膨脹土天然地基沉降特性現場試驗分析

劉　銳

(中鐵二院工程集團有限責任公司土木建筑設計三院，四川成都 610031)

膨脹土是在自然地質過程中形成的一種多裂隙并具有顯著脹縮特性的地質體，其粘粒成分主要由強親水的蒙脫石和伊利石組成[1]。膨脹土吸水膨脹、失水收縮且變形反復，對建筑物所產生的變形破壞作用往往具有反復性和長期潛在危險性的特點[2]。

在鐵路路堤荷載下，天然地基的沉降變形問題主要涉及以下三方面：(1)基底應力的分布；(2)附加應力的分布；(3)地基土模量的選取。本文主要結合現場實測數據來探討影響地基沉降變形計算的因素。

本文根據柳南客運專線有代表性的天然地基路基填筑試驗段為研究對象(表1)，其地質情況為上覆第四系沖洪積(Q4dl+pl)粉質黏土，坡殘積(Q4dl+el)粉質黏土，下伏為石炭系中統黃龍組(C2h)灰巖，各層巖土特征分述如下：

(1)膨脹土(Q4dl+pl)：以黏土質為主，局部為粉質黏土質，褐灰色、灰黃色、黃褐色，硬塑狀，質較純。自由膨脹率FS=41 %～59 %，屬弱膨脹土，厚4～22 m。主要分布于路基段較平坦處之處。屬II級普通土，C組填料。

(1-1)軟黏土(Q4dl+pl)：褐黃色、灰黃色、灰褐色，土質黏性較強，軟塑狀，局部含少量灰巖質角礫，主要分布該實驗段土石接觸帶附近，厚0～5 m，局部稍厚，埋深8～21 m，鉆探取出巖芯手指壓易變形，其具弱膨脹性，自由膨脹率41 %～59 %。屬Ⅱ級普通土，為D～E組填料。

(2)膨脹土(Q4dl+el)：棕黃色、黃褐色，硬塑狀，微含(5 %～15 %)的灰巖角礫，自由膨脹率FS=41 %～59 %，屬弱膨脹土，厚0～7 m，分布于坡丘表層之處。屬II級普通土，D～E組填料。

(3)灰巖(C2h)：灰色、青灰色，隱晶質結構，中厚～厚層狀，巖質堅硬，灰巖巖芯較完整，節理、裂隙較發育，裂隙面有鐵質渲染，局部有寬約10～30 cm的溶蝕裂隙。勘探揭示路基范圍內巖溶弱發育，一般巖芯表面多有溶蝕現象，部分鉆孔揭示溶洞。巖體弱風化(W2)，屬Ⅴ級次堅石，A組填料。

表1　特征斷面具體參數

1　現場填筑試驗

土壓力盒埋置于地基面表層，沉降板埋置于該斷面中心地基表面處，沉降磁環埋設在該斷面的路基中心處，沿沉降管自地基面向下(22 m深度)每2 m設置一個，對于土層交界面同樣布置一個。該特征斷面現階段中心填高為4.5 m(圖1)。

圖1　實驗儀器埋設布置

根據上述觀測項目，同時進行路基填筑觀測以配合分析過程，其中該斷面是從2011年5月17日第二層碎石填筑完成開始測量，5月22日開始填筑第一層路基，路基第一階段(填高5 m)填筑完成時間為2011年9月3日，后按設計靜置三個月。

1.1　基底壓力實測值

基底不同斷面位置的應力隨填筑高度和天數的變化如圖2。

圖2　土壓力與填高、天數的關系

斷面各個位置的基底應力隨填筑高度的變化如圖3。

圖3　土壓力與填筑高度關系

從圖2、圖3中明顯可看出隨著填筑高度的增加，應力增加明顯可以分為兩個階段，即隨著填筑持續進行，壓力值線性增加，靜置期間，壓力值基本維持不變。

1.2　沉降實測值

地基總體沉降及內部分層沉降通過埋設于地基面的沉降板及埋設于路基中心的沉降磁環進行觀測，在此結合路基填筑過程，該斷面觀測結果如圖4所示。圖4中各深度為該點距地表距離。

