桩承式路堤范文（精选5篇）
桩承式路堤 第1篇
在软土地区修建土工建筑物常常会面临承载力低、沉降大等问题, 这是由于软土的高压缩性和低强度引起的。在深厚软土区域修建路堤, 常规的地基处理方法, 如堆载预压法, 面临施工周期长、工后沉降大等弊端的限制;采用桩承式路堤技术则是一种十分经济有限的地基处理手段, 在软弱土地基中通过刚性桩加桩帽的形式, 可以有效控制地基的不均匀沉降及工后沉降, 约束地基侧向变形, 大大加快施工速率, 提供路堤稳定性。近五十年来, 桩承式路堤被越来越多的应用于实际工程中, 例如我院于2009年参与设计的崇明至启东长江公路通道工程 (上海段) 中部分路段就应用了这种技术, 并且得到了良好的处理效果。
桩承式路堤是由地基、桩和桩帽与填土路堤所构成的复杂土工结构体系。桩承式路堤的工作机理集中在路堤内部由桩土差异沉降引起的土拱效应, 对于土拱效应的计算是工程师在实际工程应用中非常关心的问题, 因此许多学者作了比较深入的理论研究, 如Terzaghi[1]提出的平面土拱模型、Hewlett和Randolph等[2]提出的半球壳形土拱模型、Kempfert等[3]提出的多拱模型等。试验研究方面, Hewlett和Randolph[2]基于桩承路堤模型试验结果, 并据此提出了桩体荷载分担比的概念。曹卫平和陈仁朋等[4]研究平面土拱, 通过室内模型试验分析了桩土差异沉降、路堤高度与桩梁间距比值等因素对桩土荷载分担及路堤沉降的影响。在此基础上, 曹卫平和胡伟伟[5]更进一步针对三维土拱进行了模型试验研究。在数值计算方面, 一部分学者针对单桩处理范围内的路堤进行了研究[6], 也有针对四根桩的模型进行了模拟[7]以及整个路堤的模拟[8]。
本文采用FLAC3D软件, 以实际工程案例为参考, 以单桩加固范围内桩承式路堤作为研究对象, 将桩间距为影响因素进行考虑, 针对桩承式路堤的受力及变形特性进行研究, 研究成果对工程实践具有一定的参考价值。
2数值模型与参数
数值模型将参考崇明至启东长江公路通道工程 (上海段) 中的典型断面, 计算参数根据实际工程确定。
2.1数值模型建立
数值分析时, 取路堤填土及地基土均为莫尔-库伦弹塑性本构模型, 桩、桩帽、筋材选取线弹性模型, 桩与桩帽采用实体单元进行模拟, 在桩、土之间以及桩帽与土之间设置接触面单元模拟桩土相互作用。数值模型中各模型选用的参数具体见表1。数值模拟时路堤填筑按照分层压实的标准进行模拟, 每次填土厚度约为0.5m, 共分8次加载直至路堤堆载完成。
3数值模拟计算结果分析
3.1路堤及地基沉降分布
图2为不同桩间距下路堤底面即地基表面沉降分布曲线。由图2可以发现, 路堤底面差异沉降明显, 桩间土沉降明显大于桩顶沉降。桩间距越大, 地基表面沉降越大, 同时桩顶与桩间土差异沉降越明显。值得指出的是, 路堤内部土拱效应的形成正是由于桩顶与桩间土的差异沉降导致的。文献[9]指出, 在路堤荷载的作用下, 由于桩间土的刚度远远小于桩的刚度, 因此, 桩间土的沉降量大于桩的沉降量, 这种差异沉降在路堤自重荷载作用下, 桩间土上部的路堤填料相对桩帽会发生向下位移的趋势, 这一趋势受到了桩帽上部路堤填料的约束作用, 使得路堤填料内部产生剪切应力而引起主应力的重分布, 路堤填料内部形成土拱, 桩间土上部的部分荷载通过土拱传递到桩帽上, 使桩承受较大的荷载, 桩间土上的荷载减小。
图3为不同桩间距下路堤顶面沉降分布曲线。由图3可以发现, 桩间距越大, 路堤顶面沉降越大。同时与图2存在明显不同的是, 路堤顶面并不存在明显的差异沉降。这表明桩土差异沉降由路堤底面向上到路堤顶面逐级减小, 在路堤内部某一高度处桩土差异沉降不再存在, 这一高度即为等沉面。
