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东南大学硕±学位论文刚性粧承式加筋路堤承载与变形机制研究专业名称：主太工超作者姓名：李永国指导教师：缕化昌
－Ｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｌｏａｄｂｅａｒｉｎｇａｎｄｄｅｆｏｒｍａ村ｏｎｍｅｃｈａｎｅ－ｓｕｉｓｍｏｆｒｉｉｄｉｌｏｒｔｅｄａｎｄｇｐｐｐｅｏｓ－ｒｅｇｎｔｈｅ村ｃｉｎｆｏｒｃｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｙＡＴｈｅｓｉｓＳｕｂｍｉｔｔｅｄ化ＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＦｏｒｔｈｅＡｃａｄｅｍｉｃＤｅｇｒｅｅｏｆＭａｓｔｅｒｏｆＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＢＹＩ－ＬＹｏｎｇｇｕｏＳｕｅｒｖｉｓｅｄｂｐｙＰｒｏｆｅｓｓｏｒ－ＭＩＡＯＬｉｎｃｈａｎｇＳｃｈｏｏｌｏｆＴｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＡｐｒｉｌ２０１５
东南大学学位论文独创性齊明本人声明所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得东南大学或其它教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同王作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。研究生签名：杳去间日期：２￣４Ｔ、Ｍ东南大学学位论文使用巧枚声明东南大学、中国科学技术信息研究所、国家图书馆有权保留本人所送交学位论文的复印件和电子文档，可Ｗ采用影印、缩印或其他复制手段保存论文。本人电子文档的内容和纸质一（包括论文的内容相致。除在保密期内的保密论文外，允许论文被查阅和借阅，可Ｗ公布刊登）论文的全部或部分内容（包括刊登）授权东南大学研究生院办理。。论文的公布研究生签名：导师签名：作日期：＞矿０
＾巧要刚性植承式加翁路堤因具有施工速度快，、处理深度大、工后沉降与侧向变形小等优点在软±地区高速公路建设中得到了广泛的应用。由于涉及到路堤填料、粧、枯间及加筋体之间的相互作用，巧承式加筋路堤的承载与变形机制十分复杂，理论研究仍然落后于王程实践。本文基于室内模型试验、理论推导和数值分析相结合的方法，分别对静力与动力荷载作用下刚性粧承式加筋路堤的工作机制进行了研究。论文的主要研究内容与成果如下：１．通过开展具有不同长径比的六组刚性单粧复合地基室内模型试验，研究了刚性巧复合地基的沉降持性与荷载传递规律、，±、垫层相互作用的，根据模型试验成果推导出考虑枯刚性粧复合地基粧止应力比简化计算公式，并与试验数据进行对比验证。Ｔ－２，，．基既有研究成果综合考虑路堤填料的±拱效应加筋体拉膜效应Ｗ及加固区粧±相互作用。，总结并推导了刚性粧承式加筋路堤的实用设计方法，通过王程实例验证其合理性３．Ｗ本文提出的理论模型为基础，分析了粧体荷载分担比、粧王应力比、格栅应变与拉力、地基±基床系数、格、植间±应力折减比与粧端刺入量随路堤填料内摩擦角、路堤高度栅抗拉刚度的变化规律。４．通过建立弹塑性动力有限元模型，分析交通荷载作用下粧承式加筋路堤表面竖向位移、与坡脚水平位移的发展变化规律，重点讨论了路堤高度枯长、枯间距、枯体模量、软±模量、格栅抗拉刚度、循环荷载频率及动应力幅值变化的影响规律。关键词：刚性巧承式加筋路堤：荷载传递规律；王拱效应；拉膜效应；循环荷载Ｉ
Ａｂ巧ｒａｃｔＡｂｓｔｒａｃｔＧｅｏｓｔｈｅｔｉｃ－Ｋａｎｄｅ－ｕｌｙｎｉｎｆｏｒｃｅｄｐｉｌｓｐｐｏｒｔｅｄＧＲＰＳｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓａｒｅｉ打灯ｅａｓｉｎｇｕｓｅｄ１；ｏ（）ｙｃｏｎｓｔｒｕｃｔｈｉｇｈｗａｙｓｏｎｓｏｆｔｓｏｉｌｓｄｕｅｔｏ化ｅｉｒｒａｐｉｄＣＯ打ｓｔｒｕｃｔｉｏｎ，ｌａｒｇｅｔｒｅａｔｍｅｎｔｄｅｐ化，ａｎｄｓｍａｌｌ＊－ＩａｔｅｉａｌａｎｄｏｓｔｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎＨｒｅｎｔｅｒａｃｉｏｎｎｅｍｂａｎｋｍｅｎｆｉｌｌｐ．ｏｗｅｖｅｔｈｉｔｓａｍｏｔ，ｇ，ｇｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｉｌｅｃａａｎｄｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓｏｉｌａｒｅｃｏｍｌｅｘａｎｄｔｈｅｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｆＧＲＰｙ，ｐ（ｐ）ｐ，Ｓ＂ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓａｒｅｓｔｉｌｌｎｏｔｗｅｌｌｕｎｄｅｒｓ化ｏｄ．Ｔｏｉｍｐｉ〇ｖｅｔｈｅｕｎｄｅｒｓｔａｎｄｉｎｏｆ化ｉｓ化ｃｈｎｏｌｏｇｙ，ｔｈｅｇｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆＧＲＰＳｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｕｎｄｅｒｓｔａｔｉｃａｎｄｄｙｎａｍｉｃｌｏａｄｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｗｅｒｅｉｎｖｅｓｔｉａｔｅｄｇｉｎ化ｉｓｓｔｕｄｙｔｈｒｏｕｇｈｔｈｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｆｓｍａＵｓｃａｌｅｍｏｄｅｌｔｅｓｔｓ，ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｎａｌｙｓｅｓａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓ．ＴｈｅｍａｉｎＫｓｅａｒｃｈｃｏｎｔｅｎｔｓａｒｅｄｅｓｃｒｉｂｅｄａｓｆｏｌｌｏｗｓ：Ａｓｅｒｉｅｓｏｆｒｆｔｅｔｓｒｅｔｉｌｈｉｎｓｉｘｏｕｃｏｍｏｓｉ化ｏｕｎｄａｔｉｏｎｐｌａｅｌｏａｄｉｎｔｓｗｉ比ｕｃｏｎｃｒｅｅｅｓａｖｇｐｐｇｐｐｇ＊ｖａｒ－－ｒｆｎｄｌｏａｄｔｒａｎｓｆｅｒｉｅｄｉｅｎｇｔｈｔｏｄｉａｍｅ：ｅｒｒｉｉｅｒｅｄｔｈｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｈａｒｔｒｉｓｔｉｃｔａｔｏｓｗｅｐｅｏｍ，ｓｅａｃｅｓａｍｅｃｈａｎｓｍｅｓｕｄｅｄ．ｎａｃｃｏａｎｃｅｗｏｂｅｒｖｅｄａｖｏｒｓｍｅｄｍｅｏｄｆｏｉｗｒｅｔｉＩｒｄｉｔｈｔｈｅｓｂｅｈｉａｉｌｉｆｉｔｈｒ，ｐｃａｌｃ山ａｉｎｅｓｒｅｓｓｃｏｎｃｅｎｒａｏｎｒａｉｏｏｆｒｉｉｄｉｌｅｃｓｅｆｉｏｎｗａｒｏｏｓｅｄａｎｄｔｇｔｈｔｔｔｉｔｇｐｏｍｐｏｉｔｏｕｎｄａｔｓｐｐｖａａ．ｌｉｄａｔｅｄａｇａｉｎｓｔｔｈｅ化ＳｔｄａｔＢａｓｅｄｏ打ｐｒｅｖｉｏｕｓｒｅｓｅａｒｃｈｆｉｎｄｉ打ｇｓｐｕｂｌｉｓｈｅｄｉｎｔｈｅｌｉｔｅｒａｔｕｒｅ，ａｓｉｍｐｌｅａｎｄｐｒａｃｔｉｃａｌｄｅｓｉｇｎｐｒｏｃｅｄｕｒｅａｃｃｏｕｎｔｉｎｆｏｒｓｏｉｌａｒｃｈｉｎｉ打化ｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｌｌｔｅｎｓｉｏｎｅｄｍｅｍｂｒａｎｅｅｆｅｃｔｏｆｇｇ，ｅｏｓ打－ｇｙｔｈｅｔｉｃｒｅｉ打ｆｏｒｃｅｍｅｎｔａｎｄｐｉｌｅｓｏｉｌｉｎｔｅｒａｃｔｉｏ打ｗｉｔｈｉ打ｔｈｅｓｔｒｅｎｔｈｅ打ｅｄｚｏ打ｅｗａｓｐｕｔｆｏｒｗａｒｄｇ，ａｎｄｅｖａｔｒｏｃｅｓｖｅｅｄｉｎｍａｒｓｏｎｗｉｈｅｍｅａｕｒｅｍｅｎｓ．比ｅｎｔｈｌｉｄｉｔｙｏｆｈｉｓｐｄｕｒｅｗａｒｉｆｉｃｏｐｉｔｆｉｌｄｓｔｒａｃｓｕｄｌＰａｍｅｔｒｉｔｉｅｓｗｅｉ：ｅｕｎｄｅｒｔａｋｅｎｔｏａｎａｌｙｚｅｔｈｅｉｎｆｌｕｅ打ｃｅｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｌｉｎｔｅｒｎａｌｆｒｉｃｔｉｏ打ａｎｇｌｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｈｅｉｈｔ，ｓｕｂｒａｄｅｒｅａｃｔｉｏ打ｃｏｅｆｉｃｉｅ打ｔａｎｄｔｅ打ｓｉｌｅ巧ｉｆｉｉｅｓｓｏｆｔｈｅ，ｇｇｅｏｓｎｅｏｎｅｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｅｅｍｂａｎｅｎｗｈｃｈｃｈａｒａｃｇｙｔｈｔｉｃｔｈｐｔｈＧＲＰＳｋｍｔ，ｉｉｓ化ｒｉｚｅｄｂｙｐｉｌｅ－ｉｌｏａｄｓｈａｒｉｎｒａｔｉｏｓｔｒｅｓｓｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏ打ｒａｔｉｏ１：ｅｎｓｉｌｅｆｏｒｃｅａｎｄｓｔｒａｎｏｆｔｈｅｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｓｕｂｒａｄｅｇ，，，ｇｙｇｓｂｅｓｓｒｅｃｔ打ｒａ．ｄｕｉｅｔｉｅｎｅｔｒａｔｉｏｎｉｏｔｏａｎｄｐｉｌｐｐ－－ｎａｍｎｌｂｌｈｅｄｔｏＴｗｏｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ（２Ｄ）ｅｌａｓｔｏｐｌａｓｔｉｃｄｙｉｃ打ｎｉｔｅｅｌｅｍｅｔｍｏｄｅｓｗｅｒｅｅｓｔａｉｓｎｖｅｓａｅｍａｏｎａｒａｃｅｒｉｃｓａｅｓｕｒｆａｃｅａｎｄｏｅｏｆｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｓ．ＴｈｅｉｔｉｇｔｔｈｅｄｅｆｏｒｔｉｃｈｔｉｉｓｔｔｔｈｔｔｈＧＲＰＳｔｅｆｅｃｏｆｖａｕｓｆａｃＵｉｒｓｌｃｏｍｏｎｔｒｉｏｉｎｃｌｕｄｉｎｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｈｅｉｈｔｉｌｅｓｐａｃｉｎｉｌｅｅ打ｔｈｒｅｓｓｉｇｇ，，ｐｇ，ｐｇｐｄｓｅｓｎｅｏｆｅｏｓｎｃｒｅ打ｆｏｒｃｍｏｄｕｌｕｓｏｆｔｈｅｉｌｅａｎｓｏｆｔｓｏｉｌｔｅｎｉｌｔｉｆｓｓｔｈｅｔｈｅｔｉｉｅｍｅｎｔａｓｗｅｌｌａｓｔｈｅ，呂ｙｐｆｒｅｑｕｅｎｃｙａｎｄａｍｐｌｉｔｕｄｅｏｆｃｙｃｌｉｃｌｏａｄｗｅｒｅｅｘｐｌｏｒｅｄａｎｄｄｉｓｃｕｓｓｅｄｉｎｄｅｔａｉｌ．－Ｋｅｗｏｒｄ－ａｎｄｅｕｏｒｅｍｂａｎｋｍｅｎｏａｄｒａｎｓｆｅｒｍｅｃｈａｎｉｓｓ：Ｇｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｒｅｉ打ｆｏｒｃｅｄｉｌｓｐｐｔｅｄｔｌｔｍｙｐ，，ｓｏａｒｃｈｎｅｎｓｏｎｅｄｍｂｒａｎｅｅｅｃｉｌｉｎｉｌｉｇｔｉｍｅｆｆｔｄｙｎａｍｃｏａｄ，，ｇＩＩ
目录ＩｍｍＡｂｓｔｒａｃｔＩＩ一第章绪ｉｆｅ１１．１１研究背景及意义１．２ａ岐研究现状综述２１．２．刚性化复合地基研究２１．．１２２±拱效应理论４１．２．７３加筋体拉膜效应１．２．４循环荷载下软．悄动力特性８１１．２．５循环荷载下复合地基的工作性状０１．３本文主要研究内容１０第二章刚性植复合地基承载与变形特性模型试验１２２１．概述１２２．２模型试验介绍１２．．１２２１模型巧与地层制备２２．２．２１３征身应变片的粘贴２．２．３±压力盒的标定及埋设１４．．１５２２４加载方法与数据采集２．３试验结果与分析１６２．３．１沉降变形特性１６．．２０２３２粧、止荷载分担特性．．２３２３３枯端应力分布２．３．４枯身轴力分布２５Ｉ２．３．２６５粧俩Ｊ摩阻力分布．２４有限元模拟验证２７２．５粧上应力比计算方法３０２．５．１理论公式推导３０．．２５２理论公式验证３３２．６本章小Ｓ３４５第兰章刚性粧承式加巧路堤工作机理解析分析３３１．概述３５ＩＩＩ
