拓宽方式对软土路基工程特性影响的离心模型试验

叶观宝，葛敬文，许 言，张 振，饶烽瑞，戚得健

（1.同济大学地下建筑与工程系,上海 200092；2.上海市地质调查研究院,上海 200072；3.自然资源部地面沉降监测与防治重点实验室,上海 200072；4.上海建工二建集团,上海 200090；5.旭辉集团股份有限公司,上海 201799）

近年来，随着国民经济的发展，一些高速公路和高铁线路运能已无法满足要求。为了解决这一问题，需要对既有线路进行路基拓宽以增设复线。新旧路基变形协调问题给工程建设带来极大挑战，受到学术界和工程界的普遍关注[1-3]。

采用轻质填料，如气泡轻质土，可以有效减小新建路堤对地基的附加荷载[4-8]。工程实践表明，气泡轻质土其密度和强度可调节，具有优良的施工性能[4-8]。杨春风等[3]依托某高速公路扩建工程试验段，分析了泡沫轻质土作为路基拓宽填料时的应力应变规律。杨爱武等[9]通过控制含水率变化模拟干湿循环作用，研究不同密度固化轻质土强度随干湿循环次数变化的规律。周平等[10]通过三维有限元模拟，指出泡沫轻质土应用于高铁路基填料，表现出较高的整体刚度和良好的动力稳定性。赵文辉等[11]通过三轴试验和模型试验研究表明，泡沫轻质土路基具有良好的动力特性和长期动力稳定性。

放坡和挡墙拓宽是常用的路堤拓宽方式。谢学钦[12]依托广佛高速公路改扩建工程研究得出，填土高度大于5 m 时，采用直立方式加宽的轻质土路堤最经济。秦亮等[13]通过现场监测的方式，研究了新老路堤和挡墙的不均匀沉降问题及相互作用。Du 等[14]通过数值模拟和现场监测，研究了轻质土挡墙路堤垂直墙内壁的内压分布形式。郝笛笛[15]对常规填料与轻质土填料挡墙路堤进行了数值模拟分析，得出泡沫轻质土挡墙路堤墙的水平位移远小于一般填土挡墙。由于现场试验费用昂贵和试验条件很难严格控制，尚缺乏对于拓宽方式对软土路基工程特性影响的直接对比分析。

本文开展了不同拓宽方式的路堤离心模型试验。基于相似准则，设计了既有路堤采用常规填料或轻质土填料放坡拓宽、轻质土填料挡墙拓宽3 种方式，分析了新旧路基变形、地基土中孔压和土压力路基拓宽后的变化规律。本文的研究成果对进一步认识拓宽工程中新旧路基变形协调规律和指导路基拓宽工程，具有借鉴意义。

1 离心模型试验

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.1 试验方案

本次离心模型试验采用的模型箱内部尺寸为900 mm×500 mm×700 mm（长×宽×高），模型箱一侧为透明有机玻璃板，以方便观测土体的变形。综合考虑模型箱和模拟对象尺寸及模型制作的可操作性，本次离心模型试验相似比选用1∶50。模型方案中，设计了3 组离心模型试验，采用普通填土或气泡轻质土进行放坡或挡墙拓宽，研究不同拓宽方式对路基变形特性的影响。图1 为3 组模型试验的示意图。CMT-1 为常规填料路堤放坡拓宽方案，CMT-2 为轻质土路堤放坡拓宽方案，CMT-3 为轻质土路堤有挡墙拓宽方案。放坡拓宽方案中坡率均采用1∶1。在每组试验中布设了激光位移计、微型土压力计和微型孔压计。监测元件布置方案见图1。

图1 模型试验方案示意图（单位：mm）Fig.1 Schematic diagrams of the modeling test scheme(unit:mm)

1.2 试验材料与模型制作

在模型箱内壁四周涂1 层凡士林，而后布设1 层塑料薄膜以减小侧壁摩阻力。模型箱底部铺设1 层50 mm 厚的粉细砂模拟硬土层。软土采用高岭土、重晶石粉、水，按照1∶1∶1 的质量比配成的泥浆倒入模型箱中，填筑厚度为450 mm；静止24 h，而后在50g的离心加速度下运行16 h，使地基土完成自重固结；暂停离心机，将地基修平至400 mm 厚。

