新老高速公路结合部处治技术研究

第一章绪论1.1问题的提出1.2国内研究状况1.3国外研究状况1.4研究内容第二章结合部的有限元分析模型2.1Biot固结理论有限元2.2土体的本构模型2.3结合部处治的分析模型2.4小结第三章结合部路堤拼接加宽的性状分析3.1计算参数3.2加宽后新老路堤的变形3.3加宽后地基的变形3.4加宽对地基应力状态的影响3.5加宽路堤的稳定性分析3.6小结第四章结合部处治技术的对比分析4.1处治技术的设计思路4.2处治技术的效果对比4.3路堤加筋的参数分析4.4粉喷桩复合地基的优化设计4.5隔离墙的参数分析4.6小结第六章不均匀沉降对路面结构的影响及其控制标准6.1土基不均匀变形对路面结构的影响6.2结合部的沉降控制标准6.3小结参考文献高速公路的加宽和拼接必然会遇到新老路堤的相互影响问题，由于新老路堤结合部存在道路施工时间的差异，导致地基固结度和路基压缩程度不同而产生新老路堤的不均匀沉降，使结合部路面出现裂缝、破损、高差、行车不舒适性等现象，影响高速公路安全并造成服务水平的降低，软土地基上新老高速公路的拼接还可能引起路堤的失稳和滑坡。目前国内外虽然有不少工程实践，但对新老高速公路结合部的问题仍需要深入研究，进而提出系统的设计方案和施工工艺。首先采用基于二维比奥（Biot）固结理论的平面应变有限元方法，分析了新路堤作为附加荷载对老路堤和地基的影响，包括新老路堤顶面产生的不均匀沉降、横坡比的改变和水平位移，新路堤的最大沉降和水平位移，拼接加宽对路堤和地基的应力状态的影响等，并采用圆弧滑动理论简单分析了加宽路堤的整体稳定性。然后结合新老高速公路结合部的特殊性，提出了处治技术的设计思路，对比了路堤加筋、粉喷桩复合地基、轻质路堤、隔离墙四种常用处治技术的处治机理和适用场合，通过有限元计算分析了它们的处治效果和参数敏感性，为实际工程中处治技术的采用提供了选择的依据。通过离心模型试验模拟旧路堤填筑、有无路堤加筋的拼接加宽和极限破坏四种情况，量测加宽过程中不均匀沉降和孔隙水压的发展以探求新老路堤的相互影响，对比分析有无路堤加筋加宽的效果和量测加筋路堤中筋材的拉应变分布，并对极限状态下加宽路堤的破坏方式和位置进行了探讨，辅以试验段工程，验证和修正有限元分析的结果。最后，从结合部不均匀沉降对路面结构的影响入手，对结合部沉降的控制标准进行了一定的探讨,同时建议路面设计中应考虑土基不均匀变形的影响。关键词：路堤加宽，有限元，离心模型试验，不均匀沉降，路堤加筋，粉喷桩,轻质路堤，隔离墙第一章绪论1.1问题的提出近年来，随着国民经济的迅速发展，我国高速公路的建设十分迅猛，通车里程已近2万km。在已经建成使用的高速公路中，由于受建设时社会经济水平、技术水平和建设思想的制约，有相当一部分已不能适应交通量增长和社会发展的要求，有的还出现了比较严重的路面病害。1997年8月，我国首条高速公路加宽扩建工程－广佛高速公路扩建工程动工，之后先后有海南环岛东线、沪杭甬、沈大等高速公路相继局部或全线扩建加宽，沪杭甬、沪宁高速公路也即将开始拓宽。此外，随着高速公路逐步向网络化发展，高速公路的相交日益增多，新建的高速公路必然遇到与已建高速公路的拼接问题，如宁杭高速公路与宁高高速公路的结合部、扬州西北绕城高速公路与京沪高速公路的结合部、宿淮高速公路与淮江、宁连高速公路的结合部等。高速公路的改扩建和拼接必然会遇到新老路堤的相互影响、新老高速公路的融合贯通、新老桥台的拼接组合等问题。由于新老路堤结合部存在道路施工时间的差异，导致地基固结程度不同和路堤压缩程度不同而产生的新老路堤的不均匀沉降，进而导致结合部路面出现裂缝、破损、高差、行车不舒适性等现象，会影响高速公路安全并造成服务水平的降低，软土地基上新老高速公路的拼接还可能引起路堤的失稳和滑坡见图1-1所示。图1-1结合部不均匀沉降产生的路面纵缝一般来讲，在已经或即将沉降稳定的高速公路路堤旁填筑新路堤时，新建路堤将以边载的形式对已有路堤附近压缩稳定的地基土中进行应力叠加从而产生新的附加压缩，从而导致已有路堤的裂损。同时，新建路堤的施工对已有建筑物的影响也不可忽视，填土超载预压可能引起路堤两侧的软土地面上升挠曲，这种上升严重时会造成已有建筑物失稳坍塌；而且新建路堤土体向老路堤方向的挤压将会引起老路堤的水平移动或倾斜。目前我国多条高速公路拼接段发生的路堤滑坡、路面裂损以及桥台开裂多属于此种情况。新老路堤结合部的破坏主要表现在路堤的差异沉降和整体稳定两个方面：(1)原有路堤经过多年运营，沉降基本完成，在其边坡上进行扩建填筑后，新填土方和运营后的汽车荷载必然会引起既有路堤的附加沉降，既有路堤不同位置的附加沉降不同，从而引起老路表面横坡比的改变，影响路面服务性能，在附加沉降较大时有可能使路面出现纵向裂缝。(2)软土地基上新老路堤拼接时，新建路堤工后沉降远大于老路堤，引起新老路堤变形不一致，严重时出现新路堤下沉过速导致滑动破坏。因此，如何分析计算新老路堤的差异沉降和整体稳定性，提出适合结合部路堤的地基处理方法和新老路堤的衔接技术，保证新老路堤紧密衔接形成整体，是迫切需要解决的工程问题。1.2国内研究状况国内对新老路基结合部处治技术研究的成果较少，主要对匝道拼接技术、路堤加宽技术、路基填挖结合部的处治技术等有一定的工程实践。宁连公路于1994年建成通车，雍六高速公路于2000年10月建成通车。结合部的路基高度达8m-10m、地基又属于软土地基、外侧设计有超高，新加宽路基如设计与施工不合理，将导致接入车道出现工后变形。因此，该路段实际采用水泥粉体深层搅拌桩处理软土地基，减少软土地基的固结沉降；加宽路基和老路基首先挖台阶，然后填土时每隔40cm加一层双向土工格栅，一般加5-6层双向土工格栅，同时填土掺石灰进行处理，要求各层填土的压实度达到95％，实践表明这种处理方案使用效果良好。沪宁高速公路1997年建成通车，锡澄高速公路1999年开工兴建。锡澄高速公路与沪宁高速公路接合部直接式拼接和分离式拼接采取了不同的处治技术。直接拼接段为加速地基固结沉降，采取超载预压法，经计算，该地段采取了清表超载预压的处理方案。对桥头段和过渡段路基，除采用超载预压处理外，为安全起见，又进行了粉喷桩处理。根据以往经验，分离拼接段实施后，会引起沪宁高速公路路基中心工后沉降量增大，路肩出现反坡，路面出现开裂。设计中考虑了多种拼接处理方案，最后决定在新老路堤之间采用分隔墙处理方案（见图1-2），采用的分隔墙法实际上是路堤加固技术中侧向约束法的一种。该法通过在路堤两侧或一侧堤角附近打入水泥墙、钢筋混凝土桩，或者设置片石齿墙等，来限制基底软土的挤动，从而减小边载对原路堤引发的附加沉降。(a)直接式拼接(b)分离式拼接图1-2锡澄高速公路与沪宁高速公路结合部处治技术马芜高速公路是于2002年初开工建设，预计2004年底通车运营，其中芜湖东处互通立交存在与已有芜宣高速公路的结合部，且属于软土地基。设计方案采用粉喷桩预压处理，桩顶做30cm厚碎石（砾石）垫层，用于调整桩顶应力的分布，同时路床顶铺设25cm厚土工格室装碎石回填、压实，宽度为3.0m，新老路基结合部左右各1.5m宽，然后进行预压。庐（庐江）铜（铜陵）高速公路是安徽省“十五”重点交通建设项目合肥～黄山高速公路的一部分，2002年初开工建设，于K69+700附近位置与老合铜路汇合，部分路段将在合铜路基础上进行拓宽，老合铜路地基为淤泥质低液限粘土，厚度大，分布广，为提高地基承载力并消除新老路基差异沉降，采取粉喷桩和CFG桩联合处理软弱地基方案，同时新加宽路堤采用高纤维土工格栅加筋路堤，每隔50cm设置一层，边坡比率为1:2，新老路堤顶结合部铺设一层6m宽15cm厚的土工格室进行加筋，土工格室内部用级配碎石填充密实，新老路基拼接处两侧各布设3m宽（图1-3）。图1-3庐（庐江）铜（铜陵）高速公路与老合铜路结合部处治技术软土地基上的现有高速公路的改建拓宽工程实践也有不少，见表1.1所列。