青海湖典型水草地路基变形控制方法研究*

张 蕾，谭家科，廖 燚，闫吉祥

(昆明理工大学建筑工程学院，云南 昆明 650500)

0 引言

近年来，随着西部地区各种重要基础设施建设事业的蓬勃发展，许多重要工程不得不建在各种不良地基土上，由不良地基土引发的各种工程问题及地基土加固处理措施对工程安全顺利推进和后期安全使用至关重要。其中，由深厚软弱地基土引发的路基侧向开裂问题越来越多地引起专家学者的关注，许多学者对此展开研究。余群等针对武汉某工地在鱼塘路段路基出现裂缝现象，拟定换填轻质土、管桩加固、换填轻质土+管桩加固处理方案，推荐采用路基范围内打管桩处理方案以限制路基裂纹病害。王体俊等对复合地基抗剪强度不满足要求导致的路基开裂病害进行研究，结果表明换填轻质土方案能有效控制路基开裂病害。王加龙等针对高速公路路基开裂情况，对高压旋喷桩处理、预应力混凝土管桩处理及抗滑桩+水泥搅拌桩共计3个方案进行比选研究。蔡念利用原位静载试验与数值模拟对上覆荷载下的碎石桩复合地基的应力分布进行研究。蒋鹏飞等以某高速公路土工格室+碎石桩复合地基为原型，设计完成了一组大型对比室内模型，结果表明，土工格室+碎石桩复合地基的承载力大幅度提高。

青海湖作为我国最大的内陆咸水湖，是维系青藏高原东北部生态安全的重要水体，在维持区域水文循环中起着至关重要的作用，也是控制西部荒漠化向东蔓延的天然屏障。保护青海湖流域的草地对区域畜牧业发展、防风固沙、气候调节、水土保持及生物多样性保护和陆地生态系统修复等方面具有重要的环境保护与生态学意义。近年来围绕青海湖开展的各类工程建设不断增多，随之而来的各种工程问题也不断增加。以青海湖周边建设的公路工程为例，公路路基必须建设在承载力低、压缩性大的“水草地”上。沿青海湖建设的某公路工程如图1，2所示，该工程已建成并运营多年，道路部分路基侧向变形严重，运营多年中已多次修补，目前仍存在较严重的开裂现象，这不仅会影响地基稳定性，严重时还会影响车辆安全通行。

图1 路面修复照片

图2 路面侧向裂缝

如何在确保水草地周围生态环境不被破坏的前提下，有效加固处理水草地地基土、控制公路地基沉降及侧向开裂问题是沿青海湖建设公路必须考虑的一个重大难题。基于以上分析，本文以沿青海湖建设的某公路工程为背景，通过室内模型试验结合数值模拟的手段，对青海湖西岸水草地深厚软土公路地基侧向变形开裂的控制问题开展研究。

1 工程概况

图1，2所示公路地基土的主要成分为粉土、粉质黏土、卵石土及风化花岗闪长岩。粉土、粉质黏土层粉黏粒含量大，含角砾及腐殖质成分，现场观察表现为水草地，厚5～8m，属于中高压缩性不良地基土，是路基的主要压缩变形层。水草地的形成是由于地下水溢出积累、地表水不流动、长期积水所致。在水草地区域进行工程施工，如果不采取有效的地基加固处理措施，便会在运营期出现侧向变形开裂，严重时影响公路安全运营等。

2 室内模型试验信息

采集工程现场水草地地基土，通过室内模型试验模拟公路地基沉降变形规律。考虑公路线形特点，截取单位长度路段，考虑相似条件制作模型箱，模型箱尺寸为2.5m×0.5m×1m(长×宽×高)(见图3)，箱顶加载按设计路基、路面结构荷载进行折算，加载板尺寸为0.80m×0.35m(长×宽)，加载板尺寸与路基尺寸相对应。模型箱参数与地基原型参数对比如表1所示。

图3 模型箱

表1 模型箱与原型参数对比

加载板设置在土层顶面，加载板中线和模型箱中线对应，加载材料采用10kg和100mg规格的方形铁块。在加载板中线处加设百分表，用于测量地基土上表面总沉降。采用逐级加载的方式，第1级加载20kg，第2级增加10kg，第3级再增加10kg，每级荷载持荷10d，然后施加下一级荷载。每日记录地基总沉降数据。

