城市堤路结合工程变形控制措施研究

汪璋淳，姜彦彬，何 宁，钱亚俊，周彦章，王艳芳

(1.水利部水旱灾害防御重点实验室，江苏 南京 210029； 2.水利部水库大坝安全重点实验室，江苏 南京210029； 3.南京水利科学研究院， 江苏 南京 210029； 4.金陵科技学院 建筑工程学院，江苏 南京 211169)

城市堤防加固拓宽工程通常与交通道路相结合，使改造后的堤防同时发挥防洪和交通运输的双重作用，常见堤路结合工程有滨江路、堤顶路等形式。城市堤路结合工程多以主干路、次干路为标准，依托堤防多为2 级以上，建设标准较高[1]。堤防道路改造通常填高较大，而滨水地基软弱，老堤防历时多年已沉降稳定，新堤填筑后不均匀沉降易诱发堤身裂缝等病害，过大的沉降及工后沉降会降低堤防的防洪标准并危及行车安全。因此，堤路结合工程变形控制至关重要[2]，应因地制宜地选择合理的处理措施。

胡晓红等[3]针对高等级堤路结合工程，提出了4 种堤防道路改造技术方案及全要素理念；杨永森等[4]建立数值模型研究了不同开挖和加筋形式对加高培厚堤防的稳定性及沉降的影响，提出了堤防加高培厚的优化处理方法；程万钊等[5]通过现场试验研究了混凝土芯砂石桩复合地基法在水利防洪堤软基加固工程中的应用，探索了新工法在堤防工程变形控制中的有效性。目前，堤路结合工程处理措施更偏重于上部新老堤防结合面处理及渗流稳定性等研究[6]，对下部地基与上覆堤防的耦合变形发展特征及其控制措施研究尚不深入。

探讨有效的堤路结合变形控制措施有助于提升堤防的防洪、交通功能。本文以南京长江岸线堤路结合工程典型断面为例，建立有限元数值模型，详细对比分析堤路结合处理后的变形随时间与空间的分布与发展特性，揭示透水混凝土桩复合地基在堤路结合工程中的变形控制机理与技术优势。

1 堤路结合工程

依托工程中的典型断面如图1 所示，老堤防右侧临江，主要在其左边背水侧进行加宽培厚形成城市道路。按照Ⅰ级堤防标准设计，新路堤左侧紧接大面积场平区域。新堤设计填筑高度为5.0 m，路面总宽度为24.0 m，包括18.0 m 宽的城市支路及6.0 m宽的绿道。该场区范围原地基钻孔深度范围内共有5 层土，自上而下为：①-2 层素填土，可塑状黏性土，层厚1.0～3.0 m，主要作为老堤填土及浅层地基土；②-1 层粉质黏土，可塑～软塑，层厚0～2.0 m；②-2 层淤泥质粉质黏土，软～流塑，层厚9.0～13.9 m，该层土在工程场地内广泛分布，工程性质较差，为主要软土层；②-3 层粉土，层厚2.6～3.3 m；③-1 层粉砂，稍密至中密状，层厚11.2～15.0 m。工程所在区域地下水埋深浅，主要类型为第四系孔隙潜水。

图1 堤路结合典型断面Fig.1 Key section of the levee road combination

不加任何处理措施直接在天然地基上进行堤防加高培厚（图1），本文称为天然堆载工况。针对图1 所示的堤路结合断面，提出以下3 种变形控制措施：

（1）台阶加筋工况。在老堤防开挖台阶并铺设土工加筋是常见的道路拓宽结合面处置方法[2]，简称台阶加筋。如图2(a)所示，针对坡度相对较陡的老堤左侧下半坡段，开挖4 级台阶，每级台阶宽2 m，高0.6～0.8 m，在每级台阶铺设一层宽度5 m 的三向聚丙烯土工格栅作为加筋，格栅在2%拉应变时的拉伸强度为175 kN/m。该法只处理新老路堤结合面，不处理下部地基。