图4为桩间距为3.2m时路堤堆载不同阶段时路堤内部沉降云图。观察图4 (a) 、 (b) 可以发现, 在路堤高度为1.5m时, 路堤顶面存在明显的差异沉降, 表明此时路堤高度小于土拱高度, 土拱尚未完全形成, 等沉面不存在;当路堤高度为4m时, 路堤顶面差异沉降不再存在, 表明此时路堤高度高于土拱高度, 等沉面的形成使路堤底面差异沉降不再反映到路堤顶面。由此可见, 在公路路堤设计中十分重要, 为确保路堤表面不形成“蘑菇”状凸起而影响使用性能, 应使路堤高度大于等沉面高度。研究表明, 等沉面高度与桩帽净间距有关, 英国规范BS8006 (2010) [10]推荐路堤高度大于1.4倍桩帽净间距。
3.2桩体荷载分担比
图5为桩体荷载分担比随桩间距的变化曲线。桩体荷载分担比指的是桩帽顶部承担的荷载与整个单桩处理范围内路堤填料的总荷载的比值。桩体荷载分担比的大小直接反映了路堤中荷载传递的效果。
观察图5可以发现桩体荷载分担比随桩间距的增大而减小。这是由于当桩间距比较小时, 桩帽处理范围较大, 大部分荷载借由土拱效应传递至桩帽顶部, 桩间土上承担的荷载十分少;而当桩间距较大时, 桩帽处理范围相对于单桩处理范围并不显著, 因此桩间土上承担的荷载增大, 桩体并不能完全发挥作用。因此可以看出, 小桩间距时桩体作用得以体现, 然而桩间距太密会导致投资增大, 因此存在最优桩间距, 兼顾桩体荷载分担比及造价预算两者间的关系。
4结论
本文根据实际工程案例, 采用FLAC3D软件对单桩处理范围内的桩承式路堤进行了模拟, 在此基础上分析了不同桩间距对桩承式路堤工作性能的影响, 得出了以下结论:
(1) 桩承式路堤沉降随桩间距的增大而增大;路堤底面桩土差异沉降明显, 桩顶沉降远大于桩间土沉降;路堤顶面不存在明显差异沉降;
(2) 路堤内部存在等沉面, 等沉面高度与桩帽净间距有关;当路堤高度低于等沉面高度时, 路堤底面差异沉降将投射至路堤表面形成“蘑菇”状凸起;
(3) 桩体荷载分担比随桩间距的增大而减小;存在最优桩间距, 兼顾桩体荷载分担比及造价预算两者间的关系。
参考文献
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桩承式路堤 第2篇
摘 要：从桩土差异沉降、土拱效应、荷载分配三者的关系出发，提出桩体向上刺入路堤的体积等于土拱区体积的压缩量的假设，通过对桩承式路堤进行力学分析，并结合其变形协调特性，推导出用差异沉降表示的桩土应力比以及拱高的计算公式.采用模型试验和数值模拟结果对该方法进行了验证，并分析了桩土面积置换率、填土高度、填土内摩擦角对桩土应力比以及拱高的影响.结果表明了该方法所求得结果与实测值较为接近，验证了其合理性.
关键词：差异沉降；土拱效应；桩承式路堤；桩土应力比；土拱高度
中图分类号：U416.1；TU 473.1 文献标识码：A
文章编号：1674-2974（2016）03-0135-07
现阶段，中国高速公路、铁路建设迅猛发展，施工过程中经常会遇到大面积软土问题，而桩承式路堤作为一种有效适应于该类不良地基的构筑物形式得到普遍应用[1-3]，同时也引起了学术界的广泛关注，他们对桩承式路堤的研究主要集中在对其土拱效应以及桩侧摩阻力分布情况的研究[4].
由于路堤土拱效应对桩承式路堤荷载分配及变形有很大影响，因此国内外学者针对土拱效应进行了大量的研究，提出了不同土拱模型及计算方法.关于土拱效应的研究由来已久，Terzaghi[5]通过著名的Trapdoor试验验证了土拱效应的存在，并提出了平面土拱效应模型：假设填土中的破坏面为通过Trapdoor边缘的竖直面，作用在地基表面的荷载等于滑动体重力扣除边界上的摩阻力.英国规范BS8006 [6]采用了Marston等[7]的竖向滑体土拱模型理论来计算桩顶、桩间土土压力.然而这2种模型仅给出了破坏面位置，没有提出土拱形态，因此，不能准确地反映土拱效应对路堤承载变形的影响，这也是现代学者从“成拱形状与条件”角度分析桩承式路堤土拱效应的原因.
