汪璋淳，姜彥彬，何 寧，錢亞俊，周彥章，王艷芳

(1.水利部水旱災(zāi)害防御重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210029； 2.水利部水庫大壩安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京210029； 3.南京水利科學(xué)研究院， 江蘇 南京 210029； 4.金陵科技學(xué)院 建筑工程學(xué)院，江蘇 南京 211169)

城市堤防加固拓寬工程通常與交通道路相結(jié)合，使改造后的堤防同時(shí)發(fā)揮防洪和交通運(yùn)輸?shù)碾p重作用，常見堤路結(jié)合工程有濱江路、堤頂路等形式。城市堤路結(jié)合工程多以主干路、次干路為標(biāo)準(zhǔn)，依托堤防多為2 級以上，建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)較高[1]。堤防道路改造通常填高較大，而濱水地基軟弱，老堤防歷時(shí)多年已沉降穩(wěn)定，新堤填筑后不均勻沉降易誘發(fā)堤身裂縫等病害，過大的沉降及工后沉降會(huì)降低堤防的防洪標(biāo)準(zhǔn)并危及行車安全。因此，堤路結(jié)合工程變形控制至關(guān)重要[2]，應(yīng)因地制宜地選擇合理的處理措施。

胡曉紅等[3]針對高等級堤路結(jié)合工程，提出了4 種堤防道路改造技術(shù)方案及全要素理念；楊永森等[4]建立數(shù)值模型研究了不同開挖和加筋形式對加高培厚堤防的穩(wěn)定性及沉降的影響，提出了堤防加高培厚的優(yōu)化處理方法；程萬釗等[5]通過現(xiàn)場試驗(yàn)研究了混凝土芯砂石樁復(fù)合地基法在水利防洪堤軟基加固工程中的應(yīng)用，探索了新工法在堤防工程變形控制中的有效性。目前，堤路結(jié)合工程處理措施更偏重于上部新老堤防結(jié)合面處理及滲流穩(wěn)定性等研究[6]，對下部地基與上覆堤防的耦合變形發(fā)展特征及其控制措施研究尚不深入。

探討有效的堤路結(jié)合變形控制措施有助于提升堤防的防洪、交通功能。本文以南京長江岸線堤路結(jié)合工程典型斷面為例，建立有限元數(shù)值模型，詳細(xì)對比分析堤路結(jié)合處理后的變形隨時(shí)間與空間的分布與發(fā)展特性，揭示透水混凝土樁復(fù)合地基在堤路結(jié)合工程中的變形控制機(jī)理與技術(shù)優(yōu)勢。

1 堤路結(jié)合工程

依托工程中的典型斷面如圖1 所示，老堤防右側(cè)臨江，主要在其左邊背水側(cè)進(jìn)行加寬培厚形成城市道路。按照Ⅰ級堤防標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，新路堤左側(cè)緊接大面積場平區(qū)域。新堤設(shè)計(jì)填筑高度為5.0 m，路面總寬度為24.0 m，包括18.0 m 寬的城市支路及6.0 m寬的綠道。該場區(qū)范圍原地基鉆孔深度范圍內(nèi)共有5 層土，自上而下為：①-2 層素填土，可塑狀黏性土，層厚1.0～3.0 m，主要作為老堤填土及淺層地基土；②-1 層粉質(zhì)黏土，可塑～軟塑，層厚0～2.0 m；②-2 層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，軟～流塑，層厚9.0～13.9 m，該層土在工程場地內(nèi)廣泛分布，工程性質(zhì)較差，為主要軟土層；②-3 層粉土，層厚2.6～3.3 m；③-1 層粉砂，稍密至中密狀，層厚11.2～15.0 m。工程所在區(qū)域地下水埋深淺，主要類型為第四系孔隙潛水。