东南大学硕±学位论文３．２计算模型与分析方法３５３．２．１路堤±拱效应分析３５３．２．２加筋体受力变形分析３７３＇２＇３４０粧止加固区变形分析３．３工程实例验证４３３．３．１工程实例１４３３．３．２工程实例２４４３．３．３工程实例３４５３．４本章小结４６第四章刚性巧承式加筋路堤工作性状参巧分析４７４．１概述４７４．２基本算例参数４７４．３升算结果与分析；４７．．４７４３１路堤高度的影巧４．３．２路堤内摩擦角的５１影响４．３．３地基基床系数的影响５５４．３．４格栅抗拉側度的影响５８４．４本胃小Ｓ６０２第五章刚性植承式加筋路堤动力特性分析６５．１概述６２５．２动力有限元分析基本原理６２５．２．１动力分析基本方程６２５．２．２时间积分算法６２．５２３时间步长的选取６３５．２．４动力吸收边界６３５．３动力有限元模型６３５．３．１６３．．５３２交通荷载的模拟６４５．３．３分析步骤６５５．４数值模拟结果与分析６５５．４．１软±地基未加岡６５５．４．２粧体模量的影响６７５．４．３软±模豊的影响６８５．４．４植间距的影响６９ＩＶ
＾．．７０５４５巧长Ｍ影响．．７１５４６路堤高巧的影响５Ｉ．４．７格栅因２Ｊ度的影响７５．４．８荷载频率的影响７３．．５４９动应力幅值的影响７４５．５本章小结７４第六章结论城望７６６．１论文主要研究成果７６６．２不足与展望７７参考文献７８ｍｉｓｉ８２Ｖ
第一章绪论第一章绪论１．１研究背景及意义，我国国民经济飞速发展，汽车的保有量持续增加，客、货运输量等指标均保持稳步增长为高速公路的规划与建设营造了良好的外部环境２０００年前，。国家自后开始大规模兴建高速公路来（．２０１４年底１１．１４，通车里程逐年迅速增加见图１１），截至，全国高速公路通车总里程己达万公里＂＂一二五位列耻界第位。目前，我国高速公路建设正处于形成网络的关键时期，十期间计划新増通车里程３．４万公里。－１２｜－！〇學參，—————〇〇〇〇〇〇〇〇〇〇ＯＯＯＯＯＯＯＯＯＯＯＯＯＯＯ年份困ＬＩ２０００－２０１４巧国高速公路迅车总里程统计。这些然而，我国島速公路区域分布极不平衡，绝大多数路线位于东部沿海诸省地区广泛分布深厚的游泥。此类地基具有承载力低、、派泥质枯止、龄泥质亚粘±等饱和软粘±地层压缩性高、王后沉降显著等工程特性。，给高速公路的施工与安全运营带来诸多不利影响为此地基处理是此类地区高速公路建设面临的关键问题。当前，软±地，进行合理有效的软±区高速公路修建常用的技术措施主要有堆载预压、深层攪拌植、王工织物加筋、控质路堤填料等，综合运用两种或两种Ｗ上处理技术，整合各自优。各种方法均有其优缺点和适用范围，从而达到最优化的地基处理效果，是近年来软上地基处理的新思路与发展趋势势。＂＂－＋竖向增强体粧网复合地基作为种新型的软王加固技术，采用水平向增强体的联－合复合地基形式．，如图１２所示网复合地基系统通常由水平加筋体、粧（粧帽）和粧间王。粧Ｈ个部分組成，处理深厚软±。鉴于Ｗ碎石植、水泥±粧为代表的传统竖向增强体刚度有限－Ｆ具有明显的局限性，粧网复合地基中的粧体开始向预应力管粧、ＣＧ粧、素混凝±巧等刚－网复合地基支撑的路堤形式称作植承式加筋路堤性枯转变，该工法具有填筑速度快、。由粧处理深度大，、施王质量易于控制、路堤侧向变形及工后沉降小、造价适中等突出优点为在１
东南大学硕±学位论文软±地区修筑路堤提供了一种经济有效的解决方案２０世。国际上从纪８０年代开始对粧承式加筋路堤进行实践与研究，英国、瑞典、德国、荷兰等国家还相继制定了相关规程。国内在部分高速公路新建巧拓宽王程中也对该技术进行了尝试，并取得了良好的加固效果。￣￣—￣￣—￣￣￣二：］ＬＺ１ＩＨＩ：Ｃ］ＬＺＪ：二二：］二：ＪＥ：＾格峭性巧；灶居硬±居田１．２巧承式化巧路吳系统示息田由于涉及到路堤填料、植、粧间±与水平加筋体么间的相互作用，植承式加筋路堤系统。的工作机制十分复杂，。我国至今还没有相应的设计规范仍主要依靠经验进行设计与施王此外，国内外关于粧承式路堤的研究多是从静力方面展开，对于交通荷载作用下粧承式加筋路堤工作性状的研究尚鲜见报道。随着公路交通运输量的増长与货运车辆向大型化、重载化一。方向发展的趋势，交通荷载引起的系列岩王工程与±动力学方面的问题将不容小劇鉴于粧承式加筋路堤技术在我国高路公路软止地基处理中的广阔应巧前景，Ｗ及未来高速公路向低路堤发展的趋势，针对刚性粧承式加筋路堤系统的承载与变形化制进行更加深入地研究具一有定的理论价值与现实意义。１．２国内外研究现状综巧１．２．１刚性粧复合地基研究关于复合地基的研究主要集中在粧王相互作用机制与沉降计算理论方面。巧体复合地基中粧，，、王、王共同承担荷载荷载通过垫层分别传递到植体与王体由于粧材料间变形性质的差异，，Ｉ加固区内粧、±之间将产生不协调变形从而在粧±接触面产生侧摩阻力巧体与止体之间的荷载传递Ｗ及变形的相互影响和调节作用即为复合地基的巧止相互作用。厘清复合地基粧、±之间的相互作用机理是确定植、±荷载分担、传递与变形计算的基础。为简化复合地基的荷载分担与沉降计算，往往假设复合地基加固区内植±变形协调，即服从等应变假设。该假设只有在满足基础与下卧层绝对剛性、巧±巧为弹性变形、大面积分－－布荷载作用等条件下才成立。而在实际工程中，刚性基础或柔性基础Ｗ下通常会铺设定厚２
第一章渚论度的垫层用Ｗ调节粧±之间的荷载分配，地。巧顶会向上刺入垫层表产生粧±差异沉降；而一复合地基的下卧层也有定的圧缩性，植端会产生向下刺入变形，对于未打穿软±层的悬浮。粧，枯端刺入量将尤为显著。因此，实际复合地基加固内粧体与±体并不满足等应变理论关于复合地基的沉降计算理论，国内外众多学者进行了积极有益的探索，但至今尚无普遍认可的成熟方法，各类实用计算方法均将总沉降分为加固区沉降与下卧层沉降两个。目前部分。加固区沉降的计算方法主要有复合模量法、粧体压缩量法与应力修正法；下卧层的沉降化算多采用传统的分层总和法，而确定下卧层顶面的附加应力是计算该部分沉降的关键。下卧层顶面附加应力的计算主要采用应力扩散法、等效实体法、改进Ｇｅｄｄｅｓ法等。Ｗ二２０００）、、傅景辉，宋祥（根据植王、垫层之间共同作巧及变形协调条件，假定粧±接触面处于弹性阶段，，得到刚性粧复合地基的荷载分担与沉降变形解析公式并对巧±应Ｗ力比的相关影响因素作了详细分析２００３）通、止相互作用的基本微分；沈伟等（过建立植方程，分别考虑巧±界面处于弹性与弹塑性变形两个阶段，给出了相应的沉降计算公式，但公式的形式较为复杂。Ｐ１董必昌，郑俊杰（２０胆）将加固区Ｗ等沉面为界分为两部分，考虑负摩阻力的影响，基于等沉面上下两侧粧间±的压缩量分别与粧体上下刺入量相等的条件，得到刚性粧复合地基的粧±应力比及沉降计算公式，本文刚性粧、±相互作用理论推导借鉴了该研究思路。Ｗ刘吉福（２００３）Ｗ单粧等效处理单元上部路堤为分析对象，沿粧顶边缘将路堤填料分为内、外王柱，基于内、外王柱之间因差异沉降而导致的剪应力传递，推导出路堤基底粧、Ｗ±应力比公式，但该方法需要人为假定等沉面的島度；在此基础上，Ｃｈｅｎ等（２００８）将其与复合地基中粧上相互作用模型结合起来，从而可Ｗ计算出等沉面的具体位置，；呂伟华缪Ｗ一林昌（２０１３）也提出了种类似的考虑粧、±、路堤共同作用的削性粧复合地基粧上应力比计算方法。７［］赵明华等（２０１０）采用理想弹塑性荷载传递模型，考虑巧体的上，、下刺入变形建立Ｗ了能够考虑粧、±、垫层体系共同作用的复合地基沉降计算方法（２０１１）：何宁，类炎假定路堤荷载下刚性植的负、正摩阻力沿粧长均匀分布，且都达到其极限值，通过Ｂ－ｏｕｓｉｎｅｓｓＭｑｉｎｄｌｉｎ联合求解法求解地基内的附加应力，进而通过分层总和法得到加固区的沉降变形。Ｗ池跃君等（２００２）通过刚性粧复合地甚现场试验，对植体的上刺与下刺变形、粧身轴ＩＩＷ力，（２０１０、侧摩阻力、粧、±荷载分担等方面进行了研究；雷金波陈从新）针对带粧帽的刚性粧复合地基进行了现场足尺试验研究，着重分析了复合地基的沉降及应力分布特征。综观Ｗ上研究成果，目前刚性粧复合地基沉降升算理论的主流研究思路是考虑巧、王、垫层（路堤）的协同作用，不同计算方法之间的区别主要在于粧±荷载传递模型的选取，即对干巧侧摩阻力分布的假定不同，如线弹性模型、理想弹塑性模型或双曲线模型等。３
东南大学硕±学位论文１．２．２止拱效应理论）巧承式加筋路堤系统中粧（粧帽、加筋垫层、地基±共同承担上部路堤荷载，由于粧体一与地基王之间的刚度差异，粧间±和粧帽上部的路堤填料将产生差异沉降，使得定高度范围内的路堤填料应力重新分布，大主应力方向朝着大致平行于相邻粧帽间圆拱形连线方向偏移，路堤内形成若干拱形的密实壳体，将部分粧间±上部的路堤荷载转移到粧帽么上，此现１１１１象即为植承式路堤中的±拱效应（陈云敏等，２００４）。迄今为止，国内外学者已从现场实测－巧１……９２４【］［’巧［］，、模型试验、数值分析等多个角度对止拱效应进行了深入研究并取得了许多有益成果，本节将简述其中的部分代表性研究。ＷＴｅｒｚａｇｈｉ于１９３６年采用活动口（ｔｒａｐｄｏｏｒ）试验验证了二维±拱效应，他假设活动口一上方的±体与周围稳定±体之间存在竖直滑移面，滑移面的摩擦力将活动口上方±柱的部一分重力转移到周围稳定±体，这种应力转移的现象存在于定高度范围内，定义该临界商度＂＂＂＂４（ａｒｃｈｎ为等沉面，并于１９３年首先将这种应力转移的现象称为±拱效应ｓｏｉｌｉｇ）。山＾Ｓｕｒ＜？ｃ？－－－－Ｃｄ‘Ｎ：＂—ｉｉＩ＇，Ｉ．．．．．ｉｐ．．ｔｗｖｉ．＼ＣａｗｐｘＨ，－＇－＊４ｔＪ＼－．．；．－？Ｖ：；．．：．：：背：；汽片扣水识＼＇－－－、…；玄ｕ［：Ｖ＇Ｓ．ｔ＾ｏＡｒｃＵｎｇ．．ｌｌｌｌｌｌｌ［ｉ惊｜ｐ｜｜户＼－￣￣￣■￣￣￣Ａｆｔｅｒ１ＩＩ？＿Ｉ．ｉＮ＜Ｉ。３？心Ｉ＇，、Ｔｎｉ二ＴＬ酣崎ｐ勺＊ｒ／ＶｖｎＷ图１．３Ｔｅ口ａｈｉ活动口试酱模型与应力分布ｇｉ７Ｉ巧Ｇ山ｄｏｅｔａ＂（８７）提出巧承式路堤中粧间±上方加筋体所承担的路堤填料为正四棱锥由加筋体承担，其体，并，即假设路堤中±拱拱下±体为正四棱锥块体认为该部分荷载完全余的荷载则传逆到相邻的枯（帽。）上＂正四怯锥Ｉ图１．４：ｔ拱模型【＂Ｈｅｗｌｅｔ＆Ｒａｎｄｏｌｐｈ（１９８８）哺过小比例模型试验研究了正方形布粧王况下，上部路堤中空间±拱的发展规律。路堤填料、地基王与粧体分别采用干砂、塑料泡沫和方木块模拟。基４
第一章绪论一于试验观测结果，，他们将砂填料中的±拱形态理想化为半球壳形每个半球壳形±拱由个球形空间±拱与四个平面±拱组合而成，并假定巧形王拱的拱顶或平面±拱拱脚的±体会首先达到极限平衡状态，对于具，取，据此推导得到了两个巧体荷载分担比表达式体的工况其中的较小值作为植体荷载分担比设计值。ａｔ巧Ｉｕ巧付Ｉ付付＂困Ｉ１．５半巧壳形±拱模型［＂ｅｗｌｅｔ＆ＲａｎｄｏｌＬｔａ１在Ｈｐｈ巧郎研究成果的基础上，ｏｗｅｌ９９４堪于平面应变模型试验）（）对巧梁（粧顶用梁连接）上部砂填料内的±拱效应进行了研究，开展了有、无水平加筋体两。ｌ种工况的对比试验，此外，他们改进了Ｈｅｗｅｔ。其中水平加筋体铺设于巧梁与地基±表面＆反皿１１９８８的平面±拱效应公式＜地基表面应力分布的不如財，在其中考虑了填料的自重１＾１及（）均匀性，提出采用折减系数对计算所得的止压力进行折减。最后将理论计算结果与试验结果进行对比发现，在未设置水平加筋体时，二者的数值比较接近；而设置水平加筋体时，二者有较大差别。ＣａｐｂｅａｍＣａｐｂｅａｍｓ＇ｒ＇。＾ｉ．‘ｏｕｎｄｕｎｄＳｏｆｔｒ：）＼ｇ．Ａｇｒｏ．！，心：．弦＾■．．ｍｒｕｂｂｅｒｆｏａ．｛＂ｂｂｅｒｆｏａｍ（））也．可ｐ如ｗｄ、扣＾２ｍｍｔｈｋ—ｏＳ２００ｋｇｆａｄｒｅｓｔｅｅｌｒｏｄｓｌｃｅｌｑｕａｓｔｅｅｌｌａｔｅｐ＂１Ｉ困．６平面±拱效应试验棋型＂Ｐｉ＂ＢＳ８００６口０１０产堪于Ｍａｒｓｔｏｎ响埋管±压力理论计算粧帽表面应力，并提出了临界高＂一度的概念，，。另外为了避免路堤表面出现差异沉降规定了最低填筑高度为临界高度的半，路，临。当路堤高度超过临界高度时堤内将形成完整王拱界高度Ｗ上的荷载全部由粧帽承担，；而当路堤高度介于最低填筑高度与临界高度之间时则采用极限状态的剪应力计算粧间±应力。５