表1.1我国主要高速公路改扩建工程概况在理论分析方面，河海大学的苏超、徐泽中等人利用原高速公路的监测沉降记录，对拼接地区的地基参数进行反馈分析，以确定能综合反映当地地基状况的参数，应用土体固结非线性有限元法，对锡澄与沪宁高速公路拼接段中的隔离墙在工程中所起的作用进行数值模拟，认为隔离墙可以减小锡澄路对沪宁路产生的附加沉降，从而减小沪宁路的横坡比改变，防止路面破坏[22]。长沙交通学院的周志刚等人运用弹性力学平面应变有限元法，分析了新路堤在自重作用下的沉降和应力分布规律，提出了在新铺加宽基层顶面保持一定厚度的预留量以弥补新路堤的自身不均匀沉降，防止新旧路相接处产生裂缝的处理方法[19,20]。陈海珊，胡永深介绍了采用粉喷桩复合地基进行高速公路扩建工程软基处理的设计方法和施工工艺[24]。李锁平、龚成亮将土工格栅砂砾垫层成功地用于软弱地基路基加宽段的应用设计，同时基于土工格栅加筋复合砂砾垫层的应力扩散假设，给出了加筋层数和复合砂砾垫层厚度的确定方法[34]。张嘉凡和张慧梅假设路面各结构层在交通荷载与自重作用下随之下沉，层间不会出现脱空现象，沥青面层、基层和底基层间为连续接触条件，按平面应变问题以解析解表达式分析了不均匀沉降对路面结构附加应力的影响，认为当不均匀沉降量超过2cm，即坡差2/（375×3/2）=0.35%时，半刚性基层底面就会产生拉裂破坏[29]。何兆益和周虎鑫在上述同样的假设下，采用平面应变八节点等参元法分析了不同不均匀沉降值的路面响应，提出软土地基的不均匀沉降指标容许值为5.5cm，容许沉降坡差为5.5/1411=0.4%[30]。1.3国外研究状况国外对于软土地基上高速公路加宽工程的理论研究起步较早，大多建立在调查分析、离心模型试验和有限元模拟分析的基础之上。1.3.1调查分析1999年美国普渡大学的RichardJ.Deschamps等人对加宽路基进行了研究，提出了加宽路基的设计指南和施工步骤，并对相应的规范进行了修订[6]。主要内容如下：(1)道路的加宽包括以下两种类型：①保持边坡坡比不变的加宽；②保持坡脚位置不变，使边坡变陡的加宽；(2)报告对印第安那州（Indiana）五条加宽的道路进行了调查，其中三条加宽成功，两条失败。加宽失败路段的调查包括现场测试和室内试验，包括标准规贯入度试验（SPT）和锥贯入试验（CPT）、钻孔试验、现场密度试验、液塑限试验、压实度检测和强度试验。调查表明加宽失败路段的主要失败原因：不合标准的压实度；不合适的台阶开挖；道路表面水流的渗透也会饱和和软化路基土，导致加宽失败。(3)加宽时要考虑的问题：①台阶的开挖。原印第安那州（Indiana）规范规定坡比大于1:4的道路加宽台阶宽度应大于3m，台阶高宽比为1:1，这样会形成3m高的竖直断面，有可能影响老路路堤的稳定，研究表明台阶的竖直高度不宜超过1.5m。②压实度的控制。加宽处的压实度应达到大于等于95％的标准，含水量应在最佳含水量的-2％-+1％范围内波动。③新填土的渗透性应与老路基土尽量保持一致。如果新填土的渗透性高于老路基土，雨水很可能透过上层路面结构聚集在老路基土中，这将使土软化，大大减小剪切强度。④完善的路表排水系统的设计和对地下水的适当的考虑。⑤坡比与土的塑性指数的关系。研究表明，土的有效应力摩擦角随土塑性指数的增大而减小，推荐的塑性指数和坡比的关系见表1.2所列。表1.2土塑性指数和坡比的关系1.3.2有限元分析和离心模型试验土工离心模型试验(GeotechnicalCentrifugeModelTest)技术在岩土工程领域的应用已日趋广泛,内容涉及土石坝、地下支挡结构、软土地基、土工合成材料加筋挡墙、岩石边坡稳定、海洋石油平台、隧洞开挖、冻土工程及土动力学等诸多方面。其基本原理是，将土工模型置于高速旋转的离心机中,让模型承受大于重力加速度的离心加速度的作用，来补偿因模型尺寸缩小而导致土工构筑物自重的损失，保证模型与原型的应力应变相等、变形相似、破坏机理相同,能再现原型的受力变形性状。所以，它对模拟以自重为主要荷载的岩土结构物性状的研究就显得特别有效。国内地基沉降估算多采用分层总和法，固结计算大多采用太沙基一维固结理论，假设地基只产生竖直变形和渗流。实际上，土体存在侧向变形，软土侧向变形尤为显著，土体水平向渗流对固结的影响有时比竖向的更大。另外，加宽工程的新老路基施工时间相差几年，因此应该采用二维分析方法进行固结和沉降的计算。国外对此类问题多采用PLAXIS岩土有限元软件，利用弹塑性摩尔库仑模型或修正Cam-Clay模型对加宽路基进行有限元模拟计算，美国普渡大学的Ludlow提出了采用剑桥弹塑性模型分析软土地基上路堤变形的步骤，认为不排水剪切强度和超固结比是影响结果的主要因素[5]。谢永利等人和Takada等人采用离心模型试验分别研究了不同方法处置软土地基后土体的变形性状[7]；荷兰Delft大学的H.G.B.Allersma，E.Vos，A.N.G.VanMeurs等人将离心模型试验、有限元程序分析和现场试验结合起来，研究了加宽路基施工过程中软土地基的力学特征和变形特性[8,9]。荷兰Delft大学的A.N.G.VanMeurs利用PLAXIS有限元程序和现场试验分析了不同的加宽填筑方法对地基变形特征的影响，得到两阶段填筑法对沉降改善不显著的结论[10]。对于新老路基结合部土工合成材料的加筋处理，可以在以上基础上，引入土工合成材料单元以及相应的接触面单元，包括Goodman单元、Decai单元及刚塑性薄层单元等，以模拟筋土之间的相互作用，计算土工合成材料和新老路基结合部的应力－应变特性和整体稳定性。英国剑桥大学的J.S.Sharma等人利用离心模型试验和CRISP93非线性程序进行了软土地基加筋效果的对比验证分析[11]。芬兰的JuhaForsman利用PLAXIS有限元程序和现场试验分析了加筋加宽时地基的变形特性和加筋的效果[12]。综上所述，国内外对高速公路加宽中新老路堤的相互影响问题进行了一定的研究，但研究并不系统和深入，在有限元分析中选用何种土的本构可以既反映真实的情况又便于得到计算参数，如何正确的模拟土和加筋材料的界面机理，如何考虑新路堤加载时地基土因横向固结度不同而导致的强度差异，如何考虑新老路堤的整体稳定性，如何在离心模型试验中准确模拟拼接加宽的过程，这些问题都值得进一步探讨。此外，国内外并没有对新老路基的加宽和拼接提供系统的设计方案和施工工艺，没有提出新老路堤差异沉降的控制标准，这些都是工程实际迫切需要解决的问题。1.4研究内容实践表明，分析结合部新老路堤相互影响、相互作用的机理，进而在新老路堤结合部采取适当的处治技术可以有效地减少新老路基的不均匀沉降，增强加宽路堤的整体稳定性，保证路面的使用寿命和服务水平。为了达到上述目标，主要在数值模拟和试验方面做了以下工作：(1)分析新路堤作为附加荷载对老路堤和地基的影响，包括沉降、水平位移、最大剪应力和孔隙水压等，以及加宽路堤的整体稳定性；(2)结合新老路基结合部的处治的特殊性，对比分析加筋路堤、粉喷桩复合地基、隔离墙、轻质路堤四种处治技术的设计思路、适用场合、工程效果和参数敏感性，为实际工程中处治技术的采用提供选择的依据；(3)通过离心模型试验模拟旧路堤填筑、有无路堤加筋的拼接加宽和极限破坏四种情况，探求新老路堤的相互影响，对比分析有无路堤加筋加宽的效果，并对极限状态下加宽路堤的破坏方式和位置进行探讨，再加上试验段工程，验证和修正有限元分析的结果；(4)从结合部不均匀沉降对路面结构的影响入手，对结合部沉降的控制标准进行一定的探讨。第三章结合部路堤拼接加宽的性状分析新老路基拼接加宽时由于原有路基经过多年运营，沉降已基本完成，在其边坡上进行扩建填筑，新填的土方和运营后的汽车荷载必然会引起既有路基的附加沉降，既有路基不同位置的附加沉降不同有可能会引起老路表面横坡比的改变，影响路面服务性能，在附加沉降较大时有可能使路面出现纵向裂缝。图3-1为结合部新旧路堤拼接横断面，旧路堤沉降已稳定，土中自重除土自重外，还要加上本身荷载所产生的荷载压力，即qz+σz，新建路堤荷载在旧路堤下面产生引起地基沉降的附加压力△σz，使旧路堤产生新的沉降。