桩承式加筋路堤格栅应变计算及试验

第３６卷第３期长安大学学报（自然科学版）Ｖｏｌ．３６Ｎｏ．３２０１６年５月ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈａｎｇａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ）Ｍａｙ２０１６文章编号：１６７１８８７９（２０１６）０３００６４０８桩承式加筋路堤格栅应变计算及试验陈永辉１，２，陈庚１，２，齐昌广１，２，徐锴３（１．河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏南京２１００９８；２．河海大学岩土工程科学研究所，江苏南京２１００９８；３．南京水利科学研究院，江苏南京２１００２９）摘要：为了完善桩承式加筋路堤中土工格栅应变的计算方法，在德国规范ＥＢＧＥＯ的基础上，考虑桩帽及土工格栅刚度对格栅应变计算的影响，提出考虑等效桩径系数的修正计算方法，同时依托桩承式路堤现场试验，监测记录了路堤沉降、桩土压力和格栅应变的变化规律，并将实测结果与计算结果进行了对比。研究结果表明：格栅类型对路堤填筑期沉降影响不显著；桩土间的荷载传递随着格栅模量的增大而得到进一步加强；路堤荷载传递形式因采用不同类型的格栅而存在差异；填筑期内钢塑格栅应变随路堤填筑高度的增大而增加，且观测到了徐变性；钢丝格栅在填筑期内的应变变化不明显，但在填筑期结束后观测到了应变突变现象。通过现场试验与理论计算结果的对比，验证了采用等效桩径系数法计算格栅应变的合理性，并建议当采用钢丝格栅等高强刚度格栅时，可采用考虑等效桩径系数的修正ＥＢＧＥＯ法进行格栅应变与应力计算。关键词：岩土工程；桩承式加筋路堤；修正ＥＢＧＥＯ规范；现场试验；格栅应变；等效桩径系数中图分类号：ＴＵ４７３．１文献标志码：Ａ犆犪犾犮狌犾犪狋犻狅狀犪狀犱狋犲狊狋狅犳犵犲狅犵狉犻犱狊狋狉犪犻狀犻狀狆犻犾犲狊狌狆狆狅狉狋犲犱狉犲犻狀犳狅狉犮犲犱犲犿犫犪狀犽犿犲狀狋１，２，ＣＨＥＮＧｅｎｇ１，２，ＱＩＣｈａｎｇｇｕａｎｇ１，２，ＸＵＫａｉ３ＣＨＥＮＹｏｎｇｈｕｉ（１．ＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌａｎｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｏｆＭｉｎｉｓｔｒｙｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎ，ＨｏｈａｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１００９８，Ｊｉａｎｇｓｕ，Ｃｈｉｎａ；２．ＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＨｏｈａｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１０９８，Ｊｉａｎｇｓｕ，Ｃｈｉｎａ；３．ＮａｎｊｉｎｇＨｙｄｒａｕｌｉｃＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１００２９，Ｊｉａｎｇｓｕ，Ｃｈｉｎａ）犃犫狊狋狉犪犮狋：Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｏｆｇｅｏｇｒｉｄｓｔｒａｉｎｉｎｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ，ｔｈｉｓｐａｐｅｒｂａｓｅｄｏｎｔｈｅＧｅｒｍａｎｓｔａｎｄａｒｄＥＢＧＥＯ，ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｃａｐａｎｄｔｈｅｓｔｉｆｆｎｅｓｓｏｆｇｅｏｇｒｉｄｏｎｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｇｅｏｇｒｉｄｓｔｒａｉｎａｎｄｐｒｏｐｏｓｅｄｔｈｅｍｏｄｉｆｉｅｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｗｉｔｈｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｏｆｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｐｉｌｅｄｉａｍｅｔｅｒ．Ｂａｓｅｄｏｎｆｉｅｌｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｏｆｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ，ｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ，ｐｉｌｅｓｏｉｌｓｔｒｅｓｓａｎｄｒｕｌｅｓｏｆｔｈｅｇｅｏｇｒｉｄｓｔｒａｉｎｖａｒｉａｔｉｏｎｗｅｒｅｍｏｎｉｔｏｒｅｄａｎｄｒｅｃｏｒｄｅｄ，ａｎｄｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｄｒｅｓｕｌｔｓｗｅｒｅｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｒｅｓｕｌｔｓ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｙｐｅｓｏｆｇｅｏｇｒｉｄｈａｖｅｎｏｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｅｆｆｅｃｔｏｎｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ．Ｐｉｌｅｓｏｉｌｌｏａｄｔｒａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎｉｓｆｕｒｔｈｅｒｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎｅｄｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｍｏｄｕｌｕｓｏｆｇｅｏｇｒｉｄ．Ｔｈｅｒｅａｒｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓｉｎｔｈｅｔｒａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｏｄｅｏｆｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｌｏａｄ．Ｓｔｒａｉｎｏｆｓｔｅｅｌｐｌａｓｔｉｃｇｅｏｇｒｉｄｉｎｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｈｅｉｇｈｔｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｉｎｔｈｅ收稿日期：２０１５０９２０基金项目：国家自然科学基金项目（５１１７８１６０）；水利部公益性行业科研专项经费项目（２０１２０１０１５）；浙江省交通运输厅科技计划项目（２０１２Ｈ０１）作者简介：陈永辉（１９７２），男，浙江东阳人，教授，博士研究生导师，Ｅｍａｉｌ：ｙｏｎｇｈｕｉｃｈ＠１６３．ｃｏｍ。 第３期陈永辉，等：桩承式加筋路堤格栅应变计算及试验６５ｆｉｌｌｉｎｇｐｅｒｉｏｄ，ｗｈａｔｓｍｏｒｅ，ｃｒｅｅｐｉｓｏｂｓｅｒｖｅｄ．Ｔｈｅｓｔｒａｉｎｃｈａｎｇｅｓｏｆｗｉｒｅｇｅｏｇｒｉｄｄｕｒｉｎｇｔｈｅｆｉｌｌｉｎｇｐｅｒｉｏｄａｒｅｎｏｔｏｂｖｉｏｕｓ，ｂｕｔｓｔｒａｉｎｍｕｔａｔｉｏｎａｐｐｅａｒｓａｆｔｅｒｔｈａｔ．Ｂｙｃｏｍｐａｒｉｎｇｔｈｅｆｉｅｌｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｒｅｓｕｌｔｓｗｉｔｈｔｈｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓ，ｔｈｅｒａｔｉｏｎａｌｉｚａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｐｉｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｍｅｔｈｏｄｕｓｅｄｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅｔｈｅｇｅｏｇｒｉｄｓｔｒａｉｎｉｓｖｅｒｉｆｉｅｄ．ＩｔｉｓｓｕｇｇｅｓｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｍｏｄｉｆｉｅｄＥＢＧＥＯｍｅｔｈｏｄｗｉｔｈｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｐｉｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｃａｎｂｅａｄｏｐｔｅｄｆｏｒｇｅｏｇｒｉｄｓｔｒａｉｎａｎｄｓｔｒｅｓｓａｎａｌｙｓｉｓｗｈｅｎｔｈｅｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｓｔｉｆｆｇｅｏｇｒｉｄｓｓｕｃｈａｓｓｔｅｅｌｇｅｏｇｒｉｄｓａｒｅｕｓｅｄ．２ｔａｂｓ，９ｆｉｇｓ，２０ｒｅｆｓ．犓犲狔狑狅狉犱狊：ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ；ｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ；ｍｏｄｉｆｉｅｄＥＢＧＥＯｓｔａｎｄａｒｄ；ｆｉｅｌｄｔｅｓｔ；ｇｅｏｇｒｉｄｓｔｒａｉｎ；ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｐｉｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ考虑了独立桩帽及桩体摩擦力的作用，并进行了修０引言［１４］正；Ｅｅｋｅｌｅｎ等通过对英国ＢＳ８００６、德国ＥＢ桩承式加筋路堤因其施工速度快，路堤沉降收ＧＥＯ规范及数值分析的对比计算发现，ＢＳ８００６规敛迅速等特点而被广泛应用。桩承式加筋路堤作为范的格栅拉力计算结果偏大，并提出了三维条件下一个复杂系统，包括路堤桩、加筋垫层及上部填的格栅上部拉力的修正计算方法［１５］。需要说明的［１２］土。目前对桩承式加筋路堤研究相对较多的是是，德国ＥＢＧＥＯ规范在考虑桩间土反力的基础上，路堤桩的承载特性及上部填土在土拱作用下的应力将垫层上的压力转换为桩与桩间土上的三角形分布［３４］调整等问题。而土工格栅在桩承式路堤系统中荷载，采用三维条件下的薄膜理论进行计算，并得出可以提高土体的地基承载力、抗变形能力和抗裂能相应的计算加筋诺谟图，而上述诸多规范计算中，除［５］力，在桩承式加筋路堤中具有重要作用。德国ＥＢＧＥＯ规范外，均未考虑桩间土的支撑作尽管已有众多采用桩承式加筋路堤的工程实［１６］用。