江老城改造建设投资有限公司，江苏 南京210015 3、河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏 南京210098）

1 概述

我国的沿海、河流中下游及湖泊地区经济往往比较发达，对交通基础设施的需求也比较高，在这些地区修建的道路往往都会受到软土问题的困扰[1]。此类软弱地基往往不能作为天然地基采用，很难满足市政道路对地基变形和稳定性的要求，往往需要对软弱地基进行一定的处理，从而提高地基的承载能力，降低土体的沉降。对于沿江沿海地区的市政道路而言，就地取土往往需要挖废良田，对土地、环境的破坏较大。因此越来越多的市政道路工程采取吹填砂的工艺来填筑路堤，既可以解决筑路材料来源的问题，又可以为整个工程节省投资[2-4]。

吹填砂技术具有悠久的历史，“六五”期间，天津港东突堤工程首次采用吹填造陆和软土地基加固技术，成功地为天津港的开发和建设提供了宝贵的陆域面积，也为当地的经济发展创造了优越的条件[5]。其后，我国的珠三角、长三角地区开始采用吹填砂工艺填筑路堤，取得了良好的效果。在港口、码头、机场等需要大面积填方处理的地区，吹填砂技术也以其独特的优势得到了大力的推广应用[6-7]。

2 工程概况

作为南京江北新区总体规划中的重要组成部分，南京江北滨江大道工程位于梅子州汊道左岸宽广的长江漫滩上，工程位置紧邻长江，走向基本与长江平行。南京市浦口滨江大道第二标段全长3005.169m。路线起点为桩号K0+000，接现有西江路，设计终点为K3+005.169，接项目的第三标段，分别与两端平顺相接，道路按双向四车道设计，路幅宽度为42m，设计速度为40km/h。滨江大道工程的部分断面的吹填砂施工主要分为两个阶段：一期吹填至高程7.0m，然后进行水泥土搅拌桩施工，二期吹填从7.0m 至11.0m 高程。

根据岩土工程勘探报告，该工程土层的物理力学性质如表1 所示。

3 数值建模

选取南京江北滨江大道第二标段K1+400 断面建立有限元模型进行分析，基于现场情况，对有限元模型做出一定的简化和假设：

（1）参照吹填砂路堤荷载的基础特征，计算模型为平面应变，单元设置为15 节点。有限元模型的横向尺寸为140m，竖向尺寸为37m；

（2）土体的本构模型选择莫尔- 库伦理想弹塑性模型；

（3）双向水泥土搅拌桩采用线弹性模型，利用软件提供的板单元进行模拟；

（4）边界条件采用软件的标准模型，即在几何模型底部施加完全约束，在两侧竖直边界施加水平约束（ux=0；uy自由）。

表1 现场土层主要土性参数

双向水泥土搅拌桩的桩身直径为0.6m，桩身长度为15m，路堤顶部宽度为42m。几何模型生成后，即可建立相关的模型网格，如图1 所示。

图1 计算模型有限元网格划分

根据双向水泥土搅拌桩复合地基现场施工情况，Plaxis 软件数值模拟的施工过程主要分为以下几步：

（1）初始应力场的生成，进行自重平衡的计算；

（2）一期吹填砂施工。激活一期吹填砂层单元，计算类型选择固结分析，荷载输入类型选择分步施工；

（3）双向水泥土搅拌桩的施工。不模拟成桩过程，即激活双向水泥土搅拌桩单元，计算类型为塑性分析，荷载输入类型为分步施工；

（4）吹填砂层的施工。激活路堤吹填砂层单元，计算类型选择固结分析，荷载输入类型选择分步施工；

（5）素填土层的施工。激活路堤素填土层单元，计算类型选择固结分析，荷载输入类型为分步施工。

4 计算结果分析

4.1 土体弹性模量的影响

吹填砂及桩间土的弹性模量分别取基准弹性模量（即实际工程中复合地基弹性模量）的二分之一、两倍和十倍。图2 为不同弹性模量下，路堤顶部的沉降曲线图。从图可知，随着土体弹性模量的增加，路堤表面最大沉降值明显减小，在弹性模量增加1 倍时，路堤表面的最大沉降值就减少了48.2%。但是随着弹性模量的持续增大，对沉降值的影响力就有所减弱，这主要是因为本文没有对复合地基下卧层方面的弹性模量进行相应的调整与修改，而沉降多数产生于下卧层。此外，随着弹性模量的增长，二期吹填砂层的压缩量逐渐降低，当弹性模量增加十倍时，吹填砂层的压缩量几乎为0。

图2 不同弹性模量下路堤顶部沉降曲线图

4.2 土体泊松比的影响

考虑吹填砂及桩间土泊松比的影响，分别取泊松比0.3 和0.35 与实际泊松比0.2 对比。图3 为不同泊松下，路堤顶部的沉降曲线分布。由图可知，伴随泊松比的不断提升，对应的沉降量有所降低，当泊松比为0.2 时，路堤顶部的最大沉降为390mm，而当泊松比增大到0.35 时，最大沉降量降低至291mm，降幅为25.47%，此外随着泊松比的增加吹填砂层的压缩量也有所降低，说明泊松比的改变，对土体的沉降影响较大。

4.3 土体粘聚力的影响

取复合地基桩间土的粘聚力分别为20kPa 和30kPa 与实际值10kPa 对比，其他参数不变，图4 为不同粘聚力下路堤顶部的沉降曲线图。由图可知，随着吹填砂及桩间土的粘聚力从10kPa增长到30kPa，路堤顶面的最大沉降值从370mm 减少至366mm，降低了1.04%，可以忽略不计。此外吹填砂层的压缩量也基本上没有变化，说明改变土体的粘聚力，对吹填砂复合地基的沉降几乎没有影响。

图3 不同泊松比下路堤顶部沉降曲线图

图4 粘聚力不同时路堤顶部沉降曲线

图5 内摩擦角不同时路堤顶部的沉降曲线

4.4 土体内摩擦角的影响

取复合地基桩间土的内摩擦角分别为10°和30°与实际摩擦角20°对比，其它土体参数不变。图5 为不同内摩擦角下路堤顶部的沉降曲线图。由图可知：随着土的内摩擦角的增加，土体的沉降值有所减小。但是当内摩擦角的增大到一定程度后，内摩擦角对土体的沉降的影响了就十分有限了，内摩擦角为20°和30°时，路堤顶面的沉降曲线几乎已经重叠到一起。说明在土体内摩擦角不是特别小的情况下，改变内摩擦角的取值，对土体的沉降没有什么特别的影响。

5 结论

5.1 路堤表面最大沉降值随着土体弹性模量的增加明显减小，但是随着弹性模量的持续增大，对沉降值的影响力就有所减弱。

5.2 泊松比的增加吹填砂层和桩间软土的压缩量都有所降低，泊松比的改变对土体的沉降影响较大。

5.3 土体的粘聚力变化时，吹填砂层和桩间软土层的压缩量基本上没有变化，粘聚力对吹填砂复合地基的沉降几乎没有影响。

5.4 随着复合地基桩间土内摩擦角的增加，土体沉降值有所减小。但在内摩擦角不是特别小的情况下，改变内摩擦角的取值，对土体的沉降基本没有影响。