关于路堤“成拱形状与条件”，学者们做了大量假设，Handy [8]分析了沟槽介质由于土拱效应而引起的应力重分布，将近似于悬链线的主应力流线作为拱轴形状.Carlsson[9]和Guido等 [10]分别提出了楔形拱假设，其中Carlsson假设楔形体顶角为30°，而Guido等假设棱锥侧面与底面的夹角为45°，由此提出桩土荷载分担比的计算方法.“楔形假设”计算简便，但由于楔形假设与实际土拱形状有一定区别，从而会导致两者受力状态存在较大差异.因此，为充分模拟路堤的成拱形状，Hewlett & Randolph [11]基于模型试验研究成果，提出了半球壳形土拱模型，并认为拱顶、拱脚的土体达到极限状态，建立了求解土拱效应的解析方法.Low等 [12]利用试验验证了该方法，并将其退化到平面应变状态，简化了计算过程，但该方法计算出的桩体荷载分担比偏大，这是由于拱顶和拱脚的土单元体并不是在任何情况下都会达到极限状态，而是与路堤高度、材料性质、桩间距等因素有关.陈云敏等[13]改进了Hewlett & Randolph基于极限状态的空间土拱效应分析方法，通过引入系数
SymbolaA@ 来判定土体是否进入塑性状态，从而对极限状态分析方法进行修正.周龙翔等[14]认为填土中土拱由拱脚支承在相邻两桩桩顶的主拱与搭接于主拱上的次拱组成， 拱轴线均为悬链线.刘俊飞等[15]通过数值模拟提出桩顶土拱区域内的主应力迹线是一组自桩顶平面向上曲率逐渐增大的变曲率曲线，并据此得到了土拱的高度.综上所述，近年来关于土拱的成拱形状也多集中于圆弧、悬列线等平滑曲线，但上述方法均未考虑桩土差异变形对土拱发挥程度的影响，而在桩承式路堤中，桩土变形刚度的差异往往对土拱发挥有着较大影响，曹卫平等[16]参照Low的试验方法进行了二维模型槽试验，证明了这一结论.针对这一状况，刘吉福[17]利用等沉面概念，提出了“土柱模型”，从而得到了桩土应力比与差异沉降的关系，然而该模型脱离了土拱形状，没有考虑到布桩形式对桩土应力比的影响.
本文拟从桩土差异沉降、土拱效应、荷载分配三者的关系出发，基于路堤变形协调提出土拱区土体压缩变形等于桩顶刺入路堤的体积的假设，继而得到桩土应力比、土拱高度与桩土差异沉降的关系.最后进行参数分析，并结合三者关系，获得土拱效应与桩承式路堤承载及其变形特性的内在联系，以期进一步完善桩承式路堤设计计算理论.
1 模型的建立与求解
1.1 基本假设
桩承式路堤是由路堤填土、桩以及桩间土3部分组成的复杂系统，为了使问题简化，结合前人成果，本文做出如下假定：
1） 路堤填土及桩间土为各项同性的均质材料，土体满足Mohr-Coulomb准则.
2） 土拱问题简化为平面应变问题，即仅考虑二维平面土拱效应[12].
3） 根据文献[18]研究成果，假定土拱拱轴线为合理拱轴线，桩间土应力均匀分布，土拱厚度均匀.
4） 土拱区以上路堤填土之间没有差异沉降，即路堤中能够形成完整的应力拱 [19]，土拱与桩间土始终不脱离.
通过各理论方法与芮瑞等模型试验结果对比，可以看出：本文方法以及刘吉福等的方法与试验结果较为吻合.另外，从图5中可以看出，桩土应力比与填土高度成正比，与桩距比成反比.其中，BS8006 规范由于公式过于简化，考虑因素少，计算出的桩土应力比偏大，只有在桩距比较大（桩距比1∶2.5）的情况下与实测吻合较好.Terzaghi假设路堤填土中存在垂直剪切面与等沉面，适用于较大桩土相对位移和较大的桩距情况，因此计算结果偏小.
2.2 土拱高度
采用有限元软件ABAQUS进行土拱有限元数值模拟分析，路堤填料压缩模量为20 MPa的无粘性土，内摩擦角为30°，重度为20 kg/m3，模型参数取H=6 m，d=0.5 m，分别改变桩间距s（1.5 m，2.0 m，2.5 m），进行3组数值模拟，得到应力场如图6所示，由于对称分布，模型右边界为对称面，即路堤中心线.
选取路堤中心线不同深度各点（按照网格划分选取），其中第1点在路堤顶面，最后一点在桩间土顶面，绘制出形成土拱时各点竖向应力分布曲线，如图7所示.
从图7可以得到，在距离路堤顶面距离较近时，各点的竖向应力为一条直线，且斜率等于20，即土体的重度.随着深度的增加，土拱效应开始发挥作用，将竖向应力传递至桩顶，因此桩间土上方竖向应力先最大值，然后逐渐减小，到达土拱区下方时，竖向应力缓慢增大，最终等于桩间土应力σs.本文将竖向应力极大值点到桩间土顶面的距离作为土拱高度f.并根据公式（26）计算同样得到土拱高度，并进行对比，如表2所示.由此可知，本文计算所得土拱高度与数值模拟结果较为接近，且土拱高度随桩距的增加而增大.
4 结束语
1） 提出桩体刺入路堤填土的体积等于土拱区体积的压缩变形的假设，从而建立土拱形状与桩土参量之间的关系；再根据土拱拱脚处极限平衡状态以及路堤竖向静力平衡，进而得到桩土应力比及其拱高与桩土差异沉降的关系.
2） 结合工程实例，探讨了影响土拱效应的主要因素，结果显示：桩土应力比与路堤高度成正比，与桩体面积置换率、填土内摩擦角成反比；土拱高度与路堤高度成正比，与桩净距成反比，而受填土材料的抗剪强度指标影响不大.