由此可见，德国规范计算方法更贴近于桩承践，但由于其受力复杂，国内外学者对此展开了诸多［１７１８］式加筋路堤系统的受力特征，但该方法未涉及研究。饶为国等基于薄板变形理论和Ｗｉｎｋｌｅｒ弹性桩体上部的桩帽作用，而桩帽具有均化桩顶应力、提地基模型将加筋材料和垫层作为整体进行求解，建［１９２０］高桩荷载分担比、减小复合地基沉降等作用，［６］立了桩承式加筋路堤工后沉降的薄板理论解；吕故中国的桩承式加筋路堤多采用刚性桩＋桩帽的形伟华等通过室内试验对土工格栅应变计算的Ｇｉｒ式进行地基加固。若直接将该规范引用，采用桩体ｏｕｄ法（考虑土工格栅拉膜效应）和Ｅｓｐｉｎｏｚａ法（考截面计算，会因忽略桩帽作用而使格栅设计偏于保虑土工格栅为圆形或抛物线变形形式）进行试验验守；若将桩帽截面直径用作桩体直径计算，也会因夸［７］证分析，得出Ｅｓｐｉｎｏｚａ法与实测结果比较接近。大桩帽作用而使格栅设计偏于不安全。但土工格栅类型众多，不同刚度的土工格栅在工程基于此，本文对考虑桩帽作用下的德国ＥＢ应用中的应力变化也有诸多不同，胡启军等通过现ＧＥＯ规范中格栅拉力计算方法进行修正，并对采用场试验发现加筋垫层中格栅最大拉力值在路堤中心［８］不同刚度的土工格栅进行桩承式加筋路堤现场试线处；程培峰等通过有限元分析得到土工格栅拉验，监测记录路堤沉降、桩土压力和格栅应变的变化力在路堤横断面上出现先增大后减小的现象，土工［９］规律，最后对修正ＥＢＧＥＯ法的计算结果与原规范格栅的拉力随着路堤填土的增加也逐渐增大；蔡结果、现场实测数据进行对比分析，以说明该方法的德钩等考虑加筋体初始挠度，采用悬索理论对桩承式加筋路堤的加筋材料受力情况进行计算，并建议适用性。土工格栅加筋体的最低强度可取使用年限内发生失１修正犈犅犌犈犗法的土工格栅拉力［１０１１］效应变时的强度。工程设计应用方面，英国计算ＢＳ８００６规范采用平面应变模型下的拉膜模型假定，建立了土工格栅在二维条件下变形量与格栅拉下页图１为未考虑桩帽作用下的复合地基联合力的关系式［１２］；挪威Ｎｏｒｄｉｃ法和日本规范也采用加筋垫层桩土界面受力示意图。假定作用在桩间土该模型进行计算［１］；中国在相关规范中也参照了该上的荷载大小相同，根据Ｚａｅｓｋｅ计算公式可求得桩［１３］土界面的竖向应力σ为设计计算方法。对于该计算方法，Ａｂｕｓｈａｒａｒ等ｚｏ，ｋ ６６长安大学学报（自然科学版）２０１６年栅刚度（ｋＮ／ｍ）。计算曲线值犽２／犑，犔（狊－ｓ，ｋ犔ｗｋｗ＝槡２犪），为最大净桩距（ｍ），犽ｓ，ｋ为桩间土弹性模量与计算深度的比值（ｋＮ／ｍ３）。土工格栅最大应变的计算曲线［９］如图２所示，土工格栅的最大应力可通过犈＝εｋ犑ｋ得到，ε为土工格栅的最大应变。ｋ图１ＥＢＧＥＯ有关桩土界面土压力示意Ｆｉｇ．１ＥＢＧＥＯ：ｖｅｒｔｉｃａｌｓｔｒｅｓｓｏｎｓｏｉｌσｚｏ，ｋ＝λχ（γ狆ｋ）｛犺（λ２）－χ＋１ｋ＋１＋犺ｇλ２犺２犺ｇ［（λ１＋犺ｇλ２）－χ－（λ１＋犺２）－χ］｝（１）ｇλ２４２２图２格栅最大应变值的诺谟计算式中：λ１（狊－犱）２；λ狊＋２犱狊－犱；为路堤１＝２＝２φｋＦｉｇ．２Ｍａｘｉｍｕｍｓｔｒａｉｎｉｎｇｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ８２狊填料的内摩擦角（°）；γ为路堤填料的单位容重ｋ２桩承式加筋路堤现场试验（ｋＮ／ｍ３）；狆为上部荷载（ｋＰａ）；犺为土拱高度ｋｇ工程试验段选在浙江省某一在建高速公路，该（ｍ），当填土高度犺大于桩间距时，取狊／２；χ＝地所处杭嘉湖平原，属典型软土地基分布区，因此在犱（犓１－１），犓２（４５°＋φｋ），犱为桩径（ｍ）；狊为１＝ｔａｎ进行工程建设时需进行必要的地基处理。λ２狊２最大桩距（ｍ）。以该区内某高速公路Ｋ２６＋５６５和Ｋ２３＋０２０考虑桩帽作用下桩土界面土压力计算时，假定这２个试验断面为依托，分别对２个不同地基处理桩帽上的土压力均匀分布，以方形桩帽为例，桩帽边形式及加筋形式的断面（塑料套管桩联合钢丝格栅、长为犪，正方形布置，桩径为犱，计算极限土拱荷载时预应力管桩联合钢塑格栅）进行现场试验。所涉试考虑桩帽作用，定义为等效桩径系数，取值范围验段土层的物理力学指标见表１；试验段设计参数ξ犱／犪～１，此时等效桩径犱′见下页表２。＝犱／ξ，此时桩土界面压力值σ′为本次现场试验采用振弦式土压力计（型号ｚｏ，ｋ′ＴＸＲ２０２０）监测桩顶和桩间土的受力情况，量程分′′χ（γ狆ｋ）｛犺（λ′２′）－χσｚｏ，ｋ＝λ１ｋ＋１＋犺ｇλ２＋狀为０．２ＭＰａ（精度为２ｋＰａ）和１．０ＭＰａ（精度为２′′犺ｇλ２－χ′′２′－χ′１０ｋＰａ）２种；桩帽上采用量程为１．０ＭＰａ的土压力犺ｇ［（λ１＋）－（λ１＋犺ｇλ２）］｝（２）４计，其余位置采用量程为０．２ＭＰａ的土压力计。采式中：′＝犱（犓１－１），λ′１（狊－１犱）２，用振弦式表面应变计（ＹＸＲ４０５８型）测量钢丝格栅χ′１＝ξλ２狊８ξ和钢塑格栅的应变，测试精度为０．０１，测试仪器的２２／２λ′２＝狊＋２犱狊／ξ－犱ξ。电缆长度根据具体埋设位置确定。埋深土压力计２狊时，其下铺设一层５ｃｍ厚的细砂，且在其上掩埋细考虑桩间土荷载呈三角形分布，两桩中心点处砂以确保其受力均匀，同时在相邻桩帽上铺设相同最大土压力按ＥＢＧＥＯ规范进行计算。厚度的细砂以保证相邻桩的受力环境与设置土压力得出考虑桩帽的均化桩顶受力作用后，以计的桩相同。在安置表面应变计时，用自带夹具夹犉ｋ／犫Ｅｒｓ量纲一为横轴，其中犉为桩间土最大压力值ｋ紧的同时，用胶水进行再次加固，以防表面应变计与犑ｋ格栅之间发生滑移。试验段横断面及土压力计和表１（ｋＮ）；犫，为桩支撑宽度（ｍ）；犑为土工格Ｅｒｓ＝ξ犪槡πｋ面位移计布置如下页图３、图４所示。