3 模型箱试验结果

对天然地基进行相似模拟，采用逐级加载方式；天然地基土层厚度与模型箱土层厚度比为10∶1，模型箱一级初始荷载为0.7kPa，二级叠加荷载为0.35kPa，在第三级荷载叠加时，荷载为0.35kPa，共记1.4kPa荷载。模型箱每级加载周期以实际工程堆载预压加载施工间隔周期为依据，每级荷载加载周期为10d。经过长期数据记录，得到沉降-荷载-时间曲线，如图4所示。

图4 沉降-荷载-时间关系曲线

由图4可知，沉降-时间变形曲线整体呈现出一个阶梯状上升趋势，阶梯转折点为每级加载处；在每级荷载施加时，沉降变形会有一个小幅加剧的阶梯拐点；当荷载不变时，沉降会随着时间而增大，呈现显著的软土蠕变变形特点。

4 有限元数值模拟计算

由于条件所限，室内模型试验存在一定局限性，无法同时平行进行多项测试工作，因此本文以室内模型试验结果作为对比验证依据，将室内模型试验的加载结果与有限元模型计算的3级加载结果进行对比，验证有限元建模计算结果的准确性后，再通过有限元建立多种计算模型，分析采用碎石桩复合地基控制地基侧向变形的方法。

4.1 有限元建模信息

采用MIDAS-GTS NX软件，结合工程原型设计方案建立有限元模型，模型取沿路面方向为y轴正方向，垂直于路面向上为z轴正方向，沿路面正向与y轴垂直为x正方向。天然地基取值范围为宽250m、长100m，第1层水草地土层深度为8m，第2层圆砾土土层深度为10m，路基宽度范围为82.6m，水位位于天然地基表面。模型1为未加处理的天然地基，天然地基堆载荷载与模型箱堆载荷载比为100∶1，故数值模型分别采用70，105，140kPa加载(见图5a)。

图5 模型1～4

模型2、模型3、模型4为碎石桩加固处理的复合地基，但桩位布置方案不同。模型2为在x向变形开裂处加设5排碎石桩，每排桩数为30根，桩间距为3m，每侧路基边缘桩数为150根，布桩范围中心与路基边缘线位置相同，模型2如图5b所示；模型3为在x向变形开裂处加设10排碎石桩，桩位布置同模型2，桩间距为3m，每侧桩数为300根，模型3如图5b所示；模型4为在路基范围内满布碎石桩，桩间距为3m，共35排，总桩数为1 050根，模型4如图5c所示。各模型设计的碎石桩尺寸一致：桩身长8m，桩直径0.5m，桩的布置方案均为正方形布置。各模型的地基土设置参考工程实例现场情况，具体参数如表2所示。

表2 模型参数

4.2 数值模拟计算结果分析

4.2.1数值模拟建模信息验证

为验证有限元建模信息的正确性，将有限元数值模型1的沉降变形与室内模型试验测得的地基土顶部总沉降进行对比，以实际水草地土层厚度与模型箱水草地土层厚度比为10∶1为相似比依据，模型试验测得的沉降变形乘以10倍的结果与数值模拟结果相对比，对比曲线如图6所示。

图6 数值模拟、模型箱沉降对比曲线

由图6可知，在3个不同荷载施加节点处，数值模拟计算得到的地基沉降变形最大值与室内模型试验测得的变形较一致。模型1在荷载为70，105，140kPa时的最大沉降分别为73.4，109.8，149.4mm，室内模型试验对应的沉降分别为6.93，10.03，15.01mm。根据相似理论，在原型与模型箱尺寸比例为10∶1时，由模型试验测得的沉降换算为原型试验时要乘以对应的相似比10倍。因此，模型1的沉降变形与模型箱根据相似比换算后的竖向沉降的比例为70kPa时1.06倍、105kPa时1.09倍、140kPa时0.995倍，两条竖向变形-荷载曲线的误差在10%范围内。由此可认为，本文采用MIDAS-GTS NX软件建立的模型及模拟算法合理。

基于以上经过验证的有限元建模信息，建立多种碎石桩计算工况，分析控制路基侧向变形的方法。

4.2.2有限元计算结果提取

由于模型1、模型2的x向变形、z向沉降变形典型位置大致相同，限于文章篇幅，仅以模型1为例，其沉降变形(z向)云图如图7a所示，侧向位移(x向)如图7b所示。

图7 z，x向变形云图

为重点研究地基的侧向变形问题，取模型变形典型位置进行分析，结点标记位置如图8所示。由于两模型均为左右对称模型，取地基右侧1/4处、距地基中心x=20.6m处，从上到下标记为1～4号结点；取地基右侧边缘处、距路基中心x=41.2m处，从上到下标记为5～8号结点；取地基右侧变形典型位置(x向变形最大、埋深为6m水平处)、距地基中心4.23m处为a点，从左到右标记为a～l结点。对以上各标记结点的变形数据进行分析。