路堤所用常规填料是采用上述人工土与细砂按照0.12:1 的质量比搅拌混匀而成。采用路堤模具保证路堤边坡形态与设计方案一致，分层压实。轻质土采用水泥、发泡剂和水按一定比例配制成泥浆在试验箱中浇筑而成，水灰比取0.5，气水比取3.4，湿密度为700 kg/m3，重度为6.5 kN/m3。参考《高速铁路设计规范》TB 10621—2014[16]，CRTS I 型板式无砟轨道轨道和列车总荷载约为54.3 kPa，模型试验中采用宽60 mm、高20 mm 的铁块模拟。表1 列出了模型试验中材料的基本物理力学参数。图2 展示了轻质土拓宽路堤制作完毕后的模型情况。

表1 试验模型材料参数Table 1 Properties of materials in the centrifugal modeling

1.3 试验加载过程

每组离心模型试验加载分为3 个阶段：（1）第一阶段为地基自重固结阶段：将填筑好地基土的模型箱在50g的离心加速度下运行16 h，完成自重固结；（2）第二阶段为原线路运营阶段：暂停离心机，在模型箱一侧填筑原路堤，在路堤顶面放置荷载铁块，启动离心机，在50g条件下运行11 h；（3）第三阶段为拓宽路堤运营阶段：暂停离心机，在模型箱原路基坡面一侧继续填筑拓宽路基，在拓宽路堤顶面放置荷载铁块，启动离心机，在50g条件下运行6.5 h。

2 试验结果与分析

2.1 孔隙水压力

在原路堤运营阶段，监测结果表明超孔隙水压已基本消散完毕。为研究拓宽路堤对地基中孔压的影响，分析拓宽阶段的孔隙水压力增量，即拓宽阶段孔压峰值与原路堤阶段孔压最终值之差。图3 为拓宽路堤运营阶段孔隙水压力增量随时间变化曲线。孔隙水压力在拓宽路堤加载阶段逐渐升高，随后逐渐消散。各组试验中，位于拓宽路堤下方的孔压计W2 和W4 测得的孔压增量最大：CMT-1 中W2 和W4 增量为105 kPa 和70 kPa；CMT-2 中W2 和W4 增量为56 kPa和38 kPa；CMT-3 中W2 和W4 增量为38 kPa 和30 kPa。CMT-1 中测得残余孔隙水压力增量在3～25 kPa；CMT-2和CMT-3 中残余孔隙水压力增量为0～20 kPa。

图3 第三阶段孔隙水压力增量消散Fig.3 Dissipation of the excess pore water pressure at the third stage

图4 为3 组试验最大孔隙水压力增量对比直方图。从图4 中亦可看出，相较于CMT-1，CMT-2 和CMT-3 明显减小了路堤拓宽引起的土中孔隙水压力增量，同时，CMT-3 产生的孔压增量较CMT-2 更小。以上结果说明，气泡轻质土显著减小了拓宽路堤自重，减小了在地基土中产生的孔隙水压力增量，同时运营相同时间后，地基土中的残余孔隙水压力增量也较小。采用挡墙拓宽方式可进一步减小轻质土拓宽在路基中的孔隙水压力增量。

图4 最大孔压增量Fig.4 Increment of pore water pressure

2.2 土中应力分布

基于地基土中网格布置的土压力盒，采用随机网格方法绘制土中土压力云图。图5 为路堤拓宽后引起的地基土中土压力增量云图。由图5（a）（b）可知，CMT-1、CMT-2 组试验拓宽路基下地基土中测得土压总应力增量分布趋势相同，但CMT-2 组试验结果数值更小。土压总应力增量最大处位置相同，均为拓宽路堤重心下方，CMT-1 组达到150 kPa，CMT-2 组仅有85 kPa，为CMT-1 中最大土压力增量的56.7%，与孔压对比结果吻合。