3） 为简化计算，本文假定土拱效应为平面应变状态，且没有考虑路堤加筋的情况，因此对于三维土拱效应以及筋材对桩承式路堤受力特性的影响有待进一步探讨.
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桩承式加筋路堤关键部位分析 第3篇
桩承式路堤是在刚性桩复合地基[1]的基础上,在桩顶平面上增加桩帽与桩顶刚性连接而形成的复合体系[2]。相比刚性桩复合地基,它增加了桩帽,有效地减小了桩顶对褥垫层的刺入量[3];桩帽的设置,使桩帽和桩间土之间产生抗力差异即土拱效应,使路堤填土较为集中地竖向荷载传递至桩身,增强桩体荷载分担比。同时,桩承式路堤桩身刚度较大,可通过设置足够的桩长,充分发挥桩侧摩阻力,将荷载传递给较深土层;并具有施工工期短、侧向变形和工后沉降小等优点[2,4],因而在国内外获得大量使用。
桩承式路堤荷载传递过程分为横向和竖向部分,横向部分为路堤荷载向路堤外侧远处地基的传递;竖向部分为路堤荷载向深层土的传递。下面将结合桩承式路堤研究历史和实践经验,利用桩承式路堤数值模型,对关键部位进行力学分析。
1 研究模型
利用Midas/GTS,根据对称条件,选半跨路堤,几何尺寸如图1所示,其中,碎石垫层内设置土工格栅,表1列出了土工部分单元类型和材料参数。桩身部分几何尺寸如下:桩径0.35 m,桩距2 m,桩长20 m,桩端刺入持力层3 m,桩帽1 m×1 m×0.4 m;分别选取梁单元和板单元作为群桩与桩帽的单元形式;混凝土材料为C20。
为避免误差,模型纵向布置5排桩,取中间一排桩处横截面所得结果进行分析。
桩土接触单元选用两节点单元:剪切劲度ks=1 600 kN/m2,法向劲度kn=9.8×1010 kN/m3,桩端弹簧系数取3 000 kN/m2。其中,各系数为参考文献[3]试验获得(具体数据列于文献[3]第一作者的博士论文《刚性桩加固软土地基的路堤荷载传递机理与优化研究》)。
分析过程遵循的施工步骤先后次序如下:
1)天然地基在自重作用下位移清零;
2)打桩并设置桩帽;
3)铺设土工格栅和碎石垫层;
4)施加填土荷载。
2 结果分析
2.1 体系变形
图2和图3分别显示了模型横截面上横向变形和竖向变形的结果。结果显示:
1)路堤填土顶部边缘发生横向变形,最大值为3.0 cm;路基内最大横向变形发生在边桩中部,最大值为7.5 cm;
2)体系竖向变形等值面呈弧形扩散状态,随着远离路堤中心,竖向变形逐渐减小;竖向变形最大值发生在路堤表面的,最大值为20.8 cm。
上述结果表明:
1)与压板荷载不同,路堤荷载存在较大的侧压力,使竖向变形等值面呈弧形扩散状;
2)使用中应根据场地条件,适当放宽路堤边缘坡度,增强填土边缘边坡稳定性;
3)对于重要车道,路堤边缘横向变形较大,应增加护栏,护栏位置需往中心方向缩进1 m～2 m,以保证行车安全;
4)通过与冯波的模型[4]对比,计算结果稍小,是冯波的模型跨度较大和地质状况稍差所致;
5)桩顶平面竖向变形较大,有必要进一步分析该处产生土拱效应而引起桩帽和桩间土的沉降差。
2.2 桩顶平面
桩顶平面是指桩帽上表面组成的平面,和施工基面在同一平面内。以L表示桩顶平面在模型横截面上各个点到路堤中心的距离,w表示桩顶平面竖向变形大小,图4显示了w—L关系曲线。结果显示:
1)桩顶平面竖向变形为沉降盆状,经放大后群桩桩顶区域为细致波浪线,桩帽和桩间土竖向变形相对差异最大值为8.7 mm,桩帽对垫层的刺入量不大,属于安全使用范围,对土拱有一定的保护作用;
2)路堤中部竖向位移较大,最大值为20.8 cm;
3)路堤边缘外发生竖向隆起,最大隆起量为1.6 cm。
计算结果同时表明:若去掉垫层,计算发散,说明在路堤填土厚度较大的情况下,加筋垫层对桩顶平面有明显的保护作用。
2.3 桩身受力
目前,按实际使用效果,中桩受力特征以轴力和桩侧摩阻力较大、弯矩和剪力较小为主,通过PTC管桩的设置,充分放宽桩—土的接触面,使用安全可靠性较高,而边桩虽随着路堤填土的厚度减小轴力和桩侧摩阻力减小,但出现了较大的弯矩和剪力,使用安全可靠性稍差。因而近年来边桩受力特点成为工后反映的一个热点。图5和图6分别显示了图1所示编号分别为1,2,3号边桩的桩身弯矩和剪力随桩深分布曲线。从图5,图6中反映出:1)边桩弯矩和剪力分布值较大;2)在土层分布变异处即软土和粘土的接触面,剪力出现一定程度的峰值。因此,在设计中应注意适当增大边桩的弯筋配筋率和箍筋配箍率。
2.4 桩端土附加应力
以p表示横截面上桩底各点附加应力,σ为该点的竖向应力,γ′为该点处的计算土重,H表示各点的深度,γ1为淤泥土重,γ2为粘土土重,h1为淤泥厚度,h2为淤泥与粘土接触面至该点的距离,那么:
其中,σ可通过数值计算获得。根据式(1)～式(3)的计算结果,以L1表示桩端平面各点与中心线的距离,图7显示了桩底土的附加应力随L1变化曲线。从图7中反映出:
1)桩端平面上附加压力不大,按力学平衡条件,是桩侧摩阻力充分发挥所致;
2)桩端附近单元土体有应力集中现象,最大附加应力差为15.1 kPa;
3)非群桩加固区域附加应力出现正值,和上部路堤边缘外地基的隆起是相对应的。
上述结果同时表明,当桩长足够,通过桩侧摩阻力的充分发挥,是可以降低桩端平面下土的附加压力的,因而,目前在条件允许的情况下,通过利用尽量增加桩长、降低沉降和桩端平面土的附加压力来增强路基可靠性的方法[4,5]受到了更多的关注。
3 结语
对于桩承式路堤,设置垫层可对桩顶平面产生良好的保护作用;在路堤荷载侧压力作用下,边桩中上部弯矩和剪力较大;中桩桩侧摩阻力充分发挥有效减小了桩端土附加应力。
参考文献
[1]周曙春,庞海霞.刚性桩复合地基在滨海软土地基中的应用[J].山西建筑,2008,34(31):100-101.
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[3]芮瑞,夏元友.桩—网复合地基与桩承式路堤的对比数值模拟[J].岩土工程学报,2007,29(5):669-772.
[4]冯波.刚性桩在桥台后深厚软土地基处理中的应用[J].山西建筑,2010,36(24):338-339.
桩承式路堤 第4篇
桩承式路堤[1]是近年来国内外出现的一种新型不良地基处理技术, 其由桩下硬土层、刚性桩 (一般穿过软土层而作用于持力层上) 、桩间软土、作用于桩帽上的位于路堤底部的土工布 (格栅) 、路堤填土材料构成。这是一种由桩-加筋体-桩间软土协同工作, 荷载主要由刚性桩承担, 但桩间土仍然发挥一定承载作用的路基处理技术。由于这种处理方式能够充分调动桩、网、土三者的潜力, 具有沉降变形小、工后沉降容易控制、稳定性高、工期短、施工方便、施工组织设计容易组织等特点, 在国内外得到广泛应用。
桩承式路堤的工作机理非常复杂, 目前尚无统一结论。一般认为, 路堤填筑完成后, 由于刚性桩的模量远远大于桩间软土, 故在同样的路堤荷载作用下, 桩帽平面位置处桩间软土沉降量要大于桩帽, 从而使桩间软土上部填土相对于桩顶填土产生一个向下滑动趋势, 在填土中产生剪切作用使土中应力重新分布, 导致桩顶承担荷载增加, 桩间软土承担荷载减少。这种由于填土中的差异沉降引起的荷载转移现象属于太沙基[2]提出的土拱效应。Spangler, M.G.&Handy (1973) [3]在论文中提到:Marston最早发现在土拱效应作用下, 随着填土高度的不断增加, 这种差异沉降也在逐渐变小, 当高度增加到某一值时, 差异沉降消失, 剪应力也会在填土中这个水平位置消失, 这一平面被其称之为等沉降面。后来, 英国规范BS 8006 (1995) 提出了临界填土高度Hcr的概念:临界填土高度即为桩间软土上表面到等沉降面的高度。
在桩承式路堤的实际应用中, 若填土高度低于临界填土高度Hcr, 土拱效应难以发挥, 桩与桩间软土的差异沉降会反射到路面, 出现蘑菇状高低起伏的现象, 因此路堤临界填土高度Hcr也是桩承式路堤设计计算中的一个重要指标。
2 现有关临界填土高度研究
国内外学者有关临界填土高度Hcr的结论尚未统一, 主要观点[4]如下:
Terzaghi (1936) 通过卸门试验, 假设等沉降面位于2.5倍屈服条带净间距高度位置处。Carlsson (1987) 提出在二维平面中, 认为填土中土拱形状为三角形, 其顶角为30°。根据上述假设, 其认为在任意超载下等沉降面位于1.87倍相邻桩帽净间距高度位置处。
Hewlett&Randolph (1988) [5]根据模型试验结论提出了半球形拱, 认为等沉降面位于1.4倍相邻桩帽净间距高度位置处。
BS 8006 (1995) 是在Marston的平面应变拱改进到3维空间所形成的球形拱基础上, 假设等沉降面位于1.4倍相邻桩帽净间距高度位置处, 即认为临界填土高度为对角桩帽净间距。
Russell et al. (2003) [6]建议在分析临界填土高度时, 假设填土中产生屈服的填土由加筋体承担, 剩余的未发生屈服的填土荷载由土拱效应直接传递给桩, 并提出在最大极限状态下, 临界填土高度就是填土高度。
Kempfert et al. (2004) 根据模型试验与数值模拟结果, 提出等沉降面位于1.4倍相邻桩间距高度位置处。