旧路堤中心和路肩由于和新路堤荷载的距离不同，△σzA要比△σzo大得多，因此路肩的沉降量SA将大于路中心的沉降量So，从而产生沉降差△S＝SA-So，这就使得旧路堤向新路堤方向倾斜，从而引起路拱横坡的改变，影响路面的使用性能，严重时引起路面的开裂。图3-1结合部新旧路堤拼接横断面本章在有限元分析时，作如下一些假定：(1)路堤是足够长的，按平面应变问题处理；(2)填土和地基土的本构关系采用八节点等参元，本构关系采用Duncan-Chang双曲线模型；(3)地基土中地下水位以下的土单元考虑土的固结，固结模型选用Biot固结理论；(4)格栅视为只能承受轴向力的单元（bar），材料为线弹性；隔离墙视为梁单元（Beam），材料为线弹性，粉喷桩视为性能得到改善的土体，本构采用Duncan-Chang模型；(5)接触面单元采用考虑竖向刚度和切向刚度的接触面单元，刚度系数为定值；(6)采用初始应力状态（Initialstress）和载荷步技术（Increment）模拟老路路堤的先期固结和拼接路堤的分步加载。3.1计算参数3.1.1新老路堤和地基几何参数图3-2为计算中采用的路堤和地基几何参数示意图。图3-2路堤和地基基本几何参数现行高速公路的加宽一般为四车道高速公路加宽为六车道或八车道高速公路，立交处匝道一般有单车道和双车道两种，因此，为了准确地模拟模拟不同的加宽状态，加宽宽度b分别取4m、8.5m、12.5m三种情况进行计算。3.1.2加荷历程为了模拟实际的新老路堤拼接施工过程，将整个计算过程分为4个时段(如图3-3)，即老路堤施工加载期、老路堤工后固结期、新路堤施工加载期和工后固结期，其中为了模拟新旧路堤的逐层施工，将路堤分为4层进行增量分析，老路工后固结期取2年，新路工后固结期取15年。主要分析新路堤施工后对老路堤产生的附加变形，对老路堤已经发生的固结沉降不作深入研究，因此新路堤施工加载期计算时，假设老路沉降已完成，程序调入老路堤和地基的应力状态和孔隙水压状态作为初始状态进行计算，不考虑老路堤已经发生的沉降。图3-3加载－时间曲线3.1.3强度变形参数地基和路堤采用的具体参数如表3.1。表3.1地基和路堤填土的邓肯参数3.1.4网格划分和边界条件地基是一个半无限的空间，在进行有限元计算时只能取一个有限的区域进行计算，常常将三维空间问题简化为二维平面问题处理。邓肯和威尔逊（Wilson）曾对不同坡度的V形谷地的水坝进行对比分析，坡度为1:3时用二维有限元和三维分析的结果很相近，只有当坡度为1:1时才出现较大误差，一般软土地区的地面坡度都很缓，因此可以将软基和路堤看成平面应变问题分析。由于结构的对称性，考虑计算机内存限制和计算时间等，网格划分只取结构的一半。结构左右边界分别为横向固定约束，无水平位移，底部为横向和竖向固定约束，无水平和竖直位移，地下水位线为地表下1m，水位线以上硬壳层和路堤填土孔隙水压为零，其余为不透水边界。3.2加宽后新老路堤的变形3.2.1新老路堤的整体变形图3-4为拼接加宽后施工期末新老路堤的整体变形示意图和位移增量矢量图，新建路堤不仅有整体楔入软土地基的趋势，还造成老路堤的附加变形，产生不均匀沉降和引起老路表面的水平位移。图3-4拼接加宽后路堤的整体变形示意图（左）和位移增量矢量图3.2.2新老路堤表面的沉降图3-5为加宽宽度为8.5m时，施工期末的竖向位移增量示意图，反映了新路堤荷载的施加对老路堤和自身沉降的影响，图3-6为施工期末和固结期末新老路堤表面的沉降分布曲线，可以看出：图3-5加宽8.5m后施工期末的竖向位移增量示意图图3-6加宽8.5m后新老路堤表面的沉降分布曲线(1)新路堤加载后，新老路堤表面各点的沉降不同，从路堤中心线向外，沉降值不断增大，在老路堤边坡的坡角处（距路堤中心线19m处）产生最大沉降，引起不均匀沉降的产生和路面横坡比的改变，影响路面服务性能。(2)加宽宽度为8.5m时，最大不均匀沉降发生在沉降值从零到最大沉降的区段内，施工期末最大不均匀沉降为6.86cm，路面横坡比的改变为6.86/8.7=0.79%，工后固结期末最大不均匀沉降为14.04cm，路面横坡比的改变为14.04/19=0.74%。图3-7为施工期末不同加宽宽度时的新老路堤表面沉降分布曲线，可以看出：随着加宽宽度的增加，施工期末老路堤中心处向的上位移增大，b从4m到8.5m，向上位移从1.62cm增加到2.88cm，b从8.5m到12.5m，向上位移从2.88cm增加到3.47cm，增加的幅度趋缓；最大沉降的位置随宽度的增加而向外移动，最大沉降的数值随宽度的增加也增大，b从4m到8.5m，最大沉降从3.8cm增加到6.4cm，b从8.5m到12.5m，最大沉降从6.4cm增加到7.1cm，增大的幅度变缓，总的来说，加宽宽度增加，不均匀沉降的坡比没有明显的增大。图3-7不同加宽宽度时新老路堤的表面沉降分布曲线3.2.3新老路堤表面的水平位移新老路堤的水平位移的影响反映了附加荷载作用下新老路堤的稳定情况。图3-8为加宽宽度为8.5m时，施工期末的水平位移增量示意图，反映了新路堤荷载的施加对老路堤和自身水平位移的影响，图3-9为施工期末和固结期末新老路堤表面的水平位移，可以看出：(1)新路堤加载使得老路堤产生远离中心线向外的水平位移，从路堤中心线向外水平位移不断增大，在老路堤的路肩处有最大水平位移，然后水平位移慢慢减小，直至新路堤路肩处的水平位移反向。(2)随着时间的增长，路堤表面的水平位移增大，施工期末老路堤路肩的最大水平位移为2.74cm，工后固结期末达到4.02cm。图3-8加宽8.5m后施工期末的水平位移增量示意图图3-9加宽8.5m后新老路堤表面的水平位移图3-10为不同加宽宽度时新老路堤表面水平位移的对比，可以看出：加宽宽度b从4m增加到8.5m时，水平位移略微增大，b增加到12.5m时，水平位移反而减小，总的来说，随加宽宽度增大，新老路堤表面的水平位移减小。图3-10不同加宽宽度时新老路堤表面的水平位移3.3加宽后地基的变形3.3.1加宽后地基的沉降图3-11为加宽8.5m后地基的竖向位移等值线，图312为加宽8.5m后地基表面的沉降曲线，可以看出：老路堤下地基靠近中心线处有略微向上的位移，新路堤下地基的沉降远远大于老路堤下地基，新路基的沉降过大会引起新老路基变形不一致，严重时则出现新路基下沉过速，产生滑动破坏，b＝8.5m时，施工期末地基表面最大沉降为18.01cm，固结期末为27.21cm，因此需要对新路进行地基处理，减小沉降量。图3-11加宽8.5m后地基的竖向位移等值线图3-12加宽8.5m后地基表面的沉降曲线图3-13为不同加宽宽度时地基表面的沉降曲线，可以看出：随着加宽宽度增加，新路堤最大沉降的位置逐渐向外移动，最大沉降的值也增加，但增加的幅度逐渐变小。图3-13不同加宽宽度时地基表面的沉降曲线3.3.2加宽后地基的水平位移地基的水平位移可以反映新老路堤的稳定情况。图3-14为加宽8.5m后地基的水平位移等值线图，图3-15为不同加宽宽度时地基表面的水平位移，可以看出：(1)加宽后新老路堤下地基的水平位移方向不同，老路堤下地基的水平位移向内，中心点在老路堤边坡下的地基附近，新路堤下地基的水平位移向外，其中心点在坡角下地基附近。(2)随着时间的增长，老路地基表面向内的水平位移几乎不变，新路堤地基表面向外的水平位移反而减小，如施工期末为4.63cm，固结期末为2.6cm，说明施工期末为稳定的最不利状态。图3-14加宽8.5m后地基的水平位移等值线图3-15加宽8.5m后地基表面的水平位移图3-16为不同加宽宽度时地基表面的水平位移，可以看出随着加宽宽度的增加，地基表面的水平位移增加，但增加的幅度逐渐变缓。图3-16不同加宽宽度时地基表面的水平位移3.4加宽对地基应力状态的影响3.4.1对地基剪应力的影响土中某点濒临剪切破坏的极限条件是法向应力σ和剪应力τ的某种组合符合库仑强度准则，是一种剪切破坏。