基于路基與框架結構協同變形的軟弱地基處置方案

劉繼忠，陳凱，楊豐宇

（中冶賽迪城市建設（重慶）有限公司，重慶市 400010）

0 引言

隨著丘陵地帶城市的迅猛發展，涵洞結構被廣泛應用于填方路基中。由于涵洞結構與填方路基的剛度差異較大，當填方路基下存在承載能力低、后期沉降大的軟土地層時，其地基處理往往成為工程的難點［1］。

目前地基處理加固方案較多，但總體分為以下幾類：①以水平向增強體為主的加固方案。該類方案主要以土工格柵為主，多用于開挖后的換填處理；②以豎向增強體為主的加固方案。豎向增強體主要是以砂樁、灌注樁等樁基處理方案為主。上部荷載主要由豎向增強體承擔，并通過豎向增強體傳遞到下部的堅硬地層上，從而減小作用在軟弱地基上的荷載，達到減小地層承擔荷載的目的；③復合地基。該處理方案綜合了前面兩種方案的優點，復合地基中的豎向樁體承擔主要的上部荷載，結合墊層、土工格柵等加強地基的橫向聯系，同時考慮樁間土的共同作用，共同承擔上部荷載［2］。

目前針對軟弱地基的處置方式也主要基于上述幾類方法。經過長期的工程實踐和研究得到了一些有益的成果。肖燕［3］從地質情況、造價及工期控制等方面對軟基處理方案進行了比選；杜立群等［4-6］研究了CFG 樁和碎石樁處理軟弱地基的工后沉降；黃劍等［7］分析了華東地區深厚軟土地基下的管廊沉降問題，指出應采用有效的減沉措施降低管廊的工后沉降。差異沉降也是軟弱路基處理關注的重點問題。袁啟旺等［8］通過理論分析和PLAXIS 軟件分析提出了地基處理過程段的差異沉降標準建議值；成超［9］在分析填土高度對新舊涵差異性沉降的影響中，指出填方高度一致的情況下，未采用預應力管樁處理涵洞基礎時，涵頂沉降與涵洞兩側的沉降差值明顯小于預應力管樁加固的情況。同時指出預應力管樁使管涵頂的應力集中系數更大；建鑫龍［10］利用離心模型試驗和數值模擬研究了涵洞底管樁和涵側管樁的樁長對沉降差的影響，指出涵側長樁與涵底短樁的搭配可以降低涵頂的垂直土壓力，減小路面的差異沉降；馮忠居等［11］研究了溝谷寬度和坡度與涵頂土體內外兩側沉降差的變化規律，提出了涵洞的設計和施工建議；谷世平等［12］利用漸變剛度的方法，提出了路橋過渡段的復合地基處置方式；齊永正等［13］利用室內離心模型試驗研究了軟基底路堤涵洞的沉降，提出了在軟基底路堤涵洞設計時應以控制不均勻沉降為主，以控制絕對沉降為輔的設計理念。

綜上所述，目前對軟弱路基的加固方案研究較多，但對填方路基中有框架結構的軟弱地基處理的研究還有待進一步完善。為了解決這類軟基處理工程的差異沉降問題，本文以填方路基中有框架結構的軟弱地層的加固處理為研究對象，考慮框架結構的影響，分析路面沉降及填土的塑性狀態等相關問題，可為類似工程應用提供一定的參考。

1 工程概況

1.1 原設計方案

根據某片區的整體規劃設計，擬建道路為城市主干道，地面為雙向六車道，紅線寬度58 m。填方路基下為雙向四車道的雙箱矩形框架結構，框架結構走向與道路相同。外輪廓尺寸為22.1 m×8.5 m。該項目其中一段處于水田區，地層較差，填方高度約10 m?？蚣芙Y構底基本與現狀地面線齊平。地基承載力要求不小于300 kPa。

1.2 地質條件

勘察報告顯示，該區域為深厚的黏土層，未經處理不能作為道路的路基持力層。鉆孔揭示的地質情況如下：①0～2.5 m 為軟塑粉質黏土，軟塑狀，成分主要以黏粒礦物為主，呈似層狀分布。工程性能差，力學強度低；②2.5～12.3 m 為稍濕的可塑粉質黏土，部分呈流塑狀，成分主要以黏粒礦物為主，工程性能差，力學強度低；③12.3～15.3 m 為強風化泥巖，巖石堅硬程度為極軟巖，巖體質量等級為Ⅴ級，具有遇水軟化現象；④最下層為中風化泥巖，風化裂隙較發育，巖石堅硬程度為軟巖，巖體質量等級為Ⅳ級，勘察尚未揭穿此地層。