２ 第３期陈永辉，等：桩承式加筋路堤格栅应变计算及试验６７表１试验段物理力学性质指标犜犪犫．１犘犺狔狊犻犮狅犿犲犮犺犪狀犻犮犪犾狆狉狅狆犲狉狋犻犲狊狅犳狋犲狊狋狊犲犮狋犻狅狀狊土层厚天然含水天然重度／压缩模量直剪快剪土层编号土层名称空隙比犲塑限狑ｐ液限狑ｐｌ度／ｍ率／％（ｋＮ·ｍ－３）犈ｓ／ＭＰａ粘聚力犮／ｋＰａ内摩擦角φ／（°）②１粉质粘土３．２２９．４１８．９０．８５５２５．７３８．４５．０１４２．０９．２′２粉质粘土２．０３６．８１８．７０．９９０２６．１４０．２３．０３１３．０３．４②②２淤泥质粉质粘土３．５４０．２１８．３１．０９３２５．６４０．７２．７６③１粉质粘土９．８３０．６１９．５０．７６２２６．６４１．６７．９６６７．０７．６③４粉质粘土４．４３４．５１８．６０．９５１２３．７３７．５４．７９５０．０１６．７④２粉质粘土３．８２６．２１９．８０．７２７２２．１３２．４５．５７８．０１５．２④５粉土１２．１２１．４２０．３０．６１６２２．０２８．５１５．２７１９．０３２．７表２试验段设计参数犜犪犫．２犇犲狊犻犵狀狆犪狉犪犿犲狋犲狉狊狅犳狋犲狊狋狊犲犮狋犻狅狀狊路基填土参数地基处理参数加筋垫层试验段里程号桩帽形状横向抗拉强度／格栅刚度／填土高度／ｍ坡度处理形式桩距／ｍ桩径／ｍ加筋形式加筋位置及尺寸（ｋＮ·ｍ－１）（ｋＮ·ｍ－１）方形边长碎石垫层Ｋ２６＋５６５３．３１∶１．５预应力管桩２．４０．４钢丝格栅≥８０９００００１．０ｍ中部圆形直径碎石垫层Ｋ２３＋０２０３．５１∶１．５塑料套管桩１．５０．２钢塑格栅≥８０６００００．５ｍ中部注：路堤填土的重度以１９ｋＮ／ｍ３计。图３ＴＣ桩（塑料套管桩）联合钢丝格栅处理断面及仪器布置Ｆｉｇ．３ＬａｙｏｕｔｏｆｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔａｔｉｏｎａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔｏｎＴＣｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｅｌｄｔｅｓｔ图４预应力管桩联合钢塑格栅处理断面及仪器布置Ｆｉｇ．４Ｌａｙｏｕｔｏｆｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔａｔｉｏｎａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔｏｎｐｉｐｅｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｅｌｄｔｅｓｔ ６８长安大学学报（自然科学版）２０１６年土压力计仅在塑料套管桩联合钢丝格栅试验段埋设，表面位移计在２个试验断面均有埋设：土压力计埋深于桩距中点（Ｔ１）、桩间土中心点（Ｔ２）及桩帽中心点（Ｔ３），因考虑到随着路堤的填筑，若在土工格栅上部的桩间土对应点放置土压力计，土压力计会发生偏转，使读数难以反映其真实受力情况，故只在格栅下部放置土压力计；表面位移计分别布置在桩帽边缘（Ｌ４、Ｌ８）、两桩中心连接线中点处（Ｌ３、Ｌ７）和桩体布置对角线交点处（Ｌ１、Ｌ２及Ｌ５、Ｌ６），以监测桩土界面上土压力及土工格栅应变的变化规律。３试验结果分析３．１路堤沉降图５为试验段路堤沉降曲线，其中图５（ａ）为塑料套管桩联合钢丝格栅试验段（Ｋ２３＋０２０）路堤沉降曲线，该断面于２０１１年７月１２日开始填筑，至２０１２年８月２５日结束，共计４２ｄ，填高３．５ｍ。自填筑起始至第４９０ｄ，路堤中心沉降点总沉降为３０９ｍｍ，其填筑期的沉降值为１７４ｍｍ，填筑期的沉降量为总沉降的５６．３％。图５试验段路堤沉降曲线图５（ｂ）为预应力管桩联合钢塑格栅试验段Ｆｉｇ．５Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆｔｅｓｔｉｎｇｒｏａｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ（Ｋ２６＋５６５）沉降曲线。该断面于２０１１年５月２５日开始填筑，至２０１１年９月２９日结束，填筑时间共计１２７ｄ，填高２．９ｍ。自填筑至第５００ｄ，路堤中心点沉降为１７１ｍｍ，其填筑期沉降值为１１２ｍｍ，填筑期的沉降量为总沉降的６５．５％。尽管采用不同的地基处理方式及加筋形式，但塑料套管桩联合钢丝格栅试验段、预应力管桩联合钢塑格栅试验段在填筑期内沉降量占总沉降量比例相近，表明格栅类型对路堤填筑期沉降的影响不显著。图６桩土界面土压力及桩土应力比变化３．２桩土界面土压力Ｆｉｇ．６Ｃｕｒｖｅｓｏｆｓｏｉｌｖｅｒｔｉｃａｌｐｒｅｓｓｕｒｅａｔｐｉｌｅｓｏｉｌ图６为塑料套管桩联合钢丝格栅试验段的桩土ｉｎｔｅｒｆａｃｅａｎｄｐｉｌｅｓｏｉｌｓｔｒｅｓｓｒａｔｉｏ界面土压力及桩土应力的变化。在填土初期，桩帽稳定在２５０ｋＰａ左右，该试验段断面的桩土应力比及桩间土压力随高度呈线性变化，这是因为填土中随填筑高度而变大，观测期末其值稳定在５～６尚未形成土拱，桩土界面各测点压力值未有过大差之间。异。在路堤填至１．２ｍ时，桩间土中心点（Ｔ２）并需要说明的是，桩间中心点的压力值小于邻桩未随填土高度继续线性增大，其压力值增至３５ｋＰａ中心点，这是由于试验段的土压力观测点埋设于土左右后稳定，直至试验观测结束。