图3-17为加宽前后的最大剪应力等值线比较，图3-18为不同宽度加宽后老路堤表面的最大剪应力分布，可以看出：(1)拼接加宽改变了地基中的剪应力分布，在新老路堤结合部沿老路边坡和其下地基中出现高剪应力区，是加宽的不稳定区域。(2)拼接加宽后老路表面各点最大剪应力的最大值都位于距老路路肩1m-2m的地方，此处是路堤加宽后的薄弱环节，应在处治技术设计中予以注意。这也是为什么实际工程中发现拼接段的裂缝一般不出现在接缝处，而位于接缝向内1m-2m的原因。图3-14加宽8.5m后地基的水平位移等值线图3-15加宽8.5m后地基表面的水平位移图3-16为不同加宽宽度时地基表面的水平位移，可以看出随着加宽宽度的增加，地基表面的水平位移增加，但增加的幅度逐渐变缓。图3-16不同加宽宽度时地基表面的水平位移3.4加宽对地基应力状态的影响3.4.1对地基剪应力的影响土中某点濒临剪切破坏的极限条件是法向应力σ和剪应力τ的某种组合符合库仑强度准则，是一种剪切破坏。图3-17为加宽前后的最大剪应力等值线比较，图3-18为不同宽度加宽后老路堤表面的最大剪应力分布，可以看出：(1)拼接加宽改变了地基中的剪应力分布，在新老路堤结合部沿老路边坡和其下地基中出现高剪应力区，是加宽的不稳定区域。(2)拼接加宽后老路表面各点最大剪应力的最大值都位于距老路路肩1m-2m的地方，此处是路堤加宽后的薄弱环节，应在处治技术设计中予以注意。这也是为什么实际工程中发现拼接段的裂缝一般不出现在接缝处，而位于接缝向内1m-2m的原因。图3-17加宽前后地基最大剪应力等值线（kPa）(b=8.5m)图3-18施工期末不同加宽宽度老路表面最大剪应力实际上，路堤荷载作用下，地基土中最大主应力方向是不同的，从路肩下方的垂直方向到坡角一定距离以外的几乎水平方向（如图3-19）。图3-19路堤荷载作用下地基土中最大主应力的方向J.S.sharma和M.D.Botton的研究表明[11]，路堤荷载作用下地基土从中心线到坡角以外可以根据大主应力的方向和数值划分为平面应变压缩、直接简单剪切和平面应变拉伸三种情况，而正常固结土在平面应变拉伸、平面应变压缩和直接简单剪切三种情况下的不排水剪切强度存在以下关系：式中：PSE－平面应变拉伸，PSC－平面应变压缩，DSS－直接简单剪切。由此可得，平面应变拉伸、平面应变压缩和直接简单剪切三种情况下，不排水剪切强度之比为0.61:1:0.644，因此坡角附近的地基土的不排水剪切强度最弱，而此处又是加宽后的高剪应力区，最需要加强。实际工程中常常采用在开挖好的台阶上铺设高模量的土工格栅，利用筋材的抗拉特性，通过与周围土界面的摩擦和咬合作用产生应力传递，改变土体的应力场和应变场，增强土体的强度和韧性，从而改善填料变形性能，提高土体稳定性。3.4.2对地基孔隙水压的影响图3-20至图3-22为不同加宽宽度时，地基2m深处，距中心线不同距离处的孔隙水压变化情况（x为距路堤中心线的距离）：（1）b＝4m图3-20地基2m深处距中心线不同距离处的孔隙水压变化（2）b＝8.5m图3-21地基2m深处距中心线不同距离处的孔隙水压变化（3）b＝12.5m图3-22地基2m深处距中心线不同距离处的孔隙水压变化从上图可以看出：拼接加宽时，离新路堤越近，地基的稳定性越差，可根据孔隙压力变化情况近似将老路堤下地基分为稳定性不同的三个区域：Ⅰ区：靠近中心线处（x≤5m），孔隙水压在加宽过程中几乎不变或略微减小，地基稳定性几乎不受影响；Ⅱ区：靠近新路堤处（5m＜x＜10m），孔隙水压在加宽过程中略微增大，有效应力减小，地基的稳定性有些减小；Ⅲ区：新路堤附近处（10m≤x≤19m），孔隙水压在加宽过程中急剧增大，有效应力减小，地基的稳定性最差。3.5加宽路堤的稳定性分析路堤边坡失稳的原因有两种：(1)土的抗剪强度由于受到外界各种因素的影响而降低，促使边坡失稳破坏，如由于气候变化使土冻结、融化，因雨水浸入使土湿化，强度降低，或者由于边坡附近施工引起震动引起土的液化或触变，使土的强度降低。(2)外界力的作用破坏了土体内原有的应力平衡状态，如路堑或基坑的开挖，因为土自身重力的变化改变了土体原来的平衡，又如路堤的填筑或边坡上作用外荷载，以及土体内水的渗流力、地震力的作用，都会破坏土体原有的平衡状态，促使边坡滑动。加宽路堤就属于第二种情况，新建路堤以边载的形式作用在老路堤边坡上，改变了老路堤和地基中原有的应力状态，在地基强度不足或路堤压实度不够的情况下可能会发生的滑动破坏。在边坡的稳定分析中，比较简单而实用的方法是简化毕肖普法（Bishop），它是在条分法的基础上加以若干改进，即假定边坡稳定是个平面应变问题，滑裂面是个圆柱面，计算中只考虑土条间的横向作用力，忽略竖向剪切力的作用，边坡稳定的安全系数是滑裂面上全部抗滑力矩和滑动力矩之比。下面的算例将采用简化毕肖普法分析不同情况下加宽路堤的稳定安全系数。第四章结合部处治技术的对比分析结合部处治的目的是采用一定的技术措施，增强新老高速公路结合部的横向连接稳定性，减少新老路的差异沉降，避免病害的产生。新老路基结合部的处治有其特殊性，采取处治技术时需考虑下列因素：(1)必须考虑老路的地基处理方法和目前的地基状况，同时保证施工期间的老路路基稳定和新路路基稳定；(2)减小新老路基的差异沉降和附加沉降，同时使差异沉降能够缓和的过渡；(3)在技术合理的基础上加快施工周期，降低施工期间维持交通正常运营所需的费用。4.1处治技术的设计思路4.1.1路堤加筋路堤加筋是利用筋材的抗拉特性，通过与周围土界面的摩擦和咬合作用产生应力传递，改变土体的应力场和应变场，增强土体的强度和韧性，从而改善填料变形性能，提高土体稳定性。路堤加筋主要有下面三个方面的作用[33]：(1)承担竖向荷载引起的水平推力，提高地基承载力（图4-1）。路堤荷载除产生竖向荷载外，还会引起由轴线向两侧的水平推力，这种水平荷载的的存在对于地基承载力的充分发挥是十分不利的，在加筋路堤中，利用加筋体良好的受拉特性来承担水平荷载，就能显著提高地基承载力。图4-1加筋体承担水平推力示意图图4-2加筋体约束侧向变形示意图(2)增强地基土的约束力，减小水平位移（图4-2）。在未加筋路堤中，由于路堤填料为散体材料，不能提供有效的拉力，地基表层土的侧向得不到约束，而在加筋路堤中，由于加筋体的存在通过加筋体和地基土之间的界面作用，侧向变形受到加筋体的约束，同时在筋体中会由此产生一个附加的拉力。(3)改变地基竖向应力的分布，调整了横断面的不均匀沉降。因此，在新路堤底部铺设高模量的土工格栅，可以提高软土地基的承载力，减小堤底的侧向位移，增加路堤稳定性，缓解横断面内的不均匀沉降，同时在结合部的台阶式拼接处，埋设横贯新老路堤的土工格栅，协调新老路堤的强度和刚度，使新老路堤成为一个整体。4.1.2粉喷桩复合地基现行规范和工程中常用的软基处理方法主要有：砂碎石垫层法、等载超载预压法、塑料排水板法、复合地基等，不同的地基条件适合采用不同的地基处理方法，表4.1常用三种地基处理方法的对比。表4.1地基处理方法的对比分析从上表可以看出，考虑到结合部处理的稳定性要求、沉降要求和时间性，结合部适宜采用复合地基。可能适用的处理方法有CFG桩复合地基，大直径混凝土管桩复合地基，粉体喷射搅拌桩复合地基，高压旋喷桩复合地基等，这里重点讨论施工工艺成熟的粉喷桩复合地基。粉喷桩是深层搅拌法的一种，利用水泥、石灰等粉体材料作固化剂，通过特殊的搅拌钻机定时定量喷出，就地将软土和固化剂强制搅拌产生一系列物理化学反应，使软土结成具有整体性、水稳性和一定强度的水泥柱体而复合地基。粉喷桩处理后，其主要的优点在于：(1）根据其作用机理，使得传递到复合地基下的附加应力减小，从而达到减小由于新增荷载引发原有路基沉降之目的；同时新路基地基经过加固处理，沉降相应大大减小。(2)粉喷桩结合土体形成的复合地基具有较高的抗剪强度，能有效防止拼接加宽过程中老路地基的侧向滑移，保证路堤的稳定。