东南乂学硕－上学位论文２邸徘〇０口］口１１）（德国规范）采用了Ｚａｅｓｋｅ２０（Ｈ提出的±拱效应模型，与化ｗｌｅｔ＆（）民３１１＜１〇咕１１（１９８如的±拱形态相似。不同之处在于；Ｈｅｗｌｅｔ＆Ｒａｎｄｏｌｐｈ（ｌ％＾假定±拱区的厚度，而且只在±拱区存在应力重分布ａｅ均匀；Ｚｓｋｅ２００１则认为王拱区及拱底范围内的路堤都将（）出现应力重分布，王拱区厚度也不等，并通过模型试验测量路堤不岡高度处的±压力，实测一结果与模型预测结果具有很好的致性。２３［１曹卫平（２００７）也设计了室内平面±拱效应试验装置，采用砖御筑的底座模拟巧梁，利用脏梁间水袋的放水过程来模拟巧间王的沉降，分别研究了砂填料高度、粧±差异沉降、加筋体拉伸刚度、巧梁间距、粧梁宽度等参数对粧±应力比与路堤沉降的影响规律。４Ｐｌ二Ｈａｎ＆Ｇａｂｒ（２００２建立粧承式加筋路堤的维有限差分模型，主要分析路堤高度、水）平加筋体抗拉刚度与粧体弹性模量Ｈ个参数的影响，数值分析结果表明，粧±应力比与水平ＰＳｌ加筋体的最大拉力均随着路堤高度、加筋体抗拉刚度及粧体弹性模量的增大而增大。Ｈｕｕａｎｇ（２００７）采用ＦＬＡＣ软件分别建立二维与Ｈ维计算模型，考虑不同的影响因素，对巧承式加筋路堤的工作性状进行了流固锅合分析。ＳｏｉｌＲｉｔｅ＼＼＾Ｓｕｒｃｈａｒｇｅ＝ｉＯｋＰａ＞／參？？参下￣賺－Ｌ带ｉＷｋ？？？？。，■＾Ｕｖａｎｅ．Ｇｅｏｓｎ—ｔｈｅｔｉ＿！：＿ｃｙａＰｉｌｅｌａｏｕ（）ｙｔＳｆｉｉＴＴＴＴ吐ｊｔＫＩｍＨＪｗＫｓ饰６ｄｉＢ＾ｗＴＴＴＦｆＦ供神Ｓ．加ＪｉｒＩｂ）ＵｎＨｃｅｌｌｃＧｒｉｄｍｅｓｈ（（）口４１巧１－７巧承式路巧有巧差分棋型、为了从细观角度揭示路堤内±拱效应的形成发展机制，许多学者采用离散元方法对粧Ｐｙ。Ｌａｅａ２０１４承式路堤进行模拟ｉｔｌ对比分析了加筋与未加筋巧承式路堤的承载特性，结果（）－－表明，随着路堤荷载的增加，填料中的±拱结构呈现出形成破坏再形成的演化过程，水平ｎｉ，促进了路堤荷载向粧体的转移ａｎｅｔａｌＳＯｌ加筋体的存在使得±拱结构更加稳定；Ｈ＾巧研究发现，在±拱形成过程中，植间王上部局部范围内的路堤填料出现剪胀行为；随着粧间±的一Ｐ８１，路堤內主应力方向逐渐发生偏转，在某高度处达到被动极限状态（２压缩；巧俊杰等０１２）－－倍粧净间距范围内基于离散元模拟指出±拱效应主要发生在粧顶。６
第一章绪论ｍｍ。Ｌ＾＆——Ｍ困Ｉ＇１．８±拱的细观结构形态１．。加巧体拉膜效应粧承式加筋路堤的荷载传递机理包括路堤填料的±拱效应与水平加筋体的拉膜效应。拉膜效应是指水平加筋体在上部荷载作用下产生垂直晓曲，其挽度等于接触面±体的竖向位移，一一加筋体因变形产生定的抗力作用一，将部分路堤荷载转移到粧顶，从而进步减少软±地一基直接承担的荷载，国内外学者已提出了。目前些评价水平加筋体拉膜效应的方法。ＰＷＤ１ｅｌｍａｓ（９７９）假定加筋体的烧曲形态为抛物线形（图１．９），加筋体表面荷载作用ＰＷ方向始终保持坚直，建立了计算沟槽上方水平加筋体拉力与变形的数学模型ｒｏｕ：Ｇｉｄｅｔａｌ（１９９０）则认为加筋体的烧曲形态呈半圆弧形（图１．１０），加筋体上表面荷载与加筋体保持垂直．他们均忽略了加筋体与王体界面间的摩擦咬合作用。＂１Ｉ囲．９抛物线形挽曲Ｍ困ｌ１．１０圆弧形抚曲Ｐ０１为将立维问题作平面简化，ＢＳ８ＯＯ６（２０１０）将加筋体承担的荷载等效作用于相邻枯间加筋体表面，但是未考虑加筋体下表面地基王反力作用，运种设计方法过于保守，计算得到的加筋体应变与拉力较实际偏大。９＾１Ｌｏｗｅａｌ（１９９４）ｔ概设加筋体发生圆弧形挽曲变形，应变沿筋带均匀分布，并考虑地基±反力作用，认为加筋体上下表面作用力的合力均匀分布，基于加筋体变形的几何关系与静力平衡条件，得到了计算加筋体变形与拉力的简单公式。７
东南大学硕－上学位论文、／靴、一／＼Ｇｅｏｘｔｅｔｉｌｅｆ＼ｒＴ冷極；诚品．旗垢ＣａｐｂｅａｍＣ？Ｐｓｏ＾ｉｌ，Ａｓｓｕｍｅｄｄｒｃｕｉａｒａｒｃｏｆｅｏｔｅｘｔｆｌｅｇ－￣￣＊＾。的苗ｉｄ如…图＂Ｉ化巧体抽齡尴计巧棋巧ＰｉＡ］法的基础上ｂｕｓｈａｒａｒｅｔａ｜（２００９）在Ｌｏｗｅｔａｌ（１９９４）方，认为加筋体的拉伸变形ｓ一Ｐｌ仅由加筋体与±体界面间的剪应力引起，建立了种新的评价方法ｈｕａｎｅａｌ（）；Ｚｇｔ２０１４仅考虑加筋体拉力在水平方向的分力，将其与加筋体所受净应力联系起来，并考虑地基反力，根据加筋体微单元在竖直方向的受力平衡条件，推导得到相应的简化模型。４Ｐ一１ＰＳ饶为国等（２００２）、张军等（２０１０）、赵明华等（２０１４）将加筋体与周围定厚度的±体视为加筋薄板Ｉ基于大烧度薄板理论评价加筋体的作用，该方法公式推导较为繁琐，不利于推广应用。口６１ＬｅＨｅｌｌｏ＆Ｖｉｌｌａｒｄ（２００９）基于离散元与有限元错合的数值方法分析了粧承式加筋路（）堤中水平加巧体的变形特征：吕伟华等２０１４对巧宽路堤下±工格栅的拉力进行了测试，７Ｐ＞１２）通过Ｈ维模型试验结果表明，±工格栅的拉力在粧帽边缘处达到最大值（２０；费康等研究了不同加筋体的材料类型和铺设层数对植承式加筋路堤工作性状的影响。１．２．４循环荫载下软止的动力特性复合地基中软王与粧体共同承担路堤路面荷载与交通荷载，为了研究交通荷载作用下复合地基的王作性状，须对循环荷载下软±的强度与变形规律有明确的认识。已有研究衷明，在循环荷载作用下软±的动力响应，如累积变形、孔压、动强度等，受到多种因素的影响，概括起来主要包括±性）、、（±的类型、物理巧态、结构性等动荷载性质（波形、幅值振一）、、固结状态等次与频率排水条件，现对其中些影响因素作简要归纳。（１）动载形式。而实际上室内试验主要采用正弦波，由车辆振动传播到、半正弦波模拟交通循环荷载、地基中的动应力为不规则的脉冲波，它受到车辆的重量速度、路面不平顺等因素的共同影８Ｐ一１响，与试验模拟波形尚存在定的差距。ＰＷ黄博等（２０１１）研究发现，在半正弦波与模拟实际列车荷载的不规则波作用下。试样的累积变形，并建议在室内动三轴试验中采用半正弦、残余孔压与临界动应力比均相当接近８
第一章绪论ＰＷ波模拟交通荷载；雷华阳等（２００８）则认为在等向固结条件下，半正弦波荷载作用下±体的累积变形较大，正，；而偏压固结时弦波与半正弦波荷载引起的累积变形较为接近从而得出动载形式对试验结果影响不显著的结论。（２）动载幅值与振次一循环荷载的幅值与振次对±体的动力特性有重要影响。已有研究表明：动应力幅值定时，王体的累积变形与残余孔压均随着振动次数的增加而逐渐增大。循环荷载作用次数相同一时，，动应力比越大相应的累积变形也越大。存在临界动应力比，当动应力比小于该临界值时，即使经历很大的振动次数，±体的累积变形依然较小，且变形增长速率随振次增加逐渐衰减；而当动应力比超过该临界值时，随着振次的增加，变形迅速增长，并很快达到破坏ＷＷＷＰ９１状态。Ｆｒａｎｃｅ＆Ｓａｎｇｒｅｙ（１９７７，周建等（２０００），唐益群等（２００３），雷华阳等（２００８））都相继通过试验证实了临界动应力比的概念。一个重要概念是口槛循环应力比，与动应力幅值相关的另外。当动应力幅值小于该值时４３［１王体几乎不产生累积变形与残余孔压。Ｍａｔｓｕｉｅｔａｌ（１９８０）基于试验结果发现存在口槛循［Ｗａｒａ＆Ｍａｔｕｄａ９８８ａｏｌｉｎｅ环应力比ｉ：Ｏｈｓ＂开展了应变控制式循环直剪巧验，得到Ｋｔ粘±的）４ｇ￡口槛应变值约为０．０５％Ｖｕｔｉｃｅａｌ１９９４；ｃｅｔ（）奸对王体的塑性指数、超固结比等因素对口槛循环应变的影响进行了研究，发现口槛循环应变随着塑性指数与超固结比的増大而増大；周建４６ｔｌ１９９８通过动Ｈ轴试验发现杭州软粘±的口槛应力比为化０２左右。（）（３）动载频率迄今为止，国内外学者关于振动额率对软粘±动力特性的影响尚未达成致意见，需要一进步深入研究。ＹａｓｕｈａｒａＷ＞（ｌ％２）基于重塑有明粘止的动Ｈ轴试验结果指出，振动频率对软粘±的动强度与变形模量影响甚微，但对孔压却有显著的影响，振动次数相同时，孔压随着动载频率的增Ｗ１＝大而增大１Ｗ８、０Ｕ通过对饱和软粘±的动；许才军等（）唐益群等口）轴试验数据分析发Ｗ］现，在相同的振次下，低频荷载产生的应变与孔压均大于高频荷载；然而Ｈｙｄｅｅｔａｌ（１９９３）、ＷＢｒｏｗｎｅｔａ＂（１９７７）通过试验发现，对于给定的应力水平，振动频率对王体的累积应变及孔压没有影响或影响甚微。（４）初始剪应力实际工程中，路堤地基±体受到初始剪应力的作用，。目前关于初始剪应力对饱和软王动力特性的影响，尽管国内外学者己巧展了部分试验研究，但由于试验条件、试验方法及参数选择等不同一，在诸多方面的研究尚未达成致结论。２例ｈ化祉１ｅｔ北１９８ｆｅｂｖＩｓ（５）指出初始剪应力将使得±体的动强度得到提高；Ｌｅｒｅｅｔａｌ（１９９６）认为在初始剪应力作用下，±体的静剪切强度会有所降低，而其动剪切强度则可提高４１约３０％；Ｔａｎｅｔａ护（１９８９）研究认为±体强度的提高或降低直接决定于初始剪应为水平：当初始剪应力水平较低时，初始剪应力起到预压作用，有助于±体强度的提高，；反之将导致±９
东南大学硕±学位论文ｗｔｉ２００７），致使±体的强度降低（、体的结构及颗粒间联结发生剪切破坏；王常晶等李校兵ＰＷ等（２００９通过试验发现初始剪应力的存在使得止体的累积变形与残余孔压的发展加快，）。动强度降低，上体更容易达到破坏状态１．２．５循环荷载下复合巧基的工作性状目前，，针对循环荷载作用下复合地基工作性状的研究成果较少仅有少量研究成果见诸、。文献，所采用的研究方法有动Ｈ轴试验缩尺模型试验与数值模拟由于数值模拟能够较为合理地模拟循环荷载的作用，因而在此类问题的研究中得到广泛应用。蒋军（２００３）对含砂芯复合止样在排水和不排水条件下分别进行动王轴试验，分析了排水条件、振动次数、动应力化和砂芯置换率等因素对當砂芯复合王样动力性状的影响，指出存在一个最佳置换率，当砂芯置换率小于该值时，变形随置换率的增加有较大减小，而超过此值后，变形的变化幅度较小。５８－５［９１０６２０白顺果（２０，１０）采用自行设计的循环加载装置，开展了循环荷载下复合地基、小型模型试验、置换率等因素，主要研究动应力比加载周数、加载频率、巧体水泥接入比一对复合地基沉降的影响；①在循环荷载作用下，复合地基同样存在临界动。得到Ｗ下结论，应力比，该值大于单纯软基的值随加载周数；②复合地基的沉降随着置换率的增大而减小③相同加载周数时，的增加而增大，低频荷载的产生的沉降量较大高频荷载产生的沉降量；较小，：④在满足地基承载力的前提下动应力比较小时增大粧体的水泥渗入比对于减少沉降效果不明显。６ＨｔＷａｎ＆Ｂｈａｉｉｄａｒｉ２００９采用离散元方法，针对循环荷载作用加筋与未加筋两种工况下路（），堤的变形与粧±应力比进行了分析，研究表明加筋路堤：加筋路堤比未加筋路堤的沉降小的巧±应力比大于未加筋路堤，不，±工格栅的抗弯刚度对路堤变形有显著的影响考虑抗弯刚度得到的变形较大。许朝阳等（２０１４）基于模型试验与颗粒流模拟相结合的方法，对动载作用下巧承式路。堤的工作性能进行了研究结果表明：粧承式路堤受动载的影响程度与±拱效应的强弱及加筋形式有关，加筋体的存在有助于减小动载的影响效应，动载的影响效应随动载频率的增加，路堤高度与枯净间距的减小而増大。１．３本文主要研究巧容．，１开展不同长径比的六組刚性单粧复合地基室内模型试验研究刚性粧复合地基的沉降变形、植±荷载分担、植身荷载传递及粧端效应的发展变化规律。继而通过建立有限元模型对试验结果进行验证，，。最后基于模型试验所揭示的粧±相互作用机制推导考虑粧、王、巧居相互作用的柳性粧复合地基巧十应力比简化许算公式，并通过试验数据对其合理性进行检验。１０
