滩涂极软地基托板桩法处理技术研究

吴怀娜，马庆雷，孟凡衍†，朱云祥，屠锋，刘骐炜

（1.湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082；2.国网浙江省电力有限公司，浙江 杭州 310007）

我国东南沿海地区经济发展迅速，近年来建设了大量的变电站以应对日益增长的电力需求.然而，沿海地区广泛分布着软土地层，土体具有“三高三低”的显著特点，即高含水量、高压缩性、高灵敏度、低密度、低强度、低渗透性[1-2]，一旦发生扰动，地基极易产生较大整体沉降和不均匀沉降，导致上方建筑结构变形，严重影响电力设备运行.因此，变电站建设之初进行合理的地基处理极为重要.

托板桩是一种有效的软基处理方法，它利用了承载能力较大的桩体分担上覆荷载，减小了土体压缩，达到减小地基沉降的效果.托板桩与加筋体的联合应用，又利用加筋体的提拉作用进一步减小了桩间土压力和压缩量，从而减小了桩与桩间土的差异沉降，这种方法在公路、铁路建设上得到广泛的应用和研究[3-8]，工程中称之为桩承式加筋路堤.陈仁朋等[9]将单桩处理范围及上部路堤等效为圆柱体，用有限元法研究了瞬时加载后地基中超静孔隙水压力、路堤沉降、桩体荷载分担比等随时间的变化规律和土工格栅的受力特性，并分析了桩长、桩间距及桩托板大小对桩体荷载分担比和路堤沉降的影响.桩体荷载分担比能直观地反映土拱效应，对研究托板桩及地基土的受力特性有重要作用，Hewlett 等[10]、EBGEO[11]、CUR 226[12]、Chen 等[13]是桩体荷载分担比的4 种计算方法，其中Chen 等是针对一维路堤荷载情况，考虑了填土、桩托板、桩、地基土的相互作用所提出的一种解析方法.除了公路、铁路的地基处理上，托板桩法还被应用在其他工程建设中.戴洪军等[14]在圆形煤场的地基处理方案中同样使用了桩托板和土工格栅，并对该煤场进行了原体试验研究，分析了逐级加荷下桩土应力、应变、桩身轴力等变化情况，但未对这些关键参数随固结时间的变化规律进行研究.

本文以浙江某500 kV 变电站为工程背景，通过现场试验和数值分析研究了滩涂极软地基上托板桩的工作特性，得到了地基土沉降、土压力、超孔压、桩体荷载分担比、土工格栅拉力、桩身轴力在填筑和固结阶段随填高和固结时间的变化规律.

1 工程地质概况

1.1 变电站场地地质条件

某500 kV 变电站位于杭州湾南岸出海口，属滨海相淤积海滩围垦区.土层分布及其各层土物理力学参数如图1 所示.场地自上而下分布有淤泥、黏质粉土、淤泥质粉质黏土、粉质黏土、粉细砂、砂质粉土、粉质黏土、细砂.由图1 可知，此滩涂地区地基土性质极差，孔隙率、压缩性较大，拟采用托板桩法对地基进行加固处理.

1.2 地基加固设计及监测布置

图2 为场地平面及传感器布置示意图.托板桩采用预制混凝土管桩（PHC），边坡区域采用PHCAB400 （AB 型直径400 mm 的预制混凝土管桩），壁厚95 mm，桩长28 m，桩端位于粉质黏土层，极限承载力为3 000 kN；其余区域采用PHC-AB500，壁厚125 mm，桩长36 m，桩端位于粉细砂层，极限承载力为4 000 kN.托板尺寸为1.8 m×1.8 m×0.5 m.正方形布桩，间距为3 m.托板上方0.1 m、0.2 m 分别布置一层土工格栅，格栅强度为83 kN/m，最大允许应变5%.