图2 堤路结合处理方法Fig.2 Levee road combination treatment method

（2）DCM 工况。深层水泥搅拌（Deep Cement Mixing, DCM）成桩形成水泥土搅拌桩复合地基是常用的软基处理技术[7]，具有良好的经济和技术效果。如图2(b)所示，采用DCM 法进行地基处理，路堤下LM段范围内桩长17.0 m，新老堤结合面区域的NP段桩长18.5 m，并在桩长变化处设置1 层5 m 宽的三向土工格栅。DCM 桩径为0.6 m，平面为正三角形布置，桩间距为1.5 m，置换率为14.5%。

（3）PCP 工况。将透水混凝土桩（Pervious Concrete Pile, PCP）作为竖向增强体加固复合地基是近年来新兴的地基处理技术。PCP 同时具备刚性桩的高承载力和碎石桩的强排水特性，尤其适用于荷载较大、施工较快、排水条件较差的软基处理工程[8-9]。如图2(c)所示，该工况采用PCP 桩复合地基进行软基处理，横断面布桩方式、桩长及桩径同图2(b)的DCM 法，区别在于PCP 桩间距为3.0 m，置换率为3.6%。

2 数值建模

参考姜彦彬等[10-11]的有限元建模思路，路堤填土、褥垫层、地基土及DCM 桩均使用摩尔库伦弹塑性本构模型，PCP 桩、路面结构层及土工加筋均使用弹性本构模型，参数见表1。现场地下水位埋深浅，模型中认为地基土饱和，将原地表面及其贯穿堤身的延长线（图1 所示KCDEH）作为排水面，孔压边界设置为0。网格划分时，地下水位以下部分及桩体均采用四节点平面应变四边形双线性孔压单元（CPE4P），地下水位以上部分及土工加筋均采用四节点双线性平面应变四边形单元（CPE4），土工加筋等效为厚度5 mm 的均质连续薄膜并嵌入路堤中。

表1 数值模型参数Tab.1 Parameters of the numerical models

本文建立二维平面应变有限元模型，对于三维布桩的DCM 和PCP 工况可参考《复合地基技术规范》（GB/T 50783—2012），按照式（1）所示的复合模量等效原则进行平面应变转化，可不改变桩间距及桩径将正三角形布置的群桩转化为平面应变的连续桩墙。

式中：Ep3D、Ep2D为三维工况和平面应变等效工况下桩的弹性模量；m3D、m2D分别为三维工况和平面应变等效工况下桩的面积置换率；Es为桩长范围内地基土的弹性模量加权均值，Es=hp/(∑hi/Ei)，其中hp为桩长，hi、Ei分别为桩长范围内各层土的厚度及弹性模量。以路中心断面为计算断面，求得Es=2.12 MPa。对于DCM 工况，Ep3D=150 MPa，m3D=14.5%，m2D=40%，则Ep2D=56 MPa；对于PCP 工况，Ep3D=12 GPa，m3D=3.6%，m2D=20%，则Ep2D=2 162 MPa。 DCM 桩及PCP 桩渗透系数的等效依据桩身断面通水量相等的原则，即k3Dm3D=k2Dm2D，其中k3D、k2D分别为三维和二维工况下的渗透系数。表1 所示DCM 及PCP 桩的参数为等效后的参数。以DCM 工况为例，平面应变模型及其网格划分如图3 所示。模型底部为固定端，侧面约束水平向位移。

图3 DCM 工况有限元模型与网格划分Fig.3 Finite element model and mesh of DCM working condition

路堤填筑过程如图4 所示，新路堤共分5 层填筑，在有限元中设置生死单元模拟路堤分层堆载。路堤填筑施工期为3 个月，填筑完毕2 个月后通车，交通荷载简化为20 kPa的均布荷载。工后沉降的计算基准期为15 年，自第90 d 路面结构层施工完毕时起算。