圖1 堤路結(jié)合典型斷面Fig.1 Key section of the levee road combination

不加任何處理措施直接在天然地基上進(jìn)行堤防加高培厚（圖1），本文稱為天然堆載工況。針對圖1 所示的堤路結(jié)合斷面，提出以下3 種變形控制措施：

（1）臺(tái)階加筋工況。在老堤防開挖臺(tái)階并鋪設(shè)土工加筋是常見的道路拓寬結(jié)合面處置方法[2]，簡稱臺(tái)階加筋。如圖2(a)所示，針對坡度相對較陡的老堤左側(cè)下半坡段，開挖4 級臺(tái)階，每級臺(tái)階寬2 m，高0.6～0.8 m，在每級臺(tái)階鋪設(shè)一層寬度5 m 的三向聚丙烯土工格柵作為加筋，格柵在2%拉應(yīng)變時(shí)的拉伸強(qiáng)度為175 kN/m。該法只處理新老路堤結(jié)合面，不處理下部地基。

圖2 堤路結(jié)合處理方法Fig.2 Levee road combination treatment method

（2）DCM 工況。深層水泥攪拌（Deep Cement Mixing, DCM）成樁形成水泥土攪拌樁復(fù)合地基是常用的軟基處理技術(shù)[7]，具有良好的經(jīng)濟(jì)和技術(shù)效果。如圖2(b)所示，采用DCM 法進(jìn)行地基處理，路堤下LM段范圍內(nèi)樁長17.0 m，新老堤結(jié)合面區(qū)域的NP段樁長18.5 m，并在樁長變化處設(shè)置1 層5 m 寬的三向土工格柵。DCM 樁徑為0.6 m，平面為正三角形布置，樁間距為1.5 m，置換率為14.5%。

（3）PCP 工況。將透水混凝土樁（Pervious Concrete Pile, PCP）作為豎向增強(qiáng)體加固復(fù)合地基是近年來新興的地基處理技術(shù)。PCP 同時(shí)具備剛性樁的高承載力和碎石樁的強(qiáng)排水特性，尤其適用于荷載較大、施工較快、排水條件較差的軟基處理工程[8-9]。如圖2(c)所示，該工況采用PCP 樁復(fù)合地基進(jìn)行軟基處理，橫斷面布樁方式、樁長及樁徑同圖2(b)的DCM 法，區(qū)別在于PCP 樁間距為3.0 m，置換率為3.6%。

2 數(shù)值建模

參考姜彥彬等[10-11]的有限元建模思路，路堤填土、褥墊層、地基土及DCM 樁均使用摩爾庫倫彈塑性本構(gòu)模型，PCP 樁、路面結(jié)構(gòu)層及土工加筋均使用彈性本構(gòu)模型，參數(shù)見表1?，F(xiàn)場地下水位埋深淺，模型中認(rèn)為地基土飽和，將原地表面及其貫穿堤身的延長線（圖1 所示KCDEH）作為排水面，孔壓邊界設(shè)置為0。網(wǎng)格劃分時(shí)，地下水位以下部分及樁體均采用四節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變四邊形雙線性孔壓單元（CPE4P），地下水位以上部分及土工加筋均采用四節(jié)點(diǎn)雙線性平面應(yīng)變四邊形單元（CPE4），土工加筋等效為厚度5 mm 的均質(zhì)連續(xù)薄膜并嵌入路堤中。

表1 數(shù)值模型參數(shù)Tab.1 Parameters of the numerical models

本文建立二維平面應(yīng)變有限元模型，對于三維布樁的DCM 和PCP 工況可參考《復(fù)合地基技術(shù)規(guī)范》（GB/T 50783—2012），按照式（1）所示的復(fù)合模量等效原則進(jìn)行平面應(yīng)變轉(zhuǎn)化，可不改變樁間距及樁徑將正三角形布置的群樁轉(zhuǎn)化為平面應(yīng)變的連續(xù)樁墻。