(3)施工周期短，可以降低施工期间维持交通正常运营所需的费用。粉喷桩处理结合部地基可采取如图4-3两种布置方式中的一种。图4-3粉喷桩处理结合部地基示意图4.1.3轻质路堤轻质路堤包括粉煤灰路堤和EPS路堤。EPS轻质路堤是利用EPS材料的超轻性、耐压缩性及高强度等特性代替常规的土、石材料填筑公路路堤，对于软土地基上控制路堤沉降防止路堤滑塌具有很好的效果。填筑路堤的EPS材料，容重为0.2kN/m3-0.4kN/m3，在弹性压缩范围内的压缩强度可达100kN/m2，最大吸水量不超过9%。且具有耐腐蚀、耐微生物的侵蚀、自立性好等特点。EPS轻质路堤适用于软土地基上的桥头路堤堤，滑塌地段的修复路堤及稳定性较差地段的路堤填筑，具有施工速度快、施工简单、不受气候条件限制等优点，特别适用于抢急工程的路堤填筑，该技术已成功地应用于杭甬高速公路、杭州市绕城公路等工程。但EPS路堤的成本较高，目前市场价格20Kg/m3的EPS块为260元/m3左右。与EPS路堤相比，粉煤灰路堤是常用的轻质路堤，更加具有环保性和经济性，同时以下优点使得其适合软土地基上结合部的路堤填筑：(1)容重小，最大容重为1.4g/cm3-1.6g/cm3。无疑，用粉煤灰填筑路堤，可以大大降低路堤对地基的荷载，有利于减少地基沉降以及新路堤对老路堤的附加压力。在软基路段和高填方路段，这一优点更为突出。(2)采用粉煤灰（掺少量石灰）填筑路堤，可以形成一定的强度，从而达到降低路堤本身沉陷的目的。(3)粉煤灰具有振动易密性,施工方便，对于压路机难以正常作业的匝道端部特别有利，在靠近匝道端部的死角，可采用小型平板振动器振压即可达到足够的密实度。4.1.4隔离墙隔离墙实质上是高压喷射注浆法的一种，是利用钻机把带有喷嘴的注浆管钻进土层预定位置后，用高压设备将浆液或水以20MPa左右的高压流喷射出，冲击破坏土体，同时钻杆以一定速度向上提起，浆液和土粒强制搅拌混和后凝固形成固结体。采用高压喷射注浆法形成隔离墙分为两个阶段。第一阶段为成孔阶段，即用普通或专门的钻机，驱动密封良好的喷射管和带有一个或两个横向喷嘴的特制喷射头进行成孔，程成孔时采用水冲或振动的方法，使喷射头到达预定的深度。第二阶段为喷射加固阶段，即用高压水泥浆（或其它硬化剂），以高压通过喷射管由直径约为2mm的横向喷嘴向土中喷射，与此同时，转杆向上提升，由于高压喷射流有强大的切削能力，因此喷射的水泥浆一边切削土体，一边与之搅拌混合，形成一道水泥与土混合的加固体即隔离墙。实际上隔离墙作为高压喷射注浆法的一种，属于路堤加固技术中的侧向约束法。侧向约束法是在路堤两侧堤角附近打入水泥墙、钢筋混凝土桩或者设置片石齿墙等，以此来限制基底软土的挤动，从而保持基底稳定，减小边载对原路堤引发的附加沉降，一般适用于软土底部有坚硬土层时，这样墙体不会发生过大的竖向沉降，与粉喷桩相比有很大的经济优势。隔离墙在设计中要求墙体能够承受由于新路堤的建设所产生的沉降对墙体引起的负摩擦阻力和阻挡土方填筑工程中土体水平位移对临近土体固结的传递影响。因此，隔离墙的各项性能指标应满足下列要求：(1）隔离墙搭接处厚度不小于200mm，墙深视软土厚度而定，位于老路坡角下方附近位置；(2)钻孔直径168mm，钻孔间距1.6m-1.8m，钻孔斜度小于1％，折线摆喷的倾斜角为25°；(3)隔离墙施工7天后抗压强度不小于1MPa；(4)定喷墙渗透系数小于；(5)隔离墙材料及配合比为水:水泥:粉煤灰:水玻璃:膨润土＝108:100:35:4:4，水泥采用425#普通硅酸盐水泥，水玻璃模数2.4-3.4，膨润土的细度满足施工要求[26]。墙体可选择厚度为30cm的直线型布置，但直线型施工方案垂直度较难控制，对接出可能产生搭接错位，搭接质量无法保证。因此，可采用双喷嘴单墙折线型布置(图4-4)，倾斜角25°。该方案实际上把线与线的搭接变成面与面的搭接，从而根本上改变了搭接质量，同时减小了工程量，降低了造价。图4-4隔离墙直线对接和斜交对接示意图4.2处治技术的效果对比4.2.1处治技术的计算参数在计算不同处治技术的影响效果时，粉煤灰本构采用Duncan-Chang模型，格栅视为只能承受轴向力的单元（bar），材料为线弹性，隔离墙视为梁单元（beam），材料为线弹性，粉喷桩视为性能得到改善的土体，本构仍然采用Duncan-Chang模型，界面单元采用考虑竖向刚度和切向刚度的接触面单元，刚度系数为定值，具体的计算参数如下：(1)格栅埋设在地基表面，左侧深入老路坡角向内2m，取E=1000kN/m，接触面的法向刚度和切向刚度分别为Kn=1000MPa，Kt=10MPa。(2)粉喷桩的桩径取0.5m，桩长取10m，间距1.5m，掺灰比10％，自老路坡角向内2m起向外布设，呈梅花形，桩体采用邓肯－张模型，计算见表4.2。(3)粉煤灰的计算参数见表4.3。(4)隔离墙深度取15m，厚0.5m，位于老路坡角下方，取E=90Mpa,ν=0.167,接触面的法向刚度和切向刚度分别为Kn=1000MPa，Kt=10MPa。表4.2粉喷桩桩体计算参数表4.3粉煤灰计算参数4.2.2对新老路堤变形的影响图4-5和4-6是不处理和加筋路堤、粉喷桩复合地基、轻质路堤和隔离墙四种处治技术下新老路堤表面的沉降曲线和水平位移的对比，可以看出：图4-5不同处治技术下新老路堤表面的沉降图4-6不同处治技术下新老路堤表面的水平位移(1)无论采用何种处治技术，新老路堤表面的不均匀沉降（或坡比）和水平位移都有不同程度的减小，从而降低了结合部路面损坏的可能性。(2)不同的处治技术的效果排序为：粉煤灰＞粉喷桩＞隔离墙＞路堤加筋。(3)粉煤灰作为加宽路堤的填料后，新老路堤表面最大不均沉降的坡比从0.79％减小为0.39％，降低了0.4％；最大水平位移从2.74cm减小到1.44cm，减小的百分比约50％。4.2.3对地基变形的影响图4-7和4-8是不处理和加筋路堤、粉喷桩复合地基、轻质路堤和隔离墙四种处治技术下地基表面的沉降曲线和水平位移的对比，可以看出：图4-7不同处治技术下新老路堤地基表面的沉降图4-8不同处治技术下新老路堤地基表面的水平位移(1)无论采用何种处治技术，地基表面的沉降和水平位移都有不同程度的减小，从而增大了加宽路堤的稳定性，防止新路堤下沉过大对老路堤产生的破坏。(2)不同的处治技术的效果排序为：粉煤灰＞粉喷桩＞隔离墙＞路堤加筋。(3)粉煤灰作为加宽路堤的填料后，地基表面最大沉降从18.01cm减小到9.83cm，减小的百分比为45％；老路堤地基的最大水平位移从-3.5cm减小到-2.17cm，减小的百分比约38％，新路堤地基的最大水平位移从4.63cm减小到2.02cm，减小的百分比约57％。4.2.4对地基应力状态的影响土中某点濒临剪切破坏的极限条件是法向应力σ和剪应力τ的某种组合符合库仑强度准则，是一种剪切破坏。图4-9是有无路堤加筋加宽时地基和路堤的剪应力等值线，可以看出加筋减小了地基的高剪应力区，尤其是减小了地基浅表层的剪应力水平，增加了加宽路堤的稳定性。图4-9加宽后地基的剪应力等值线（kPa）（左图未加筋，右图加筋）此外，计算中发现由于粉喷桩的作用，在加固区出现应力集中，桩体的最大主应力大于桩间土的最大主应力，同时下卧层的最大主应力等值线上凸，最大主应力大于同一水平面上其它各点的最大主应力（图4-10），说明填土荷载通过粉喷桩向下传递深度增大，从而使得路堤荷载主要由桩体和压缩性小的下卧层承担，减小了软土的沉降和侧向变形。图4-10粉喷桩处治加宽后的最大主应力等值线（kPa）4.3路堤加筋的参数分析4.3.1加筋层数和模量的影响影响路堤加筋效果的因素很多，主要有软土层厚度，加筋模量、加筋层数及位置、加筋－土界面强度、地基强度和施工速度等，下面仅对加筋层数和模量对结合部路堤性能的改善作一简要分析，表4.4是不同加筋层数和模量下处治效果的对比。表4.4格栅层数和模量对加宽处治效果的影响对比从上表可以看出：(1)格栅层数的增加，加筋的效果没有明显的改善，说明路堤中间格栅的放置无法改变地基的应力分布，从而减小沉降和增加稳定性。