图4 路堤填筑情况Fig.4 Embankment filling conditions

3 变形规律与分析

3.1 变形极值分析

表2 及图5 为各工况下变形极值的对比，天然堆载工况的地基和老堤防变形较为显著，最终固结完成时刻最大沉降为827 mm，位于路面中线之下第一、二层填土之间；在路堤填筑完成时刻，老堤防坡外的隆起量达到最大，为270 mm；在交通荷载施加后，最大水平位移为446 mm，位于新老堤防结合面之下的②-2 层地基土中。台阶加筋工况的最大沉降、坡外最大隆起和地基最大水平位移的发生区域、时机均与天然堆载工况基本一致，差值仅为−7、−4、5 mm，可见对于本文工况，仅仅在新老路堤结合面处开挖台阶并铺设土工加筋而不进行地基处理时无法有效缩减场地变形极值。对于DCM 工况及PCP 工况，表2 及图5 所示变形极值都得到了较好的控制或转移，最大坡外隆起及水平位移大幅缩减。由于新路堤填筑前已有竖向增强体进行地基加固，最大沉降由路中心区域转移至左侧大面积场平堆载区。

表2 变形极值对比Tab.2 Comparison of extreme value distribution of deformation

图5 各工况变形极值分布Fig.5 Extreme value distribution of deformation under various working conditions

3.2 沉降规律分析

3.2.1 路面沉降 图6 所示为路面（对应图1 的AB段）最终总沉降分布，呈现出路中大，两侧小的趋势。天然堆载工况路面最大沉降达477 mm，路面沉降极差（即路面宽度范围内最大、最小沉降的差值）为91 mm。台阶加筋工况与天然堆载工况沉降曲线基本重合，沉降极差仅缩小3 mm。自路面施工结束为起算点，天然堆载工况与台阶加筋工况路面中点位置的工后沉降均为317 mm。经过复合地基处理后的路面沉降及工后沉降量均显著缩小，DCM 工况的路面最大沉降为146 mm，路面沉降极差为23 mm，工后沉降为95 mm；PCP 工况的路面最大沉降为96 mm，路面沉降极差为28 mm，工后沉降为43 mm。《公路路基设计规范》（JTG D30—2015）对设计允许工后沉降的要求为：桥台与路堤相邻处不超过100 mm，涵洞、箱涵、通道处不超过200 mm，一般路段不超过300 mm。可见，天然堆载及台阶加筋均无法满足该路段的工后沉降变形控制要求，而DCM 工况及PCP 工况的变形控制能力显著提升，路面工后沉降均能够达到桥头衔接段小于100 mm 的变形控制要求。同时，PCP 工况对路面沉降及工后沉降的控制能力均强于DCM工况。

图6 路面最终沉降分布Fig.6 Final settlement distribution of the pavement

3.2.2 原地表沉降 图7 为路中断面原地表（对应图1 中C点）的沉降发展对比，天然堆载、台阶加筋、DCM 及PCP 工况的最终沉降量分别为811、805、228、204 mm，工后沉降分别为309、309、90、39 mm。DCM 和PCP 工况沉降量分别缩减为天然堆载的28%、25%，工后沉降分别缩减为天然堆载的29%、13%。可见，仅使用台阶加筋进行新旧堤结合面处理基本无法缩减地基沉降，两种复合地基法表现出较强的沉降控制能力。上述4 种工况达到99%固结度的时间分别为第367、365、363、155 d，具备良好排水条件的PCP 工况在路堤填筑过程中变形发展更迅速，固结所需时间最短，而其他3 种工况完成排水固结均需要1 年以上的时间，且PCP 工况的最终沉降和工后沉降均为最小。

图7 路中断面原地表沉降Fig.7 Original ground settlement of the central section

图8 为对应图7 的路堤填筑阶段的沉降速率，天然堆载及台阶加筋工况的沉降速率分别为14.5、13.9 mm/d，且均多次出现沉降速率超过10 mm/d 警戒值的情况。新堤分层填筑期间，DCM 及PCP 两种工况的沉降速率分别为4.5、5.8 mm/d，均在预警值范围之内。