图1 土层物理力学指标Fig.1 Physical mechanics indices of each soil layer

图2 场地平面及传感器布置示意图Fig.2 Layout of the site and sensors

场地填土顶宽18 m，边坡坡比（V ∶H）为1 ∶2（V为竖直向，H 为水平向），高3.25 m，分20 d 填筑完成，施工进程见图3.填土由碎石（占60%）和黏性土、中细砂组成，黏聚力为1 kPa，内摩擦角为35°，重度为22 kN/m3.

图3 场地填土施工Fig.3 Construction process of the site

为研究托板桩的工作性状及验证现有设计方法，现场布设了沉降板和土压力盒.如图2 所示，沉降板S1、S3 分别布置在桩A、桩B 的托板上表面，S2沉降板布置在桩间土中间；4 个土压力盒P1～P4 布置在桩C 的托板上表面，分别位于托板中心、1/4 处、边缘和桩间土中间，土压力盒及沉降板均在场地填土前布设完毕.采用测斜仪测量埋设在放坡坡脚处的测斜管，观测坡脚附近土体的水平位移.

2 有限元模拟

2.1 模型边界及网格划分

图4 有限元网格及边界条件Fig.4 FEM mesh and boundary conditions

本研究托板桩法处理地基的填筑为三维问题，考虑到三维建模的复杂性，为简化计算，采用Plaxis 2D 有限元软件建立了二维平面应变模型.模型中填土和托板桩的设计与实际几何尺寸相同，有限元网格划分见图4.为尽量减小模型边界的影响，分析宽度取100 m，相当于场地边长的3 倍；最深桩端位于地下36 m，模型深度为77.4 m，大于最深桩端的2倍.地下水位设为地基表面（y=0），静水压力随深度线性增加.模型底面下设为刚性不透水层，即模型底面（y=-77.4 m）竖向位移限定为0，且不允许水排出.将模型左边界（x=0）和右边界（x=100 m）横向位移限定为0，渗流边界条件均设为不排水.

2.2 模型参数

前四层地基土（淤泥、黏质粉土、淤泥质粉质黏土、粉质黏土）采用修正剑桥模型（Modified Cam Clay，MCC）.填土及其余地基土（粉细砂、砂质粉土、粉质黏土和细砂） 采用摩尔-库仑模型（Mohr-Coulomb，MC）.土层参数均根据室内试验结果及参数反演获得，见表1.桩体及托板采用线弹性模型，弹性模量E 取30 GPa，泊松比ν 取0.2.土工格栅采用线弹性模型，抗拉刚度取1 660 kN/m.

2.3 模型正确性验证

图5、图6 分别为地表沉降和桩顶土压力的实测与模拟值的比较.由图5 可知，填筑前期桩间土（S2）与桩顶（S1、S3）沉降差异较小，随着填筑高度和固结时间的增加，桩间土沉降大辐增加，桩顶沉降几乎不变，200 d 后桩间土沉降达到36 mm，桩顶沉降仅有6 mm.由图6 可知，填筑期桩顶土压力（P1、P2、P3）随填高快速增加，桩间土压力（P4）在填筑初期随填高而增加，填高达到一定高度后减小；固结期间桩顶土压力小幅增加后趋于稳定，桩间土压力小幅减小后趋于稳定.此结果表明在填筑阶段，差异沉降对土拱效应影响较大，随着差异沉降的不断增加，填土内产生的土拱效应越来越明显，不断将填土荷载传递到桩体，桩间土只承担小部分荷载；之后随着固结时间增加，沉降及桩土差异沉降均有所发展，土拱效应达到极限状态，差异沉降对土拱效应的影响减弱，桩顶与桩间土压力趋于稳定.

表1 有限元模型参数Tab.1 Constitutive parameters of soils in the FE model

图5 地表沉降的实测与模拟值Fig.5 Measured and computed ground settlements

图6 桩顶土压力的实测与模拟值Fig.6 Measured and computed earth pressures

从图5、图6 中可以发现，模型计算结果与实测结果吻合度较好，表现出的托板桩的受力、变形特性与Chen 等人[15]的实测结果基本一致.虽然本研究模型将三维问题考虑为二维平面应变问题，可能导致计算沉降量偏大，但由于填筑面积大、高度小，监测点位于填筑区域中心位置，因此二维计算引起的误差可以忽略.数值模型及所选土层参数可以认为是正确合理的.