但工程实践表明，路堤中部的格栅可以增加路堤的整体性能，改善路基土的抗变形能力，提高路基土的回弹模量，尤其是拼接处横贯新老路堤的格栅的放置，能加强新老路基的横向连接，缓解不均匀沉降，防止路面裂缝的产生。(2)随着格栅刚度的增加，沉降和侧向位移均有减小，说明加筋的效果有所增强，所以工程中应该选择模量高的格栅。计算同时表明，加筋对沉降、侧向变形的影响与模量并不是线性正比关系，当加筋刚度增大到一定程度之后，能减小的沉降和侧向位移越来越小。4.3.2格栅的应力分析格栅的拉力发挥程度是保证加筋起作用的关键因素。图4-11是不同位置路堤加筋时格栅的应力分布曲线。图4-11格栅不同位置的拉应力分布从上图可以看出：(1)格栅处于受拉状态，出现“拱效应”，最大拉力发生在老路坡角附近，在新路坡角附近，由于荷载很小，格栅未受到摩擦力也就不能发挥作用，当无预应变时，可以近似认为拉力为零。由于地基土在填料竖向荷载长期作用下产生固结变形，地基表层将产生“锅底状”的沉降变形，于是路堤在横截面上将产生受弯的效应，但由于路堤填料不能提供拉力，拱的效应不能很好发挥，堤底将产生张拉裂缝；在加筋堤中，由于加筋体良好的受拉特性，使得土拱能够得到足够的拱脚水平力，可以形成有效的土拱效应，路堤在横截面上就像是一根受弯的梁，加筋体就相当于梁中承担拉力的钢筋，这样就充分利用了路堤填料本身的刚度，调整了地基的沉降变形。(2)单层格栅和两层格栅相比，底层格栅的应力状态几乎一致，第二层格栅的应力要明显小于底层格栅，说明由路堤填料竖向荷载引起的水平荷载主要由底层格栅承担，这也说明了为什么两层格栅的加筋效果与单层格栅相比只有略微的增强。4.4粉喷桩复合地基的优化设计4.4.1复合地基优化设计思路计算中发现，粉喷桩桩长对沉降影响显著，桩长＜10m时，随桩长增加沉降减小显著，表现为曲线呈明显的下降型，当桩长＞10m时，桩长增加仍能减小沉降，但沉降减小幅度不如桩长＜10m时显著，表现为曲线变缓，这主要是因为软土层厚为10m，说明桩长超过软土层厚度后，对沉降影响减弱。总的来说，下卧层土体压缩量是粉喷桩复合地基总沉降的主要组成部分，桩长的增加可以减小下卧层土体的压缩量。因此，从解决稳定的角度考虑，粉体搅拌桩的长度可以根据最危险滑弧的位置确定，即保证滑动面最低位置与桩体相切；而从减小沉降的角度考虑，是增大加固区深度，即增大桩长使其穿透软土层，减小下卧层的压缩量。如果采取增加复合地基置换率和桩体刚度的方法减小加固区的压缩量，因其本身压缩量较小，进一步减小的潜力不大，而且上述措施会增大加固区下卧层的附加应力，反而可能增加总沉降量。由于目前国内施工机械性能的限制，桩长超过15m就难以成桩（主要是喷粉压力不足，底部桩体无水泥灰），所以当软土层的厚度超过15m时，粉体搅拌桩只能做到15m，对复合地基与持力层之间所夹软土层的沉降可以通过一定时间的预压来消除。由此可以得到粉喷桩复合地基优化设计思路：复合地基加固区置换率和桩体强度要满足复合地基承载力的设计要求，在此前提下，增加复合地基加固区深度可有效减小地基沉降。此外，根据荷载作用下复合地基中附加应力分布情况，加固区深度可采用变刚度设计，以有效减小压缩量，具体措施可以有：(1)桩体采用变刚度设计，浅部采用较大刚度，深度采用较小刚度，对于水泥搅拌桩可以浅部采用较高水泥掺和量，深部采用较低水泥掺和量。(2)沿深度采用不同的置换率，例如由一部分长桩和短桩结合组成的长短桩复合地基。4.4.2按沉降控制复合地基的设计任何工程设计都要同时满足承载力要求和小于某一沉降量的要求，也就是说无论按承载力控制设计还是按沉降控制设计都要满足上述要求，那两者究竟有什么不同呢？认为主要是工程对象和设计思路的不同。例如浅基础，通常是按承载力控制设计，然后验算沉降量，对沉降量验算结果只是要求计算值满足小于某一数值，而不管其量值大小。如果承载力或沉降量不能满足要求，通常要改用桩基础或复合地基。按沉降控制设计思路是先按沉降控制要求进行设计，然后验算地基承载力是否满足要求。对于复合地基可以这样进行，现按不同的加固区深度计算复合地基置换率与沉降的关系曲线，如图4-12，当沉降量控制值为150mm时，加固区深度取16m时，置换率可取16％，加固区深度取12m时，置换率可取20％，加固区深度8m时，置换率高达30％还不能满足要求，然后通过经济比较取某一技术可行方案，再验算复合地基承载力，满足要求即可。如不能满足要求，可通过提高置换率来提高地基承载力。按沉降控制设计的最大优点在于可以控制基础工程的投资，达到经济的目的。图4-12复合地基置换率与沉降关系曲线示意图4.5隔离墙的参数分析4.5.1隔离墙受力特性、位移分析隔离墙的水平位移、竖向位移分布如图4-13。在隔离墙施工前老路的沉降已经基本完成，一次新路施工前隔离墙两侧的水平土压力σx大致等于Kγz0，新路施工后，外荷载的加入使隔离墙两侧受力不相等，靠近老路一侧的应力大于另一侧的应力，所以隔离墙整体向老路方向移动，知道两侧受力相等为止。计算表明，墙体最大水平位移发生在地表以下2m-4m处，该处地质情况为淤泥质亚粘土，呈软塑至流塑状，属高压缩性、低承载力层，同时墙顶最大竖向位移为6.78cm。图4-13隔离墙水平位移和竖向位移分布图4.5.2隔离墙深度和厚度的影响隔离墙的入土深度直接影响到墙的稳定、变形和它所起的作用。隔离墙深度不够，没有达到硬土层，轻则水平位移过大，难以达到设计目的，重则隔离墙产生竖向滑移，导致工程失败。图4-14为不同深度的隔离墙的处治效果，可以看出随着隔离墙深度的增加，处治效果略有增强，因为隔离墙深10m时已经穿透软土层到达较硬土层，再增加墙的深度的作用不是很明显。图4-14不同深度的隔离墙的处治效果同时本文对隔离墙取多种厚度进行计算，发现隔离强的厚度对处治效果的影响极小，可以忽略不计，如图4-15，而且隔离墙厚度过大（≥1.5m）时，本身重量过大，会产生较大的竖直沉降而影响它的处治效果。从减小工程造价的角度，墙应该越薄越好，但通过计算发现，当墙厚小于50cm时，随着墙体水平位移的增大，墙所受应力迅速增大，其所受强度已迅速接近并超过墙最大容许应力1.0MPa。因此，结合各方面的因素考虑，认为墙厚取50cm-70cm最为合适。图4-15不同厚度的隔离墙的处治效果4.5.3隔离墙位置的影响图4-16为不同位置处的隔离墙的处治效果，可以看出，隔离墙离老路越近，对老路不均匀沉降和水平位移的减小就越明显，但对新路沉降的减小作用就减弱，隔离墙远离老路则反之。图4-16隔离墙位置对处治效果的影响4.6试验段工程4.6.1工程概况高速公路的变形半定向立交方案。本期实施中，E、H匝道与原京沪高速公路的交接部分为新老高速公路的结合部，作为本次研究的试验段进行处理，匝道为双车道匝道，宽度为0-12.5m，路堤最大高度4.4m，平均高度3.88m。土体以第四纪全新世纪及晚～中更新世冲积物为主，厚度大于40.00m，岩性以硬塑状粘性土为主，强度较高，分布稳定，具体情况如表4.5。表4.5互通E、C、H、I匝道地基状况京沪高速公路丁伙枢纽工后实测累计沉降量（2001年11月）为2mm-4mm，工后沉降速率为0.12mm-0.25mm/月。具体情况如表5.6。表5.6京沪高速公路（老路）丁伙互通段基本情况注：BK为京沪高速公路桩号。根据丁伙互通的实际情况和京沪高速（老路）的工后沉降观测资料，分析后试验段采用的处治方案如表5.7。表5.7新老路基结合部处治方案注：1、为控制含水量，粉煤灰中掺6％的石灰处理.2、格栅技术要求为双向抗拉强度不小于25KN/m，延伸率不大于12％，共埋设三层，从原地面起每隔60cm埋设一层。4.6.2观测结果及分析观测主要包括新路地基工后沉降的观测和老路路面表面沉降的观测（如图5-18）。