图8 结点标记

4.2.3z方向变形分析

根据不同土层深度，在距地基中心水平距离分别为x=20.6m处(1～4号结点)、x=41.2m处(5～8号结点)，4个模型在70kPa荷载作用时的沉降变形随深度变化曲线分别如图9所示。

图9 70kPa下各模型的沉降变形曲线

由图9可知，4个模型在x=20.6，41.2m处的沉降变形随深度变化趋势基本一致，沉降变形随深度的增加不断减小，最大沉降出现在地基表面处，模型1的沉降变形最大。在x=20.6m处，模型1最大变形为73.36mm，与模型1相比，模型2～4的沉降变形明显减小，分别比模型1降低了33.97%，37.95%，67.34%；在x=41.2m处，模型1最大变形为35.65mm，与模型1相比，模型2～4的沉降变形明显减小，分别比模型1降低了41.26%，38.40%，70.88%；计算结果显示，碎石桩复合地基可有效降低地基竖直方向的沉降变形，模型4加固效果最好，模型2与模型3在z向的加固效果基本相等，两者的埋深-变形曲线几乎重合。

4个模型在140kPa荷载作用时的沉降变形随深度变化曲线如图10所示。

图10 140kPa下各模型的z向变形曲线

由图10可知，当荷载增加到140kPa时，在距地基中心分别为x=20.6，41.2m处，4个模型沉降变形随深度变化的趋势与在70kPa时基本一致。各模型的沉降变形随着荷载的增加而增大，同一模型的z向变形随着土层埋深的增加而减小，各模型的最大沉降均出现在路基表面处。在不同荷载时，各模型均保持一致的变化趋势；模型1的z向沉降变形最大，与模型1相比，模型2～4在地表处的沉降变形均明显降低，其中模型4的加固效果最好，模型2与模型3沉降的加固效果基本相当，两者的埋深-变形曲线几乎重合。

4.2.4zx向剪切应力分析

以地基右侧为例，取各模型在不同深度在路基边缘、x=41.2m处的zx向应力(剪切应力)，与不同深度地基抗剪强度相比较，判断地基在各模型状态下的开裂深度，以zx向应力大于地基抗剪强度为开裂标准。各模型zx向应力-抗剪强度-深度变化曲线如图11所示。

图11 70，105，140kPa下各模型zx向应力曲线

由图11可知，相同荷载作用时，各模型的剪切应力相差不大，开裂深度位置(与抗剪强度曲线交点处)较接近。不同荷载作用时，各模型的剪切应力随荷载的增大而增大，开裂深度随荷载的增大而加深。在70kPa荷载时，各模型均有开裂，除模型1开裂深度较浅，在约-10cm深度处，其他3个模型的开裂深度较接近，均在约-20cm深度处。在105kPa荷载时，各模型的开裂深度在-1～-1.5m处。在140kPa荷载时，各模型的开裂深度在-1.9～-2.3m 处。

4.2.5不同深度处的x向变形分析

由变形云图(见图7b)可知，地基土的水平变形在路基边缘处最大，距地基中心水平距离41.2m、路基边缘处(5～8号结点)的4个模型在70，140kPa荷载作用下的x向变形随深度变化曲线如图12所示。

图12 70，140kPa下各模型的x向变形曲线

由图12可知，当荷载为70，140kPa时，在路基边缘处4个模型的水平变形随深度变化趋势大致相同。最大变形不是在地基土表面处，而是在地面以下一定范围处。

模型1在70kPa时水平变形随着深度的增加而增大，粉土层的最大水平变形处在层底位置(-8m处)；随着上部荷载的增大，水平变形随之增大，但最大变形区域仍在地面以下而不是在地面。

模型2、模型3在70kPa时水平变形有较明显的区别，模型3的变形比模型2的小很多，说明模型3控制水平变形的加固效果比模型2好，但随着荷载的增加，模型2与模型3的水平变形曲线基本一致(见图12a)，此时模型2与模型3的加固效果基本相当。与模型1相比，模型2、模型3的水平变形小很多，且随着外荷载的增大，控制水平变形的效果越好。