式中：Ep3D、Ep2D為三維工況和平面應(yīng)變等效工況下樁的彈性模量；m3D、m2D分別為三維工況和平面應(yīng)變等效工況下樁的面積置換率；Es為樁長范圍內(nèi)地基土的彈性模量加權(quán)均值，Es=hp/(∑hi/Ei)，其中hp為樁長，hi、Ei分別為樁長范圍內(nèi)各層土的厚度及彈性模量。以路中心斷面為計(jì)算斷面，求得Es=2.12 MPa。對于DCM 工況，Ep3D=150 MPa，m3D=14.5%，m2D=40%，則Ep2D=56 MPa；對于PCP 工況，Ep3D=12 GPa，m3D=3.6%，m2D=20%，則Ep2D=2 162 MPa。 DCM 樁及PCP 樁滲透系數(shù)的等效依據(jù)樁身斷面通水量相等的原則，即k3Dm3D=k2Dm2D，其中k3D、k2D分別為三維和二維工況下的滲透系數(shù)。表1 所示DCM 及PCP 樁的參數(shù)為等效后的參數(shù)。以DCM 工況為例，平面應(yīng)變模型及其網(wǎng)格劃分如圖3 所示。模型底部為固定端，側(cè)面約束水平向位移。

圖3 DCM 工況有限元模型與網(wǎng)格劃分Fig.3 Finite element model and mesh of DCM working condition

路堤填筑過程如圖4 所示，新路堤共分5 層填筑，在有限元中設(shè)置生死單元模擬路堤分層堆載。路堤填筑施工期為3 個(gè)月，填筑完畢2 個(gè)月后通車，交通荷載簡化為20 kPa的均布荷載。工后沉降的計(jì)算基準(zhǔn)期為15 年，自第90 d 路面結(jié)構(gòu)層施工完畢時(shí)起算。

圖4 路堤填筑情況Fig.4 Embankment filling conditions

3 變形規(guī)律與分析

3.1 變形極值分析

表2 及圖5 為各工況下變形極值的對比，天然堆載工況的地基和老堤防變形較為顯著，最終固結(jié)完成時(shí)刻最大沉降為827 mm，位于路面中線之下第一、二層填土之間；在路堤填筑完成時(shí)刻，老堤防坡外的隆起量達(dá)到最大，為270 mm；在交通荷載施加后，最大水平位移為446 mm，位于新老堤防結(jié)合面之下的②-2 層地基土中。臺(tái)階加筋工況的最大沉降、坡外最大隆起和地基最大水平位移的發(fā)生區(qū)域、時(shí)機(jī)均與天然堆載工況基本一致，差值僅為?7、?4、5 mm，可見對于本文工況，僅僅在新老路堤結(jié)合面處開挖臺(tái)階并鋪設(shè)土工加筋而不進(jìn)行地基處理時(shí)無法有效縮減場地變形極值。對于DCM 工況及PCP 工況，表2 及圖5 所示變形極值都得到了較好的控制或轉(zhuǎn)移，最大坡外隆起及水平位移大幅縮減。由于新路堤填筑前已有豎向增強(qiáng)體進(jìn)行地基加固，最大沉降由路中心區(qū)域轉(zhuǎn)移至左側(cè)大面積場平堆載區(qū)。

表2 變形極值對比Tab.2 Comparison of extreme value distribution of deformation

圖5 各工況變形極值分布Fig.5 Extreme value distribution of deformation under various working conditions

3.2 沉降規(guī)律分析

3.2.1 路面沉降 圖6 所示為路面（對應(yīng)圖1 的AB段）最終總沉降分布，呈現(xiàn)出路中大，兩側(cè)小的趨勢。天然堆載工況路面最大沉降達(dá)477 mm，路面沉降極差（即路面寬度范圍內(nèi)最大、最小沉降的差值）為91 mm。臺(tái)階加筋工況與天然堆載工況沉降曲線基本重合，沉降極差僅縮小3 mm。自路面施工結(jié)束為起算點(diǎn)，天然堆載工況與臺(tái)階加筋工況路面中點(diǎn)位置的工后沉降均為317 mm。經(jīng)過復(fù)合地基處理后的路面沉降及工后沉降量均顯著縮小，DCM 工況的路面最大沉降為146 mm，路面沉降極差為23 mm，工后沉降為95 mm；PCP 工況的路面最大沉降為96 mm，路面沉降極差為28 mm，工后沉降為43 mm。《公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D30—2015）對設(shè)計(jì)允許工后沉降的要求為：橋臺(tái)與路堤相鄰處不超過100 mm，涵洞、箱涵、通道處不超過200 mm，一般路段不超過300 mm?？梢?，天然堆載及臺(tái)階加筋均無法滿足該路段的工后沉降變形控制要求，而DCM 工況及PCP 工況的變形控制能力顯著提升，路面工后沉降均能夠達(dá)到橋頭銜接段小于100 mm 的變形控制要求。同時(shí)，PCP 工況對路面沉降及工后沉降的控制能力均強(qiáng)于DCM工況。