第一章绪论２．在前人关于粧承式加筋路堤承载与变形机理研究成果的基础上，分别建立了路堤王拱效应、水平加筋体受力变形、巧体加固区变形的分析计算模型，总结并提出了刚性植承式加筋路堤的实巧设计方法，通过工程实测数据验证其有效性。３．采用本文提出的理论模型，通过简单算例分析了路堤填料内摩擦角、路堤高度、地基±基床系数、格栅抗拉刚度对粧体荷载分担比、粧±应力比、格栅应变与拉力、粧间上应力折减比与巧端刺入变形的影响规律。４．二通过建立维弹塑性动力有限元模型，分析交通荷载作用下枯承式加筋路堤表面竖向、位移与坡脚水平位移的发展规律，重点探讨路堤高度、粧间距、巧长、粧体模量、软止模量格栅抗拉刚度、循环荷载频率Ｗ及动应力幅值等参数变化的影响。ＩＩ
东南人学硕±学位论文第二章刚性巧复合化基承巧与变形特性模型试验２．１概述刚性巧复合地基作为行之有效的软±地基处理方式，在建筑地基基拙，路基工程等领域得到日益广泛的应巧。，并取得了良好的经济效应和社会效益近年来，已有不少学者对刚性粧复合地基的工作性状进行了研究。厘，主要侧重于粧体荷载传递规律与沉降计算两个方面清刚性粧复合地基的荷载传递规律，明确粧、±、垫层之间的相互机制是建立合理的沉降计算方法的前提与基础。肖前所采用的研究方法主要有、室内模型试验与数值模拟现场试验。模型试验作为岩上工程研究的一种传统方法，在定性揭示刚性粧复合地基承载与变形规律方面具有显著的优势。，研究巧体长径比不同时本章通过开展刚性植复合地基室内模型试验，刚性单粧复合地基的沉降变形、±荷载分担、粧端应力分布、粧身轴力及化侧摩阻力等随上部荷载增加、粧的发展变化过程，并根据室内模型试验的几何与材料参数，建立相应的有限元模型与巧验结果进行对比验证。最后，基于模型试验所揭示的植身荷载传递规律、七、垫层的变，考虑粧＿形协调与相互作用机制，推导得到刚性粧复合地基粧±应力比的简化计算公式。２．２模型试验介绍２．２．１模型粧与地层制备本次试验采用的模型箱内部尺寸（长Ｘ宽Ｘ窝）为６０ｃｎＰ：５０ｃｍｘｌ〇〇ｃｍ，山高强有机玻璃、板加Ｘ而成，在其外围采用角钢加固的最小距离在４ｄ（ｄ为植体。模型箱内壁距离粧体中也直径）Ｗ上，因此可Ｗ忽略边界效应的影响。模型植材料为水泥砂浆，其中水泥、砂、水的质量配合比为１：３：０．８＜，标准养护２８１试块＾８ＭＰａ１．５ＧＩａ的无侧限抗压强度约为，弹性模量为。模型植采用在填±地层中预钻孔，然后分层灌注水泥砂浆并适当击实的方法制备，待２８天植体强度形成后将其巧出，挑选粧体质量均匀一、上下直径致、表面较为粗檔的粧体备用。本次试验共制备了六根不同长度或直径的枯体，直径分为４ｃｍ与５ｃｍ两种，每种直径又分别对应５０ｃｍ、７０ｃｍ、８５ｃｍＨ种粧长。每组模型试验的地基七均包括两层，上部为不同厚度的粘±层，下部为厚２０ｃｍ的中砂。层粘±层表而与模型粧顶齐平，粧端埋入下卧层５ｃｍ。填筑过程中粘七的控制干密度为３４８ｍ２５０１．ｇ／ｃ，平均含水率为．％，其物理力学性质指标与颗粒级丽曲线分别见表２．１与图３２．１．７２１（ａ）。下卦中砂层的控制干密度为５ｇ／ｃｍ，砂王的比重为．台８，不均匀系数为３．５，曲率系数为１．０３２１。，相应的颗粒级祀曲线见困．炸）模型箱填筑前，将粘±风干、破碎，剔除其中的大颗粒，并根据设计含水率分批加水拌Ｊ２
第二章刚性枯复合地基承载与变形特巧模型试验合均匀，用薄膜覆盖２４ｈ后分房填筑模型箱，在。填筑时保持粧体竖直预定泣置埋设微型±一。层塑料膜维持地基±的含水率，压力盒模型箱地层制备完成后，在其表面铺设并架设＝个百分表用Ｗ腔测地层后期的阔结沉降，待百分表读数达到相对稳定时，认为地基±在自重作用下的同结己基本完成。接着在站±层表面均匀铺设５ｃｍ厚的砂藝居，砂垫层的物理力学性质指标与下卧层相同。，随后开始分级加载试验表２．１巧主的巧理力学性质指标￣￣￣￣壁限Ｍ塑性指数压缩模量颗粒姐成（％）＜￣＞０．０７Ｗ／％Ｗ／％ＩＥ（ＭＰａ０．００５ｍｍ０．００５ｍｍ０．０７５ｍｍ５ｍｍｐｊ，ｓ）０．７２１．５４３．７２２．２＾＾＾。。１ａ｝（Ｉ产忙妙奶－＇．．－－－．．．－＇．ｔｉｉＩｊｔｌＨｆｔｉｉｊｉ．４．■６：（？－－－．ｊｎ：／．《６０ｈ……＇＇…ｉｔＨ；ｆｐ！计軒ｊＨｈＨｙｒ；；１过４０？ｉＩ－Ｊ哥－ＭｉＩ．ｇ－Ｉ．＇；ｉｉ：；ｉＳ！！Ｉｉ！１：１－－ｊ］ｊ！ＩｊｉｊｉＬＺ—ＺＬＺ＿巧１ｏ０．０００１０＿说１０．０１０．１１巧粒直径（ｍｍ）－＇■１００ＩＩ，‘ｌ卢件，：＼Ｘ８。＇？ｒ［／Ｌ６。．—．．＿—＾／４。－．、曼＼手＇由，＼：．Ｉ７ｆ｜｜ＩＪ—ｔ＾０．０１０．１１１０巧粒直径（ｍｍ）围２．１试验用±的巧粒级拓曲线（ａ）板ｔ；（ｂ）砂±２２２．．枉身应变片的巧巧为了测试加载过程中粧身不同位置的应变，继而探究粧身轴力与巧侧摩阻力沿粧长的分１３
：东南大学硕：１学位论文一一布规律，沿模型巧侧等间距粘贴了定数量的应变片。应变片的具体粘贴方式为：（１）用铅笔在巧体上标记出应变片的具体位置，然后用砂纸将粘贴处粧身表面打磨平整，用刷子除去灰尘后并用酒精清洗（２）检查应变片的外观，剔除敏感栅不整齐、有铸斑レッ及折弯等现；一象的应变片，致３）同时用万用表测试各应变片的电阻值与出厂标定值是否；（在钻贴处涂一抹强力胶水，放出应变片的位置，将小片玻璃纸盖在应变片上，并用大拇指按压挤出多余的胶水，约１分钟后揭去玻璃纸，检查是否有气泡、凹凸不平、脱胶等现象４；（）将应变片５末端的铜丝线与连接导线进行焊接，在应变片上面涂抹２ｍｍ厚的透明胶水作防潮处理）；（一为了补偿由于温度、湿度等外界因素变化引起应变片测试数据的误差，选用根ＰＶＣ塑料管，在其内部粘贴相应的应变片作为补偿片；（６）Ｗ上步骤完成之后，用万用表检查应变片是否有短路、断路、阻值是否有明显变化等．，如出现上述问题，需重新进行粘贴。图２２为应变片粘贴完成后的模型粧照片，在模型箱填王过程中，尽量避免对应变片接线端头的扰动，并不断地观察各个应变片的工作状态。－？．嚷Ｖｆｃｖ．＼骑．ｉ爲Ｐ所誦图。应变片的粘巧Ｌ２．３王压力盒的标定及埋设模型试验中的±压力通过ＢＷ－２型微型±压力盒进行测量，根据测试点的预估压力范围，２ｌ．ＯＭＰａ。２所采巧的量程分别为化ＭＰａ与．３。试验前采用砂标法对王压力盒进行标定，见图，－，在砂层表面分级堆载ａａａｋｅｒ５１５将±压力盒埋置于圆筒内砂层底部，通过数据采集仪Ｄｔｔ记录不同荷载水平下±应力盒的微应变，进而可Ｗ获得±压力盒的标定系数。为了监测不同荷载水平下巧、±的荷载分担特性Ｗ及粧端不同部位应力的发展过程，本２次试验±压力盒的埋设方案如图．７所示。考虑到试验过程中可能存在的操作误差，増强数据的可对比性，王压力盒巧体轴线为中也对称分布，每姐试验均埋设了９个上压力盒。４１
第二章刚性巧复含地基承载与变形特性模型试验‘矯？．１Ｓ图２．３±压力盒的标定哪—师丽＆＼｜：，；２４难；；＾＾＾｜，Ｉ困２．４巧型王压力念图２．５數据采集仪Ｄａ化ｔａｋｅｒ２．２．４加载方法与巧据采集本文共巧展了六组不同直径或巧长的单粧复合地基静载荷试验，单粧的枯长与直径的组合及其编号分别为Ｄ４Ｌ５０（４ｃｍ７０ｃｍ、Ｄ直径，粧长５０ｃｍ）、Ｄ４Ｌ７０（直径４ｃｍ，粧长）化８５（直径４ｃｍ，粧长８５ｃｍ）、Ｄ５Ｌ５０（直径５ｍ，粧长５０ｃｍ）、Ｄ５Ｌ７０（直径５ｃｍ，粧长７０ｃｍ）、一Ｄ５Ｌ８５（直径５ｃｍ，脏长８５ｃｍ）。毎组试验的测试方法与测试内容均致，测试内容包括：巧顶平面与枯端附近的±压力、植身应变Ｗ及复合地基沉降量。试验采用慢速维持荷载法，通过铸铁巧码堆载，承载板的直径为２１ｃｍ。在加载阶段，每级施加荷载为化６ｋＮ．分九级加载，总荷载为５．４ｋＮ；而在卸载阶段，每级卸载量为１．２ｋＮ。Ｄ一采用ａｔａｔａｋｅｒ在每级荷载施加前后各采集次±压力盒与应变片的数据，Ｗ后每隔５分钟采一次集。取每级荷载下稳定后的数值作为应力分析的数据。在承载板周围Ｗ，１２０度角等间距架设Ｈ个百分表用Ｗ量测加载过程中复合地基的沉降ｔｗ＇量４－。沉降数据采集参照《建筑粧基技术规范》（ＪＧＪ９９４）的相关规定。每级荷载施加前后一５１１５１５１５１各记录百分表读数次，Ｗ后毎隔、０、、、分钟进行记录，累计小时后，每隔－－３０．ｌｍｍ分钟记录次，若每小时复合地基的沉降量均不超过Ｏ，并且连续出现两次，则可Ｗ一级荷载一认为沉降达到相对稳定，然后继续施加下。最后级荷载下沉降稳定后开始卸载，一一每级卸载后间隔１５分钟记录次沉降数据，连续测读１小时后，再进行下级卸载。１５
东南大学硕±学粒论文困２．６模型巧敦加载过程照片节评口Ｔｒ耐￣±圧力也。？可ｙｒ＾ｄ；Ｌ；：１ｉ扫———／Ｉ〇．＿＼３ｒ＂ｉ．Ｔ－．＼／‘冷扣巧＾－Ｉ１ＩＪ－＊＜＞４＂Ｉ＂Ｉ？６０．６０．（ａ）正视图（ｂ）俯视图图２．７棋型试验装置示意困（单位：ｃｍ）２．３试验结果与分析２．３．１沉降变形特性１－（）地基±荷载沉降曲线－２２．４ｋＮ模型箱内地基王的荷载沉降曲线如图．８所示。可Ｗ看出，在荷载达到之前，地基±的变形处于线性压密阶段，随着荷载的继续增加，沉降发展速率逐渐加快，说明地基±内１６
第＿＿：章刚性巧复合地基承载与变形特性模型试验部开始出现塑性剪切变形，从而可得地基±的容许承载力约为７〇ｋＰａ。当堆载至４．２ｋＮ时，地基的沉降急剧增加，最大沉降量为７．５３ｍｍ，此时，地基±内部形成连续的滑裂面而发生破坏。荷载（ｋＮ）０１２３４５＇‘‘‘一ｒ、３Ｉ；＂：：＼８－围－２．８地塞±的荷巧沉巧曲线２－（）复合地基的荷载沉降曲线？－－图２．９（ａ）（ｆ）分别给出了六组单植复合地基的荷载沉降曲线（ＰＳ曲线）与对应的－－ｌｔ）。。沉降时间曲线（ｓｇ曲线总体来看，刚性单植复合地基的沉降曲线呈现出缓变形特征在本次试验施加的荷载范围内（最大荷载为５．４ｋＮ），复合地基均未达到极限承载状态，说明刚性粧使地基的承载能力得到显著增强。当上部荷载为４．２ｋＮ时，天然地基的沉降为７．５３ｍｍ，２４ｍｍ（５０）１．（Ｄ４Ｌ７０）、１．７１ｍｍ（Ｄ４Ｌ８５）、而六组复合地基的沉降量分别为．１Ｄ４Ｌ、７９ｍｍ１．８９ｍｍ（Ｄ５Ｌ５０）、１．８０ｍｍ（Ｄ化７０）、１．５４ｍｍ（Ｄ化８５），可见复合地基的沉降量较天然地－２１０．，减沉效果明显，基大幅减小。为了便于对比分析将六组复合地基的荷载沉降曲线绘于图。，中可Ｗ看出，复合地基的沉降量总体上呈现出随粧长或直径的增加而逐渐减小的趋势在，，它荷载水平相对较低时，六组复合地基的沉降量较为接近随着荷载的继续增加们之间的差异渐趋明显。，１７
东南大学硕ｄｒ学位论文荷载（ｋＮ）时间ｉ（ｍｎ）０１２３４５６１０１００：ＪＩＩ‘．．Ｉ＇．Ｉ０－０ｇ５Ｊ０－－？．５０？．５？——Ｏ０Ｑ＿＿＿ｖ０００〇１０１．０＾＾■￣＊＾＾＾＜＜－＊－ｖ．０６ｋＮ。－－１－５＼＜＝廿１２…１．５１３＿ｉ；＿Ｓ－＃－＼Ｉ１．８ｋＮ－２０至么０－一＞－ｋＮ４２４＼？？＿＾二？＾＊＾■，出．一－３０ｋＮ＼汾．２－－－５２．５一＿？３．６ｋＮ挖＼＾＇３３－—３．０今＼４翻３－－Ｓ３＊．５￣＼＾￣￣；－１－４．０４．０）（ａ直径４ｃｍ，巧长５０ｃｍ荷载（ｋＮ）ｉ时巧（ｍｎ）°１。侧．！ｒ．？．！．？．？００，．Ｉ■■？‘１＾００Ｉｉｉｉ？ｔ１、－５己〇．．Ｓ￣￣□□—￣５０－￣———．５＼蠢？？？？？？？－．化５〇ｏｏ＿－￣（＞〇？＾－—■—－４４一１－０《＜４＾＼ｆ１－—Ａ．－．０■０．６ｋＮ１－■￣賴１．５＼￡＜ｌ＜！＜Ｈ－ｏ￣１．２…－？ｗ．ｋＮ．ＩＢ？Ｈ１５一—－——２．０＼？？＃．？寺＾ＡＡＯ２．４ｋＮ狂－－Ｌ＼法．＜３．０ｋＮ２．０２５－＼＾－挺３３切．＾Ｎ。今４．－２ｋＮ２．５３０－＼５．４ｋＮ－３．ｉｆ．５３０＾＊＊—￣￣■＊＊＊４．０」－３．５（ｂ）直径４ｃｍ，植长７０ｃｍ荷载（ｋＮ）（ｍｉｎ时间）０１２３４５１０１００￣？１＊＊‘■＞＊０１１￣－ｔ１‘ｓ—＊—．＿＿‘ｉ‘Ｉ４＾ｏｏｈ±ｉ±曰＾＝＝已＝＝＝＝＝＝．己曰己ａ〇＼？？１—０５■—０〇ｏ００〇—．Ｑ２－——＜４４４４￣＾１－．０－—＜－■Ｏ．ＳｋＮ３－１－１＾＾－Ｄ－２ｋＮ１＼＾１．一－？－１８ｋＮ－－．４＼Ｓ１．５＊‘＾？一＾一－ｏ－绝．．２４ｋＮ、法－－－４５３．０ＫＮ＆＾＼２－．０．一－－０００￣－０ｑ０一＿＾３．６ｋＮ＼轻艮今．＼４２ｋＮ■？－－—：＼２．５＞４．化Ｎ？★、．＊、ＪＪ＊＊—＊８３．０（Ｃ）ｍ直径４ｃ，巧长８５ｃｍ１８