图8 路中断面原地表沉降速率Fig.8 Original ground settlement rate of the central section

3.2.3 新老堤结合面沉降 图9 为新老路堤结合面（对应图1 中的DEFG段）的沉降曲线，横坐标为离D点的水平距离，纵坐标负值为沉降，正值为隆起。天然堆载工况下结合面的沉降自左向右逐渐减小，至老堤防上半坡段的中点处（对应图1 中FG段中点）沉降为0 后继而转为隆起变形；台阶加筋工况与之类似，并未缩减结合面沉降。DCM 及PCP 两类工况下，结合面沉降显著缩小，且结合面上只有沉降而没有隆起，二者沉降值至G点减小为0。

图9 结合面沉降发展Fig.9 Settlement development of the joint surface

结合图5 及图9 可知，各工况老堤防的临江侧边坡均为隆起变形，天然堆载与台阶加筋工况最大隆起位置相近，分别达到270、275 mm，DCM 工况及PCP 工况最大隆起点依次向下坡段转移，且量值逐渐减小，PCP 工况的坡外最大隆起值仅为50 mm。

3.2.4 分层沉降 图10 为路中断面自路面向下断面的最终分层沉降分布，图11 为路中断面地基土层的压缩应变（即单位厚度土层的压缩量）沿深度的分布。不难看出，不进行地基处理无法改变地基土层的压缩性，在附加荷载作用下，台阶加筋工况依然具备与天然堆载近乎一致的沉降量与压缩应变。采用DCM 桩及PCP 桩的两类复合地基处理工法后，大大缩减了②-2 主要软土层的压缩量，进而大幅缩减了总沉降与工后沉降。尽管PCP 桩复合地基置换率大幅低于DCM 工况，但PCP 桩刚度更大，其沉降控制能力仍强于DCM 工况。

图10 路中断面分层沉降Fig.10 Layered settlement of the central section

图11 路中断面地基压缩应变Fig.11 Compressive strain of foundation of the central section

3.3 水平位移分析

图12 为新旧堤结合面处老堤防拐角断面（自图1 中F点向下）在通车时刻地基的水平位移，可见天然堆载、台阶加筋的水平位移均随深度呈现先增后减的趋势，其最大水平位移均位于②-2 软土层中，水平位移在②-2 与②-3 土层交界处出现转折点。台阶加筋工况仅将最大水平位移由439 mm 缩减至428 mm，DCM 工况及PCP 工况的水平位移得到大幅缩减，将断面最大水平位移分别降至115、110 mm，尤其是②-2 软土层的水平位移得到了显著控制。整体上，由于PCP 桩的刚度更大，尽管其置换率仅为3.6%，PCP 工况仍表现出最优的水平位移控制能力，其最大水平位移被转移至浅层老堤防中。

图12 结合面断面的水平位移Fig.12 Horizontal displacement of joint surface section

图13 为4 种工况的水平位移速率发展，对应图12 及图5 中位于天然堆载工况②-2 软土层的最大水平位移点。参考《软土地基路基监控标准》（GB/T 51275—2017），路堤填筑期深层水平位移预警值设置为8 mm/d。在路堤填筑中的前4 个阶段（图4），天然堆载及台阶加筋工况的最大侧移速率点超过预警值的2 倍，DCM 及PCP 两种工况相应点的最大侧移速率均显著缩减至预警线水平。由于图13 所取点为软土层最大侧移断面的最大点，结合图12 能够判断两种复合地基工况的整体水平位移均在可控范围内。

图13 软土层特征点水平位移速率Fig.13 Horizontal displacement rate of characteristic point of soft soil layer