圖6 路面最終沉降分布Fig.6 Final settlement distribution of the pavement

3.2.2 原地表沉降 圖7 為路中斷面原地表（對應(yīng)圖1 中C點(diǎn)）的沉降發(fā)展對比，天然堆載、臺(tái)階加筋、DCM 及PCP 工況的最終沉降量分別為811、805、228、204 mm，工后沉降分別為309、309、90、39 mm。DCM 和PCP 工況沉降量分別縮減為天然堆載的28%、25%，工后沉降分別縮減為天然堆載的29%、13%?？梢姡瑑H使用臺(tái)階加筋進(jìn)行新舊堤結(jié)合面處理基本無法縮減地基沉降，兩種復(fù)合地基法表現(xiàn)出較強(qiáng)的沉降控制能力。上述4 種工況達(dá)到99%固結(jié)度的時(shí)間分別為第367、365、363、155 d，具備良好排水條件的PCP 工況在路堤填筑過程中變形發(fā)展更迅速，固結(jié)所需時(shí)間最短，而其他3 種工況完成排水固結(jié)均需要1 年以上的時(shí)間，且PCP 工況的最終沉降和工后沉降均為最小。

圖7 路中斷面原地表沉降Fig.7 Original ground settlement of the central section

圖8 為對應(yīng)圖7 的路堤填筑階段的沉降速率，天然堆載及臺(tái)階加筋工況的沉降速率分別為14.5、13.9 mm/d，且均多次出現(xiàn)沉降速率超過10 mm/d 警戒值的情況。新堤分層填筑期間，DCM 及PCP 兩種工況的沉降速率分別為4.5、5.8 mm/d，均在預(yù)警值范圍之內(nèi)。

圖8 路中斷面原地表沉降速率Fig.8 Original ground settlement rate of the central section

3.2.3 新老堤結(jié)合面沉降 圖9 為新老路堤結(jié)合面（對應(yīng)圖1 中的DEFG段）的沉降曲線，橫坐標(biāo)為離D點(diǎn)的水平距離，縱坐標(biāo)負(fù)值為沉降，正值為隆起。天然堆載工況下結(jié)合面的沉降自左向右逐漸減小，至老堤防上半坡段的中點(diǎn)處（對應(yīng)圖1 中FG段中點(diǎn)）沉降為0 后繼而轉(zhuǎn)為隆起變形；臺(tái)階加筋工況與之類似，并未縮減結(jié)合面沉降。DCM 及PCP 兩類工況下，結(jié)合面沉降顯著縮小，且結(jié)合面上只有沉降而沒有隆起，二者沉降值至G點(diǎn)減小為0。

圖9 結(jié)合面沉降發(fā)展Fig.9 Settlement development of the joint surface

結(jié)合圖5 及圖9 可知，各工況老堤防的臨江側(cè)邊坡均為隆起變形，天然堆載與臺(tái)階加筋工況最大隆起位置相近，分別達(dá)到270、275 mm，DCM 工況及PCP 工況最大隆起點(diǎn)依次向下坡段轉(zhuǎn)移，且量值逐漸減小，PCP 工況的坡外最大隆起值僅為50 mm。