圖4　路基中心地表及分層沉降

從圖4中可以看出天然地基地表及分層沉降都隨路基填高而增加，并大致可分為兩個階段，即填筑初期沉降量較小，隨著填筑的持續進行沉降量繼續增加，靜置期間沉降量增加緩慢。地基內部深度為1.6～13 m各深度處的沉降同地表沉降較規律一致,而15～21 m的沉降增量隨填高增加較小。由于沉降磁環底端并未直接固定于基巖內，所以最底端有一定的沉降(5 mm)，但整體結構性較好。深度為13～21 m之間土層的沉降量都較小，最大值為9 mm，而0～12 m深層沉降為10～17 mm，可看出地基沉降主要發生在0～12 m。

2　沉降理論計算

2.1　基底應力

理論計算值。目前鐵路設計規范中對于路基自重引起基底應力的計算方法主要有兩種：比例荷載法、均布荷載法[3]。比例荷載法是用荷載γH(即用路基土容重γ乘以地基面上路基高度H)近似代替路基產生的荷載，這種荷載可以看成斷面形式為梯形的條形荷載(圖5(b))；均布荷載法是將路基填土自重產生的總荷載Q均布到路基底面寬度B范圍內(即Q/B)來近似代替路基荷載，這種荷載可以看成斷面形式為矩形的條形荷載(圖5(c))。

圖5　實際問題中基底應力的假設

彈性土堤法[5]假設路基和地基是連續一個整體，由各向同性的線彈性材料組成，路基足夠長，并按平面應變問題來考慮。Bozozuk、Leonards認為彈性土堤法更接近于實際應力[6]。

實測值：該斷面在中心填高為4.5 m時整個斷面的基底應力的實測值與四種理論計算方法的對比如圖6。

圖6　路基范圍內理論計算值與實測值

在進行地基沉降計算時，首先需確定基底中心處的應力，然后再根據地基的e-p曲線來確定地基的沉降量，所以合理確定基底中心應力具有重要的工程意義。

當路基中心填筑到4.5 m，實測值和四種方法計算結果見表2。

表2　路基中心處的基底應力　MPa

從圖6可以看出在整個路肩范圍內，彈性土堤法和修正比例荷載法同實測值都較為接近；從表2可以看出彈性土堤法和修正比例荷載法計算出路基中心處的應力值同實測值較為吻合，而修正比例荷載法較彈性土堤法計算更方便，故建議采用修正比例荷載法計算基底中心應力。

2.2　附加應力

彈性土堤法是利用彈性理論求解計算地基附加應力，由于考慮了路基坡度、高寬比以及地基土的泊松比等因素，該法比布氏理論更符合實際，但計算過程很繁瑣。

根據地勘資料和原位試驗可知地層的壓縮層厚度一定，且土層較為均勻。借鑒建筑地基規定基礎下應力擴散角，繪制出填高分別為5 m、10 m時的雙線標準路基斷面中心點下該沉降計算深度內彈性土堤法的附加應力衰減情況及擴散寬度(圖7)，并計算出地基附加應力擴散角(表3)。

圖7　附加應力、擴散寬度與深度關系

考慮路基高寬比后擬合的計算地基附加應力的公式如式(1)。

(1)

表3　附加應力擴散的角度

式中：

A=-0.35×(b/H)2+0.31×(b/H)-1.25

D=0.019×(b/H)2-0.038×(b/H)+0.1

C=0.39×(b/H)2-0.33×(b/H)+1.86

y*為坐標原點在路基表面時深度方向，y*/H=1，表示地基表面位置。

分別用彈性土堤法、表3計算出的擴散角和式(1)來計算附加應力隨深度變化(圖8)。

圖8　附加應力與深度關系

從圖8中可以看出用彈性土堤法所計算的附加應力和式(1)、擴散角在5 m時衰減規律是一致的，同式(1)法計算值非常接近，用擴散角計算的值在淺層稍微偏大，深層則較為一致；在10 m時式(1)計算值稍小于彈性土堤法的，用擴散角計算值則淺層偏大，深層很接近，且衰減規律較為一致。還可看出用擴散角和式(1)同彈性土堤法的差值在隨著L/H減小而增大，后面(表6)將用上述對比方法計算沉降值并同實測值進行比較分析。

2.3　地基土模量

在沉降計算中，模量對沉降計算影響最大，所以合理確定模量就顯得十分重要。現場原位試驗可以減少或避免由于取樣帶來的擾動，更好的模擬現場情況且受到人為不必要影響較少。本次在同一地層選取兩個斷面共三個孔位進行標準貫入試驗(表4)。