P.J.Naughton (2007) 假设由于土拱效应, 在填土中其竖向剪切面形状为对数螺旋曲线, 其等沉降面位于高度位置处, 其中φ表示填土内摩擦角。
3 影响因素的分析
PLAXIS是一种适用于各种岩土工程问题中变形和稳定性分析的有限元计算程序, 故本论文采用PLAXIS8.5版本进行数值模拟。
3.1 模型建立
桩承式路堤填土中土拱效应实际为三维问题, 但在合适的桩间距条件下, 将其转化为平面应变问题是合理可行的。由于桩承式路堤一般采取对称布桩形式, 桩间距中心位置与桩中心位置处所在竖直面无剪应力, 故可采用单桩轴对称模型进行模拟。如图1所示, 基础计算模型桩间距取2m, 桩间软土厚度10m;桩帽厚度t=0.3m, 直径d=1m, 桩的杨氏模量E=20GPa, 泊松比μ=0.15, 重度γ=25k N/m3, 并按线弹性模型分析;加筋体选用土工格栅单元, 加筋体刚度J=120k N/m, 铺于桩帽上25cm处;填土, 砂垫层及桩间软土选用理想弹塑性模型摩尔-库仑模型, 其材料参数见表1。加筋体与砂垫层接触面所取折减系数Rinter为0.6, 刚性桩与软土接触面所取折减系数Rinter为0.4。在桩顶刺入条件下, 一般有限元计算所使用的小应变条件已不再适用, 在PLAXIS计算中使用了大变形[7] (Updated mesh) 计算方法。
3.2 计算模型方案选取
根据工程中典型的土质标准和路堤情况选取材料参数值, 表1给出了基础模型中选取的材料参数的详细情况。
为了研究桩承式路堤等沉降面的影响因素, 本论文探讨了以下五个主要因素:填土的内摩擦角φ (10°、15°、20°、25°, 30°、35°、40°) , 桩的弹性模量E (1GPa、10GPa、20GPa、30GPa、40GPa) , 桩间软土侧限压缩模量Es (1MPa、2MPa、3MPa、4MPa、5MPa) , 加筋体抗拉刚度J (60k N/m、120k N/m、200k N/m、500k N/m、1000k N/m) , 桩间距S (1.4m、1.5m、1.6m、1.8m、2.0m、2.2m) 。
3.3 结果分析
在工程实践中, 一般允许路面产生一定的差异沉降。故只要平面沉降差在一定允许误差范围内, 可以认为其是等沉降面。本论文取1.5%的相对误差, 如图2所示, G为等沉降面。
3.3.1 填土内摩擦角φ的影响
图3可知, 填土内摩擦角φ在小于25°时, 路堤临界填土高度随着内摩擦角φ的增大而减小;当填土内摩擦角φ在大于25°后, 路堤临界填土高度随着内摩擦角φ的增大有一定增加, 并且在35°后不变。这说明在填土中存在着一个合适的内摩擦角, 当小于这个内摩擦角时, 随着φ的增大调节差异沉降的能力增加;当大于这个内摩擦角时, 随着φ的增大调节差异沉降的能力反而减小。在实际工程中, 填土内摩擦角φ一般在20°~38°之间, 故对于实际工程, 填土内摩擦角φ对其路堤填土高度设计有一定影响, 必须给予考虑。
3.3.2 桩间软土侧限压缩模量Es的影响
图4可知, 随着桩间软土侧限压缩模量值的增大, 路堤临界填土高度也在减小, 但其影响作用大小在不断减弱, 当桩间软土侧限压缩模量值在4MPa左右时, 其对路堤临界填土高度几乎没有影响。
3.3.3 加筋体刚度J的影响
图5可知, 加筋体刚度J值在60~500k N/m之间增大时, 路堤临界填土高度无任何变化, 当增加到1000k N/m时, 路堤临界填土高度值才略有减小。而在实际工程中, 加筋体刚度J值一般在200k N/m左右, 故实际工程中, 加筋体刚度对路堤临界填土高度的影响不需要考虑。
3.3.4 桩弹性模量E的影响
图6可知, 桩弹性模量在小于10GPa时, 随着加筋体刚度J值在60~500k N/m之间增大时, 路堤临界填土高度无任何变化, 当增加到1000k N/m时, 路堤临界填土高度值才略有减小。而在实际工程中, 桩承式路堤所选用刚性桩的桩弹性模量一般在20~40GPa之间, 故实际工程中, 桩弹性模量对路堤临界填土高度的影响不需要考虑。
3.3.5 桩间距S的影响
桩帽一般取1m×1m的混凝土方块, 由图7可知, 随着桩间距的增大, 路堤临界填土高度基本呈线性增加。通过与图3、图4的对比可知, 在影响路堤临界填土高度的三个因素中 (填土内摩擦角、桩间软土侧限压缩模量、桩间距S) , 桩间距为主要影响因素。
3.3.6 与前人研究对比
太沙基通过卸门试验, 认为土拱效应的形状为一条从桩帽边缘发展而来的对数螺旋曲线。故对于桩承式路堤, 可以假设土拱形状也为一条对数螺旋曲线。实际工程中, 当桩采取方形布置, 填土内摩擦角取值为25°~38°, 桩间软土侧限压缩模量取值为1~5MPa时, 通过曲线拟合, 如图8所示, 可以得到考虑了填土内摩擦角、桩间软土侧限压缩模量、净间距Snet因素的路堤临界填土高度计算公式:
4 结论
本文利用有限元软件PLAXIS, 分析了影响临界填土高度的五个可能因素:填土内摩擦角、桩的弹性模量、桩间软土侧限压缩模量、加筋体抗拉刚度、桩间距。结论表明, 只有填土内摩擦角、桩间软土侧限压缩模量、桩间距影响临界填土高度。其中填土内摩擦角、桩间软土侧限压缩模量大小只在某一范围时才对临界填土高度有影响, 且影响较小, 而桩间距影响较大, 临界填土高度基本随其线性增加而变化。在前人研究基础上, 本文还提出了能够指导工程实践的临界填土高度计算公式。
参考文献
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[2]Terzaghi K.Theoretical soil mechanics[J].1943.
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[4]Naughton P J.The significance of critical height in the design of piled embankments[J].Part of Geo-Denver, 2007:13-23.
[5]Hewlett W J, Randolph M F.Analysis of piled embankments[C]//International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences and Geomechanics Abstracts.Elsevier Science, 1988, 25 (6) :297-298.
[6]Russell D, Naughton P J, Kempton G.A new design procedure for piled embankments[C]//Proceedings of the56th Canadian Geotechnical Conference and 2003 NAGS Conference.2003:858-865.
桩承式路堤 第5篇
在软土地基处理中,经常出现天然地基土承载力不足的情况。此时,最常用的地基处理方法是在软土中设置刚性桩或半刚性桩,使得软土和桩体成为一个复合的整体,也就形成了桩承式路堤。在桩承式路堤中,桩体可以作为支撑的拱脚存在,而桩体和软土存在较大的弹性模量上的差异导致桩上部土体和桩间的土体会产生差异沉降,从而形成土拱效应[1]。在桩承式路堤中,桩土无差异沉降所在的水平面即为等沉面。在实际工程应用中,我们并不希望存在较大的差异沉降,因此研究等沉面高度具有重要的工程意义。本文基于有限元软件ABAQUS来研究平面土拱效应中等沉面高度的影响因素,为工程设计提供依据。
2 模型建立
2.1 几何模型
产生土拱效应的本质原因是桩和桩间土的差异变形所引起的填土中应力的重分布[2]。因此,为简化起见,在建立二维模型时剔除刚性桩和桩间土体,直接建立刚性桩上部路堤土体,通过设置不同的约束条件来实现差异沉降。具体模型如图1所示。其中,AB段表示桩体的顶部土体,BC段表示刚性桩之间土体的上半部分,AE和CD分别模拟路堤填土两侧的约束条件。AB为桩径的一半,AC为模拟桩间距的一半,整个矩形ACDE为路堤填土。
在模拟过程中,首先定义二维模型的初始平衡状态[3]:首先约束AB和BC这两段的上部土体的水平和竖直两个方向的位移,模拟过程不考虑边界条件的变化,因此在模拟前后始终保证侧向边界AE和CD存在水平方向的约束。对初始状态的整个土体按照自重应力进行设置。自重应力的设置按照水平和竖直两个方向上的应力分别进行设置。
在完成第一步路堤中填土的初始应力状态分析步之后,重点在第二步中解除对桩间土体BC上半段的约束条件,其余约束条件同第一步,用这种改变约束条件的方法来模拟桩土之间的不均匀沉降。这种模拟情况是将刚性桩体作为刚度无穷大的一个约束,并且完全忽略桩间土体对上部路堤的支撑作用,模拟了产生最大沉降差的情况。
2.2 计算方案
采用有限元软件ABAQUS对桩承式路堤中的土拱效应进行模拟。路堤填土采用经典的摩尔库仑模型,填土的泊松比v=0.3,重度γ=20 k N/m3,填土的弹性模量E=20 MPa,内粘聚力C取0 k Pa,5 k Pa,10 k Pa,15 k Pa,20 k Pa,内摩擦角φ分别取20°,25°,30°,35°,40°。方形桩体的边长取0.5 m,桩间距分别取1.0 m,1.5 m,2.0 m,2.5 m,填土高度取1.0 m~6.0 m。由于在模拟过程中网格划分的粗细对于模拟结果影响较大,因此在模拟过程中应进行多次试算后取其中较为合理的网格进行数值模拟。