3.2.4 分層沉降 圖10 為路中斷面自路面向下斷面的最終分層沉降分布，圖11 為路中斷面地基土層的壓縮應(yīng)變（即單位厚度土層的壓縮量）沿深度的分布。不難看出，不進(jìn)行地基處理無法改變地基土層的壓縮性，在附加荷載作用下，臺(tái)階加筋工況依然具備與天然堆載近乎一致的沉降量與壓縮應(yīng)變。采用DCM 樁及PCP 樁的兩類復(fù)合地基處理工法后，大大縮減了②-2 主要軟土層的壓縮量，進(jìn)而大幅縮減了總沉降與工后沉降。盡管PCP 樁復(fù)合地基置換率大幅低于DCM 工況，但PCP 樁剛度更大，其沉降控制能力仍強(qiáng)于DCM 工況。

圖10 路中斷面分層沉降Fig.10 Layered settlement of the central section

圖11 路中斷面地基壓縮應(yīng)變Fig.11 Compressive strain of foundation of the central section

3.3 水平位移分析

圖12 為新舊堤結(jié)合面處老堤防拐角斷面（自圖1 中F點(diǎn)向下）在通車時(shí)刻地基的水平位移，可見天然堆載、臺(tái)階加筋的水平位移均隨深度呈現(xiàn)先增后減的趨勢，其最大水平位移均位于②-2 軟土層中，水平位移在②-2 與②-3 土層交界處出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)。臺(tái)階加筋工況僅將最大水平位移由439 mm 縮減至428 mm，DCM 工況及PCP 工況的水平位移得到大幅縮減，將斷面最大水平位移分別降至115、110 mm，尤其是②-2 軟土層的水平位移得到了顯著控制。整體上，由于PCP 樁的剛度更大，盡管其置換率僅為3.6%，PCP 工況仍表現(xiàn)出最優(yōu)的水平位移控制能力，其最大水平位移被轉(zhuǎn)移至淺層老堤防中。

圖12 結(jié)合面斷面的水平位移Fig.12 Horizontal displacement of joint surface section

圖13 為4 種工況的水平位移速率發(fā)展，對應(yīng)圖12 及圖5 中位于天然堆載工況②-2 軟土層的最大水平位移點(diǎn)。參考《軟土地基路基監(jiān)控標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 51275—2017），路堤填筑期深層水平位移預(yù)警值設(shè)置為8 mm/d。在路堤填筑中的前4 個(gè)階段（圖4），天然堆載及臺(tái)階加筋工況的最大側(cè)移速率點(diǎn)超過預(yù)警值的2 倍，DCM 及PCP 兩種工況相應(yīng)點(diǎn)的最大側(cè)移速率均顯著縮減至預(yù)警線水平。由于圖13 所取點(diǎn)為軟土層最大側(cè)移斷面的最大點(diǎn)，結(jié)合圖12 能夠判斷兩種復(fù)合地基工況的整體水平位移均在可控范圍內(nèi)。

圖13 軟土層特征點(diǎn)水平位移速率Fig.13 Horizontal displacement rate of characteristic point of soft soil layer

圖14 為老堤防原坡面（對應(yīng)圖1 中FGH段）向臨江側(cè)的水平位移對比。通車后，天然堆載、臺(tái)階加筋、DCM 及PCP 工況的老堤防最大水平位移分別為221、218、81、95 mm。天然堆載及臺(tái)階加筋工況的最大值位于臨江側(cè)邊坡靠近防浪墻的位置。DCM 工況及PCP 工況均具備良好的水平位移控制能力，老堤防的水平位移顯著降低且位移最大值也轉(zhuǎn)移至老堤防內(nèi)邊坡拐點(diǎn)處。

圖14 老堤防原地面水平位移Fig.14 Horizontal displacement of original groundsurface of the old levee

4 受力分析

定義孔壓系數(shù)B為孔壓增加值與新增荷載值之比，其預(yù)警值設(shè)置為0.5。圖15 為路中斷面②-2 軟土層中心位置（對應(yīng)圖1 中J點(diǎn)）在填筑階段的B值。前4 次路堤填筑，天然堆載及臺(tái)階加筋的B值均超過了預(yù)警值，DCM 工況則在預(yù)警線處波動(dòng)，PCP 工況的B值則始終在安全范圍內(nèi)。對于上述4 種工況，路堤填筑期間超靜孔壓極值分別為36.3、37.5、21.5、7.4 kPa，整體而言，采用豎向增強(qiáng)體穿越軟土層的DCM 及PCP 工況的超靜孔壓值均低于天然堆載及臺(tái)階加筋工況。對于樁身可排水的PCP 工況，路堤填筑過程地基中的超靜孔壓消散更快，B值更低。