模型4的加固效果最好，最大变形位置始终在-3m深度位置。当外荷载为70kPa时，模型4的水平最大变形≤4mm，当外荷载为140kPa时，水平最大变形约为10mm。

4.2.6相同深度处的x向变形分析

各模型的地基变形典型位置各点(图8中a～l)在70kPa荷载作用时的x向变形-与路基中线距离的曲线如图13a所示。

图13 70，140kPa下各模型的x向变形曲线

由图13a可知，4个模型在70kPa荷载作用下，路面处x向变形随地基中线处距离的变化趋势基本一致，侧向变形最小位置在地基中心处，最大位置在路基边缘处。x向变形随距地基中心距离的增大呈现先增大后减小趋势。

4个模型中，模型1的x向变形值及变形宽度最大，最大变形为15.05mm，如以>3mm为变形标准，则模型1的变形宽度约为53.8m。与模型1相比，模型2～4的x向变形最大值及变形宽度明显减小，x向变形最大值变形分别为11，8，4mm，比模型1减小约41%，58%，75%；模型2～4的变形宽度分别为41.8，41.84，2m。

将各模型的地基x向变形典型位置各点(图8中a～l)在140kPa荷载作用时的x向变形-与路基中线距离的曲线绘制成图，如图13b所示。

由图13b可知，4个模型在140kPa荷载作用时，其x向变形随路基中线处距离的变化趋势与70kPa时基本一致，x向变形随距路基中心的距离增大而先增大后减小，距地基中心25.4m处(约为路基一半的2/3宽度)可视为各模型的水平变形增大拐点位置，最大x向变形仍出现在路基边缘处3m范围内，在距路基中心40.7m处。

当荷载为140kPa时，模型1的x向最大变形为42.68mm，变形宽度为74.71m(以>3mm为变形标准)。模型 2～4 的x向最大变形分别为17.9，16.1，10.35mm。与模型1相比，模型2～4的x向各点最大变形分别缩减58.06%，62.28%，75.75%。模型 2～4 的变形宽度分别为59.77，59.76，17.51m。计算结果显示，各种碎石桩复合地基加固模型都可有效降低地基侧向变形，其中模型4的x向加固效果最好，模型2与模型3的加固效果相似，但明显低于模型4。

综合以上分析结果可发现，碎石桩复合地基可有效降低地基侧向变形，满布碎石桩方案(模型4)效果最好，可有效控制路基的竖向、水平向变形，但所用加固材料及工时最多；如考虑兼顾技术性与经济性因素，也可有针对性地在变形较大区域设置小范围加固区，由于模型2，3在竖向、水平向变形的加固效果相近，所用材料、工时却增加1倍，因此可考虑用模型2的加固方式。

5 结语

针对青海某公路过水草地软土路段路基侧向开裂问题展开研究，通过室内模型箱试验，结合有限元模拟计算方法，建立多种碎石桩复合地基加固模型，分析地基土的竖向、水平向变形及剪切应力等变化规律，对碎石桩复合地基控制路基开裂问题进行研究。本文的主要研究成果如下。

1)进行室内模型箱试验，获得地基土的荷载-沉降变形实测数据。通过模型箱实测沉降值与有限元数值模拟计算沉降值进行对比，验证MIDAS-GTS NX有限元建模的准确性。运用验证过的有限元建模信息，建立天然地基模型及3种碎石桩复合地基加固模型，分析各模型的多种变形、应力变化规律。

2)各模型的竖向变形随深度的增加而减小，最大变形在地面处；水平变形的最大变形位置不在地表，而在地表3m以下；水平向变形随距路基中心距离的增大，呈现先增大后减小趋势，距地基中心约为路基一半的2/3宽度处可视为水平变形增大拐点位置，最大x向变形在路基边缘处3m范围内。

3)各模型地基土的开裂深度随荷载的增大而加深，相同荷载作用时，各模型的开裂深度位置较接近，在最大荷载作用时，各模型的裂缝深度约在-2m范围。

4)研究结果表明，碎石桩复合地基可有效降低地基侧向变形，满布碎石桩方案效果最好，可有效控制路基的竖向、水平向变形，但所用加固材料及工时最多；如考虑兼顾技术性与经济性因素，可有针对性地在变形较大区域设置小范围加固区，也可起到一定控制路基变形的作用。