田效军，黄达余，梅狄克，安春秀

（中国能源建设集团 浙江省电力设计院有限公司，浙江 杭州 310012）

0 引 言

某500 kV变电站位于浙江省宁波市东北面15 km的宁波石化经济技术开发区泥螺山围垦一期工程内，站址四周空旷，如图1所示。该区域东临灰鳖洋，东距泥螺山围垦一期工程海堤约200 m，南侧为新泓口围垦工程区，如图2所示。土地性质为海域，建设前站址属滨海相淤积海滩围垦区，原始地形为淤泥浅海滩。站址范围水下地形标高为-0.8～0.4 m左右，现大部分为水域，场地水深一般在0.8～1.0 m左右。

图1 建设前站址场地Fig. 1 Station site before construction

图2 站址地理位置Fig. 2 Station location

本项目的典型地质钻孔图如图3所示，场地浅部土层主要为第四系滨海相海积成因的淤泥、粉土、淤泥质土；中部夹陆相冲洪积成因的粉质黏土和夹砂黏性土；下部为浅海相海积的粉质黏土，底部夹中细砂层，土层物理力学指标如表1所示。场地地基土分布、结构及性状简述如下：

表1 土层物理力学指标Table 1 Physical mechanics parameters of soil layers

图3 典型地质钻孔图Fig. 3 Typical geological map

①层淤泥：黄灰色，饱和，流塑，厚层状，局部夹粉土薄层。该层在场地内一般均有分布，层厚1.8～8.0 m，分布相对均匀。

②层黏质粉土：黄灰-灰色，稍密，很湿。摇振反应迅速，韧性低，干强度低，夹粉砂薄层。该层在场地内均有分布，层厚4.0～11.9 m，层顶高程-8.16～-1.87 m，分布相对均匀。

③层淤泥质粉质黏土：灰色，饱和，流塑，局部夹粉砂薄层，厚层状，含少量有机质，中-重塑性，韧性高，干强度高，切面光滑。该层在场地内稳定分布，层厚7.50～20.90 m，层顶高程-18.48～-11.71 m，分布相对均匀。

④层粉质黏土：灰绿-兰灰色，湿，可塑为主，局部软可塑，厚层状，无摇振反应，韧性中等，干强度高，大部分区域有分布，局部夹粉砂，含量约20%左右，韧性中等，该层层厚1.0～7.7 m，层顶高程-33.19～-23.37 m，层厚不均，性质从可塑-软可塑有一些差异。

⑤层粉细砂：浅灰色，很湿，中密，局部夹少量黏性土薄层，可见石英、云母等矿物，粉砂平均含量70.2%，细砂10.6%。该层在场地内稳定分布，层厚3.4～12.2 m，层顶高程-37.69～-26.57 m，层厚差异较大。

⑥层砂质粉土：浅灰色，湿，中密，切面粗糙，含云母碎屑，摇震反应迅速，具层理。该层层厚2.4～17.5 m，层顶高程-42.79～-34.81 m，层厚不均。

⑦层粉质黏土：灰色，湿，软可塑。厚层状，韧性中等，局部夹大量粉土、粉砂，分布不均。层位较稳定，层顶高程-50.52～-41.38 m，本次勘察未揭穿，部分钻孔有揭露，最大控制厚度23.2 m。

1 桩网复合地基设计

拟建场地设计地坪标高为3.85 m，水下地形标高为-0.8～0.4 m，因此场地平整后回填土石方最大厚度约4.5 m。场地浅表地层广泛分布淤泥地层，厚度一般1.8～8 m，平均厚度6.0 m左右。下卧深厚淤泥质粉质黏土层，厚度7.50～20.90 m。淤泥和淤泥质土为饱和软土，具有含水率高、压缩性强、强度低、渗透性差等不良工程地质性质，在荷载作用下完成固结所需的时间较长。因此，在大面积、大负荷的堆载作用下将会产生地基土的剪切破坏与较大的沉降变形。

采用国标规范分层总和法计算，大面积回填土下，场地最大沉降1 026 mm（最小沉降740 mm）。采用有限元分析软件PLAXIS-8.1进行复核，场地最大沉降895 mm（最小沉降为709 mm），计算结果接近，有限元计算模型和计算结果如图4～6所示。天然地基不能满足地基基础的要求，需进行人工地基处理，使地基土满足变形及强度要求[1]。

图4 PLAXIS有限元计算模型Fig. 4 Finite element calculation model of PLAXIS

图5 沉降计算云图Fig. 5 Cloud chart of settlement calculation

图6 沉降时间曲线Fig. 6 Settlement variation with time

桩网复合地基作为处理软土地基的有效方式，自上而下由路堤填料、加筋垫层、桩（带桩帽）和地基土体组成。桩网复合地基将竖向增强体（一般为钢筋混凝土桩）以及水平向增强体（一般为土工格栅加筋垫层）联合使用，该工法通过变形协调，能较充分地利用桩体的承载能力，减小沉降和差异沉降，提高地基承载力和稳定性，缩短施工时间。近年来在公路、铁路的软基处理上得到了广泛应用[2-4]。