由图5（b）（c）可知，CMT-3 组试验土压总应力增量最大处位置右移，最大值达到100 kPa，略大于CMT-2 组中的土压力增量最大值。挡墙拓宽方式占用的基底面积小，路堤顶面的车辆荷载在基底的扩散效应减弱，引起基底附加应力的增加。

图5 附加应力分布云图（单位：kPa）Fig.5 Contours of the additional stress (unit:kPa)

图6 为从图5 中提取的拓宽路堤阶段新旧路堤下基底附加应力增量分布曲线。由图6 可知，CMT-1、CMT-2 组路基底应力分布规律包括应力峰值位置基本一致；CMT-1 组的应力在各个位置都大于CMT-2 组；CMT-3 组基底应力峰值位置更靠近既有路堤，且比CMT-2 组更大，但仍小于CMT-1 组。计算得CMT-1～3 组的应力面积分别为49 440，28 492，25 936 kN/m。以上结果表明，CMT-2 和CMT-3 中，拓宽路堤产生的基底附加应力面积分别为CMT-1 的57.6%和52.4%。就基底应力而言，挡墙拓宽方式对地基影响更小。

图6 基底应力分布图Fig.6 Stress distribution at the base of embankment

2.3 差异沉降

原路堤运营阶段的监测结果表明，路堤沉降已完成。表2 为3 组试验不同阶段的最终沉降监测值。从表2 中数据可以看出：在原路堤阶段，3 组试验中的路堤沉降基本一致；在拓宽路堤阶段，CMT-1 组中拓宽路基的沉降和原路基的附加沉降均大于CMT-2、CMT-3。定义不均匀沉降为拓宽后新老路基沉降差与测点水平距离之比。CMT-1 组的不均匀沉降超出CMT-2、CMT-3 组2 倍以上。同时，就路堤沉降而言，CMT-3 组对既有路堤的影响更小。

表2 CMT-1～3 原路基与新路基沉降量Table 2 Settlements of the original and widening embankment

3 讨论

3.1 附加应力分布

本次试验中拓宽路基可以看作对路堤单侧加宽，将拓宽路基部分产生的荷载等效为梯形荷载[10-11]，利用Boussinesq 解和叠加原理计算3 组试验中，拓宽阶段引起的原路堤下方和拓宽路堤坡脚下方地基土中的附加应力增量，并与离心模型试验结果进行对比。

由图7 可知，原路堤和拓宽路堤下地基中附加应力增量分布与监测值基本一致，具体在数值上的表现略有差异。计算的附加应力理论值略大于监测值。这可能是由于路堤与地基之前的刚度差异造成的。路堤的刚度大于地基土，会造成一定的应力扩散，而Boussinesq 解考虑的是柔性荷载。

图7 CMT-1～3 组附加应力分布Fig.7 Additional stress distribution in CMT-1～3

3.2 挡墙分析

定义挡墙倾角为挡墙与铅垂线的夹角，逆时针为正。CMT-3 组试验中挡墙倾角变化如图8所示。从图8 中可以看出，随着路堤拓宽后运营时间增长，挡墙面板倾角逐渐增大，而后趋于稳定，稳定倾角在-0.02°。同时，挡墙底部的侧向土压力最终稳定值为13.6 kPa，竖向土压力最终稳定值为116.6 kPa，侧向土压力系数为0.12，为常规填土侧向土压力系数的0.25～0.33[17]。从气泡轻质土填筑产生的挡墙倾角和墙背土压力说明泡沫轻质土能保持良好的自立性。

图8 CMT-3 组挡墙倾脚变化Fig.8 Inclined angle of facing in CMT-3

4 结论

（1）气泡轻质土显著减小了拓宽路堤自重，减小了在地基土中产生的孔隙水压力增量和附加应力增量。相较于边坡拓宽，挡墙拓宽产生的基底应力峰值位置更靠近既有路堤，且大于边坡拓宽。总体而言，挡墙拓宽方式对地基影响更小。

（2）采用Boussinesq 公式计算得到的拓宽路堤引起的地基中附加应力分布与实测值基本吻合，且偏于保守。

（3）气泡轻质土具有良好的自立性，采用挡墙拓宽方式引起的挡墙倾角和墙背土压力均较小。