黄艳军，张艳林，刘夕奇，王 聪，王东星
（1.中国水利水电第七工程局有限公司，四川成都 610213；
2.武汉大学 土木建筑工程学院，湖北武汉 430072)
我国海岸线大部分属淤泥质海岸，土体为淤泥、淤泥质粘土、淤泥质亚粘土，具有初始含水率高、抗剪强度低、孔隙率高、压缩性强、透水性欠佳等复杂特征[1]。若将建筑物修建于此类软弱土地基，固结过程及剪切效应将诱使地基产生延续时间很长的显著沉降甚至不均匀沉降，地基土体自身低强度诱发地基承载与稳定性难以满足实际工程要求。为能够确保施工运营期软弱地基稳定性与承载力、有效控制过大差异沉降，通常不得不预先对软弱土地基开展加固增强处治[2-3]。
通过抽真空与堆载联合作用加固地基，真空预压旨在降低孔隙水压、增大有效应力，堆载预压旨在增大总应力以提高孔隙水压、转化为有效应力，二者共同作用确保地基不会因填土速率过快而失稳。真空-堆载预压法，已普遍推广应用于多类型、不同领域实际工程，加固效果和经济效益显著。许多学者已对该技术进行系统深入探索，取得了丰硕成果。陈环和鲍秀清[4]用一维负压固结仪开展正负压对比试验，分析所得数据发现正压、负压下固结过程基本相同；
Leong 等[5]探究相同正负压力值下试样剪切强度演变过程，分析发现堆载预压加固地基效果要优于真空预压；
张诚厚等[6]选用模型槽试验探究排水板间距、真空面位置影响地基加固效果，揭示真空作用面移向低部后地基加固效果更好且排水板间距对其影响不容忽略；
沈珠江和陆舜 英[7]选取Biot 固结有限元计算某真空预压法加固地基工程，发现本构模型选取对模拟数据影响很大且认为南水模型计算结果比较符合实际；
刘汉龙等[8]、王旭升和陈崇希[9]等学者开展有限元和边界元在真空预压计算方面应用，拓展了真空联合堆载预压法理论深度及工程示范；
吴跃东等[10]依托京珠高速广东段某软基真空-堆载加固工程，综合殷宗泽双屈服面等本构模型，数据表明考虑土体流变计算结果优于仅考虑弹塑性变形计算结果。
以真空-堆载预压加固广州某地基工程为依托，综合考虑荷载形式、初始条件和边界条件建立有限元数值计算模型，明确真空-堆载预压下软土地基沉降演变过程和孔压传递规律并与实测数据对比，最后基于所得结果预测堆载中心点处工后沉降。研究成果可为广州市洪湾港等工程建设安全及工期优化提供理论支撑。
1.1 工程背景
工程位于广州市南沙区某填筑项目道路软基加固工程，沉积软土区域占施工占地总面积50 %～60 %，片区拟建市政道路约80 %软基需利用真空联合堆载预压法加固。典型软土区域某试验段，分段加固区长214.8 m，两端宽40 m。
1.2 地质条件
片区处于广州某典型深厚软土地带，地层自上而下依次：人工填土层、第四系海陆交互相沉积层、残积层、下伏基岩为燕山三期侵入花岗岩。该路段地基土层和土体计算参数，见表1。
表1 加固区土体地质参数
1.3 排水板选择与布置方式
塑料排水板因性能好、质量可靠、施工方便、工效高等优点，获得了广泛的应用。塑料排水板采用SPB100·C 型原生料板（厚度4.5 mm、宽度 100 mm），排水板按正三角模式打设、打设间距 1 m，平均深度21 m，滤管（Φ50 mm）及主管 （Φ75 mm、壁厚≥2.3 mm）选取PVC 材质，采用高强度柔性塑料波纹滤管。
2.1 有限元计算参数
有限元平面计算模型中，将排水板等效为砂井，使等效后圆柱状砂井与塑料排水板具有相同排水能力，此时砂井直径设定为排水板等效直径。有必要将轴对称砂井地基问题转换为平面应变问题处理，转化原则是保证转化前后地基平均固结度固定。把沿路基纵向间隔排布砂井视为沿纵向连续排布砂墙，即把砂井地基（三维固结问题）转变为成排砂墙地基（平面应变问题）。依据现有计算原则与等效方法，塑排板不同计算参数及其取值，见表2。
表2 塑排板参数及其取值
2.2 有限元计算模型