第章刚性粧复合地基承载巧变形特性模型试验巧间）（ｍｉｎ荷载（ｋＮ）１。１。Ｃ１２３４５６？＂化Ｕ—Ｊ￣？￣￣■￣＇￣￣－一￣￣￣■￣Ｉ￣■￣￣■■—０ＩＩＩ■■■■■．０一ｆ？□□□□□□＞■＂□－－０化５——．５？？？？？＊Ｉ￣－￣一１００－０１９＾＾亨Ｑ＋．６ｋＮ．＾￣￣一—■－讓￣１．５Ｖ＾—千１８…１．５．Ｉ；一—ｏ—＂■Ａ２ｋＮ＊？？￡ｆｆ．４２ｎ０？，；２里＼．０：没：２－■一＾３＇６ｋＮ．５００１＼一＾￣挺坊、■＇￣－－－？？－００？４．２ｋＮ＿＼运＆２５３－夺．０４．８Ｗ？＼＿？夺－歴３Ｉ．Ｉ＂，０上３－＊－５＊￣￣￣．Ｊ３５－４．０．（ｄ）當径５ｃｍ，粧长５０ｃｍ荷载（ｋＮ）（ｎ时间ｍｉ）口２３１０１００。。，？■．？？宁—￣￣￣—￣Ｕ－．Ｕ？、■Ｏ－？、．ＯＩ■■■—■￣￣■—■￣￣■＼．°°０—ｃ＞—０－．５隹□－—０—．５？？？？？？－１．００Ｏ０ｏ—ｏ０－－—〇？〇．６Ｉ（Ｎ－＜＜—－－４４＾０－１．２ｋＮ；１．０１５Ａ－？－ｋ＼１．８ＮＩ＾＂。—－——－一＾＜。ｎＩ３０ａ〇２．４ｋＮ２一－０王－＾３，０ｋＮ＊，．一－…？—＊＊＊－－＾？３－６ＫＮ＼＼没巧２０－－－．ｆ４．２ｋＮ—＼？？度Ｃ０Ｃ￣４８３０．￣￣令．ＫＮｃ＞＾一￣》５．４ｋＮ２５—３－－５．＊．＊＇■＊＊—＊－Ｊ０４－１３．．０（ｅ）直径５ｃｍ，粧长７０ｃｍ荷载（Ｗ）时间（ｍｉｎ）０１０１００１２３４５６■．Ｉ０‘１■ＩＬＩ．ＩＩＩ１—Ｉ＿Ｉ＿ＩＩＩ．—１Ｉ—．＿＿＿Ｉ＿ＬＪ－ｉｊａｎＩ００ｇ二＝：Ｓ＝８二目二５二目＝ｇ＊？？？一？＿？—？—？０５－＼．〇－－’５。—－Ｏ—ｃ０—０００Ｉ－－＜—１－０＼＜？—＾怎ｋＮ－－－１．０ＤＱ二１．２ｋＮ＼￣—＂＼匀＾＜——－化Ｎｌ＜＜＼—＃１Ｓ１５－Ｉ．ｄｃ３．．一一＼一么４ｋＮ－？￣￣￣１．５？？？法＼没３．０ｋＮ２－．０＊，￣＜－３握、＊＼．６ｋＮ。￣。￣２－．０－＼＾２．５＾．８ｋＮ：４－＊－５．４ｋＮ？★？？—ｔ＊、、＊－３－１．０２」＊—５（ｆ）直径５ｃｍ，枯长８５ｃｍ－宙２．９复合地基的荷巧沉巧曲线、与传统的粧基础形式不同，刚性植复合地基的受力与变形是垫层巧体、枯周义及下卧层共同作用的结果，基础沉降主要由垫层压缩量、植身应缩量与粧体下刺入量Ｈ个部分组成。图２．１１给出了试验中六组刚性粧复合地基的最大沉降量（对应荷载为５．４ｋＮ）随柱体长１９
东南乂学硕±学位论文径比（Ｌ／Ｄ）的变化规律。山圍可知，对于粧径（面积置撫率）相同的复合地基，沉降量随着粧体长径比（粧长）的增大近似呈线性减小；而对于粧长相同的复合地基，粧径（面积置换率）趟大，复合地基的沉降量越小。说明增加粧体长度或直径可有效减小复合地基的沉降量。猜载化Ｎ）０１２３４５６００￣￣Ｉ￣￣ＩＩ？￣Ｉ￣￣■ＪＪ，—＊—Ｉ＞＾４＾ｃｍ，Ｌ５０ｃｍ－０．５Ｄ＝４ｃｍＬ＝７０ｃｍ．Ｄ＝４＝８５加ｃｎｉ山１—－？〇－Ｄ＝５Ｌ＝５Ｄｃｍ，０ｃｍ－－－ｏＤ＝＝５ｃｍＬ７０ｃｍ，—１．５－么－护＝５师丄８５加＾｜４－．０困。０六组复合ｉｆｅ＊的荷载－沉巧曲线５．４－□■０Ａ。３－？巨？３？姻２－盤．ＩＩＤ：５ｃｍ：４ｃｍ娱Ｄ－■□Ｌ５１：０ｃｍ？Ｏｌ＞：７０ｃｍ？？Ｌ８５：。！！■Ｉ■■＞？１■Ｉ■ＩＩｔ＜■ｔ０８１１１２已２１４６１８２０２２４巧体长径比（Ｌ／Ｄ）困２．１１复合地基沉降与巧体长径比的关系２．３．２粧、王帯载分担特性？图２．口（ａ）（０分别给出了六组复合地基的粧顶、粧闽±＾及粧端应力随荷载增加的变化曲线。从图中可Ｗ看出，粧顶与粧间±压力随着荷载的增加近似呈线性增大趋势，且粧顶压远大于粧间±压力。说明在砂垫层的调节作用下，粧体与粧间±共同直接承扭上部一荷载，粧间±的承载能力得到定程度的发挥，；另外由于粧体的刚度远大于巧间±，在枯顶表面产生应力集中现象，更多的附加荷载向巧体转移，从而可Ｗ充分发挥刚性巧的承载作用。３ｋＮ）而粧端应力的发展过程则大致分为两个阶段，当施加的荷载水平较低时（約小于，粧端应力的量值及其增幅均不明显，说明在此之前上部荷载主要克服巧侧摩阻力；随着荷载的进一步增加，粧端应力开始显著増加，表明此时植侧摩阻力己接近极限状态，粧端效应开２０
第二章即性巧复合地基承載与变形特性模型试验，继续施加的外荷载将主要由粧端阻力承担始发挥。￣￣￣￣￣￣￣—１■■＾■■＿加０ＩＩＩ１叩■Ｉ．．＇■ＩＩＩＩ－－－■巧顶应力－■＾１０００Ｉ＋］￣？－巧端应力－德旣８００－／－？－巧端帕力一一枯间ｉｈ／ｉ力／－Ｌ８００－岳南±应力．Ｉ－口＾６加－妄６００－－尝－－ＲＲ－＾４００＿增４００－均０２３４５６０１２３４５６１荷栽ｋ（ｋＮ）（Ｎ）荷载（ａ）直径４ｃｍ，粧长５０ｃｍ（ｄ）直径５ｃｍ，巧长５０ｃｍ■．’■■■＇＇＇＇００１１１１１＇ＩＩ１１２１１１１１Ｉ■ｊ—１－．－１邮０三奋示应力＾＾－？－柱顶应力１Ｊｙ－－１０００－？－巧巧应力－一柱端应力＇—－？—柱间－＿＋＿应力／８００＋巧力ＩｉＩ柱向Ｉ＾８。。－－。＾；Ｘ－６００－Ｉｓ。。－：Ｉ／４００－－－均４００均４５６０１２３４５６０１２３荷载（ｋＮ）荷载（ｋＮ）（ｅ）Ｓｃｍ，７０ｃｍ（ｂ）直径４ｃｍ，巧长７０ｃｍ直径粧长—￣￣￣—￣￣￣￣￣￣—＾￣￣￣—－￣￣￣￣￣￣￣￣￣一￣￣￣化００．■■＇，厂＾，．广．ＩＩＩＩＩ１，，Ｔ—Ｉ■ＩＩＩ－‘ｗｏｏ－巧顶忘力／－粧顶应力Ｉ方１］００－－－粧無应力８－？粧妊应力８００－应力－植间：ｈ应力Ｉ枯向主Ｉ．ＩＩｙ０－６０．－３００Ｉ§；／巧４００－ｙ＿＾＿４００－均／ｙ．均卢－－－２００２００－ＸＸＪ［一Ｉ［一。。３６０１２３４５６０１２４５荷载（ｋＮ）荷载（ｋＮ）（Ｃ）直径４ｃｍ长８５ｃｍ（ｆ）直径５ｃｍ，粧长８５ｃｍ，粧困２－．１２巧顶、巧间止、巧端应力祗载曲线？图２．１３２．１５分别为巧顶平面处的粧上应力比与粧、±荷载分担比随荷载的变化曲线。由图２．１３可见，植巧平面处的巧±应力比髓着上部荷载的增加经历了从迅速增加到逐渐趋于？４１５之２．１４稳定的发展过程，六组复合地基模型试验的粧±应力比变化范围均在间。图给２１
东南大学硕王＇学位论文出了荷载为５．４ｋＮ时，六组复合地基巧顶平面的巧±应力比与植体长径比的关系。从图中可Ｗ看出，对于粧径（面积置换率）相同的复合地基，植±应力比随着植体长径比（粧长）的増大而近似呈线性増大。粧顶平面处粧体与王体的荷载分担变化过程如图２．１５和围２．１６所示，可看出，？体与粧周±均先后发挥了承载作用，在外荷载较小时，粧周±的承载能力首先被调动起来，±体荷载分担比随外荷载的增大而逐步下降，，。而在此阶段植体对荷载分担的贡献逐渐明显当一临界值时，粧体与粧周±的荷载分担比都将趋于稳定荷载维续增加到某。Ｄ＝４Ｌ＝７０博ｃｍ，ｃｍ■＝．Ｄ＾ｃｒａＬ８５ｃｍ，——０＝＝Ｄ５ｃｍ１如加１＾，——＝＝０ＯＤ５ｃｍＬ７ｃｍ２，—Ｄ＝５ｃ町Ｌ＝化ｃｍｔ．Ｉ．Ｉ．ＩＩＱＩ．■．０１２３４５己荷载（ｋＮ）图２．＂巧顶平面处枯±应力比与荷载的关系１６，１５－０＾１４０１３ｉｆ：？■Ｒ￣１２均－■Ｈ－１１？？°Ｄｍ：５ｃＤ：４ｃｍＷ－画口Ｌ：５０ｃｍ■？Ｏ１＾：７０ｃｍｇ＿？？１：８５ｃｍ＾ＩＩ．Ｉ．Ｉ．Ｉ．Ｉ．Ｉ．Ｉ■ｇ．８１０１２１４１６１８２０２２２Ａ枯体怡径比（Ｌ／Ｄ）巧２．１４粧±应力比与粧体长径比的关系２２
第－章哪性粧复合地基承载巧变形特性模型试验—＇ｒ＇＇■■５０ｌ（ＩＩ■ｊ－—￣￣—４０；Ｏ－Ｏ＝４Ｌ＝朱－Ｄ５０ｃｍ－２０ｃｍ，揣■＝＝？Ｄ４ｃｉｔｉＬ７０ｃｍ，—■—Ｄ＝４Ｌ＝８５ｃｍｃｍ．运—ｓ—＝＝ｍ｜Ｄ５ｃｎｉＬ５０ｃ０＿，＿１￣＝一＝ｍ辑＞：Ｄ５ｃＬ７０ｃｍ，＇—〇—＝＝ｍＤ５ｃｒａＬ８５ｃ，ｌ￣■￣Ｉ￣￣■￣Ｉ￣■￣Ｉ￣￣■Ｉ￣￣Ｉ￣￣？—〇￣０１２３４５６荷载（ｋＮ）困＂ｓ巧顶平面柱体荷我分担比与荷巧的关系＇１００＇Ｉ＇１＇ＩＩＩＩＩ＜＝■Ｉ＞４ｃｍＬＳ０，ｃｍＤ＝＝４ｃｍＬ７０ｃｍ，９０－■－Ｄ＝４Ｌ＝８５ｃｍｃ化－＜—＝＝ｍ］０Ｄ５ｃｍＬ５ｃ；，——＝０．乙Ｄ５ｃｍＩ７０ｃｍ，＿孤＂￣＝＝＊＾Ｄ５Ｌ８５？ｃｍｃｍＶ？？＿苗６。＿Ｉ■Ｉ？ｔＩ■５ＱＩ？１５６０１２３４荷载（ｋＮ）围。６粧顶平面±体荷载分担比与荷载的关系２．３．３粧端应力分布？。图２．１７（ａ）（ｆ）分别给出了六组复合地基粧端各测点的应力随荷载增加的变化曲线：可Ｗ看出，粧端应力的发展随外荷载的增加可Ｗ大致分为两个阶段荷载水平较低时，粧顶一，猜载主要由侧摩阻力分担，随着外荷载的进步增加，粧侧摩阻山达到或接近极限状态粧端阻力开始发挥明显的承载作用，这反映了典型的端承摩擦植的承载机制。与之相对应，巧端Ｗ下６ｃｍ处的应力随附加荷载的发展过程也呈现出类似的规律。为了便于试验数据的对比验证，增加测试结果的可靠度，试验过程中巧端附近的王压力盒沿粧轴线对称布置，在数据处理时，对于对称埋设的±伍力盒（４＃与饼、３＃与５＃），在二者数值差异不大的情况下取其平均值，，。从各±压力盒测得的应力数值分布可知粧端周围±体中的附加应力Ｗ粧端为中私，向外围逐级扩散递减，符合球孔状扩散的分布模式。可Ｗ推断粧端向下卧砂±层发生了刺入变形。，这与荷载水平较高时粧端阻力的迅速増加是相对应的２３
东南大学硕±学位论文－．￣￣￣￣２８０Ｉ■Ｉ￣￣￣￣￣￣－－￣￣￣￣￣￣＿ｒＩ■．２４０，■■，＿Ｉ，Ｉ，，，，，，．ＩＩ「－２仙户－〇仙＋２。。－＊２＃／．令２杜／一＾４＃■－明／２（＇－２００／－Ａ￣４＃ｆ６＃２（ｙ／Ｌ王脚巧＃。１６０－）１＿＾＾＾Ｕ＋５＃！＾２／＿－－ｒ．扣－均化—哲／／；Ｊ；４ｊ应备会其１０１２３４５６０１２３４５６荷载（ｋＮ）荷载（ｋＮ）（ａ）直径４ｃｍ长，粧５〇ｃｍ（ｄ）直径５ｃｍ，祖长５０ｃｍ￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣—．￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣—￣￣２００．．．￣ｒ＿￣￣，．．．．，，，．．．，．，，Ｉ＾ＩＩ－＇■２００－＋１．—占ｒｆ１＃１Ｉ／－－－夺巧０？２＃—２牡－１６０＇４＃＋／２４＃＋６＃（６＃（／２））Ｘ／千＋千口軒寧ＩＩＩ削品。｜／叫２０ｆ。。－１：．／Ｉ／：－Ｋ８０／－．§８０／－＾母Ｉ０１２３４５６０１２３４５６荷载（ｋＮ）荷载（ｋＮ）（ｂ）直径４ｃｍ，粧松７０ｃｍ（ｅ）直径５ｃｍ，描长７０ｃｍ＇■￣￣￣￣￣￣￣￣２邮■—．■２００￣￣￣￣￣￣￣—￣￣￣￣ｒＩ■．．￣￣￣—■￣—■１ＩＩ，．．，ＩＩＩＩｊＩ肖—■—■ｉ＃－？－－２＃－－－１即－？２＃１饥＿＋（４＃６＃／２．）（４＃＋６＃）／２ｆ￣＾厕口１（）１千＃）。－１冷巧１１－２０＾，２０－．２厂／０１２３４５Ｂ０１２３４５６巧载（ｋＮ）荷载（ｋＮ）４（ｃ）直径ｃｍ，巧长ＳＳｃｍ（）直径５ｃｍｆ，植长８５ｃｍ图。７巧巧巧加应力分布图２．１８给出了当上部荷载为５．４ｋＮ时，六组复合地基的巧端应力与粧体长径比的关系。从图中可Ｗ看出，对于巧径（面积置换率）相同的复合地基，枯端应力随着粧体长径比（粧长）的增加而逐渝减小；另外，对于相同粧长的复合地基，粧端应力随着粧径（面积置换率）的增大而减小。这是因为随着巧体长度或直径的增加，植身侧面巧也随么增大，从而增加了粧身侧摩阻力的承载作用。２４