各地層詳細參數如表1 所示。

表1 土層參數

1.3 路基處置及地基承載力問題

為解決框架結構下地基承載力的問題，設計在框架結構底設置直徑?1 000 mm、橫縱間距為4.8 m×4 m 的鉆孔灌注樁加固方案，在兩側路堤則采用直徑?500 mm、橫縱間距為1.5 m 的水泥攪拌樁，并在樁頂鋪設50 cm 厚的碎石墊層，墊層內鋪設一層土工格柵，具體加固方案如圖1 所示。

圖1 軟弱地基處置斷面圖（單位：m）

2 原方案分析

2.1 模型建立

為了分析該設計方案的合理性，利用MIDAS GTS NX 有限元軟件建立該工程的有限元模型。計算模型中選用的本構模型及材料參數如表2 所示。

表2 有限元模型計算參數

模型邊界過小會影響計算的結果，過大則會造成計算性能的浪費，根據相關研究結果模型寬度不宜小于邊坡高度的2 倍，模型高度不宜小于樁長的1.5 倍。因此本次計算土層寬高分別為240 m、30 m。

由于深厚黏土層的排水固結沉降時間長，為反映施工結束及路面結構層通車后的工后沉降情況，采用MIDAS GTS NX 的滲流固結分析模塊分析該路段的路堤沉降。填土及頂部的路面結構層為非固結條件，排水條件設置在原狀地面線的軟塑黏土表面。根據實際情況分成以下幾個主要的分析階段：初始地應力自平衡→樁和墊層施工→框架結構施工→第一次回填（回填至結構頂標高）→第二次回填→施工路面結構層→通車15 年。車輛荷載按15 kPa 考慮。模型如圖2 所示。

圖2 有限元分析模型圖

2.2 結果分析

（1）沉降

沉降是道路工程最關心的問題之一。按《城市道路路基設計規范》（CJJ 194—2013）規定的主干路路基工后容許變形不大于300 mm［14］。沉降或沉降差過大都會造成路基破壞。鑒于本項目路基與地下框架結構同步實施的情況，考慮兩者之間的剛度差異大，不均勻沉降明顯，故著重研究路面的不均勻沉降。提取路面的最終沉降有限元分析結果如圖3所示。

圖3 通車15 年路面最終沉降有限元分析結果（單位：mm）

從圖3 可以看出：路面的最大沉降為9.48 cm，最大沉降點位于地面道路左右幅行車道中心線位置附近。而最小沉降出現在框架中心線對應的路面位置，沉降值為2.38 cm，與最大沉降差值達到7.10 cm，表示路堤發生了較大的不均勻沉降。由計算結果的等值線可以看出，框架結構兩側的填土沉降相對較大，框架結構及其上部土體沉降較小，結構兩側填土與結構頂填土之間沒有形成連續的等值沉降曲線。從路面的沉降曲線可以看出，路面的沉降曲線由純填方路堤典型的“U”形沉降盆變成了“W”形。原因是框架結構及其下部的鉆孔灌注樁剛度很大，結構兩側的填土及其下部的水泥攪拌樁剛度相對較小，兩者之間的巨大剛度差異改變了路面的沉降變形規律，致使結構寬度范圍內的路面沉降明顯小于兩側填土體。這也是路面最小沉降值出現在道路中央的原因。

為了進一步分析框架結構及下部鉆孔灌注樁對路面沉降的影響，以100 cm 為間距提取道路路面的沉降值，以Δy=yi+1-yi為指標，分析道路相鄰兩點之間的沉降差值，得到其沉降差值曲線如圖4 所示。