桩网复合地基利用填土中形成的土拱和加筋体的兜提作用，将大部分填土荷载由桩承担并向下传递到了深层承载力较高的土层，而桩间土承担的填土荷载很少，因而填土沉降大大减小[5-6]。图7为结合本工程特征描述的桩网复合地基受力示意图。

图7 桩网复合地基受力示意图Fig. 7 Load mechanism of pile supported foundation

经方案比选，本工程采用两种型号的预制混凝土管桩，一般区布置PHC-AB500，壁厚125 mm；边坡区布置PHC-AB400，壁厚95 mm。其中一般区桩端进入⑤粉细砂层2.0 m；边坡区为进入④粉质黏土层2.0 m。桩中心距均为3.0 m，桩帽尺寸1.8 m×1.8 m，桩帽以上铺设两层土工格栅，如图8～9所示。

图8 桩网复合地基剖面图Fig. 8 Section of pile supported foundation

图9 桩网复合地基细部图Fig. 9 Detail drawing of pile supported foundation

2 桩网复合地基施工工法

沿海滩涂地区，往往表层淤泥层较厚，无法满足回填土直接填筑要求，且下卧深厚淤泥质土工程性质极差；桩帽间回填夯实挤淤大，无法采用大型机械及压路机碾压夯实[7]。某500 kV变电站桩网复合地基进行专项研究，现场施工如图10所示，施工工艺流程如下：

图10 桩网复合地基施工工艺流程Fig. 10 Construction process of pile supported foundation

（1）场地围堰施工；（2）将毛竹片连接成片铺设在土工编织网上，提高表层淤泥承载力，小型车辆逐步运送溏渣回填，满足桩基机械进场条件，降低回填沉降量；（3）PHC管桩施工，采用合适的桩基施工顺序，尽量减小挤土效应，保证桩基承载力；（4）第一层接地网铺设；（5）承台桩帽施工，桩帽表面应平整，并涂抹防腐砂浆；（6）桩帽间回填土夯实，为减少夯实挤淤，采用0.5 t滚轮式手扶式压路机多次碾压夯实；（7）土工格栅褥垫层施工，为满足防腐蚀要求，采用聚酯经编土工格栅；（8）回填塘渣，采用长臂挖机摊铺，按设计要求分层回填、压实到初平标高。

3 现场实测验证

本节给出监测区的桩体荷载分担比、沉降、承载力的现场监测结果，并与设计计算方案进行对比分析。

（1）桩体荷载分担比

根据CHEN等[4]建立的托板桩单桩处理范围的内外土柱分析模型，采用半解析模型计算得到本工程桩体荷载分担比，随着地基土体的固结，荷载分担比不断增大，最终计算值达到了84%。根据现场桩顶平面不同位置土压力监测结果，按照面积等效原则换算获得桩体荷载分担比随施工过程的发展变化过程，如图11。现场实测荷载分担比在填筑完成时约为70%，在固结期间先增大后趋于稳定，最终稳定在80%左右，随固结发展的变化曲线与计算荷载分担比存在一定差异，但整体较为接近且留有一定的安全储备[8-9]，说明设计计算的荷载分担比是比较合理可靠的。

图11 桩体荷载分担比监测结果Fig. 11 Monitored results of pile load share ratio

（2）沉降

桩网复合地基的总沉降主要由以下几部分组成：填土自身的压缩量Scb、桩体自身的压缩量Spb、桩帽向上进入填土的位移Spu、桩端刺入下卧层的位移Spd及下卧层的沉降量Sb[10]。

对深厚软土地基，下卧层沉降量Sb在总沉降中占有很大比例，这部分沉降可按群桩基础计算[11]。

基底附加应力为pz0=70 kPa；基底以上土和基础自重应力为pcz=25×1.2+19×1.8+9×1.5=77.7 kPa（地下水位按-3 m考虑）；大面积填土下，基底处土的自重应力为σcz=19×3+9×1.5=70.5 kPa。