第二章剛性相复合地基承载巧变形特性模型试验２８０ＩＤ：ｃｍ：５ｃｍＤ４—２？＊＾■口５０ｃｍ□？〇ｌ：ｃｍ＾７〇２４０－？？Ｌ：８５ｃｍ｜ＩＱ２２０－■一２００？－Ｒ．〇－？挖１奶ｉ〇裙－？－捂１６０－１４０．ｉ．．ｉｉｉ？ｉｔ？ｉ？？ｉ１２０８１１Ｂ２０２２２４１０１２１４６巧体长径比（Ｌ／Ｄ）图２．１８巧巧应力与巧体长径比的关系２．３．４粧身轴力分布枯身轴力分布是研究复合地基荷载传谨规律的重要内容，它与垫层、植体、粧间±＾及下邸层±体的物理力学性质、荷载条件等诸多因素密切相关。本次模型试验通过在粧身枯贴。应变片测量单粧复合地基的粧身应变，进而根据粧体的弹性模量得到相应的轴力分布各级荷载作用下六组复合地基的粧身轴力分布如图２．１９所示，从图中可Ｗ看出，枯长或植语不同的单粧复合地基枯身轴力沿粧长的发展变化规律相似。刚性粧复合地基粧身轴力最一大位置并非位于粧顶，而是在植身上部的某深度处。表明在该深度Ｗ上的粧＆范围内存在、±，导负摩阻力，该深度位置即为中性点刚度悬殊致粧顶平面处。负摩阻力的产生缘于巧的巧、±应力分布不均，枯体向上刺入砂垫层，粧间±相对植体向下移动，从而对植上接触，面施加向下的拖曳力，使得粧身轴力沿深度增加，直至粧、±等沉面处粧身轴力达到最大。。值在等沉面Ｗ下，粧体受到±体的正摩阻力作用粧身轴力随着深度增加而近似呈线性递的速率越快。减－并且荷载水平越大，其衰减（ｋ）轴力轴力Ｎ（ｋＮ）０．０．２１，．００．２０．４０．６０．８１１４〇〇〇２０４０．６０．８１．０１．２１．４１．６１．８２．０．．￣￣＞＞—ＩＪ＿＿Ｌ－Ｌ－—￣￣￣一Ｉ■■ｉｗ０？ＩＩ■一＇＇ｂ■—■０ＨＶｐＡＩｔＶ，ＶｒＩ？－＾１。ｉｌＵ／｝／／！／／／／／／／。－ａ－ｒ！！／／／么八－。６做ｒ！！／／Ｗｙ－Ｍｗ＾勝ａＩＩｌ（ｄ）５ｃｍ，５０ｃｍ（ａ）直径４ｃｍ，粧长５０ｃｍ直径粧长２５
东南火学硕±学位论文力（ｋＮ轴力）（ｋＮ）轴０．００．２０．４０６０．８１．０１．２１．４１．６１．８２．０２．２ＤＯ０２０４０６０８１０１２１４？’－ｉｆｙ｝／筋Ｔ境巧７］）ｐ＼；］：ｉ／／义誦誦／／／／／《乂／化／／／／／／端萨／／／／＝；二；端’／／／九么媒後访－泌！／／方：端１次八氧ｉ氧ｉｌｌ（ｂ）直径４ｃｍ，粧长７０ｃｍ（ｅ）直径５ｃｍ，粧长７０ｃｍ轴力（ｋＮ）（ｋＮ）轴力０．００２０４０６０８１０１１０００２０４０６０８—．．．．１．２．４．６１．８２．０１０１２１４＇：ｍｒｒｎｒ＾ＴｆｎＴ７＞／＾２０．｜２０：ＩＩ／Ｉ／Ｊ／／／／ＩＪＩＩＪ／／／ｗ－１。－－－Ｎ緣您方：就Ｍ／沁＝＝＾－ｔｚ：；：ｒ（ｃ）４ｃｍ，巧长８５ｃｍ（ｆ）直径５ｃｍ直径，巧长８５ｃｍ图２．１９巧身巧力分布困２．３．５植俩摩阻力分布根据粧身轴力计算得到粧身各段的平均侧摩阻力，不同荷载级别下巧侧摩阻力沿植身分布及其发展变化情况如图２．２０所示。２．２０从阁可Ｗ看出，六组单粧复合地基的中性点均出现在距粧顶Ｗ下约０．１倍粧长处，且在本次模型试验中，中性点的位置基本保持不变。开始施加荷载时，枯体上部即出现负摩阻力，随着上部荷载的增大，中性点上、下侧的负、正摩狙力均随之增大，Ｗ巧顶与巧端附近位置增加幅度最为明显，送是由于在附加荷载作用下，枯顶向上刺入垫层，粧端向下刺入下卧砂±层。，送两个位置处的粧±相对位移最大，粧侧摩阻力更容易达到极限状态。２６
第二章刚巧巧复合地基承载与变形特性模巧试验俩韋阻力（ｋＰａ）（ｋＰａ）側巧阻力－５－－日０５１０１５２０２５－５－０－５０５１０１５２０巧１１０１１Ｉ￣■＇￣＜￣＇￣Ｉ￣￣■￣＇￣＇Ｉ￣■￣￣￣＇￣￣■＇．．．．．．■Ｉ￣￣￣－－￣￣￣￣￣￣￣．．０ＱＩ｛一—■－－■－０６＊０怎ｋＮＳ．ＫＮ、一－－－１．制Ａｉ．２ｋＮ故、－？－Ｉ．ＳｋＮｌＳ．ｋＮ－主至Ｅ＾２０Ｅ八．？：ｌｌ＾３０３０ｍＨｉｉＷ＾Ｊ」如５０（）ｎ长ｍ（ａ）直径４ｃｍ，巧长５０ｃｍｄ直径５ｃｔ，粧５０ｃ侧摩四力（ｋＰａ）（ｋＰａ俩摩阻力）－５－１０－５０５１０１５２０２５１－－－１５１０５０５１０１５２０２５ｉ．Ｉ？１１１，？ＩＩ．ＩＩＩ１１ｉ，ｔ．ＩＩ－Ｑ．．．．Ｑ｜－－－■０＇６ｋＮ－■０胤Ｎ３３一－＼；二某：９３０１邹本３如；１方滚Ｖ＊－—＊－國５．棚＼＼ｎ＾＇丫、＼Ａ＼是ＩＭ５。Ｖ立ｉｉｎｍ／１Ｉ！了誦，－－ｗＩＡｔ次心－＊－＊：／（ＵＵ（ｂ）直径４ｃｍ，粧长７０ｃｍ（ｅ）直径５ｃｍ，粧长＾Ｏｃｍｆｌ！ｌ摩阻力（ｋＰａ）侧摩阻力（ｋＰａ）－＿５°５巧１〇巧２〇２５－１５－１０－５０５１０１５２０２５．．．．．．‘〇＊１％量ｉ１騎ｉ４０Ｉ＼一－４邏：＾４；８ｋＮ＊＼心＼ｉ置巧ｌｉ＼ｌ追ｉ嫉：：蝶纖：ｊ１（Ｃ）直径４ｃｔｎ，粧长８５ｃｍ（ｆ）直径５ｃｍ，化长８５ｃｍ困２．２０巧仍摩阻力分布曲线２．４有限元模拟Ｄ＝５ｃｍＬ根据室内模型试验的具体参数，建立相应的有限元模型，分别模拟了植径，枯长２７
东南大学硕±学位论文分别为５０ｃｍ、７０畑１、８５ｃｍＳ组ｈｒ－Ｃｏｕｍｂ试验。垫层、粘±层与下卧砂层均采用Ｍｏｌｏ模型模拟，模型粧为线弹性体２。上部荷载采用逐级施加于刚，材料的具体模型参数列于表２．中性板上的均布荷载模拟，每级荷载的数值与模型试验相同。计算时采用排水分析模式，即不考虑复合地基固结的时间效应，计算得到的沉降为每级荷载作用下的最终变形量。表２．２有巧元模型材料多致材料砂±粘±植体ｙ１７．５１８．５２５Ｅ（ＭＰａ）１５２．５１５００ｃｋＰａ０１９－（）（〇３７２５－ｐ（）０３０３０．２－围２．２１为Ｈ组复合地基的荷载沉降曲线试验值与数值模拟结果的对比。从图中可Ｗ看出一，模型试验与数值模拟所呈现的规律致，即对于粧径相同的单粧复合地基，复合地基的沉降量随着植Ｋ的增加而逐渐减小。当荷载水平较低时，有限元计算得到的沉降量较试验值－偏大，沉降曲线较淀。这是由于ＭｏｈｒＣｏｕｏｍｂｌ模型假定±体的压缩模量为常数，无法反映实际堆载过程中±体压硬性的影响。荷载（ｋＮ）０１２３４５６＿＇＇＇．？＇００．ＪＩＩＩＡ、ＴＴＩ１１１５Ｉ；２－０没－Ｄ＝＝５ｃｍＬ如ｃｍ，【试验值）－□－＝＝Ｄ５ｃｍＬ５０ｃｍ皂，（计算值）－Ｄ＝５Ｌ＝７０ｃｍｃｍ，间验粒－－Ｏ５Ｌ＝７０护ｃｍｃｍ算值，（计）＼〇｜－．３０＿＾护５Ｌ＝８５ｃｍ，ｃｍ（试验值）－ＷＬ＝８５ｃｍｃｍ．－－＾，＾ｆｌ）｜３ｎ．５－田２．２１荷载沉巧曲线试验与棋巧结果对比图２．２２为巧顶、粧端及粧间±试验与数值模拟结果的对比。由图可见，试验与计算得到的粧顶和植间±圧力均随着上部荷载的增加近似呈线性递増，两者的试验值均较计算值偏大；与模型试验结果不同的是，计算所得粧端±压力的增长过程并未表现出明显的阶段性，并旦计算值略大于试验值一，这说明有限元模型中植侧摩阻力的发挥与实际有定的差异。２８
第二章刚性粧复合地基承载与变形特性模型试验—■■————■■．．．１０００ＩＩＩＩＩＩＩ粧项应力（试验值）．ＩＩ－Ｑ－巧顶应力（计算值）８００－巧巧应力□－（试验值）＾－巧巧应力）（计算值Ａ巧间丈应力（试验值）－户６００－一－巧间±应力□（汁算值）＾＇口－４００－卢＾岛■＾２００－足－一．｜〇０１２３４５６荷载（ｋＮ）（ａ）直径５ｃｍ，植长５０ｃｍ——１＾■■■＾＇ＩＩＩ１Ｔ［－■－粧顶应力（试验值）ＩＩ－１０００□巧项应力－（计度值）．－？－巧端应力（试验值）－〇－巧端应力口（计算值）８００－－一±应力Ａ＾巧间）（试验值．－〇－Ｉ巧间王画夫（计算值）１皇口一６００－－巧均４００－－０１２３４５６荷载（ｋＮ）（ｂ）直径５ｃｍ，粧长７０ｃｍ＋ｍ巧＾力（试验值）．＇［Ｉ柱顶应力（计算值）■－８００－？－巧瑞应力（试验值）－〇－巧瑞应力／（计算值）■／－４－。植间±应力）Ａ（试验值入？／＇６００．－－－？巧间±忘力（计算值三）＾４００－－－Ｘ１］０１３４５６２荷载ＣｋＮ））（Ｃ直径５ｃｍ，粧长８５ｃｍ图２２２、．巧顶粧靖及裤间±应力试兹与模拟结果对化２９
东南大学硕±学位论文２．５巧止应力比计算方法２５．．１理论公式推导巧±应力比作为反映刚性粧复合地基工作状态的重要参数，是校核单粧承载力与沉降计算的基础。现有的计算方法如模量比公式虽然形式简单，但无法充分反映刚性粧复合地基的。实际工作性化在上部荷载作用下，粧体向垫层和下邸层产生刺入，Ｗ协调粧、±间因差异沉降而导致的应力不协调一，从而在粧身上部形成负摩阻区，并在粧顶Ｗ下定深度出现等沉面，等沉面Ｗ下植体受正摩阻力作巧。由于刚性粧复合地基粧、±、垫层相互作用机制较为一复杂，合理确定其粧±应力比的理论计算方法尚有待进步深入。本节考虑植体的上、下刺入变形，通过枯、七、垫层的竖向变形协调条件，基于荷载传递法，推导了巧止应力比的计算公式。Ｍ，为简化推导过程参照己有理论研究成果，作Ｗ下基本假设（１）在垫层的调节作用下，上部荷载均匀分布于植顶与粧间±表面：（２）地基±与垫层为均质弹性体，植端下邸层符合Ｗｉｎｋｌｅｒ弹性地基模型；一（３）忽略刚性粧的压缩，粧周±仅产生竖向变形，忽略其径向位移，同水平面处粧周±的沉降相等；（４）粧±相对位移沿粧身线性分布，粧侧摩阻力与粧王相对位移之间满化理想弹塑性关系，其数学表法式为ｒｚＩ（）（２．叫１）Ｋ－ＳｋｐＭ，Ｓ：式中、分别为粧间±与粧体的沉降量Ａ、５，；为侧摩阻力比例系数；Ｔ分别为粧。。侧摩阻力的极限值及对应的相位位移。巧二－ｆ非－Ｊ声的片「「Ｉ吾葡面；去——■下曲层扛Ｌ巧２．２３刚性植复合地＾形协调示意图３０
第■：章刚性巧复合地基承载与变形特性模型试验Ｔ仁马Ｓ围２．２４奶摩阻力与植±相对位移的关系４根据假设条件（），植±相对位移沿植身线性分布，故等沉面上下两侧粧±相对位移的表达式分别为：〇；ｚ含！口２．１）。－（ｓＳ＝！各Ｚ么！２．２．２）。：ｐＷ兴式中．＆、分别为粧体刺入垫层和下卧层的变形量；４为中性点位置；／为粧体长度。ｚ／在等沉面Ｗ上，即＾时，根据粧身单元体静力平衡得。心－Ｔ＝（２．３）Ｕ０么ｉ１ＭＴ式中，为深度Ｚ处的巧身轴力；；为植体周长为等沉面Ｗ上粧侧摩阻力。ｉ为简化计算，，忽略枉侧摩阻力对粧间±变形的影响等沉面Ｗ上巧间上的压缩量＆为，１（２．４）电。Ｅ，植顶刺入垫层的变形量＆为Ｓ＝公片＜２．５）ｃ＾ＣＡ，、别为粧顶与粧间±表面应力、垫层的厚度与压缩模量：Ａ式中ＰＡ分；吃＆分别为ｐ为描间±的压缩模量。根据等沉面上粧－王－垫层的变形协调《件（２．６）得到巧±应力比ｎ的一个表达式为？＝备．也（２．７）＋１ＥｓＫ＝０联立式（２．２．１）、式（２．３）与式（２．６），结合边界条件：ｚ，Ｗ得，。，Ｎ＝Ａ＋ｋｕＳ－ｌ体：ｉＰｐｐｔ（！下＇００。．８）３１
东南大学硕＋学位论文２＝Ａ＋ｌ－ｚｃｕＳｋｕＳＰｐｐ，、去＇＂＝从而，中性点处（ｚ／）的粧身轴力为。Ｎ＝Ａ＋ｋｕＳ（２．９）ｉＪ。！Ｐｐｐ，＾ｚ＞在等沉面Ｗ下，即／时，根据植身单元体平衡得。些叫１典＝０（２．１０）ｄｚＺ式中，为深度Ｔ为等沉面Ｗ下粧侧摩阻力处的粧身轴力：，。等沉面Ｗ下粧间±的压缩量为＝－（２．１１）Ｓ＇／），２护〇等沉面Ｗ下粧－上－下卧层的变形协调条件满足＝５（２．）１２，？２．２．２）、式（２．９）（２．１２）联立式（，得到等沉面Ｗ下巧身轴力的表达式为‘＝＋＋￣ＮｋｕＳｋｕＳｄｚＰ（）：２ＡＪ〇ｐ＾Ｌｊ＾＾＇。＇〇）＝－＋－ｋｕＳ－ｋｕＳ心ｐ＇ＡＰＪ，｜〇。。，２２２／—（／（．。）２１３）因而，巧端处（ｚ＝ｎ的轴力为＇Ｎ＝Ａ＋＇ｋｕＳ－旭１－（２．１４）【：ｉＰｐｐＪ。。｛ｏ）＾非此外，植端处的轴力亦满足下式的＝Ｍ／（２．１５）ｐ式中：Ａ为粧端持力层基床系数为巧身横截面积。ａ；一２．５）、（２１１）、（２１４联立式（．．１２）、（２．）、（２１５），得到植王应力比ｎ的另表达式．＇（林＝屯—＿些．Ｔ／＋．ｎ／（２１６）（）￡２ＥＡ２左＇，ｐＡ＝令ａ／２ｒ，ａ为巧体长径比，ｒ。／为粧体半径由式（２．７）与式（２．１６）即可求出刚性粧复合地基粧±应力比《的表达式为２＊－４ａ＋２ａＡＥ（屯亦，。＝＋么（２＾「］马＊＋４ａ＋左ＥＬＡ邸ｆｃ３２