圖4 路面沉降差值曲線圖

從圖4 可以看出：結構兩側的路面區域Ⅰ和區域Ⅱ，其相鄰兩點的沉降差相對較小，最大沉降差約為4 mm，沉降差異率（兩點之間的沉降差與兩點之間距離的比值）為0.4%；兩個沉降差尖峰之間的區域Ⅲ即為結構寬度范圍內的路面區域，區域Ⅲ的中部對應的是管廊結構，其剛度一致，觀測點之間的沉降差及曲線斜率（即差異沉降率）均較小，說明框架結構對應的區域整體剛度比較一致，沉降比較均勻。而在區域Ⅲ的邊緣位置即為結構的側壁對應的路面位置，出現了明顯的兩個尖峰，其最大沉降差為±13 mm，沉降差異率達到1.3%，比道路兩側的沉降差異率提高了2.25 倍。說明大剛度的框架結構及下部灌注樁的存在，會導致結構與兩側填土的剛度差異較大，難以達到協同沉降變形的目的。根據有限元模型分析結果，瀝青混合料路面的最大剪應力為127 kPa，出現在結構側壁對應的位置，這說明由于框架結構及灌注樁的剛度影響，導致結構側壁處的瀝青路面存在最大的開裂風險。

目前對框架結構的沉降還沒有針對性的規范明確說明?！豆泛丛O計細則》（JTG/T D65-04—2007）［15］中規定，涵洞基礎的工后沉降不大于200 mm。而《鐵路橋涵地基和基礎設計規范》（TB 10093—2017）［16］指出一般路段的涵洞工后沉降不大于100 mm。文獻［17］提出高壓縮性土下的管廊沉降允許值為100 mm，差異沉降極限值不超過50 mm 比較合理。在該模型的結果中，原設計方案的框架結構沉降最大值和最小值為26.3 mm 和19.7 mm，滿足沉降要求。

（2）塑性區開展

由前文分析可知，由于剛度的差異，導致框架結構與兩側的路面沉降差較大。較大的差異沉降會導致下方填土承擔較大的拉應力，由于土體的抗拉強度基本可以忽略，因此在這些區域會發生較大的位移變形，形成塑性區。分析路面鋪設完畢和通車15年之后填土路基的塑性狀態如圖5 所示。

圖5 填土路基塑性狀態分布云圖

由圖5 可以看出：由于結構兩側的填土難以壓實，結構與兩側填土之間摩擦系數較小，緊鄰的兩側土體沉降較大，產生了塑性變形，塑性區從結構底一直延伸到路面結構層的底基層附近。而在通車15 年后，塑性區的范圍進一步擴大，并且在瀝青路面處也出現了新的塑性變形，形成路面拉裂縫。究其原因：主要是框架結構及結構底的灌注樁剛度較大，結構及上部土體沉降較小，兩側土體沉降較大，較大的沉降差導致路面結構層下的路基填土形成一定的脫空區。路面結構層在上部車輛荷載的作用下向脫空區剪切變形，最終結構頂及兩側的路面結構層差異變形逐步增大，超過瀝青的極限應變值，從而在結構側壁對應的瀝青路面附近位置形成貫通的拉裂縫，引起路面開裂。

綜上所述，由于框架結構的存在，原方案為了減小結構的沉降，采用樁基托梁的強支護方案。但通過分析可以看出，此方案雖然達到了減小結構沉降的目的，但由此帶來了極大的路面不均勻沉降，后期存在潛在的路面運營病害。因此需要對方案進行優化。

3 優化方案分析

3.1 優化方案概述

通過前文分析可以看出原方案存在不均勻沉降大、后期道路路面有拉裂的風險。因此，在高填方路堤的深厚軟土處理過程中，不能只考慮結構的絕對沉降，還應考慮結構與填土之間的剛度差異，協調兩者之間的沉降和變形情況。從而保證工程質量，減少后期的運營費用。

《建筑樁基技術規范》（JGJ 94—2008）［18］中指出可根據不同建筑類型適當采用變剛度調平設計以減小差異沉降。鄭冰等、劉冬林等［19-20］提出了“外強內弱”等多種變剛度的樁基設計理念。這與本文優化方案采用的改進思路一致。由于上部框架結構與兩側填土存在數百倍的剛度差異，若結構底采用比兩側更高強度的灌注樁，則會進一步加劇兩者之間的剛度差異，造成更大的差異沉降。因此適當降低結構底部的剛度，或者提高兩側路堤填土下的地基剛度，有利于協調路面的沉降差異。