表明土拱效应对工格栅之下，由于格栅的网兜作用使得土工格栅下桩间土压力具有减弱作用；桩距中点（Ｔ１）和桩帽部的土压力分布与原假定的桩间土荷载呈三角形分中心点（Ｔ３）随填土高度亦呈非线性增大，但桩距布不同，表明采用钢丝格栅试验段的格栅下桩间土中点在路堤填筑结束后开始变小，直至稳定在压力值并未随距桩体的距离增大而增大，与钢塑格５５ｋＰａ；而桩帽中心则在路堤填筑结束后继续变大，栅作用下的柔性基础分布规律有差异。 第３期陈永辉，等：桩承式加筋路堤格栅应变计算及试验６９３．３格栅应变图７为塑料套管桩联合钢丝格栅处理方式的格栅应变曲线。填筑期钢丝格栅应变量较小，直至第１３０ｄ各点应变量小于５％，且此时路堤沉降量已达２５３ｍｍ，说明钢丝格栅的网兜作用比路堤沉降有所迟延。随着路堤中竖向应力的不断调整，位于桩体布置中心位置的表面应变计Ｌ２发生损坏；在观测的第１５０ｄ时，钢丝格栅Ｌ１和Ｌ３同时发生应变突变的情况，分别由５．３％和３．８％增至１．５３％和１．２４％，这可能是由于填土内部竖向应力的变化，使图８预应力管桩联合钢塑格栅处理格栅应变曲线得填土荷载转向桩间土，而钢丝格栅的Ｌ１和Ｌ３Ｆｉｇ．８Ｖａｒｉａｔｉｏｎｓｃｕｒｖｅｓｏｆｇｅｏｇｒｉｄｓｔｒａｉｎｗｉｔｈｔｉｍｅｉｎｐｉｐｅ位于桩间土之上，故其应变突然增大；而位于桩帽边ｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｅｌｄｔｅｓｔ缘处的Ｌ４的应变先变小再变大，这是因为在桩间塑料套管桩联合钢丝格栅试验段、预应力管桩联合土上的钢丝格栅应变变大后，减小了桩帽边缘钢丝钢塑格栅试验段在填筑期的沉降量分别为已观测总格栅的网兜作用，使其变小，而随沉降及土拱效应的沉降量的５６．３％、６５．５％，而平均应变为土工格栅进一步调整，格栅拉力再次变大，至观测的第５００ｄ，稳定应变的１６．５％、６８．４％。２个不同试验断面沉Ｌ１、Ｌ３和Ｌ４的应变测值分别为１．５８％、１．８９％降在填筑期所占比例相近，但是由于塑料套管桩联和２．５３％。合钢丝格栅试验段的填筑期短于预应力管桩联合钢塑格栅试验段，且钢丝格栅的变形模量远大于钢塑格栅，所以其应变发展规律有所不同，即钢丝格栅存在应变突然增大的现象。３．４修正方法的验证与讨论依据不同试验段的填筑及复合地基的设计施工情况，采用修正ＥＢＧＥＯ法并选取不同等效桩径系数（分别取０．４、０．６、０．８、１．０）进行计算，并与实测［６］值、中国现行规范值对比，其计算结果如下页图９所示。塑料套管桩联合钢丝格栅试验段的平均桩间土图７ＴＣ桩联合钢丝格栅处理格栅应变曲线压力实测值（４５ｋＰａ）与中国现行规范值（４７ｋＰａ）相Ｆｉｇ．７ＶａｒｉａｔｉｏｎｃｕｒｖｅｓｏｆｗｉｒｅｇｒｉｄｓｔｒａｉｎｗｉｔｈｔｉｍｅｉｎＴＣｐｉｌｅ近；采用修正ＥＢＧＥＯ法时，当等效桩径系数ξ取ｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｅｌｄｔｅｓｔ０．６～０．８时，其计算值分别为４５．７、５０．０ｋＰａ，与实图８为预应力管桩联合钢塑格栅处理方式的格测值相近。而钢丝格栅实测应变平均值为２．００％，栅应变曲线，由于施工及碾压机械的原因，Ｌ６受到中国现行规范计算得出其格栅应变计算值为破坏而无读数。本试验段初次填土较快，第５ｄ其０．６５％；未修正的德国ＥＢＧＥＯ规范计算值（ξ＝１）填筑高度即达１．３ｍ，且采用钢塑格栅进行处理，故为１．５０％；当采用修正ＥＢＧＥＯ法，且等效桩径系该段的表面应变计的初期变化较为明显，且随时间数时，计算值为４．７％；等效桩径系数ξ＝０．４ξ＝呈线性变化，直至路堤填筑完成后的１个月左右。０．８时，计算值为１．８％，与实测值相近。不同于塑料套管桩联合钢丝格栅处理段，此试验段预应力管桩联合钢塑格栅试验段格栅的实测应桩帽边缘的Ｌ８在填筑初期时格栅应变增长较快，变平均值为２．３５％，采用中国现行规范计算得出其第１０ｄ时Ｌ８的应变为１．５１％，而后，Ｌ５、Ｌ７和格栅应变计算值为１．７２％，德国ＥＢＧＥＯ规范的计Ｌ８应变的变化趋势在填筑期后一致，至观测的第算值为０．４％，采用等效桩径系数ξ＝０．４的计算值５００ｄ，Ｌ５、Ｌ７和Ｌ８的应变测值分别稳定在为２．３％。由此可见，采用钢塑格栅时，中国现行规１．８７％、１．７４％和３．４３％。范可较为准确地进行格栅应变的计算，但对钢丝格尽管采用不同的地基处理方式及加筋形式，但栅采用中国现行规范计算时，其计算值仅为实测值 ７０长安大学学报（自然科学版）２０１６年后具有徐变性；钢丝格栅在填筑期应变较小，但在填筑期后会发生应变的突变现象。（４）通过对修正ＥＢＧＥＯ法与中国现行规范及试验实测值进行对比发现，采用中国现行规范得出的钢塑格栅应变值贴近试验实测值；对于高强刚度的钢丝格栅，采用修正ＥＢＧＥＯ法的计算值（取ξ０．８）与试验实测值相近。（５）不同刚度的土工格栅在路堤荷载下具有明显不同的应变特点，建议进一步研究其对路堤沉降稳定的影响。参考文献：犚犲犳犲狉犲狀犮犲狊：［１］周镜，叶阳升，蔡德钩．国外加筋垫层桩支承路基计算方法分析［Ｊ］．中国铁道科学，２００７，２８（２）：１６．ＺＨＯＵＪｉｎｇ，ＹＥＹａｎｇｓｈｅｎｇ，ＣＡＩＤｅｇｏｕ．Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒｆｏｒｅｉｇｎｇｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ［Ｊ］．ＣｈｉｎａＲａｉｌｗａｙＳｃｉｅｎｃｅ，２００７，２８（２）：１６．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２］陈仁朋，贾宁，陈云敏．桩承式加筋路堤受力机理及图９试验段计算值与实测值对比沉降分析［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２００６，２４（２３）：Ｆｉｇ．９Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｃａｌｃｕｌａｔｅｄａｎｄｍｅａｓｕｒｅｄ４３５８４３６７．ｖａｌｕｅｓｏｆｔｅｓｔｓｅｃｔｉｏｎＣＨＥＮＲｅｎｐｅｎｇ，ＪＩＡＮｉｎｇ，ＣＨＥＮＹｕｎｍｉｎ．Ｍｅｃｈａ的３２．５％。因此，对于采用高强刚度的钢丝格栅而ｎｉｓｍａｎｄｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄａｎｄ言，采用德国ＥＢＧＥＯ规范计算更为准确，就本试验ｇｅｏｇｒｉｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ［Ｊ］．ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌ而言，德国ＥＢＧＥＯ规范计算值为实测值的７５％。ｏｆＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００６，２４（２３）：若考虑桩帽作用进行相应修正，且等效桩径系数取４３５８４３６７．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）０．８时，计算值（其值为１．８％）更为准确。［３］ＣＨＥＮＲＰ，ＣＨＥＮＹＭ，ＨＡＮＪ，ｅｔａｌ．Ａｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｓｏｌｕｔｉｏｎｆｏｒｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｎｓｏｆｔｓｏｉｌｓ４结语ｕｎｄｅｒｏｎｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ［Ｊ］．Ｃａｎａｄｉａｎ（１）考虑桩帽的均化桩顶受力的作用，定义等效ＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＪｏｕｒｎａｌ，２００８，４５（５）：６１１６２３．［４］费康，刘汉龙．桩承式加筋路堤的现场试验及数值桩径系数，并以桩体等效直径进行桩间土受力和格分析［Ｊ］．岩土力学，２００９，３０（４）：１００４１０１２．栅拉力的计算，其计算条件更为贴近实际。ＦＥＩＫａｎｇ，ＬＩＵＨａｎｌｏｎｇ．Ｆｉｅｌｄｔｅｓｔｓｔｕｄｙａｎｄｎｕｍｅｒ（２）通过对塑料套管桩联合钢丝格栅试验段的ｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｇｅｏｇｒｉｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄ桩土界面土压力监测，发现不同位置处的土压力随ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００９，３０填筑高度呈现不同变化趋势：桩间土中心点和桩帽（４）：１００４１０１２．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）中心点土压力随路堤填筑高度增长；而桩距中点土［５］刘春，赵洪波，白世伟．土工格栅在治理软土路基沉压力随填筑高度先增长后减少，直至稳定，其值小于降问题中的研究［Ｊ］．岩土力学，２００３，２４（６）：桩帽中心点土压力实测值；钢丝格栅试验段的格栅１０７０１０７３．ＬＩＵＣｈｕｎ，ＺＨＡＯＨｏｎｇｂｏ，ＢＡＩＳｈｉｗｅｉ．Ｒｅｓｅａｒｃｈ下桩间土压力值并未随距桩体距离的增大而增大，ｏｎｕｓｉｎｇｇｅｏｇｒｉｄｓｔｏｃｏｎｔｒｏｌｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｓｏｆｓｕｂｇｒａｄｅｓ与钢塑格栅作用下的柔性基础分布规律有差异。［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００３，２４（６）：１０７０（３）对塑料套管桩联合钢丝格栅试验段及预应１０７３．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）力管桩联合钢塑格栅试验段的格栅应变监测发现，［６］饶为国，江辉煌，侯庆华．桩网复合地基工后沉降的钢丝格栅与钢塑格栅的应变变化不同：随着填土荷薄板理论解［Ｊ］．水利学报，２００２（４）：２３２７．载的增加，钢塑格栅应变持续增大，在路堤填筑结束ＲＡＯＷｅｉｇｏｕ，ＪＩＡＮＧＨｕｉｈｕａｎｇ，ＨＯＵＱｉｎｇｈｕａ． 第３期陈永辉，等：桩承式加筋路堤格栅应变计算及试验７１ＤｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｓｈｅｅｔｐｌａｔｅｄｕｅｔｏｒｅｓｉｄｕａｌｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔＪＴＧ／ＴＤ３１０２—２０１３，Ｔｅｃｈｎｉｃａｌｇｕｉｄｅｌｉｎｅｓｆｏｒｄｅｓｉｇｎｏｆｐｉｌｅｎｅｔｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨｙａｎｄｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｏｆｈｉｇｈｗａｙｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｏｎｓｏｆｔｄｒａｕｌｉｃＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００２（４）：２３２７．