3 托板桩工作特性分析

3.1 超静孔隙水压力分布

在模型中选取桩A、桩B 之间分别为-11.2 m、-25.4 m、-33.4 m、-39.8 m、-46.3 m、-60.0 m 处为监测点，得到不同时间、不同深度的超静孔隙水压力（超孔压）.由图7 可知，填筑期间-39.8 m 处超静孔隙水压力增长幅度最大，并且向上下两个方向递减；填筑完成后，-39.8 m 处超孔压消散速度最快，其次是-46.3 m、-33.4 m、-60.0 m，而-25.4 m、-11.2 m 处超孔压小幅增加，在200 d 时超孔压稳定，形成沿深度逐渐增大的分布状态.超静孔隙水压力的变化过程表明：填筑过程中，土拱效应将大部分上覆荷载传递至桩上，进而通过桩体传递至桩端持力层，导致持力层超孔压大幅增加，且深层土体超孔压普遍大于浅层土体超孔压，形成由下而上的渗流，所以填筑完成后深层土体超孔压逐渐消散而浅层土体超孔压略有增加，最终由于水的自重，超孔压呈沿深度递增的分布规律.因此，在用托板桩法处理滩涂极软地基时，应根据工程沉降要求慎重选择桩端持力层.若持力层为软土，则在工程填筑完成后，持力层的固结将会导致较大的基础整体沉降.

3.2 填土内土压力及桩体荷载分担比

在模型中选取10 个监测点，如图2 所示.P1～P4与现场土压力盒布置点一致，在P2、P4 正上方选取P5～P10 监测点，其中P5、P6 在上层格栅处（桩顶上0.2 m），P7、P8 在桩顶上1 m 处，P9、P10 在桩顶上2 m 处.通过P1、P2、P3、P5、P7、P9 计算桩顶土压力，将P4、P6、P8、P10 作为桩间土压力，绘制不同时间填土内部土压力沿填土高度的分布曲线，如图8 所示.为便于分析，笔者将填土自重也绘于图中.结合图6 可知，在填筑前期桩顶与桩间土压力差距很小，随着填高和固结时间的增加，差距逐渐增大；但在图8（e）与8（f）的比较中发现，随着固结时间继续增长，桩顶土压力略有减小而桩间土压力略有上升.这一特性与Iglesia 等[16]的离心模型试验和Han 等人[17]的缩尺模型试验结果相一致，即在填筑和固结初期，土拱效应随差异沉降的增加而逐渐增强，随着固结时间的进行，差异沉降逐渐增大，土拱效应随差异沉降的增加逐渐减弱，此现象的机理仍需进一步研究.图8 还显示，填土内部土压力沿高度增大方向逐渐逼近填土的自重应力，说明土拱效应有一定的作用范围，传递荷载的能力沿高度增大方向逐渐减弱.

图7 超静孔隙水压力随时间的变化曲线Fig.7 Evolution of excess pore water pressure with time

通过桩顶土压力计算桩体承担的荷载，除以上覆荷载得到桩体荷载分担比，图9 给出了用模拟和实测土压力计算出的桩体荷载分担比，以及用Hewlett 等[10]、EBGEO[11]、CUR 226[12]、Chen 等[13]4 种计算方法得到的结果.由图9 可知，在75 d 时，实测桩土荷载分担比有一定幅度的增加，而模拟值已经趋于稳定，结合图5 和2.3 节对地表沉降的分析，模拟与实测桩体荷载分担比的差异是由于实际工程中75 d 前桩土差异沉降较小，土拱效应不明显，桩间土承担了较大荷载并产生较大压缩，使桩土差异沉降增大，土拱效应将上覆荷载传递至桩体，桩体荷载分担比随即增大.由图9 可知，实测的桩体荷载分担比在填筑阶段迅速增大，填筑完成时达到了72%，然后随固结时间先逐渐增大至83%后略微减小，200 d 时桩体荷载分担比为80.4%.其中Chen 等[13]的计算结果（81.7%）与最终实测荷载分担比吻合度较高，EBGEO（84.4%）与CUR 226（86.6%）偏大，而Hewlett等（78.3%）略微偏小.