图14 为老堤防原坡面（对应图1 中FGH段）向临江侧的水平位移对比。通车后，天然堆载、台阶加筋、DCM 及PCP 工况的老堤防最大水平位移分别为221、218、81、95 mm。天然堆载及台阶加筋工况的最大值位于临江侧边坡靠近防浪墙的位置。DCM 工况及PCP 工况均具备良好的水平位移控制能力，老堤防的水平位移显著降低且位移最大值也转移至老堤防内边坡拐点处。

图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

定义孔压系数B为孔压增加值与新增荷载值之比，其预警值设置为0.5。图15 为路中断面②-2 软土层中心位置（对应图1 中J点）在填筑阶段的B值。前4 次路堤填筑，天然堆载及台阶加筋的B值均超过了预警值，DCM 工况则在预警线处波动，PCP 工况的B值则始终在安全范围内。对于上述4 种工况，路堤填筑期间超静孔压极值分别为36.3、37.5、21.5、7.4 kPa，整体而言，采用竖向增强体穿越软土层的DCM 及PCP 工况的超静孔压值均低于天然堆载及台阶加筋工况。对于桩身可排水的PCP 工况，路堤填筑过程地基中的超静孔压消散更快，B值更低。

图15 路中断面软土层孔压系数Fig.15 Pore water pressure coefficient B of soft soil layer in the middle section of the road

图16 为两种复合地基加固工况原地表的竖向应力分布，对应图2（b）及图2（c）的KLMNP段。左侧KL段大面积堆载区，竖向应力为117 kPa，复合地基区填筑路堤附加荷载向桩顶转移，桩顶竖向应力远高于大面积堆载区，而桩间土的竖向应力则低于大面积堆载区。PCP 复合地基桩顶应力水平大幅高于DCM 工况，PCP 桩及DCM 桩顶应力极值分别达到620、445 kPa。固结完成时，DCM 工况的桩土应力比范围为7～12，PCP 工况则为15～20，更多的附加荷载通过PCP 桩传递至强度更高的深层地基，进而控制了场地变形。

图16 DCM 与PCP 工况地表应力分布Fig.16 Surface stress distribution under DCM and PCP conditions

5 结 语

针对南京长江岸线堤路结合典型断面，建立平面应变有限元模型，耦合上覆堤防与下部地基，多角度对比分析了天然堆载、台阶加筋、DCM 及PCP 共4 种工况的堤路结合变形分布与发展规律，量化评价了上述城市堤路结合工程变形控制措施。主要结论如下：

（1）台阶加筋工况的整体变形规律与天然堆载工况基本一致，二者工后沉降均超过300 mm，路堤填筑过程中沉降速率、水平位移速率和孔压系数超过预警值，变形处于不可控状态。因此，只对新老堤结合面进行台阶加筋处理而不加固堤下软基的工况尚无法有效缩减沉降和水平位移。

（2）通过DCM 及PCP 将填筑的附加荷载传递至强度更高的深层地基，可大大缩减主要软土层的压缩量及深层水平位移，有效控制地基总沉降、工后沉降、结合面不均匀沉降及老堤防的隆起量。路堤填筑过程中两种复合地基处置下的沉降速率、水平位移速率和孔压系数基本可控，工后沉降能够达到桥头衔接段小于100 mm 的变形控制要求。

（3）尽管PCP 复合地基置换率仅为3.6%，但其桩身刚度大且具备良好排水条件，因而固结变形发展所需时间最短，达到99%固结度缩短至155 d。PCP 工况的最终沉降、工后沉降、坡外隆起值、孔压系数均为最小，路面工后沉降仅为43 mm，对堤路结合工程的变形控制能力整体强于DCM 工况，适合变形控制标准高、建设周期短的城市软基地区堤路结合工程。

城市堤路结合工程较为丰富多样，本文研究结论适用于与本文工程背景相近的工况。未来还应开展对比试验、理论分析等，进一步研究PCP 复合地基技术应用在堤路结合工程中的技术优势及局限性。