桩端荷载传递系数为：

式中：桩间距Sa=3 m；桩径d=0.5 m；桩长l=35 m；基础范围内总桩数np=9。

按桩端荷载传递系数，计算桩端平面附加应力为：

分析发现，一般的建筑物，桩端下卧层压缩层厚度约为（0.5～0.6）Be[11]。本工程9桩承台宽度为8 m，因此，沉降计算深度取值0.6×8=4.8 m。

桩端持力层为○5a层粉细砂，计算桩端下卧层沉降为：

根据《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）[12]桩身压缩量：

此外，根据工程经验，板顶向上的刺入变形约15 mm；桩端刺入下卧层的位移10 mm；填土自身的压缩量在施工期完成，工后沉降可忽略不计。

桩网复合地基沉降计算为：

现场监测了承台上2 m处的沉降。图12为承台上2 m沉降板累计沉降曲线。由图可见，沉降大部分发生在填筑施工期内，填筑完成时监测沉降42 mm，最后一次监测时最大沉降约80 mm，与桩网复合地基沉降的计算值81 mm接近。因监测仪器损坏，210天后未再继续监测，但根据后续完工后监测判断，沉降已基本趋于稳定。

图12 承台上2 m沉降板累计沉降曲线Fig. 12 Accumulated settlement of settlement plate placed 2 m above pile cap

（3）复合地基承载力

监测区桩长35 m，间距3 m，托板边长1.8 m，面积置换率m=36%，fak=40 kPa，设备基础为独立基础，基底附加荷载约70 kPa。

单桩竖向极限承载力标准值计算为：

（按《建筑桩基技术规范》取中性点深度ln/l0= 0.7）。

不考虑负摩阻力时，计算单桩竖向承载力极限值为2 500 kN。根据单桩抗压静载荷试验，单桩竖向抗压极限承载力为2 600 kN，最大位移量20.66 mm，满足设计要求，如图13所示。

图13 单桩竖向抗压静载荷试验Q-S曲线Fig. 13 Q-S curve of vertical static load test on the single pile

参考《浙江省公路软土地基路堤设计要点》第9.4条及条文说明，刚性桩作为路堤桩使用时，承载力设计安全系数建议取1.1～1.3。本工程单桩承载力特征值Ra=1 560/1.2=1 300 kN。

根据《复合地基技术规范》第5.2.1条[6]，验算桩网复合地基承载力为：

根据桩网复合地基抗压静载荷试验，监测区桩网复合地基最大加载量为1 400 kN，承压板面积1.8 m×1.8 m=3.24 m2，如图14所示。复合地基承载力特征值取最大加载量的一半计算，700 kN/3.24 m2=216 kPa，静载荷试验表明桩网复合地基承载力满足设计要求。静载荷试验和理论计算得到的复合地基承载力特征值存在一定差异，原因可能在于理论计算时桩间土承载力特征值取表层土的原状土承载力40 kPa偏保守，实际工况下为满足桩基进场条件，表层回填部分塘渣，桩间土承载力提高。

图14 复合地基抗压静载荷试验Q-S曲线Fig. 14 Q-S curve of static load test on composite foundation

（4）土工格栅内力测试

桩帽以上布置两层土工格栅，采用柔性位移计固定在格栅结点上，分别布置在桩帽上方和桩帽之间。假定土工格栅为线弹性材料，土工格栅与柔性位移计之间紧密黏连、无相对位移，柔性位移计变形量等于格栅变形量，通过计算格栅应变，计算土工格栅的内力[13-14]。

土工格栅变形及受力随荷载变化曲线，如图15所示。格栅间距在经历短暂的缩短以及施工干扰以后，格栅随时间逐渐被拉伸，柔性位移计读数相应增大。随着桩间土的沉降，土体与格栅逐渐脱开，格栅开始受力，与管桩一起构成桩网复合地基，共同承担上部荷载。桩间位置的格栅变形最大，受到的拉应力也最大。第二层格栅首先受力后，荷载才传递到第一层格栅，第二层格栅变形和受力都比第一层格栅大。格栅最大受力为16.4 kN/m，满足设计要求。

图15 土工格栅变形及受力随荷载变化曲线Fig. 15 Deformation and stress curves of geogrid with load

需要注意的是，开始阶段出现格栅伸长量和拉力为负值的现象，可能是因为局部格栅受施工等因素影响受挤压，导致测试结果为负，也可能因传感器故障，引起测量误差。

4 结 论

变电站设备的正常运行，对地基沉降和差异沉降要求很高。某500 kV变电站位于围海滩涂，工程性质极差，天然地基不能满足变形及强度要求。本文结合该工程案例，进行了桩网复合地基应用研究。经方案比选与计算分析，该工程采用PHC-AB500桩网复合地基，桩中心距3 m，托板尺寸1.8 m×1.8 m，托板顶面铺设两层土工格栅，采用适合沿海滩涂地区的施工工艺。工程实施过程中，对桩网复合地基进行持续现场测试。测试结果表明，实测荷载分担比和地基沉降与计算值较为接近，荷载分担比逐渐稳定在70%～80%范围；大部分沉降发生在填筑施工期内；静载荷试验表明，桩网复合地基承载力满足设计要求；随着桩间土沉降，格栅逐渐发挥作用，第二层格栅变形和受力均比第一层格栅大，地基沉降与承载力均满足设计要求。