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）ｇｒｏｕｎｄ［Ｓ］．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［７］吕伟华，缪林昌，王非．基于不完全土拱效应的土工［１４］ＡＢＵＳＨＡＲＡＲＳＷ，ＺＥＮＧＪＪ，ＣＨＥＮＢＧ，ｅｔａｌ．Ａ格栅加固机制与设计方法［Ｊ］．岩石力学与工程学报，ｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄｍｅｔｈｏｄｆｏｒａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｐｉｌｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ２０１２，３１（３）：６３２６３９．ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｗｉｔｈｇｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓ［Ｊ］．ＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅｓａｎｄＬＵＷｅｉｈｕａ，ＭＩＡＯＬｉｎｃｈａｎｇ，ＷＡＮＧＦｅｉ．ＭｅｃｈａＧｅｏｍｅｍｂｒａｎｅｓ，２００９，２７（１）：３９５２．ｎｉｓｍｏｆｇｅｏｇｒｉｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｂａｓｅｄｏｎｐａｒｔｉａｌｌｙｄｅ［１５］ＥＥＫＥＬＥＮＳＪＭ，ＢＥＺＵＩＪＥＮＡ，ＴＯＬＡＦ．Ａｎａｌｙｓｉｓｖｅｌｏｐｅｄｓｏｉｌａｒｃｈｅｆｆｅｃｔａｎｄｄｅｓｉｇｎｍｅｔｈｏｄ［Ｊ］．ＣｈｉｎｅｓｅａｎｄｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｆｔｈｅＢｒｉｔｉｓｈｓｔａｎｄａｒｄＢＳ８００６ｆｏｒＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１２，３１ｔｈｅｄｅｓｉｇｎｏｆｐｉｌｅｄｅｍａｎｋｍｅｎｔｓ［Ｊ］．Ｇｅｏｔｅｘｔｉｌｅｓａｎｄ（３）：６３２６３９．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）Ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅｓ，２０１１，２９（３）：３４５３５９．［８］胡启军，谢强，卿三惠．加筋碎石垫层中双层土工格［１６］ＲＡＩＴＨＥＬＭ，ＫＩＲＣＨＮＥＲＡ，ＫＥＭＰＦＥＲＴＨＧ．栅拉力特性试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００７，２８（４）：Ｇｅｒｍａｎｒｅｃｏｍｍｅｎｄａｔｉｏｎｆｏｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｓｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ７９９８０２．ｏｎｐｉｌｅｓｉｍｉｌａｒｅｌｅｍｅｎｔｓ［Ｃ］／／ＬＩＸ，ＣＨＥＮＹＭ，ＨＵＱｉｊｕｎ，ＸＩＥＱｉａｎｇ，ＱＩＮＧＳａｎｈｕｉ．ＦｉｅｌｄｓｔｕｄｙｏｆＴＡＮＧＸＷ．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ４ｔｈＡｓｉａｎＲｅｇｉｏｎａｌｔｅｎｓｉｌｅｆｏｒｃｅｃｈａｒａｃｔｅｒｏｆｄｏｕｂｌｅｌａｙｅｒｅｄｇｅｏｇｒｉｄｉｎｒｅＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓ．Ｈａｎｇｚｈｏｕ：ＺｈｅｊｉａｎｇＵｉｎｆｏｒｃｅｄｇｒａｖｅｌｃｕｓｈｉｏｎ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｎｉｖｅｒｓｉｔｙＰｒｅｓｓ，２００９：２７９２８４．ｎｉｃｓ，２００７，２８（４）：７９９８０２．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１７］ＣＨＥＮＲＰ，ＸＵＺＺ，ＣＨＥＮＹＭ，ｅｔａｌ．Ｆｉｅｌｄｔｅｓｔｓｏｎ［９］程培峰，慕万奎，姜海洋，等．土工格栅加固浅层软土ｐｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｖｅｒｓｏｆｔｇｒｏｕｎｄ［Ｊ］．地基的有限元分析［Ｊ］．中国公路学报，２００８，２１（２）：ＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌａｎｄＧｅｏｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＥｎｇｉ６１１．ｎｅｅｒｉｎｇ，２０１０，１３６（６）：７７７７８５．ＣＨＥＮＧＰｅｉｆｅｎｇ，ＭＵＷａｎｋｕｉ，ＪＩＡＮＧＨａｉｙａｎｇ，［１８］刘汉龙，王新泉，陈永辉，等．