錢 軍 蔣金寶 錢海燕 程 玖 陳 奇

（1、中鐵四局集團(tuán)有限公司，安徽 合肥230022 2、南京臨江老城改造建設(shè)投資有限公司，江蘇 南京210015 3、河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院，江蘇 南京210098）

1 概述

我國的沿海、河流中下游及湖泊地區(qū)經(jīng)濟(jì)往往比較發(fā)達(dá)，對交通基礎(chǔ)設(shè)施的需求也比較高，在這些地區(qū)修建的道路往往都會受到軟土問題的困擾[1]。此類軟弱地基往往不能作為天然地基采用，很難滿足市政道路對地基變形和穩(wěn)定性的要求，往往需要對軟弱地基進(jìn)行一定的處理，從而提高地基的承載能力，降低土體的沉降。對于沿江沿海地區(qū)的市政道路而言，就地取土往往需要挖廢良田，對土地、環(huán)境的破壞較大。因此越來越多的市政道路工程采取吹填砂的工藝來填筑路堤，既可以解決筑路材料來源的問題，又可以為整個工程節(jié)省投資[2-4]。

吹填砂技術(shù)具有悠久的歷史，“六五”期間，天津港東突堤工程首次采用吹填造陸和軟土地基加固技術(shù)，成功地為天津港的開發(fā)和建設(shè)提供了寶貴的陸域面積，也為當(dāng)?shù)氐慕?jīng)濟(jì)發(fā)展創(chuàng)造了優(yōu)越的條件[5]。其后，我國的珠三角、長三角地區(qū)開始采用吹填砂工藝填筑路堤，取得了良好的效果。在港口、碼頭、機場等需要大面積填方處理的地區(qū)，吹填砂技術(shù)也以其獨特的優(yōu)勢得到了大力的推廣應(yīng)用[6-7]。

2 工程概況

作為南京江北新區(qū)總體規(guī)劃中的重要組成部分，南京江北濱江大道工程位于梅子州汊道左岸寬廣的長江漫灘上，工程位置緊鄰長江，走向基本與長江平行。南京市浦口濱江大道第二標(biāo)段全長3005.169m。路線起點為樁號K0+000，接現(xiàn)有西江路，設(shè)計終點為K3+005.169，接項目的第三標(biāo)段，分別與兩端平順相接，道路按雙向四車道設(shè)計，路幅寬度為42m，設(shè)計速度為40km/h。濱江大道工程的部分?jǐn)嗝娴拇堤钌笆┕ぶ饕譃閮蓚€階段：一期吹填至高程7.0m，然后進(jìn)行水泥土攪拌樁施工，二期吹填從7.0m 至11.0m 高程。

根據(jù)巖土工程勘探報告，該工程土層的物理力學(xué)性質(zhì)如表1 所示。

3 數(shù)值建模

選取南京江北濱江大道第二標(biāo)段K1+400 斷面建立有限元模型進(jìn)行分析，基于現(xiàn)場情況，對有限元模型做出一定的簡化和假設(shè)：

（1）參照吹填砂路堤荷載的基礎(chǔ)特征，計算模型為平面應(yīng)變，單元設(shè)置為15 節(jié)點。有限元模型的橫向尺寸為140m，豎向尺寸為37m；

（2）土體的本構(gòu)模型選擇莫爾- 庫倫理想彈塑性模型；

（3）雙向水泥土攪拌樁采用線彈性模型，利用軟件提供的板單元進(jìn)行模擬；

（4）邊界條件采用軟件的標(biāo)準(zhǔn)模型，即在幾何模型底部施加完全約束，在兩側(cè)豎直邊界施加水平約束（ux=0；uy自由）。

表1 現(xiàn)場土層主要土性參數(shù)

