葉觀寶，葛敬文，許 言，張 振，饒烽瑞，戚得健

（1.同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系,上海 200092；2.上海市地質(zhì)調(diào)查研究院,上海 200072；3.自然資源部地面沉降監(jiān)測與防治重點實驗室,上海 200072；4.上海建工二建集團(tuán),上海 200090；5.旭輝集團(tuán)股份有限公司,上海 201799）

近年來，隨著國民經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，一些高速公路和高鐵線路運能已無法滿足要求。為了解決這一問題，需要對既有線路進(jìn)行路基拓寬以增設(shè)復(fù)線。新舊路基變形協(xié)調(diào)問題給工程建設(shè)帶來極大挑戰(zhàn)，受到學(xué)術(shù)界和工程界的普遍關(guān)注[1-3]。

采用輕質(zhì)填料，如氣泡輕質(zhì)土，可以有效減小新建路堤對地基的附加荷載[4-8]。工程實踐表明，氣泡輕質(zhì)土其密度和強(qiáng)度可調(diào)節(jié)，具有優(yōu)良的施工性能[4-8]。楊春風(fēng)等[3]依托某高速公路擴(kuò)建工程試驗段，分析了泡沫輕質(zhì)土作為路基拓寬填料時的應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律。楊愛武等[9]通過控制含水率變化模擬干濕循環(huán)作用，研究不同密度固化輕質(zhì)土強(qiáng)度隨干濕循環(huán)次數(shù)變化的規(guī)律。周平等[10]通過三維有限元模擬，指出泡沫輕質(zhì)土應(yīng)用于高鐵路基填料，表現(xiàn)出較高的整體剛度和良好的動力穩(wěn)定性。趙文輝等[11]通過三軸試驗和模型試驗研究表明，泡沫輕質(zhì)土路基具有良好的動力特性和長期動力穩(wěn)定性。

放坡和擋墻拓寬是常用的路堤拓寬方式。謝學(xué)欽[12]依托廣佛高速公路改擴(kuò)建工程研究得出，填土高度大于5 m 時，采用直立方式加寬的輕質(zhì)土路堤最經(jīng)濟(jì)。秦亮等[13]通過現(xiàn)場監(jiān)測的方式，研究了新老路堤和擋墻的不均勻沉降問題及相互作用。Du 等[14]通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測，研究了輕質(zhì)土擋墻路堤垂直墻內(nèi)壁的內(nèi)壓分布形式。郝笛笛[15]對常規(guī)填料與輕質(zhì)土填料擋墻路堤進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，得出泡沫輕質(zhì)土擋墻路堤墻的水平位移遠(yuǎn)小于一般填土擋墻。由于現(xiàn)場試驗費用昂貴和試驗條件很難嚴(yán)格控制，尚缺乏對于拓寬方式對軟土路基工程特性影響的直接對比分析。

本文開展了不同拓寬方式的路堤離心模型試驗?；谙嗨茰?zhǔn)則，設(shè)計了既有路堤采用常規(guī)填料或輕質(zhì)土填料放坡拓寬、輕質(zhì)土填料擋墻拓寬3 種方式，分析了新舊路基變形、地基土中孔壓和土壓力路基拓寬后的變化規(guī)律。本文的研究成果對進(jìn)一步認(rèn)識拓寬工程中新舊路基變形協(xié)調(diào)規(guī)律和指導(dǎo)路基拓寬工程，具有借鑒意義。

1 離心模型試驗

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.1 試驗方案

本次離心模型試驗采用的模型箱內(nèi)部尺寸為900 mm×500 mm×700 mm（長×寬×高），模型箱一側(cè)為透明有機(jī)玻璃板，以方便觀測土體的變形。綜合考慮模型箱和模擬對象尺寸及模型制作的可操作性，本次離心模型試驗相似比選用1∶50。模型方案中，設(shè)計了3 組離心模型試驗，采用普通填土或氣泡輕質(zhì)土進(jìn)行放坡或擋墻拓寬，研究不同拓寬方式對路基變形特性的影響。圖1 為3 組模型試驗的示意圖。CMT-1 為常規(guī)填料路堤放坡拓寬方案，CMT-2 為輕質(zhì)土路堤放坡拓寬方案，CMT-3 為輕質(zhì)土路堤有擋墻拓寬方案。放坡拓寬方案中坡率均采用1∶1。在每組試驗中布設(shè)了激光位移計、微型土壓力計和微型孔壓計。監(jiān)測元件布置方案見圖1。

圖1 模型試驗方案示意圖（單位：mm）Fig.1 Schematic diagrams of the modeling test scheme(unit:mm)