Ｙ型沉管灌注桩加筋路ｅｔａｌ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｈａｌｌｏｗｓｏｆｔｓｏｉｌｆｏｕｎ堤力学性状试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００９，３０（２）：ｄａｔｉｏｎｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｂｙｇｅｏｇｒｉｄｓ［Ｊ］．ＣｈｉｎａＪｏｕｒｎａｌｏｆ２９７３０４．ＨｉｇｈｗａｙａｎｄＴｒａｎｓｐｏｒｔ，２００８，２１（２）：６１１．（ｉｎＬＩＵＨａｎｌｏｎｇ，ＷＡＮＧＸｉｎｑｕａｎ，ＣＨＥＮＹｏｎｇｈｕｉ，Ｃｈｉｎｅｓｅ）ｅｔａｌ．Ｆｉｅｌｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｆｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒｆｏｒｍ［１０］蔡德钩，杨国涛，叶阳升，等．高速铁路桩网结构加筋ａｎｃｅｏｆＹｓｈａｐｅｄｖｉｂｒｏｐｉｌｅｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ网垫受力计算方法［Ｊ］．中国铁道科学，２０１３，３４（５）：［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００９，３０（２）：２９７３０４．１５．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）ＣＡＩＤｅｇｏｕ，ＹＡＮＧＧｏｕｔａｏ，ＹＥｙａｎｇｓｈｅｎｇ，ｅｔａｌ．［１９］何良德，陈志芳，徐泽中．带帽ＰＴＣ单桩和复合地基Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｆｏｒｃｅｏｆｒｅｉｎ承载特性试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００６，２７（３）：ｆｏｒｃｅｄｂｅｄｄｉｎｇｉｎｔｈｅｇｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｐｉｌｅ４３５４４０．ｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｆｈｉｇｈｓｐｅｅｄｒａｉｌｗａｙ［Ｊ］．ＨＥＬｉａｎｇｄｅ，ＣＨＥＮＺｈｉｆａｎｇ，ＸＵＺｅｚｈｏｎｇ．ＥｘｐｅｒｉＣｈｉｎａＲａｉｌｗａｙＳｃｉｅｎｃｅ，２０１３，３４（５）：１５．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）ｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｌｏａｄｂｅａｒｉｎｇｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｆｏｒｓｉｎｇｌｅ［１１］李冬雪，邓卫东，葛娟．考虑土工格栅蠕变的加筋路ＰＴＣｐｉｌｅｗｉｔｈｃａｐａｎｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｗｉｔｈ堤变形分析法［Ｊ］．长安大学学报：自然科学版，２０１１，ＰＴＣ（ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｔｈｉｎｗａｌｌｃｏｎｃｒｅｔｅ）ｐｉｌｅｓ［Ｊ］．Ｒｏｃｋ１１（５）：２３２７．ａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００６，２７（３）：４３５４４０．（ｉｎＬＩＤｏｎｇｘｕｅ，ＤＥＮＧＷｅｉｄｏｎｇ，ＧＥＪｕａｎ．ＤｅｆｏｒｍａｔｉｏｎＣｈｉｎｅｓｅ）ａｎａｌｙｓｉｓｏｎｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｔａｋｉｎｇｉｎｔｏａｃ［２０］雷金波，陈从新．带帽刚性桩复合地基现场足尺试验ｃｏｕｎｔｏｆｃｒｅｅｐｏｆｇｅｏｇｒｉｄ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈａｎｇａｎＵ研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０１０，２９（８）：ｎｉｖｅｒｓｉｔｙ：ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ，２０１１，１１（５）：２３２７．１７１３１７２０．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）ＬＥＩＪｉｎｂｏ，ＣＨＥＮＣｏｎｇｘｉｎ．Ｉｎｓｉｔｕｐｒｏｔｏｔｙｐｅｔｅｓｔ［１２］ＢＳ８００６：２０１０，Ｃｏｄｅｏｆｐｒａｃｔｉｃｅｆｏｒｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎｅｄ／ｒｅｓｔｕｄｙｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆｒｉｇｉｄｐｉｌｅｗｉｔｈｃａｐｉｎｆｏｒｃｅｄｓｏｉｌｓａｎｄｏｔｈｅｒｆｉｌｌｓ［Ｓ］．［Ｊ］．ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＥｎｇｉ［１３］ＪＴＧ／ＴＤ３１０２—２０１３，公路软土地基路堤设计与施ｎｅｅｒｉｎｇ，２０１０，２９（８）：１７１３１７２０．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）工技术细则［Ｓ］．