2.3 结果分析
首先对计算模型出来的结果进行分析,以s=1.5 m,h=6.0,c=0 k Pa,φ=30°为例,对其计算结果进行分析判定模拟过程中是否存在土拱效应。
图2给出了AB段(桩上土体)和BC段(桩间土体)竖直方向上的位移情况。从图中可以看出,在最底端(桩顶面所在的水平面)沉降差最大,随着填土高度的增加,沉降差逐渐减小,当到达某一个高度时,其沉降差值为0(图中的位移值相等处),此时所在的填土高度平面即为等沉面。通过数值模拟发现,当填土深度为4.6 m时,桩间土体和桩上土体的沉降量相差0.78%,可认定此处沉降差非常小,即约为0,则此时的等沉面高度为1.4 m。模拟过程中,存在沉降差即可表明模拟过程存在土拱效应。
图3给出了竖向桩顶中心点(A点)和桩间土体中心点(C点)的竖向应力随桩土相对位移的变化规律。从图中可以看出,当将桩间土体的竖向约束去掉后,A点的应力逐渐的增大,对应的C点的应力逐渐减小,在此过程中,A点和C点应力的平均值为一常数值,约为120 k Pa。也就说明A,C两点的应力进行了相互的转移,即C点的应力逐渐向A点发生了转移,也就说明了在此过程中存在土拱效应。
1)填土的内粘聚力和内摩擦角对等沉面高度的影响。选取s=2.5 m,h=6.0 m的路堤填土模型,内粘聚力c分别取0 k Pa,5 k Pa,10 k Pa,15 k Pa,20 k Pa,内摩擦角φ分别取20°,25°,30°,35°,40°。
从图4可以看出,随着路堤填土中的内粘聚力c的变化,填土中等沉面的高度变化浮动较小;而随着路堤填土的内摩擦角的增大,填土中的等沉面高度呈现逐步上升的趋势。当s=2.5 m,h=6.0 m,其中桩径a=0.5 m,等沉面高度的变化范围为1.78 m~2.44 m,约为0.9(s-a)~1.2(s-a)。
2)路堤填土高度对等沉面高度的影响。等沉面高度指的是无差异沉降所在的对应平面。当路堤填土高度小于等沉面高度时,路堤中虽然存在土拱效应,但是由于没有达到无差异沉降所在的平面位置,导致形成的土拱是非完整型的,也就是路堤填土较低时,不存在等沉面。这里主要讨论的都是路堤中已经形成完整的土拱效应之后,填土高度对于等沉面高度的影响情况。选取桩间距s=1.5 m,c=0 k Pa,φ=30°,填土高度h分别取3.0 m,4.0 m,5.0 m,6.0 m。
图5给出了不同填土高度时桩土相对位移的变化规律。从图中可以看出,路堤填土底部的差异沉降最大,而随着路堤填土高度的增加,差异沉降逐步减小,最终没有差异沉降合并为一条直线。图中所示的合并为一条直线所在的点的高度即为等沉面高度。从图中可以看出合并点近似在一条水平线上,说明了填土高度对等沉面高度影响较小。这是因为当路堤中形成完整的土拱以后,后加的荷载只能对整个路堤有相应的压实作用,也就是对于桩上土体和桩间土体的作用相同,等沉面高度不受上部多余荷载的影响。
3)桩体直径和桩间距之比对等沉面高度的影响。为了保证形成完整土拱,控制填土高度为6.0 m,桩体直径和桩间距之比为1∶2,1∶3,1∶4,1∶5,分析不同桩体直径和桩间距之比情况下等沉面高度的变化情况。
图6给出了桩间距与桩径之比对等沉面高度的影响趋势。从从图中可以看出,随着桩间距的增大或者是桩径的减小,路堤填土土中等沉面的高度逐渐上升,这是因为桩间距的增大或者桩径的减减小,对于桩体来说,单位截面上所需要承受的压力越大,也就是需需要发生更多的应力转移现象,那么达到无差异沉降所在的截面位位置也就越高。
3 结语
通过数值模拟结果可知:
1)填土性质中c对等沉面高度影响较小,而内摩擦角对等沉面高度影响较大;内摩擦角增大,等沉面高度上升。
2)对于已经形成完整土拱的路堤,当路堤填土高度继续增加时,等沉面高度变化较小。
3)桩径和桩间距的变化是影响等沉面高度变化的最重要的两个因素。随着桩间距的增大或者桩径的减小,路堤填土中等沉面高度逐渐升高。因此,在实际工程中,应采用严格控制并缩小桩间距与桩径之比的方法来降低等沉面的高度,从而更好的控制桩承式路堤的不均匀沉降。
参考文献
[1]K Terzaghi.Theoretical soil mechanics[M].Dr Stephen G,1943.
[2]贾海莉,王成华,李江洪.关于土拱效应的几个问题[J].西南交通大学学报,2003(15):398-402.