基于此觀點，本文提出以下優化方案：結構底采用樁徑0.5 m、橫縱間距為1.5 m×2.0 m 的水泥攪拌樁，梅花形布置；結構兩側采用樁徑0.5 m 的水泥攪拌樁，橫縱間距均為1.5 m，形成“外強內弱”的處置方案。在攪拌樁頂鋪設0.5 m 的碎石墊層+1 層土工格柵。優化方案如圖6 所示，相關參數與表2 一致。

圖6 優化設計方案示意圖（單位：m）

3.2 結果分析

（1）沉降分析

根據優化方案的有限元計算結果，得到路面的沉降如圖7 所示。

圖7 通車15 年路面最終沉降有限元分析結果（單位：mm）

從圖7 可以看出：在框架結構底改為水泥攪拌樁復合地基、通車15 年后，道路路面的最大沉降值為9.62 cm，最小沉降值為5.96 cm。其最值出現的位置與原設計方案一致，分別位于道路左右幅行車道中心線和結構中心線對應的路面位置附近。路面的沉降差為3.66 cm，路面沉降差比原方案減小了48.4%。

提取路面相鄰兩點的沉降差值，繪制其差值變化如圖8 所示。

圖8 路面沉降差值曲線圖

從圖8 可以看出：路面相鄰兩點的沉降差變化趨勢與原設計方案一致，均在框架結構側壁對應的路面位置，最大沉降差為±7 mm，比原設計方案減小了46.2%。說明在采用復合地基之后有效提高了結構內外兩側的剛度協調性，減小了路面的差異沉降，對降低差異沉降造成的瀝青路面開裂起到了重要的作用。

采用水泥攪拌樁代替鉆孔灌注樁之后，結構底部基礎剛度減小，結構底的沉降最大值和最小值分別為6.08 cm 和5.55 cm，滿足設計要求。橫斷面上的較小差異沉降也降低了結構因差異沉降造成拉裂縫的風險。雖然結構底的總體沉降比原方案大，但只要做好結構縱向上的沉降過渡，就能同時保證結構和路面的良好運營。

對比分析原方案和優化方案的沉降結果可以看出：原方案中框架結構本身剛度大，又在結構底設置了大剛度的鉆孔灌注樁，進一步加劇了結構及兩側填土的剛度差異，使結構頂路面與兩側產生較大的差異沉降，從而帶來了后期瀝青路面拉裂的風險。同時采用剛度相對較小的水泥攪拌樁有利于發揮樁間土的作用，減小框架結構底的應力集中和彎矩，有利于結構的受力。

（2）塑性區分布

提取路面結構層鋪設完畢和通車15 年之后的路基塑性變形云圖如圖9 所示。

圖9 采用優化方案后填土路基塑性區分布圖

從圖9 可以看出：采用優化方案后，有效地限制了結構兩側的填土塑性區的擴展，通過對比圖9（a）、（b）可以看出：通車15 年后路基填土的塑性區擴展很小，同時還改善了兩側填土的受力狀態，保證了后期公路和框架結構的正常運營，避免了額外的維護費用。

4 結論

研究了填方路基中有框架結構的軟弱地基的處理方案，得到以下主要結論：

（1）采用變剛度理論的優化方案更好地協調了路堤與框架結構的差異沉降，有利于降低路面產生裂縫的風險。

（2）灌注樁加固軟弱地層方案的路面沉降最大值為9.48 cm，位于道路行車道中心線位置附近；最小沉降值為2.38 cm，位于結構中心線位置附近；道路路面沉降差達到7.10 cm，相鄰兩監測點之間的沉降差最大為13 mm 左右，位于結構側壁對應的路面位置附近。

（3）框架結構與兩側回填土剛度差異大，在上部車輛荷載作用下，路面結構層向由差異沉降造成的路基脫空區剪切變形，最后在路面上形成貫通的拉裂縫。

（4）采用優化方案運營15 年后路面的最大沉降為9.62 cm，最小沉降為5.96 cm，沉降差減小了48.4%。相鄰兩監測點的差異沉降減小了46.2%。

（5）復合地基協調了框架結構與兩側填土的剛度差異，阻礙了結構兩側土體塑性區的擴展，有效降低了路面結構層拉裂的風險。