雙向水泥土攪拌樁的樁身直徑為0.6m，樁身長度為15m，路堤頂部寬度為42m。幾何模型生成后，即可建立相關(guān)的模型網(wǎng)格，如圖1 所示。

圖1 計算模型有限元網(wǎng)格劃分

根據(jù)雙向水泥土攪拌樁復(fù)合地基現(xiàn)場施工情況，Plaxis 軟件數(shù)值模擬的施工過程主要分為以下幾步：

（1）初始應(yīng)力場的生成，進(jìn)行自重平衡的計算；

（2）一期吹填砂施工。激活一期吹填砂層單元，計算類型選擇固結(jié)分析，荷載輸入類型選擇分步施工；

（3）雙向水泥土攪拌樁的施工。不模擬成樁過程，即激活雙向水泥土攪拌樁單元，計算類型為塑性分析，荷載輸入類型為分步施工；

（4）吹填砂層的施工。激活路堤吹填砂層單元，計算類型選擇固結(jié)分析，荷載輸入類型選擇分步施工；

（5）素填土層的施工。激活路堤素填土層單元，計算類型選擇固結(jié)分析，荷載輸入類型為分步施工。

4 計算結(jié)果分析

4.1 土體彈性模量的影響

吹填砂及樁間土的彈性模量分別取基準(zhǔn)彈性模量（即實際工程中復(fù)合地基彈性模量）的二分之一、兩倍和十倍。圖2 為不同彈性模量下，路堤頂部的沉降曲線圖。從圖可知，隨著土體彈性模量的增加，路堤表面最大沉降值明顯減小，在彈性模量增加1 倍時，路堤表面的最大沉降值就減少了48.2%。但是隨著彈性模量的持續(xù)增大，對沉降值的影響力就有所減弱，這主要是因為本文沒有對復(fù)合地基下臥層方面的彈性模量進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整與修改，而沉降多數(shù)產(chǎn)生于下臥層。此外，隨著彈性模量的增長，二期吹填砂層的壓縮量逐漸降低，當(dāng)彈性模量增加十倍時，吹填砂層的壓縮量幾乎為0。

圖2 不同彈性模量下路堤頂部沉降曲線圖

4.2 土體泊松比的影響

考慮吹填砂及樁間土泊松比的影響，分別取泊松比0.3 和0.35 與實際泊松比0.2 對比。圖3 為不同泊松下，路堤頂部的沉降曲線分布。由圖可知，伴隨泊松比的不斷提升，對應(yīng)的沉降量有所降低，當(dāng)泊松比為0.2 時，路堤頂部的最大沉降為390mm，而當(dāng)泊松比增大到0.35 時，最大沉降量降低至291mm，降幅為25.47%，此外隨著泊松比的增加吹填砂層的壓縮量也有所降低，說明泊松比的改變，對土體的沉降影響較大。

4.3 土體粘聚力的影響

取復(fù)合地基樁間土的粘聚力分別為20kPa 和30kPa 與實際值10kPa 對比，其他參數(shù)不變，圖4 為不同粘聚力下路堤頂部的沉降曲線圖。由圖可知，隨著吹填砂及樁間土的粘聚力從10kPa增長到30kPa，路堤頂面的最大沉降值從370mm 減少至366mm，降低了1.04%，可以忽略不計。此外吹填砂層的壓縮量也基本上沒有變化，說明改變土體的粘聚力，對吹填砂復(fù)合地基的沉降幾乎沒有影響。

圖3 不同泊松比下路堤頂部沉降曲線圖

圖4 粘聚力不同時路堤頂部沉降曲線

圖5 內(nèi)摩擦角不同時路堤頂部的沉降曲線

4.4 土體內(nèi)摩擦角的影響

取復(fù)合地基樁間土的內(nèi)摩擦角分別為10°和30°與實際摩擦角20°對比，其它土體參數(shù)不變。圖5 為不同內(nèi)摩擦角下路堤頂部的沉降曲線圖。由圖可知：隨著土的內(nèi)摩擦角的增加，土體的沉降值有所減小。但是當(dāng)內(nèi)摩擦角的增大到一定程度后，內(nèi)摩擦角對土體的沉降的影響了就十分有限了，內(nèi)摩擦角為20°和30°時，路堤頂面的沉降曲線幾乎已經(jīng)重疊到一起。說明在土體內(nèi)摩擦角不是特別小的情況下，改變內(nèi)摩擦角的取值，對土體的沉降沒有什么特別的影響。

5 結(jié)論

5.1 路堤表面最大沉降值隨著土體彈性模量的增加明顯減小，但是隨著彈性模量的持續(xù)增大，對沉降值的影響力就有所減弱。

5.2 泊松比的增加吹填砂層和樁間軟土的壓縮量都有所降低，泊松比的改變對土體的沉降影響較大。

5.3 土體的粘聚力變化時，吹填砂層和樁間軟土層的壓縮量基本上沒有變化，粘聚力對吹填砂復(fù)合地基的沉降幾乎沒有影響。

5.4 隨著復(fù)合地基樁間土內(nèi)摩擦角的增加，土體沉降值有所減小。但在內(nèi)摩擦角不是特別小的情況下，改變內(nèi)摩擦角的取值，對土體的沉降基本沒有影響。