圖15 路中斷面軟土層孔壓系數(shù)Fig.15 Pore water pressure coefficient B of soft soil layer in the middle section of the road

圖16 為兩種復(fù)合地基加固工況原地表的豎向應(yīng)力分布，對應(yīng)圖2（b）及圖2（c）的KLMNP段。左側(cè)KL段大面積堆載區(qū)，豎向應(yīng)力為117 kPa，復(fù)合地基區(qū)填筑路堤附加荷載向樁頂轉(zhuǎn)移，樁頂豎向應(yīng)力遠(yuǎn)高于大面積堆載區(qū)，而樁間土的豎向應(yīng)力則低于大面積堆載區(qū)。PCP 復(fù)合地基樁頂應(yīng)力水平大幅高于DCM 工況，PCP 樁及DCM 樁頂應(yīng)力極值分別達(dá)到620、445 kPa。固結(jié)完成時(shí)，DCM 工況的樁土應(yīng)力比范圍為7～12，PCP 工況則為15～20，更多的附加荷載通過PCP 樁傳遞至強(qiáng)度更高的深層地基，進(jìn)而控制了場地變形。

圖16 DCM 與PCP 工況地表應(yīng)力分布Fig.16 Surface stress distribution under DCM and PCP conditions

5 結(jié) 語

針對南京長江岸線堤路結(jié)合典型斷面，建立平面應(yīng)變有限元模型，耦合上覆堤防與下部地基，多角度對比分析了天然堆載、臺(tái)階加筋、DCM 及PCP 共4 種工況的堤路結(jié)合變形分布與發(fā)展規(guī)律，量化評價(jià)了上述城市堤路結(jié)合工程變形控制措施。主要結(jié)論如下：

（1）臺(tái)階加筋工況的整體變形規(guī)律與天然堆載工況基本一致，二者工后沉降均超過300 mm，路堤填筑過程中沉降速率、水平位移速率和孔壓系數(shù)超過預(yù)警值，變形處于不可控狀態(tài)。因此，只對新老堤結(jié)合面進(jìn)行臺(tái)階加筋處理而不加固堤下軟基的工況尚無法有效縮減沉降和水平位移。

（2）通過DCM 及PCP 將填筑的附加荷載傳遞至強(qiáng)度更高的深層地基，可大大縮減主要軟土層的壓縮量及深層水平位移，有效控制地基總沉降、工后沉降、結(jié)合面不均勻沉降及老堤防的隆起量。路堤填筑過程中兩種復(fù)合地基處置下的沉降速率、水平位移速率和孔壓系數(shù)基本可控，工后沉降能夠達(dá)到橋頭銜接段小于100 mm 的變形控制要求。

（3）盡管PCP 復(fù)合地基置換率僅為3.6%，但其樁身剛度大且具備良好排水條件，因而固結(jié)變形發(fā)展所需時(shí)間最短，達(dá)到99%固結(jié)度縮短至155 d。PCP 工況的最終沉降、工后沉降、坡外隆起值、孔壓系數(shù)均為最小，路面工后沉降僅為43 mm，對堤路結(jié)合工程的變形控制能力整體強(qiáng)于DCM 工況，適合變形控制標(biāo)準(zhǔn)高、建設(shè)周期短的城市軟基地區(qū)堤路結(jié)合工程。

城市堤路結(jié)合工程較為豐富多樣，本文研究結(jié)論適用于與本文工程背景相近的工況。未來還應(yīng)開展對比試驗(yàn)、理論分析等，進(jìn)一步研究PCP 復(fù)合地基技術(shù)應(yīng)用在堤路結(jié)合工程中的技術(shù)優(yōu)勢及局限性。