第二章刚巧巧复合地基承载与变形特性模型试验２．５．２理论公式验证为了验证上述刚性粧复合地基粧±应力比计算公式的有效性，采用本文模型试验的相关：垫参数，将理论计算结果与试验值进行对比。计算时所用参数取值如下层压缩模量＝＝左＝ＩｆＩＭＰａ＝２．ＳＡ仍３，ＩＳＯＯＭＰａ，，垫层厚度片Ｓｅｗ，粧间±压缩模量Ａ粧体皮缩模量。７３６３＝＝ｘＷｗ。下卧层的基床系数Ａ５．〇ｘ１〇Ｗ／ｗ，粧侧摩阻力比例系数Ａ２．５１０ａ图２．２５给出了采用本文方法计算得到的粧±应为比与试验值的对比结果，从困中可Ｗ看出，植王应力比的计算值与试验值较为吻合，初步证明了上述理论公式用于计算刚性粧复合地基巧±应力比的合理性与准确性，所需参数少的优点Ｉ。该公式具有计算简单便于工程设计人员使用。巧１８［－〇／－１６－１４妈。蓋；／．．．．．．．．．．＞■６Ｉ？ｔｔ１６８１０１２１４１６１８２０试验值巧２．２５粧±应力化试验值与计算值对比１５Ｄ５Ｄ４：ｃｍ：ｃｍ■口Ｌ：５０ｃｍ？ＯＬＴＯｅｒｒ１２－？？。＾ｃｔｒ０ＡＩ９－一〇？蜡嚴６－？墙口＿＿＿－３■■■Ｉ■Ｉ■Ｉ１．Ｉ■Ｉ＞Ｉ■０８１０１２１４１６１８２０２２２４巧体长径比（Ｌ／Ｄ）田２．２６中性点深度试验值与计巧值对比图２．２６给出了中性点深度的计算值与试验值的对比结果。试验测得的中性点位置在距巧？计算结果可看出５：面积置换顶１０ｃｍ之间，计算中性点深度基本在此范围内。另外，从（）；粧长相率（粧径）相同时，中性点深度随着粧体长径比巧长的増大而向粧体下部務动同时。，面积置换率（粧径）越小，中性点的深度越大３３
东南大学硕＋学位论文２．６本章小结本章首先通过室内静载荷模型试验，对六组不同长径比的刚性单粧复合地基的工作性状，分析了复合地基的沉降进行了系统地研究、粧±应力比、粧、±荷载分巧比、巧身轴力及。最后侧摩阻力的发展变化规律。然后通过建立相应的有限元模型对试验结果进行了验证．－±－垫层的变形协调和相互作用机制基于粧，推导出计算刚性枯复合地基粧±应力比的简化公式。所得主要结论如下：（１）刚性单粧复合地基的曲线为缓降形，减沉效果明盈。粧径相同时，复合地基的（Ｌ／Ｄ）的增加近似呈线性递减沉降量随粧体长径比。（２）在荷载水平巧低时，粧±应力比和粧体荷载分担比均随着上部荷载的増加而增大，随后逐渐趋于稳定，。植径相同时植±应力比随着粧体长径比（抽长）的增加而逐渐增大。Ｇ）随着端阻效应的发挥，粧体向下卧层产生刺入变形，粧端周围王体中的附加应力枯端为中私，向外围逐级扩散递减，形成类似球孔状的分布模式，亦称之为粧端效应。（４）垫层的调节作用使粧、±先后共同参与承载，粧体向上刺入垫层，使得巧身轴力与粧侧摩阻力的分布形式发生变化，粧身上部出现负摩阻力，本次试验中测得的中性点约位于距粧顶０．１倍粧长处，且其位置在加载过程中相对固定。一（５）有限元模型计算结果与模型巧验所揭示的规律基本致，试验数据控证Ｔ本文粧王应力比简化公式的合理性，所提公式较为简洁，便于工程设计应用。３４
第Ｈ章刚性巧宮合地基实用沉降计算方法第Ｈ草刚性巧承式加筋巧堤工作化理解析分祈３．１概述一的水平向或刚性粧承式加筋路堤综合了水平加筋体与刚性巧复合地基的优点，相比单竖向增强体复合地基，，其承载与变形机制也更为复杂。在路堤荷载作用下巧体与植间±产—。生差异沉降，在路堤填±定高度内引起剪切变形与剪应力，从而将更多的荷载转移到柱巧，通余下的荷载则作用于水平加筋体，筋带发生竖向位移过张拉力将部分荷载再次传逆至粧、顶，负侧摩阻力。实际王。同时加固区内粧体与植周±因变形不协调而在巧±界面形成正，，路堤填±，而并非独立存在程中、水平加筋体与粧±加固区在受力与变形过程中相互影响即±拱效应的发挥程度受到加筋体变形与枯±相互作用的制约。，反之亦然本章从简单实用的角度出发，在建立理论计算模型时暂不考虑三者之间的锅合作用，沿用了基于极限状态的±拱效应计算方法。３．２计算模型与分析方法３．２．１路堤：ｈ拱效应分析＆ｔＷ本章所采用的止拱效应计算方法建立在ＨｅｗｌｅｔｔＲａｎｄｏｌｐｈ（１９８８±拱理论（Ｗ下简称）－－民方法ＨＲ方法）基础么上，路堤填料中的±拱形态为半球壳形，。Ｈ假定在正方形布粧时－一４如圓３．１所示。并认为该上拱由两部分组成：部分为两端直接与粧帽顶部相接触的个Ｈ一，棱形平面±拱，另部分为搭接于平面±拱上方的球形±拱球形王拱拱顶或者。并且指出平面±拱拱脚两个区域的王单元体会达到极限状态。当路堤高度相对于巧帽净间距较小时，巧形±拱拱顶±单元体处于极限状态，随着二者比值的维续增大，最终平面±拱拱脚±单元－体将进入极限状态民方法基于空间球拱模型分析拱顶±单元体的极限平衡状态，而对于。Ｈ拱脾王单元体则采用平面±拱模型，由此得到对应的两个粧体荷载分担比，并建议取其中较小者作为设计值。Ｐ３＇困３．１半球壳形±拱结构围３５
第兰章刚性枯承式加筋路堤了作机理解析分析，本节在评价路堤填料的±拱效应时，认为±拱是Ｗ对角粧连线为直径的半球形拱仅考。虑球形±拱拱顶±单元体处于极限状态的情况，同时将交通荷载等效为均布静载进行考虑。（３．２假定±拱结构足够稳定，将交通荷载完全转移到粧体上取拱顶王单元体如图所示）进行受力分析，根据其竖向受力极限平衡条件可得：Ｏ．＋ｄＯｊｒｄＡ／Ｉ〇图３．２拱顶±单元体极限平衡分析ｉｄ－＇＝￡ｒ／ｉ０（．）订＋＜ｌ４（７ｓ）汹３１（ｒｒ）。０Ｗ＾Ｓ其中，±单元体的相关几何参数为＇＾＾ｄＡ＝ｒｄｅ＾ｒｄｅ，｛ｆ２２２汹分ｄ。厂ｄ０＋２Ｗｈ如）叫＾ｄＡ￣ｒｄ＝ｄｄｄｄ＋ｄｒ９ｄｒｒｄＯｒ＋ｒ｛）ｇ＾＾「ｒ１了＾＾ｄＶ？ｒ＋—ｄｒｄＯｄｒ＾ｒｄＯｄｒ＼ＬＩ２Ｊ」３．１）将式（化简，略去高阶无穷小项，整理得：鱼巡曲＝＋＋，〇（３．２）ｄｒ厂当拱顶ｔ单元体处于被动极限状态时，切向应力与径向应力口，满化如下关系＋＝＝＇弓田口Ｋ７ＣＴ（３．３）６／ｒｒ｜－言ｌｓｉｎ０式中：为路堤填料的軍度ｙ；４为填料内摩擦角；Ｋ为被动王压力系数。ｐ将式（３．３）代入式（３．２），并求得其通解形式为３６
东南大学顿±学位论文－的１）打＋（３．４）化－３Ｐ式中：Ｃ为待定系数。由±拱巧部边界条件＝－尸５／＞／＾，〇７闲目／＼／支）叫，可得±拱内部径向应力的表达式为，心。Ｋ＿２Ｓ２ｆｇＹ＾丫７兰－—＝（二打＋．Ｔ７＋ｒ（３５）ｆ＾ｙ７Ｓ２＾－３＾２Ｋ－３｛，ｊｔ）＾从而，±拱结构内拱面的竖向应力ＣＴ为，Ｋｉ（－＇）Ｊ２Ｋ２ｓ－ａｓ－ａ＂ｇｐＹｙｉ）＂丫＝＋＜ｙ＊（．）ｙ打产３６－ｒＶ２２Ｋ３Ｖｓ）ｙ２２Ｋ－３＾）／（）＾式中：为等效均布交通荷载＾９；／／为路堤高度；为巧间距；ａ为粧帽边长。路堤底部竖向应力ａ等于±拱结构内拱面堅向应力ＣＴ与±拱底部填料自重应力之和，即，，，＾口＝任＋＾（３．７），｜，％Ｖ２复合地基典型单元体内路堤的藉体平衡条件满足２２＝—好？＋口口（３．８）７＋如／＂〇（）式中：Ｐ为巧体分担的荷载。于是，加筋体上表面植体荷载分担比的表达式为，Ｐ。－。）－ｐ＿１！如—（３．９）Ｐ－１ｐｉ２ｉＷ＋ｓＨ＋ｓ（ｙｇ）（ｙｑ）相应的巧体应力比巧的表这式为Ｉ（３．１０）３２．２．加筋体受力变形分析在路堤及路面荷载作巧下，铺设于底部垫厦中的水平加筋体将产生竖向烧曲，对上部荷载形成一定的抗力作用一，使其分担了部分竖向荷载，并将该部分荷载转移至粧体，从而使一下部地基王的负担得Ｗ减轻。由此可知，加筋体须在发生定变形的条件下，才能有效发挥兜提作用，加筋体的烧度越大，加筋效果越明显。这与加筋体的抗拉刚度、埋设方式、埋设位置等因素密切相关，有必要建立简单合理的数学模型对加筋体的受力与变形性状进。因此行评价，作出如下假设：。为便于分析（１）加筋体铺设于垫层底部平面，与地基±坚向变形协调，在粧帽表面搭接部分为固定约束；３７
第兰章刚巧拥承式加筋路巧工作机理解析分析３．７）（），通计算确定２路堤填料施加于加筋体上表面的压力均匀分布过式（。加筋体下表面地基±反力亦为均布荷载，并且等于其最大值；（３）考虑加筋体王作性状的Ｈ维特性，将典型加固单元体（如图３．４所示）内粧间加筋体所巧荷载的一半等效均布于相邻两粧之间的加筋体－ｐｒ巧山ｅＩＵ！ｔ｝＂１ｇ占ＩｕＩ删…Ｈｉｌｌ而ｆ１■￣广‘１１ｄｅｆｏｒｍｅｄｓｕｂｇｒａｄｅｉｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｒｅａｃｔｏｎｆｏｒｃｅＨｒ＊＾１图３．３加巧体受力示意围ｋ￣￣ＨＸＩ１Ｉ福；？１Ｌ＿ｒ丄ｐＨ＾Ｓ田３．４化巧体荷载等效计算简困〇■根据图３．４，相邻粧间加筋体上表面作用的荷载为，，２２？－。＝７ａｊ－。〇）２ｃ（），〇，ｇｉ从而ｎ（ｓ＋。），。，２幻（３．１１）同样地，加筋体下表面作用的地基反力为＂Ｕ（知。—Ｓ２２幻．）（３１２二。ｋ（０（３．１３）其中。ＣＣＴ式中：口、口分别为路堤填科压力与软止地基反化、为加筋体上、下表面等，，；１。ｇｇ３８
东南大学硕＋学位论文效应力Ａ，可通过现场原位试验获得，或者根据；Ｗ为加筋体最大烧度；为地基±基床系数试验段监测的路堤沉降曲线反算得到。、ＸＺＷ相邻两粧中也，竖为坐标原点，水平向右为轴正方向直向上为轴正义向建立直角坐７７，标系，与，如图３．５所示。微元体所受的张拉力为ｒ在水平与竖直方向的分量分别为；；－ａ。加筋体上下表面受均布荷载作用，因此，加筋体上的净应力，；，个二ｆ－ｎＴＴｉｒｒ＋ｄＴｙｄｚ而…＂－出ｃ；；Ｘ＊，图３．５巧带单元体受力分析图根据筋带水平与竖直方向的受力平衡条件，可得而＝０．）？ｄＴ（３１４，ＳＳｉ的ｄｘ１图３．５中鑛带微元体各变量间满足Ｗ下几何关系Ｔｄｚｙ＜、———＝ｔａｎＬ（３．１５）ＣＴｄｘｙ（３．１４）（３．１５下微分方趕联立式、）得到如毎＝公（３．１６）王ｄｘＴ？ｚ＝０，求解微分方程（３．１６）得到筋带的挽曲方程与竖向拉力分量结合边界条件＝＿、４，ｗ２｜的表达式立２—（３２＝心．１７）２７２＂Ｌ」由式（３．１７）、（３．１８）可得粧间筋带的最大拐度ｗ及粧帽边缘筋带的竖向拉力分量３９
第Ｈ章刚性巧承式加筋巧堤工作机理解析分析公份＝ｚ＝（３．）１９＿ＬＵ－。〇町－（３＝口Ｊａ．２０）－。２（）却却）／去Ｋ水平铺设的筋带发牛：烧曲变形后的应变为ｅ＝＋（ｋｄｃ－ｌ＾］（／ｆ＾（３．２１）山于龙油：远远小于１，通过泰勒公式展开近似得到／２＝６，＊４簡赛。２２）＝－ａ２从而，在植帽边缘：ｃ，筋（＞／处带的最大拉应变为）ＶＳ＝立片兰（３．２３）将式（３．２３）变换可得筋带的水平拉力分量ｆｗ（３．２４）．处筋带受到的最大拉力７因此，由式（３．１８）与式（３２４）可得粧帽边缘；为。、。片－。）＝；丄（３．２５）Ｔｌｕ？２扣ｙ押结合筋带的线弹性本构关系＝Ｔ（３－２６）織化ｍ？联立式（３．１９）、（３．２４）（３Ｊ６）即可求解±工筋带受到的最大拉力最大烧度ｗＷ及对应的最大拉伸应变￡。？＾于是，加筋体下表面的巧体荷载分担比为，２２Ｐ口－口－ｐ＿，如）Ｅ１扣２王＋Ｈ＋ｓ（作如（ｙｑ）化２７）相应的巧±应力比的表达式为。＝－１；吿阳］（３．２８）３．２．３巧±加固区变形分析，为了增加粧体的承载面积在粧承式加筋路堤的实际应用中，提高植体荷载分扭比与降４０