新路地基工后沉降通过埋设沉降板进行观测，沉降板埋设在丁伙枢纽E、H匝道新路路堤底面中，纵向每个试验段设置两个沉降观测断面，每一个沉降观测断面按设置两个竖向沉降观测点，在路堤不断填高的施工过程中，通过在沉降板上接长铁管的方法来观测沉降；老路路表面的沉降通过京沪高速公路表面观测点进行观测，主要观测拼接后新路对老路表面的附加沉降和横坡比的改变。图4-17试验段沉降观测立面、平图示意图(1)新路堤对老路附加沉降新路堤对老路的附加沉降见表4.7。表4.7结合部拼接对京沪高速公路的附加沉降从上表可以看出：①由于丁伙枢纽地基状况较好，结合部拼接对京沪高速公路附加沉降的影响较小，最大附加沉降为19mm，最大横坡比改变为0.1％；采取不同的处治措施后，附加沉降和横坡比改变明显减小，最大附加沉降由19mm减小为9mm-12mm，最大横坡比改变由0.1％减小为0.03％-0.06％，表明对于非软土地基，格栅与粉煤灰处治结合部均可收到较好的处治效果，粉煤灰的处治效果尤其显著。②H匝道附加车道处地表原为池塘，清淤回填后，在地表设置了20cm的级配碎石垫层，起到了较好的效果。可以认为通过碎石垫层的应力消散和应力重分布，改变地基土体上不均匀外荷分布为均匀分布，改善地基受力和变形条件，减少沉降，提高稳定性，此法适合处理浅层软土和地区性特殊土，特别是地下水位上回填量大的地段。(2)新路堤沉降表4.8E、H匝道观测点实测沉降数据从上表可以看出：①由于丁伙枢纽地基状况较好，结合部新路堤的地基沉降较小，最大沉降仅为15mm；采取不同的处治措施后，沉降明显减小，最大沉降由15mm减小为10mm，不同处治技术相比粉煤灰段的沉降最小。②靠近老路处地基应力实际上大于远离老路处，应产生较大的沉降，但由于在老路堤的先期作用下地基强度有所提高，因此并不比远离老路处的沉降值大。(3)结合部横向不均匀沉降表4.9结合部横向不均匀沉降图4-18结合部的横向沉降曲线从上图可以看出：①新路的沉降要大于老路的沉降，但由于地基较好，不均匀沉降值较小。②上述处治措施能够较好的减小不均匀沉降，最大不均匀沉降从16mm减小为6mm-9mm，其中粉煤灰的处治效果最为明显。③计算和实测格栅应变表明：底层格栅的应变明显大于路堤中部的第二层格栅，说明荷载的调整作用主要靠底层格栅发挥；靠近老路堤边坡处格栅的拉应变较大，距格栅左端1/3长度距离处出现最大值，然后拉应变逐渐减小。④根据孔隙水压力值判断极限状态下堤基软土层中已发生了剪切破坏且偏向新路堤一侧；根据沉降测值表现为堤身中部的凹陷破坏，同时老路顶面出现贯通的横向裂缝。⑤试验段工程表明，非软土地基上处治技术的采用对缓和不均匀沉降，减小新路沉降起到了一定作用，但效果不明显，对比而言粉煤灰的效果最为显著。第六章不均匀沉降对路面结构的影响及其控制标准我国大多数高速公路采用半刚性路面结构，半刚性基层具有较大的刚度和良好的整体性，结合部土基不均匀变形的存在会加大半刚性基层材料的弯曲程度，在路面结构自重和行车荷载作用下，基层底面拉应力会因此而增大，疲劳寿命相应降低。在目前的结构分析和设计方法中，土基不均匀变形导致基层底面拉应力增大，进而导致加速破坏的现象往往被人们忽视。土基不均匀变形的大小和范围，不均匀变形对基层应力状况的影响，以及如何采用合适的指标控制不均匀变形和在路面结构设计中考虑不均匀变形的影响，都是值得探讨的问题。6.1土基不均匀变形对路面结构的影响6.1.1土基不均匀变形的产生软土地基上高速公路拼接加宽时，作用在老路堤边坡上的土方必然会引起老路基的附加沉降，老路基不同位置的附加沉降不同，会引起老路表面横坡比的改变，影响路面服务性能，在附加沉降较大时有可能使路面出现纵向裂缝，同时，老路基下地基土已经基本固结，新路基下软土固结则刚刚开始，工后沉降比较大，新老路基之间也会产生相对较大的差异沉降。根据第三章的有限元计算结果，可以得到新老路堤顶面的最大不均匀沉降的坡比（见表6.1）。表6.1新老路堤顶面的最大不均匀沉降坡比此外，由于土是一种弹塑性变形体，在行车荷载作用下除了产生弹性变形外，还产生累积的塑性变形。由于渠化交通或驾驶心理的作用，在路面宽度范围内，车辆荷载的作用是不均匀的，大部分车辆荷载会集中作用在某一范围内，实测双车道高速公路轴载横向分布频率表明，外侧车道承担了大部分交通量，而且轮迹带的分布集中，这一范围内的土基所承受的荷载较大，作用次数较多，因此塑性累积变形也就较其他位置要大，这样导致土基产生不均匀变形。6.1.2土基不均匀变形引起的附加应力沥青路面结构中的基层分为柔性基层和半刚性基层两种，柔性基层通常包括级配碎石、沥青碎石和粗粒式沥青混凝土，其中级配碎石属于松散性材料，沥青碎石和粗粒式沥青混凝土属于粘弹性材料，在高温、长时间结构自重作用和行车荷载作用下会发生蠕变，可以产生局部变形跟随土基的塑性变形土基塑性变形的增大反映为路表车辙深度的加大，因此，柔性基层路面主要通过控制土基的塑性变形来控制路表车辙。与柔性基层不同的是，半刚性基层具有较大的刚度和良好的整体性，不属于松散型材料，也不具有粘弹性，局部不会产生变形，因此对于土基变形不会产生跟随作用，而是进行整体性的适应。因此，土基永久变形的存在会导致半刚性基层和土基间的脱空，或加大半刚性基层材料等整体性基层的弯曲程度，在路面结构自重和行车荷载作用下，基层或底基层底面的拉应力会因此而增大。一般认为半刚性基层路面结构假定为弹性层状体系比较接近，分析参数也容易获取是一种较为合理的路面结构分析方法。目前国内外大多数沥青路面设计方法都采用这种模型来计算应力、应变和位移等路面结构响应。弹性层状体系适宜解决轴对称课题，尚不能解决这种土基的顶面有不均匀变形的问题。但这种问题在有限元方法中可以把土基的不均匀变形转化为路面结构底部的初始位移，计算荷载作用下路面结构产生的附加应力。有限元计算会产生一定的偏差，为了消除或减弱这种偏差，应用有限元方法计算出有无不均匀变形时的基层应力比－附加应力系数α，假定这一关系同样适用于弹性层状体系计算的应力，得出考虑土基不均匀变形后的应力，有限元分析的示意图如图6－1。图6-1有限元分析示意图一般情况下，随着土基不均匀变形的增大，基层由于脱空而造成的应力也会相应增大，分析基层应力随不均匀变形变化的规律，结果如表6.2和图6-2，其中附加应力系数α为考虑不均匀变形后的基层应力同完全接触时的比值。分析时，路面宽度取10m，厚度20cm，模量1500MPa，泊松比0.25，基层模量取1500MPa，泊松比0.25，厚度取20cm，30cm，40cm三种，土基模量取30MPa，泊松比0.35，最小变形取0.1cm，最大变形取5.0cm，由于分析的是不均匀变形对路面结构的影响，计算中考虑路面结构自重的影响，沥青混凝土密度取2.0g/cm3，半刚性基层密度取2.2g/cm3。表6.2不同土基不均匀变形时的基层附加应力系数α图6-2X和Y方向基层应力系数随土基塑性变形的增长(左图为X方向，右图为Y方向)从表6.2和图6-2可以看出：（1）土基不均匀变形对基层应力的影响非常大，对于基层厚度30cm的情况，当土基不均匀变形为1cm时，X方向基层应力为完全接触时的4倍；不均匀变形为5.0cm时，X方向基层应力为完全接触时的7倍。（2）X方向基层应力的增大幅度大于Y方向基层应力的增大幅度，对于基层厚度30cm不均匀变形2cm的情况，X方向基层应力系数为5.0，而此时Y方向为2.0。（3）X方向基层应力的增大幅度因基层厚度不同而异，基层厚度越大则X方向基层应力的增大幅度越大；而Y方向基层应力的增大幅度同基层厚度没有明显的关系。6.1.3附加应力对基层疲劳寿命和开裂的影响规范中采用的无机结合料稳定集料类的疲劳方程σSP/σR=0.35e0.11N。基层应力的增大必然会减小其疲劳寿命，表6.3为不同基层厚度和土基不均匀变形下基层的疲劳寿命对比，其中路面结构取面层厚度20cm，模量1500MPa，基层厚度分别取20cm、30cm、40cm，模量1500MPa，底基层厚度20cm，模量600MPa，土基模量取30MPa，劈裂强度σSP取0.5MPa，采用Apbi弹性层状体系程序计算完全接触时的基层应力，乘以对应附加应力系数α得到已知土基不均匀变形下的应力，土基不均匀变形取0.1cm、0.5cm、1.0cm三种情况。