表4　試驗孔位分布

對于標貫試驗來說，需要探討觸探桿長的修正問題。當進行桿長修正時，查閱相關資料列出以下兩種修正方法：

(1)當觸探桿長度大于3 m時，錘擊數應按式(2)進行桿長校正：

N63.5=α·N′

(2)

式中N63.5為標貫測試錘擊數；α為觸探桿校正長度系數；N′為實測貫入30 cm的錘擊數。GBJ 7-89《建筑地基基礎設計規范》中規定修正系數α(表5)。

表5　桿長修正系數α

(2)吉中(日本)公式[7]如式(3):

N=(1-0.005l)N′

(3)

式中：N為校正后的擊數值；N′為實測貫入30 cm的錘擊數；l為觸探桿長度(m)。

分別根據方法(1)、(2)對上述三個試驗孔位的實測值進行桿長修正，并同實測值對比如圖9。

圖9　各孔位N值與深度關系

可以看出兩種方法對實測值的修正后同原值相差不大；兩個斷面的N值變化規律由于土層的差異性在15 m以下明顯不同，但同一斷面不同孔位處的N值隨深度變化規律是一致的。同一土層的N值在15 m以前隨深度都在增加，而15 m以下由于土層差異性，斷面D1K559+650在15m以下不同于斷面D1K559+507.92，仍隨深度增加。

一般來講，標貫試驗有一定的離散性，筆者將15 m以內的三孔位的N值統計后計算出其變異系數為0.57，說明該地層同一個深度處N值具有一定的離散性，所以當采用上述三種方法進行模量計算時，在15 m以內的取三處實測值的平均值，本文實測沉降值的特征斷面同D1K559+650非常接近，所以15 m以下采用該斷面N值。

國內不同單位對標貫試驗估算土的變形參數均有相關研究，針對各種土類標貫捶擊數與土體模量參數之間存在一定相關性。本文參考湖北省水利電力勘察設計院的計算公式：E0=1.0658N+7.4306。

根據公式E0=ES×μ進行模量換算。μ=1-2×ν2/(1-ν)，其中ν值取0.25。

2.4　沉降計算

GB 50007-2002《建筑地基基礎設計規范》中對計算地基變形時，最終變形量可按式(4)計算。

S=φSS′

(4)

式中：S為地基最終變形量(mm)；S′為按分層總和法計算的地基變形量；φS為沉降計算經驗系數,本文取0.2。

當特征斷面地基為較均質土，用分層總和法進行沉降計算時可按式(5)計算。

(5)

式中：S′為地基總沉降量(mm)；ΔΡi為路堤荷載對第i層土中點的附加應力(kPa)；Esi為第i層土的壓縮模量(MPa)；Δhi為第i層土的厚度(m)。

對上述所討論的因素進行最終沉降計算如表6。

計算結果見表7。

表7　各方法的計算結果與實測值

可以看出上述理論計算方法同實測值都較為接近，其中方法1同方法4同實測值最為吻合。當模量用不同方法計算時，三種方法的計算值都較接近實測值，安全起見，建議類似地基計算N值時仍按照規范先進行桿長修正。當用不同方法計算地基附加應力時，方法1和4同實測值最吻合，考慮到式(1)計算更為方便，建議類似地基計算時可用式(1)計算。總的來說，考慮到現階段的實測值是填筑完3個月的實測值，并不是最終沉降值，而理論計算值為最終沉降值，所以理論計算值是偏小的，但從沉降隨填筑與時間的關系曲線可以看出靜止期間沉降增長緩慢，所以理論計算值同實測值還是較為接近的。

3　結論

(1)通過基底應力實測值驗證了修正比例荷載法在計算基底應力特別是基地中心應力計算的適用性。

(2)通過對附加應力理論分析和計算沉降并同實測值對比，發現式(1)計算最終沉降值同實測值較吻合，但偏小。

(3)通過分析三種桿長修正方法發現隨深度變化規律一致；所計算的沉降值同實測值都較為接近。分析模量與N值的關系發現對于膨脹土來說模量同N值關系(或統計公式)應結合更多相關地區的數據來進一步分析研究。