利用轴对称性，取整个软土地基的一半建立模型。计算模型几何参数，基本与原型施工时相同。路基顶面宽度40 m，由于计算断面对称，计算时取路基宽度20 m。考虑真空-堆载联合预压竖向影响深度和水平影响范围，取基本不受影响的粉砂层厚度50 m，相当于被影响深度范围2 倍。塑料排水板总长23 m，厚度4.5 mm，间距1.1 m。
采用孔隙流体/应力耦合单元CPE4P 进行有限元网格划分，模型网格划分如图1 所示。将加固区土体网格进行加密，使加固区计算结果更精确，远离加固区土体所受影响越小，网格逐渐稀疏。计算模型设定边界条件：左右边界设置为不透水边界（仅竖向变形），底面边界设置为不透水界面（竖向/水平变形为零），顶面边界设置为自由位移边界，且地表边界设置为零孔隙水压。
图1 有限元网格划分
3.1 计算荷载步确定与初始地应力平衡
为准确计算，分四个载荷步施加真空-堆载加载时程曲线，如图2 所示。第一载荷步是施加初始地应力；
第二荷载步是施加瞬时真空负压，该荷载步只有一个子步；
第三荷载步是继续施加真空负压；
第四荷载步是同时施加路基堆载和真空压力（加载持时230 d）。第三、第四荷载步，设置为自动时步。
图2 真空-堆载时程曲线
计算过程中须简化荷载，真空联合堆载预压时荷载形式主要为土体自重、加固区土体表面堆载压力和排水体中真空负压。跟据工程实际情况，堆载分三次实施进行，加固区真空预压：表面点孔压从0 线性渐近衰减至-80 kPa 后恒定；
加固区堆载预压：按填土堆载过程实施、不必等效转换。地表真空压力达到-80 kPa，加固深度底部压力-15 kPa，通过在Abaqus 设置场函数得以实现。
3.2 模拟与实测沉降结果对比
数值模型的堆载中心点对应软基地表沉降计算值随时间变化过程，见图3（包含现场监测沉降量数据）。分析可知，简化计算模拟值同实测值吻合程度较高，但与实测值存在一定差异。真空预压区域软基沉降整体比较均匀，中心点地表沉降实测值210 cm，此时对应模拟值217 cm，二者误差约3.4 %。
图3 加固区中心点地表沉降模拟值与实测值
选取计算模型堆载中心点下不同深度处地基沉降模拟值随时间变化曲线，见图4（包含现场实测沉降数据）。分析发现，真空预压作用之初，软基沉降数值计算值与实测值之间存在差异，最大误差不高于20 %。究其原因，工程实际中负孔隙水压力传递是随时间和深度变化渐进过程，受传递过程阻力效应、施工场所复杂程度、地基土不均匀性等因素制约，且未全面考虑井阻、涂抹等作用，模拟所得沉降曲线收敛较快。上述因素可能是导致模拟计算值和实测值二者存在误差的原因，但模拟计算值和实测值总体发展趋势一致。
图4 分层沉降模拟值与监测值曲线
分析发现，由于所构建数值模型、参数取值等方面不可避免与现场真实情况仍有差异，并不能够理想再现地基土实际应力-应变特性，但数值计算数据整体还是较为合理，无论是位移变化趋势还是位移量基本上均与实测值契合。随着时间延续，地基土侧向水平和竖向沉降量均加大，真空-堆载协同作用加固效果明显、路基变形显著。堆载固结过程中，软基沉降模拟结果与实测值变化规律一致。等值线图表明地基加固区发生漏斗状沉降变形，且中心处沉降量最大、向外侧边缘沉降量缓慢减小。值得注意的是，真空预压地基25 m 深度范围内沉降量偏大，意味着加固效果主要集中在25 m 深度范围，即约为排水板打设深度。
真空-堆载预压作用增强路基影响范围较广，边缘外侧6 m 之内路基土仍然会发生竖向沉降。究其原因，加固区地基土受真空与堆载联合作用的影响程度远小于中心点处赋存土体，地基土出现朝向加固区方向的水平位移；
堆载作用促使加固区地基土朝外侧压挤，导致加固区临近土体沉降值比中心点处小，这跟现场实测数据较为契合。
3.3 模拟与实测孔压结果对比
图5 为地基膜下真空度与模型加载时程曲线。图6 为堆载中心点不同深度处孔隙水压力监测值与数值模拟对比结果。
图5 膜下真空度随时间变化
图6 中心不同深度处孔压与模拟结果对比