中西方科学模式的差异来自思维方式的差异。我国传统哲学的整体思维方式基于“有机论”的观点，即把自然界看成各部分相互关联的有机整体，最典型的代表就是中医学。中医学理论是建立在整体观基础上的整体论模式。其实，与中国古典哲学相类似，希腊早期也是整体论哲学。比如讲万物起源，中国有所谓阴阳、五行，希腊则有水、火、土、气和以太。但是，进入近代初期，欧洲出现了扬弃整体论的，以分解分析为特征的“新哲学”，哲学史上称之为“哲学革命”。中国近代则未发生类似的哲学革命。

图8 填土内部土压力沿高度的分布曲线Fig.8 Evolution of internal earth pressure of soil fill along the height

图9 桩体荷载分担比与规范值比较Fig.9 Pile load sharing ratios calculated by criterions and measured results

3.3 沉降发展规律及其组成

在模型中取桩A、桩B 的桩顶、桩底及桩间土共6 个监测点（S1～S6），得到沉降随时间的变化曲线，如图10 所示.由图10 可知，填筑期间S1、S3、S4、S6沉降随填高增加而不断增大，填筑完成后小幅增加并趋于稳定；200 d 时S1、S3 沉降约6 mm，S4、S6 沉降约5 mm，S5 与S4（S6）沉降差约为0.5 mm.说明随着填高和固结时间的增加，桩间土与桩顶差异沉降不断增大，土拱效应和拉膜效应不断将上覆荷载通过桩体传递到桩端持力层，导致下卧层被压缩；200 d 时，桩顶与桩底的沉降差为1 mm，即桩体压缩变形，S5 与S4（S6）的沉降差是桩端刺入持力层的位移，为0.5 mm.桩顶沉降由下卧层沉降、桩端刺入持力层的位移、桩体自身压缩组成.

图10 沉降随时间变化曲线Fig.10 Evolution of settlement with time

在模型中取桩A 的桩顶（S1）、桩底（S4）、正上方填土顶（S7）3 个监测点，得到沉降沿深度的变化曲线，如图11 所示.由图11 可知，填筑完成后，S7 沉降随固结时间增加而增大，200 d 后稳定在22 mm，桩底和桩顶的沉降则小于7 mm.说明桩体正上方填土顶的沉降是由填土变形和桩顶沉降组成，其中填土变形占主要部分.此结果表明，在滩涂极软地基的处理过程中，填土材料对后期沉降特性存在较大的影响，对于沉降要求严格的工程，应采用级配良好的填料，并且严格控制填筑密实度.

图11 沉降沿深度变化曲线Fig.11 Evolution of settlement along the depth

3.4 格栅拉力及桩身轴力变化过程

以桩A 附近土工格栅为研究对象，绘制不同时间的格栅拉力分布图，如图12 所示.由图12 可知，托板边缘格栅拉力较大，桩间格栅拉力较小，沿地基土呈倒三角分布，与现有研究[18-19]一致；格栅拉力随填高的增加而增大，最大格栅拉力约为4 kN/m，仅为土工格栅抗拉强度（83 kN/m）的5%左右.说明土工格栅传递荷载的能力有限，所以土拱效应是使荷载向桩顶传递的主要原因.