表6.3不同基层厚度和土基不均匀变形下的基层应力和疲劳寿命从上表可以看出：(1)考虑土基不均匀变形后基层的疲劳寿命有大幅度的降低，不均匀变形1.0cm时，疲劳寿命减小到原来的一半左右。(2)随着基层厚度的增大，不均匀变形产生的附加应力系数增大，但基层底部的弯拉应力减小，综合而言，相同的土基不均匀变形时，疲劳寿命仍然随基层厚度的增大而增大。当土基塑性变形达到2.0cm，相当于不均匀变形坡差约为2/5＝0.4％时，附加应力系数α可以达到5.0左右，此时基层底部的总应力σ基层＝σ荷载+σ土基变形附加，很有可能超过基层材料的劈裂强度σSP＝0.5MPa，从而直接导致基层的开裂。因此，可以认为路面结构性能允许的土基不均匀变形的坡比为0.4％。现行规范中基层拉应力指标仅考虑行车荷载作用，没有考虑温度和湿度变化，尤其是温度变化对基层应力的影响，也没有考虑土基塑性变形对基层应力的影响，如前分析，土基很小的不均匀变形就会产生很大的附加应力，急剧减小基层的疲劳寿命。因此，应该在路面结构设计中考虑土基变形的影响，基层应力可以计算：σ基层＝σ荷载+σ温度收缩+σ温度翘曲+σ土基变形附加。此外，由于路面各层附加应力随着路面各结构层的厚度和模量的增大而增大，所以在会产生不均匀沉降的路段采用半刚性基层时，其厚度和刚度不应太大，也可以考虑采用柔性基层路面结构或连续配筋混凝土路面结构，增强路面结构对土基不均匀变形的适应能力。6.2结合部的沉降控制标准国内外研究资料表明：各国公路工程工后沉降指标不尽相同，而且还缺乏确定工后沉降指标的相应方法。在1971年，美国的研究报告中指出：路面的容许总沉降或差异沉降不做规定。除了对桥头引道外，通常规定为1.27cm-2.54cm外，一条公路的工后沉降为30cm-60cm允许的，在某些管理部门还容许0.17％的差异沉降。日本道路公团“设计要领”，对高速公路规定：路面完工后的平整度的容许沉降量为10cm。1989年日本道路协会《道路土工、软弱地盘对策指针》指出：路堤中心处路面铺筑后3年的允许剩余沉降量根据道路的重要性确定，与桥梁构造物连接的路堤为10cm-30cm。但是，在实际设计中日本限制并不严格，一些高速公路也并未按上述容许工后沉降进行设计。另据日本有关专家介绍：认为路堤的沉降并不构成问题，而与桥梁等构造邻接的路堤的工后沉降值得重视。联邦德国工后沉降的限制则特别严格，有两个指标，即相对沉降（工后沉降与总沉降量之比）为5％-15％，绝对沉降为3cm-5cm，特殊情况下为10cm，且要求两个指标同时满足。沪嘉高速公路试验研究指出，沪嘉高速公路在桥台处设搭柱，邻近桥梁构造物的路堤取容许工后沉降值10cm，并在50m范围内逐渐过渡到容许工后沉降30cm，其沉降差为0.4％。正常路段允许工后沉降取30cm，其横向沉降差为0.48％。莘松高速公路在试验研究中指出，路堤的容许工后沉降应根据路堤的高度来确定，当路堤高度大于2.35m时，则容许沉降为10-15cm，当路堤高度小于2.35m时，则容许工后沉降为10cm。综上所述，不同国家、不同道路的沉降标准差别很大，究其原因主要有：①地质情况千差万别，处理方法不同；②施工技术要求不同；③路堤高低不一。因此，结合部应当有适当的工后沉降和不均匀沉降标准，保证结合部路堤在施工期间和完工后通车期间的稳定，不因填筑荷载或交通荷载的作用而引起路面开裂、路堤滑坡、路堤的横坡比改变等破坏，也不给桥台、涵洞、挡土墙等构造物带来过大变形。6.2.1不均匀沉降的标准从上面的分析可以看出，为保证土基不均匀变形引起的基层附加应力和荷载应力不超过基层材料的极限抗拉强度，允许的不均匀沉降坡比为0.4％。值得注意的是，即使不均匀变形小于0.4％，也会增大基层底面的拉应力，大大减小基层的疲劳寿命，加速路面结构的破坏。从路面功能性要求方面考虑，根据我国《公路路线设计规范》，高速公路沥青混凝土、水泥混凝土路面的路拱横坡为1％-2％，为及时将路面水排出，保证行车安全，设计中一般取2％。不均匀沉降发生后，其路面结构的横坡不应超过公路等级规定的标准。因此，即使设计时取1％的横坡，横向不均匀沉降的坡差改变也不得大于1％。平整度是高等级公路表面性能的一项重要指标，我国《公路工程技术标》准对平整度尚无统一的指标，只是在《公路质量检验评定标准》中有规定：路面竣工后，路面的不平整度指标不得超过5mm/3m，若半幅路面宽度为13m，类推可得2cm/13m。因此，可取2cm作为平整度变化标准，最大横坡改变为2/1300=0.15％，可以看出，平整度对不均匀沉降的要求过于苛刻，很难满足。因此，路面结构性能允许的不均匀沉降坡比为0.4％，路面功能性要求允许的不均匀沉降坡比为0.15％。6.2.2工后沉降标准关于高速公路沉降控制标准，目前采用的方法有固结度法，沉降速率法以及工后沉降量法三种，所谓固结度法是指路堤修筑后，地基的固结度达80%～90%后再修筑路面，从概念上讲，此时绝大部分的沉降量已发生，残余沉降不会很大，但当总沉降量很大时，即使尚有10%-20%固结度未完成，今后在使用期仍有可观的沉降量发生，这是此法的缺点。沉降速率法是在路堤修筑以后观测沉降变化过程，当沉降速率小于某一数值(如10mm/月)后再铺设路面，根据观测到的沉降变化过程还可推算出今后尚可能发生的沉降量，此法较为合理，但需建立现场沉降观测资料，施工期限也较难预估。工后沉降法是以公路在整个运用期可能发生的沉降量大小进行控制，一般认为高速公路运行15-20年后即需进行大修。工后沉降的时间范围有的从铺设路面时开始，也有从铺完路面后算起的。由于铺设路面所增加的荷载，对软土地基有时会产生可观的沉降量，认为还是以铺设路面开始算为好，因铺上路面以后所发生的沉降必然影响到路面的质量工后沉降的控制标准，目前国内普遍采用的是桥头接坡处不超过10cm，一般路堤不超过30cm，我们认为是合理的，因为桥墩桥台的基础通常都采用桩基础，本身沉降极小，如桥头填土的沉降过大，则车辆通过时会产生严重跳车，因之要求较严格。至于一般路段，填土高度及地层情况均是渐变的，虽然总沉降量较大，而不均匀沉降仍相对较小，故可适当放宽。控制工后沉降的根本目的是使道路纵坡和横坡不致因沉降差而造成路面结构的损坏以及高速行驶中的车辆平稳和舒适。至于通道及涵管等人工构筑物衔接处的工后沉降，一般亦按桥头的控制标准。我们认为可根据构筑物地基的不同处理方法可适当放宽，如构筑物基础采用的桩基础，则两侧填土工后沉降限制为10cm，如采用浅层处理，或者堆载预压而后反开挖修建构筑物，因此时构筑物和路堤基本是同步下沉的，则允许沉降可放宽至20mm-30cm，此时通道的底部高程应适当提高。总沉降量及工后沉降量的大小，设计时只能通过沉降固结计算求得，计算结果是否与实测值相符，涉及很多因素在起作用，如钻探取样的数量和质量，土工试验技术和成果的分析整理，计算参数的选取和计算方法等。因之计算值与实测值之间往往有一定差距，通常是通过试验路段或工程实例的经验积累，分析相关关系，然后对计算值进行修正。如果新老路堤结合部也按此标准控制，由于老路堤已经工后固结了一段时间，剩余工后沉降肯定小于标准的值，而且软土地基前期的沉降速率一般大于后期，因此新路堤的工后沉降很有可能大于老路堤的工后沉降，引起新老路堤的不均匀沉降。如上分析，当不均匀沉降达到一定数值，基层可能会出现脱空，再加上行车荷载的作用，极易造成基层疲劳寿命的降低，导致路面结构破坏。因此，应该适当提高新路堤的工后沉降标准，建议一般路堤匝道不超过20cm，桥头段不超过10cm。6.3小结(1)土基不均匀变形的存在会加大半刚性基层材料的弯曲程度，在路面结构自重和行车荷载作用下，基层底面拉应力会因此而增大，从而减小基层的疲劳寿命，不均匀沉降坡比达到0.4%后，还可能直接引起基层的开裂。因此，应当采取适当的处治技术使得结合部的不均匀变形控制在一定的范围内。(2)路面结构性能