分析可知，尽管孔隙水压力数值计算值与现场实测值不可避免存在差异，不过整体演变趋势较为相符，即孔隙水压力值随抽真空启动而快速降低，随抽真空时间增加，孔隙水压降幅渐趋缩小。堆载预压固结过程中，堆载作用下地基土内部孔压迅速增大，而孔压及时有效消散后土体固结沉降过程方可逐渐完成。分析超静孔压计算与实测数据二者时程曲线，可发现：1）堆载加固地基土内部孔压增幅和孔压消散速率随深度增加而减弱；
2）现场监测和数值计算数据二者演变规律相符，堆载导致孔压明显增加，经由塑排板排水固结、孔压渐趋消散；
3）预压作用区域之外密封帷幕的存在导致真空负压向外传递受阻，表现为真空负压传递范围集中在预压区域内；
4）孔压现场实测与计算数据之间存在些许差异，计算值对应峰值相较实测数据更为显著，并且实际孔压消散速率明显弱于计算速率，这源于所构建数值模型的计算简化和并未引入井阻效应，进而引起一定程度波动。
3.4 水平位移计算结果
水平位移计算曲线，见图7，其中位移以向加固区方向移动为正。从图9 可知，地基土水平位移的计算与实测数据整体上相符合。真空预压引起地基土发生朝向加固区变形；
堆载作用（较真空荷载小）施加导致地基土水平位移规律演变，但其方向仍然朝向加固区，尽管土体位移相较真空预压时已有所减小。从图10 可知，地基土侧向变形主要发生在加固区范围边缘地表，区内外土体均朝向内侧移动，向内位移量与距加固区边缘距离成反比，该现象与现场数据规律较为吻合。同时，密封墙外侧地基土变形量明显比其内侧更小，即发现密封墙兼具密封和阻碍非加固区水平位移效能。上述分析表明，真空预压作用能够引起一定程度的朝向内侧位移，而且其影响作用范围比较广、即需考虑施工过程对周边环境干扰。
图7 水平位移监测与数值模拟结果对比
选取Asaoka 法进行真空-堆载联合预压加固地基工后沉降预测，理论基础是一维固结方程。采用Asaoka 法（浅岗法）分析固结度，Δt 过小，会造成拟合点跳跃性较大，拟合所得直线相关系数较小；
Δt 过大，拟合参数偏小，会产生一定偏差。因此，建议Δt 取值区间为10～100 d，选取Asaoka 法通过线性拟合预测地基沉降。线性拟合结果的好坏，通过相关系数反映，相关系数越大，则拟合结果可信度越高，拟合参数误差就越小。
如图8 和图9 所示，选取Δt=10 d，根据Asaoka法进行固结系数反演计算，工程现场及数值模拟得到相关系数分别为0.981 和0.93，说明预测结果可靠性较高。联港二路GK0+336.000～+550.797 段预测结果，见表3。截至2021 年6 月11 日满载验收后抽真空125 d，符合设计要求的预压期≥120 d。分析表3 可知，Asaoka 法推算得到的实测值及模拟值最大工后沉降均≤50 cm，符合设计要求（次干路15年、支路10 年，一般路段≤50 cm）。经综合评定，该区域软基处理加固达到设计卸载要求，建议真空卸载。
图8 堆载中心点沉降预测
图9 数值模拟沉降预测
表3 Asaoka 法固结度推算
依固结度等效原则将砂井地基转化为砂墙地基，提出一种真空-堆载联合预压有限元计算简化方法，建立广州南沙区某典型软土区域真空-堆载联合加固道路软基有限元模型。结论如下：
1）通过数值计算值和现场实测数据分析比对，基于Abaqus 软件的有限元计算模拟真空-堆载预压加固软基计算过程与实测数据较为吻合，即有限元简化计算方法能够有效模拟真空-堆载预压加固软基过程。
2）真空预压加固区地基土主要产生收缩变形，并引起加固区域之外土体朝向加固区域方向移动；
堆载预压效应导致加固区地基土向外侧压挤，而近地表地基土仍然主要发生收缩变形，这与真空-堆载联合预压工作机理相一致。
3）根据实测沉降曲线，采用Asaoka 法推算预测最大工后沉降均≤50 cm，符合设计要求。经综合评定，该区域道路软基处理加固达到设计卸载要求，建议真空卸载。
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