1.2 試驗材料與模型制作

在模型箱內(nèi)壁四周涂1 層凡士林，而后布設(shè)1 層塑料薄膜以減小側(cè)壁摩阻力。模型箱底部鋪設(shè)1 層50 mm 厚的粉細(xì)砂模擬硬土層。軟土采用高嶺土、重晶石粉、水，按照1∶1∶1 的質(zhì)量比配成的泥漿倒入模型箱中，填筑厚度為450 mm；靜止24 h，而后在50g的離心加速度下運行16 h，使地基土完成自重固結(jié)；暫停離心機(jī)，將地基修平至400 mm 厚。

路堤所用常規(guī)填料是采用上述人工土與細(xì)砂按照0.12:1 的質(zhì)量比攪拌混勻而成。采用路堤模具保證路堤邊坡形態(tài)與設(shè)計方案一致，分層壓實。輕質(zhì)土采用水泥、發(fā)泡劑和水按一定比例配制成泥漿在試驗箱中澆筑而成，水灰比取0.5，氣水比取3.4，濕密度為700 kg/m3，重度為6.5 kN/m3。參考《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》TB 10621—2014[16]，CRTS I 型板式無砟軌道軌道和列車總荷載約為54.3 kPa，模型試驗中采用寬60 mm、高20 mm 的鐵塊模擬。表1 列出了模型試驗中材料的基本物理力學(xué)參數(shù)。圖2 展示了輕質(zhì)土拓寬路堤制作完畢后的模型情況。

表1 試驗?zāi)Ｐ筒牧蠀?shù)Table 1 Properties of materials in the centrifugal modeling

1.3 試驗加載過程

每組離心模型試驗加載分為3 個階段：（1）第一階段為地基自重固結(jié)階段：將填筑好地基土的模型箱在50g的離心加速度下運行16 h，完成自重固結(jié)；（2）第二階段為原線路運營階段：暫停離心機(jī)，在模型箱一側(cè)填筑原路堤，在路堤頂面放置荷載鐵塊，啟動離心機(jī)，在50g條件下運行11 h；（3）第三階段為拓寬路堤運營階段：暫停離心機(jī)，在模型箱原路基坡面一側(cè)繼續(xù)填筑拓寬路基，在拓寬路堤頂面放置荷載鐵塊，啟動離心機(jī)，在50g條件下運行6.5 h。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 孔隙水壓力

在原路堤運營階段，監(jiān)測結(jié)果表明超孔隙水壓已基本消散完畢。為研究拓寬路堤對地基中孔壓的影響，分析拓寬階段的孔隙水壓力增量，即拓寬階段孔壓峰值與原路堤階段孔壓最終值之差。圖3 為拓寬路堤運營階段孔隙水壓力增量隨時間變化曲線?？紫端畨毫υ谕貙捖返碳虞d階段逐漸升高，隨后逐漸消散。各組試驗中，位于拓寬路堤下方的孔壓計W2 和W4 測得的孔壓增量最大：CMT-1 中W2 和W4 增量為105 kPa 和70 kPa；CMT-2 中W2 和W4 增量為56 kPa和38 kPa；CMT-3 中W2 和W4 增量為38 kPa 和30 kPa。CMT-1 中測得殘余孔隙水壓力增量在3～25 kPa；CMT-2和CMT-3 中殘余孔隙水壓力增量為0～20 kPa。

圖3 第三階段孔隙水壓力增量消散Fig.3 Dissipation of the excess pore water pressure at the third stage

圖4 為3 組試驗最大孔隙水壓力增量對比直方圖。從圖4 中亦可看出，相較于CMT-1，CMT-2 和CMT-3 明顯減小了路堤拓寬引起的土中孔隙水壓力增量，同時，CMT-3 產(chǎn)生的孔壓增量較CMT-2 更小。以上結(jié)果說明，氣泡輕質(zhì)土顯著減小了拓寬路堤自重，減小了在地基土中產(chǎn)生的孔隙水壓力增量，同時運營相同時間后，地基土中的殘余孔隙水壓力增量也較小。采用擋墻拓寬方式可進(jìn)一步減小輕質(zhì)土拓寬在路基中的孔隙水壓力增量。

圖4 最大孔壓增量Fig.4 Increment of pore water pressure

2.2 土中應(yīng)力分布

基于地基土中網(wǎng)格布置的土壓力盒，采用隨機(jī)網(wǎng)格方法繪制土中土壓力云圖。圖5 為路堤拓寬后引起的地基土中土壓力增量云圖。由圖5（a）（b）可知，CMT-1、CMT-2 組試驗拓寬路基下地基土中測得土壓總應(yīng)力增量分布趨勢相同，但CMT-2 組試驗結(jié)果數(shù)值更小。土壓總應(yīng)力增量最大處位置相同，均為拓寬路堤重心下方，CMT-1 組達(dá)到150 kPa，CMT-2 組僅有85 kPa，為CMT-1 中最大土壓力增量的56.7%，與孔壓對比結(jié)果吻合。