以桩A 为研究对象，绘制不同时间桩身轴力沿深度的变化曲线，如图13 所示.由图13 可知，桩侧摩阻力自上而下呈现了明显的3 个区段，即负摩阻力区、负正摩阻力过渡区和正摩阻力区.桩身轴力沿深度先增大后减小，呈中间大两头小的分布状态.随着填高的增加，中性点位置基本不发生变化，各个深度的桩身轴力逐渐增大；填筑完成后，随着固结时间继续增加，中性点逐渐上移，中性点以下桩身轴力略微减小，中性点以上桩身轴力先增大后基本不变.根据桩端轴力与桩顶轴力得出：在填筑及固结期间，桩端阻力与桩侧摩阻力分别承担桩体所受荷载的30%和70%.这一现象说明：填筑初期，浅层地基土沉降大于桩体沉降，因此桩体产生负摩阻，桩身轴力在这个浅层地基土区域（即负摩阻区）沿深度增大；在填筑后期及固结初期，负摩阻区存在于淤泥、黏质粉土和小部分淤泥质粉质黏土层，随着土拱效应不断将荷载传递到桩体，桩体变形逐渐增加，负摩阻区逐渐减小，桩身轴力也因负摩阻力减小而略有减小，到固结后期，负摩阻区仅存在于淤泥和黏质粉土层中.

图12 桩A 附近土工格栅拉力分布Fig.12 Tension of geogrid over pile A

图13 桩A 轴力沿深度的变化曲线Fig.13 Axial force of pile A along the depth

3.5 地基土水平位移

参照实际水平位移观测点的布置，在模型中的边坡坡脚设置监测点，得到下方0.5 m、1.5 m、2.5 m、3.5 m、4.5 m 处不同时期的地基土水平位移，与实测结果一同绘制图14.由图14 可知，堆载加荷使土体压缩向外侧向变形，填土期间水平位移随填土高度的增加而增大，实测水平位移最大不超过3 mm，模拟结果偏保守，最大位移不超过5 mm；填筑完成后测斜管被损坏，根据模拟结果，固结期间地基土水平位移逐渐恢复，固结200 d 时，最大水平位移为2.5 mm，这是由于固结期间桩间土承担的荷载向桩体转移，对于桩间土相当于卸载，在侧向土压力的作用下水平位移逐渐减小.实测水平位移沿深度出现波动，但总体呈现随深度增加而减小的趋势.

图14 地基土水平位移沿深度的变化曲线Fig.14 Horizontal displacement of foundation soil along the depth

4 结论

本文建立了二维平面应变模型辅助研究托板桩的工作特性.首先进行了模型的正确性验证，经对比发现，该有限元模型计算值与实测的桩顶沉降、土压力值能较好地吻合，说明该模型选取的参数是合理的；然后分析了托板桩处理滩涂极软地基的几个重要特性，总结如下：

2）在填筑期和固结期内，桩顶土压力逐渐增大后趋于稳定，桩间土压力先增大后减小并趋于稳定，桩顶土压力始终大于桩间土压力；固结后期随着时间继续增加，桩顶土压力略有减小而桩间土压力略有增大.桩体荷载分担比在填筑期间迅速增大，填筑完成时约为70%，在固结期间先增大后趋于稳定，随着固结时间继续增加，桩体荷载分担比略微减小，最终在80%左右；Chen 等[13]的计算结果与200 d 后的荷载分担比吻合度较高.

3）桩体上方填土顶的沉降由填土变形和桩顶沉降组成，其中填土变形占主要部分，改善填土级配、提高压实度可有效减小填土顶的沉降；桩顶沉降由下卧层沉降、桩体压缩和桩端刺入下卧层的位移组成.

4）土工格栅传递荷载的能力有限，土拱效应是荷载更多向桩顶传递的主要原因.由于浅层土体对桩体的负摩阻，桩身轴力沿深度先增大后减小；桩身轴力随填高增加而迅速增大，填筑完成后趋于稳定并随负摩阻区的减小而略有减小.

5）托板桩法可有效控制地基土水平位移，填土完成时水平位移最大，且未超过3 mm.