由圖5（b）（c）可知，CMT-3 組試驗土壓總應(yīng)力增量最大處位置右移，最大值達(dá)到100 kPa，略大于CMT-2 組中的土壓力增量最大值。擋墻拓寬方式占用的基底面積小，路堤頂面的車輛荷載在基底的擴(kuò)散效應(yīng)減弱，引起基底附加應(yīng)力的增加。

圖5 附加應(yīng)力分布云圖（單位：kPa）Fig.5 Contours of the additional stress (unit:kPa)

圖6 為從圖5 中提取的拓寬路堤階段新舊路堤下基底附加應(yīng)力增量分布曲線。由圖6 可知，CMT-1、CMT-2 組路基底應(yīng)力分布規(guī)律包括應(yīng)力峰值位置基本一致；CMT-1 組的應(yīng)力在各個位置都大于CMT-2 組；CMT-3 組基底應(yīng)力峰值位置更靠近既有路堤，且比CMT-2 組更大，但仍小于CMT-1 組。計算得CMT-1～3 組的應(yīng)力面積分別為49 440，28 492，25 936 kN/m。以上結(jié)果表明，CMT-2 和CMT-3 中，拓寬路堤產(chǎn)生的基底附加應(yīng)力面積分別為CMT-1 的57.6%和52.4%。就基底應(yīng)力而言，擋墻拓寬方式對地基影響更小。

圖6 基底應(yīng)力分布圖Fig.6 Stress distribution at the base of embankment

2.3 差異沉降

原路堤運營階段的監(jiān)測結(jié)果表明，路堤沉降已完成。表2 為3 組試驗不同階段的最終沉降監(jiān)測值。從表2 中數(shù)據(jù)可以看出：在原路堤階段，3 組試驗中的路堤沉降基本一致；在拓寬路堤階段，CMT-1 組中拓寬路基的沉降和原路基的附加沉降均大于CMT-2、CMT-3。定義不均勻沉降為拓寬后新老路基沉降差與測點水平距離之比。CMT-1 組的不均勻沉降超出CMT-2、CMT-3 組2 倍以上。同時，就路堤沉降而言，CMT-3 組對既有路堤的影響更小。

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

3 討論

3.1 附加應(yīng)力分布

本次試驗中拓寬路基可以看作對路堤單側(cè)加寬，將拓寬路基部分產(chǎn)生的荷載等效為梯形荷載[10-11]，利用Boussinesq 解和疊加原理計算3 組試驗中，拓寬階段引起的原路堤下方和拓寬路堤坡腳下方地基土中的附加應(yīng)力增量，并與離心模型試驗結(jié)果進(jìn)行對比。

由圖7 可知，原路堤和拓寬路堤下地基中附加應(yīng)力增量分布與監(jiān)測值基本一致，具體在數(shù)值上的表現(xiàn)略有差異。計算的附加應(yīng)力理論值略大于監(jiān)測值。這可能是由于路堤與地基之前的剛度差異造成的。路堤的剛度大于地基土，會造成一定的應(yīng)力擴(kuò)散，而Boussinesq 解考慮的是柔性荷載。

圖7 CMT-1～3 組附加應(yīng)力分布Fig.7 Additional stress distribution in CMT-1～3

3.2 擋墻分析

定義擋墻傾角為擋墻與鉛垂線的夾角，逆時針為正。CMT-3 組試驗中擋墻傾角變化如圖8所示。從圖8 中可以看出，隨著路堤拓寬后運營時間增長，擋墻面板傾角逐漸增大，而后趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定傾角在-0.02°。同時，擋墻底部的側(cè)向土壓力最終穩(wěn)定值為13.6 kPa，豎向土壓力最終穩(wěn)定值為116.6 kPa，側(cè)向土壓力系數(shù)為0.12，為常規(guī)填土側(cè)向土壓力系數(shù)的0.25～0.33[17]。從氣泡輕質(zhì)土填筑產(chǎn)生的擋墻傾角和墻背土壓力說明泡沫輕質(zhì)土能保持良好的自立性。

圖8 CMT-3 組擋墻傾腳變化Fig.8 Inclined angle of facing in CMT-3

4 結(jié)論

（1）氣泡輕質(zhì)土顯著減小了拓寬路堤自重，減小了在地基土中產(chǎn)生的孔隙水壓力增量和附加應(yīng)力增量。相較于邊坡拓寬，擋墻拓寬產(chǎn)生的基底應(yīng)力峰值位置更靠近既有路堤，且大于邊坡拓寬?？傮w而言，擋墻拓寬方式對地基影響更小。

（2）采用Boussinesq 公式計算得到的拓寬路堤引起的地基中附加應(yīng)力分布與實測值基本吻合，且偏于保守。

（3）氣泡輕質(zhì)土具有良好的自立性，采用擋墻拓寬方式引起的擋墻傾角和墻背土壓力均較小。