东南大学硕±学位论文，而现低造价，通常在枉体的顶部设置独立的巧帽。巧帽的存在使得巧王相互作用更为复杂［ｗ表明。，场实测，粧帽底部的止压力通常较小为简化建模不考虑植帽对粧±相互作用的影响，同时忽略巧帽底部地基±的承载作用，将粧帽表面的荷载等效作用于巧顶，粧帽间地基王表面荷载等效均布于粧间地基±，即＝ＡＡＧ－ｔ／ｐ户化巧）＝口ａＡＡｓ，ｕｓ〇２／ｐ［其中，口、口ｏ分别为加筋体下表面粧帽与粧顶表面运力；Ａ。为巧帽面积：Ａ为柱身ｐｃｐｐ截面积；Ａ。为粧帽间地基±面积；Ａ，为粧间地基±面积。ｐ由于刚性粧复合地基通常采用疏粧布置方案，其粧间距往往较大。因此，在分析粧王相。互作用时可Ｗ不考虑群植效应的影响，取单驻及其有效处理范围内的地基王作为研究对象在粧体施王前，软±地基在自重应力作用下的固结已经完成，并且不考虑±体自重，仅分析由于路堤填筑在地基中引起的附加应力作用。伊巧知１１１１ｔｕｕ１１ｌｉｌＵｉｋＳ！掉ＳｔｆｔＩｕｉＩＩ．－■兰■學田３．６植；ｔ相互作用示意图生应力集中化向上刺入巧层，在路堤等柔性基础下，山于粧止刚度的差异，植身顶部产，，二者的植端向下刺入下卧层，导致巧身上部出现负摩阻力粧身下部作用正摩阻力分界点±的等沉面ｅｒｒｕ。。采用巧ｍ公式升算粧侧摩阻力为中性点，通过该点的平面即为巧由等沉面Ｗ上的粧周止单元体的竖向静力平衡条件得（３．３０）＋（７＝０ｑ，ｓ龙：＝ｋ；＂。式中：为等沉面Ｗ上侧摩阻力系数为巧身截面周长化片令，片，／，ａ＝口，可得，。。根据加筋体下部地基表面的边界条件ｊ，，巾－。二６－口》‘，〇（３．３）１一同理，等沉面Ｗ上任深度Ｚ处粧身轴向应力为４１
第Ｈ章邮巧柱承式加巧巧堤工作机理解析分析Ｚ巾＝—（３灯护口〇＋义订）．３２）ｐ：；Ｌ＝－式中Ｗ，Ｗ为巧体面积置换率ｗ。ｙ）ｐ／ｐｐ从而，等沉面Ｗ上粧间±的压缩量为。＇。）ｆｅ＝（３．３３）ｆ軒与式中：＆为地基±的压缩模量。对于天然成层地基，可取粧长范围内各±层加权平均值。－－路堤的变形连续《件根据等沉面Ｗ上巧±，可得Ｓ＝Ｓ（３．３４）Ｓ、么由此计算得到粧身中性点的位置／。。式中：＆为地基表面粧、±差异沉降。由于粧帽间地基±的沉降呈中间大，两侧小的分布模式，此处Ｓａ取粧帽间地基±沉降的平均值，根据式的Ｉ（３３５）进行计算Ｓ＝ｗ－（ｌ？２．‘〇／（３３５）式中：《为加筋体的最大挽度。，即路堤底部粧王最大差异沉降；叹为粧帽面积置换率从而，等沉面处的植身与粧间±平均应力分别为＿巾！口二口。ｅ（３．３６）兩ｓ〇－邮＝－口灯＋乂灯加１《（３．３＾威州（）．３７对于等沉面Ｗ下的粧周±与粧体单元，结合边界条件（３．％）、（３），求解得到等沉面一Ｗ下任深度Ｚ处植身及粧周±平均应力的表达式为＝订＜７株川（３．３８）—一Ｗ（）＝口＋－。卢。口义口！ｅ巧卸，。（）（３．３９）Ｕ３８）＝：为等沉面Ｗ下侧摩阻力系数Ｗ式中Ａ；为粧身截面周长。因此，传递到枯端处的粧端与粧周王平均应力分别为Ｗ＇〇（３．４０）＝。＋义口．４叫（３１）片州假定巧端下卧层服从Ｗｉｎｉｄｅｒ地基模型，则植端向下的刺入量可通过式（３．４２）计算得到５＝Ｇ－口Ｕｐ＜ｐｉ．４２）式中，馬为巧端下卧层基床系数，民ａｎｄｏｌｈ＆Ｗｒｏ化胃（１９７８）提出可ｐ按如下公式计算４２
东南大学硕±学位论文＾－７（３．４３）＾＾：分别为植端下邸层±的压缩模量与泊松比ｒ为枯的半径为沉降深度式中；；ｐ，影响系数。３．３工程实例親３３１．．工程实例＋±工一江六高速公路拓宽，课题组选典型断面ＩＴ程采用素混凝±枯格栅的加固形式取了？１．０２．０ｍ：①层素填±，，松散，进行现场测试很湿层厚为：。试验段具体±层分布情况为？？．．，，９０ｍ：②３②，软流塑，层厚约５５ｍ；②２层粉王夹粉砂稍密中密，层厚约层１层粉王７．５ｍ１２．５ｍ夹粉±，饱和，中密，层厚约；②粉砂夹粉±，饱和，中密，层厚约；③４层粉砂５层粉±，饱和，稍密，层厚约义５ｍ；②６层细砂，袍和，密实，夹粉±薄层。各±层的具体３ｌ／ｍ，地基基床系数取为ＯＯＯｋＮ。物理力学参数见文献［１３。根据路堤填筑期间的实测沉降曲线］７７５ｍ７ｉ６．２ｍｍ，原老路堤巧面宽度为％．５ｍ，拓宽部分宽度为．，路堤填筑高度为。设计巧长粧径化４ｍ，梅花形布化巧间距为２．８ｍ，植帽尺寸为１．４ｍｘｌ．４ｍｘ〇．３ｍ。植顶地坪用灰止一２５０ｋＮ压实（２０ｃｍ厚）找平后工格栅，格栅的极限抗拉刚度为１／ｍ。，再铺设层±±３了路堤填筑过程中粧间±，粧间、粧顶王压力实测结果。从图中可Ｗ看出图．７给出。枯顶及植间±的最大及巧顶±皮力随着路堤填筑高度的增加而同步增加，最终都趋于稳定７３．７ｋＰａ。可，±工王压力分别为Ｕ８．５ｋＰａ和。图３．８给出了±王格栅拉力的实测结果Ｗ看出格栅的拉力在粧帽边缘附近达到最大值，粧间王Ｗ上部分拉力相对较小，实测最大拉力约为４．３ｋＮ／ｍ〇巧２－／ｍ１００２卵３００４００５００６００７００Ｊ■ＩＩ．Ｉ■ＩＩＱ．ｉＩ■ＩＩ时间＂卽－。＾§－１００、—－＼巧间±巧１５０＾一￣巧顶２００－°——°—＂。。。Ｌ２６０困３．７路堤基底±压力实巧曲线４３
第兰章刚性巧承式加筋路堤工作机理解析分扩Ｔ■０．６ｍＪ￣＾５－１．５ｍｐｆｉ一￣云Ｓ２－Ｇｍ１５＾乂ＣＯ１４－４心裴ＳＳ化Ｓ２２／２］０２４６８１０１２距老巧堤开挖台阶距药ｍ，Ｓ１Ｓ２Ｓ３．．．．．．Ｓ化３０ｃｍ＋Ｔｉ＆Ｍ＼下￣—￣气ｆ＾Ｖ＊＊＊柱１挂２枯３巧＇困３．８±工祝ｔ拉力实巧结果表３．１实測值与计算值对比巧顶±压力植间±压力粧止应力比格栅最大拉力（ｋＰａ）（ｋＰａ）（ｋＮ／ｍ）实测值２３８．５７３．７３．２４．３计算值２７５．４５６．２４．９８．５表３．１给出了采用上述计算方法得到的路堤底部粧（帽）顶王压力、粧间±压力＾及±工格栅最大拉力，路堤填筑高度为７．２ｍ时相应的现场实测值也列于表中。可Ｗ看出，计算值与实测值相对较为接近，计算精度可Ｗ满足王程初步设计的要求。＂ｌｌ３．３．２工程实例２某高速公路位于上海北郊，路堤填筑高度为５．６ｍ，边坡坡度为１；１．５，路堤填料为粉煤３。灰，其重度为８．５ｋＮ／ｍｌ１，粘聚力为ＯｋＰａ，内摩擦角为３０，路堤粧采用现德薄壁混凝王管枯，壁厚为化１２ｍ，管粧外径Ｉｍ，中必间距３ｍ，植长１６ｍ，粧端置于相对坚硬的粉砂层上。一路堤底部填筑０．５ｍ厚－碎石垫层，并在垫层中央铺设层双向聚丙稀王工格栅）（ＴＧＧＳ９０９０，其拉伸刚度为１１８０ｋＮ／ｍ，强度为嘶ｋＮ／ｍ，最大容许拉应变为８％。场地地层分布自上而下分：，．５ｍ王２．３ｍ下伏别为表厦填±厚１；粉质粘，厚１０．２ｍ厚的齡泥质粉质粘±；，该层为主要压缩变形层；粉±层，厚２ｍ下部为较为坚硬的粉砂层。地下水位位于地表Ｗ下１；．５ｍ处。根据实测沉降３曲线确定的地基基床系数约为４００ｋＮ／ｍ。路堤中必处粧顶及粧间±止压力的实测值与计算值列于表３．２。４４
东南大学硕±学位论文表义２实＊值与计算值对比粧间±比力柱顶±压力差异沉降格栅最大拉力（ｋＰａ）（ｋＰａ）（ｍｍ）（ｋＮ／ｍ）实测值４０．３２％７．９９０．１６００计算值４５．６９５６１．８１０４１０．２７．．需要说明的是，表３２中粧间±压力实测值为粧周各王压力盒读数的平均值现场监测结束时（１８０天）植间止的实际沉降量为８７ｍｍ，根据双曲线方法预测的最终沉降为１０４ｍｍ，巧止差异沉降约为９０ｍｍ。由于现场监测中没有测量±工格栅的拉力，表３．２中所给的格栅最。大拉力通过有限元升算得到从表中数据可Ｗ看出，计算所得的粧间±与植顶±压力与现场实测值较为接近，王工格栅的最大拉力升算值较有限元分析结果偏小，而粧±差异沉降较实测值偏大，这可能是由于现场格栅的铺设方式与理论计算中的假设条件不同所造成的。３１．３．３工程实例沪长治至安阳高速公路Ｋ平段某路桥过波段采用植承式加筋路堤处理方案，桥台台背路堤巧面宽３４ｍ，设计填筑高度为５ｍ，边坡坡率为１：１．５，试验段采用巧５混凝王灌注巧，粧身直径０．５ｍ，中也间距３．５ｍ，粧长１０ｍ左右，打入砂卵石层０．５ｍ，粧帽尺寸为１．０ｍＸ１．０ｍ。一、个±压力盒在路堤中必轴线断面分别于巧顶及粧间格栅上下表面各埋设，并在植间格栅上表面安置一个位移计，分别用来测量粧、±压力分布与格栅变形规律。试验段地层分布及３１５４５０Ｎ／ｍ。路堤填筑完成时各±层的物理力学参数见文献，地基±的基床ｋ，粧顶［］系数为及枯间格栅上、下表面±压力的实测值与理论值列于表３．３中表３．３上压力实规值与计算值对比单位：ｋＰａ柱间止粧间±ｉＴｉｉ（格栅上表面（）（））（格栅下表面）格栅上表面格栅下表面实测值６３．５５５．２４３２５２０计算值５０５＾＾＾表３．３中对比结果表明，粧顶及枯间格栅上、下表面的上化力实测与计算结果较为吻合，理论计算得到的格栅承载效用小于实测数据，这是由于该试验段巧间地基王的巧缩模量较大，。巧±差异沉降小，致使±工格栅未能充分变形，从而限制了其张拉膜效应的发挥３图．９为路堤填筑期间路堤中必断面处格栅的变形曲线，从中可Ｗ看出，理论计算曲线一致，格栅的具体变形量值也较为接近与实测曲线的变形规律基本。格棚拉伸变形随着路堤高度的增加而不断增大，但总体变形量很小，路堤填筑完毕时，对应格栅的总变形量仅为７ｍｍ．，理论计算结果为８５ｍｍ。４５
第Ｈ章刚巧巧承式加筋路堤工作饥理解析分析１？－８－计黄值０＇■■■＇■■■■＊０１２３４５巧填亩宙／ｍ图３．９±工格巧的拉伸变形３．４本章小结本章结合粧承式加筋路堤与刚性粧复合地基荷载传递与变形规律的已有研究成果，Ｗ简单实用为导向，分别给出了路堤±拱效应、水平加筋体受力变形、植体加固区变形的分析评价模型，建立了刚性粧承式加筋路堤的实用设计方法，通过与工程巧测数据的对比表明总结和提出的设计计算方法具有较高的计算精度一，有定的可靠性与可行性，可为实惊工程设计提供参考。４６
第四章刚性巧承式加放路堤工作性状参巧分析第四章則性巧承式加筋巧巧工作性状参数分析４．１概述＾＾？及，第五章综合考虑路堤填稱王拱效应（加固反内粧±相互作用、水平加筋体拉膜效应总结并推导了刚性粧承式加筋路堤的简化计算方法，通过工程实测数据验证了所提方法的合理性。为了更好地指导刚性植承式加筋路堤的设计与施工，首先需要明确相关的设计参数对其承载与变形性状的影响规律。一、本章参考巧承式加筋路堤实际工程，通过选取个简单算例，详细分析了路堤高度路堤填料内摩擦角、粧±应力比、、软±基床系数、格栅抗拉刚度四个参数对粧体荷载分担比格栅应变与拉力、枯间王应力折减比Ｗ及巧端刺入变形的影响规律。４．２基本算例参巧参照植承式加筋路堤工程实例，本章算例分析所采用的相关参数如下：路堤填筑高度为３。５．５ｍ，填料平均重度为２０ｋＮ／ｍ，有效内摩擦角为３０。正方形布粧，粧长２１ｍ，直径为０．５ｍ，ｘｍｘＸＸ２０ｍｍ尺寸为１．０ｍｌ（长）。软王层厚度为，植端嵌入下部硬±层Ｉ．〇〇．３ｍ宽平，巧帽厚３，均重度为１６．５ｋＮ／ｍ。为使王王格栅的张拉膜效应能够充分发挥软±的基床系数取为３２０Ｍ化．工格栅的抗ｌＯＯｋＮ／ｍ，压缩模量为ｌ．ＯＭＰａ，硬±层的压缩模量为，泊松比为０３。七１２。拉刚度为２００ｋＮ／ｍ，交通荷载等效为ｋＰａ的均布荷载１４．３计算结果与分析４３１．．路堤高度的影巧１孤＾甜爱＝－Ｑ．／／ａ；ｓａ＞ｌ：１０（４０＿＝ａｓ－ａ：．公：（ｌ１５枯）＝－ｃｒａ！：．０１；（ｓａ｝２３Ｑ＝ａ－：ｓａ：．■（）ｌ２５｜２０Ｌｊ＊１—１■—１２３４５Ｈｓ－ａ／（）（ａ）无格栅４７
东南大学硕＋学位论文１邮ＺＺＺＩ￣－Ｏ－ａ－＝：ｓａｌ：１．０（）％／／－－＝－／Ｏａ；ｓａ：．ｌ１５巧（＞５＝０ａ－：ｓａｉ：２．０（）？￣〇￣－＝ａ：ｓａＩ：２．５（）｜４０Ｉ￣￣Ｉ１１１Ｌ＿１２３４５Ｈ－／ｓａ（）（ｂ）有格栅田４．１巧体荷载分担比与巧堤巧度的关系图４．１ａ、ｂ（）（）分别给出了对应于不同的枯体面积置换率，有格栅与无格栅两种工况下粧体荷载分担比随路堤高度的变化曲线。从图中可Ｗ看出，两种工况的枯体荷载分担比赌路堤高度的变化趋势相同一，即对于同面积置换率，枯体荷载分担比均随着路堤高度的增加而逐－渐增大。ｓａ２－当Ｈ／（小于时，两种工况的植体荷载分担比随路堤髙度增加明显ｓ）；而当Ｈ／（ａ）大于２时，粧体荷载分担比的增加幅度逐渐减缓，最终将趋于稳定。这说明在路堤填筑初期，±拱效应转移荷载的能力较强，随着路堤高度的不断增加，±拱转移荷载的能力逐渐减弱。对比图４．１（ａ）、（ｂ可Ｗ发现，由于±王格栅在路堤荷载作用下产生烧曲变形，通）过张拉膜效应将一部分荷载转移至粧体，在面积置换率相同时，对于不同的路堤商度，有格栅工况的粧体荷载分担较无格栅工况均有不同程度的提高－＝。Ｗａ／ｓａｌ：１．５的工况为例，粧体荷载分（）？担比的增幅约为１５％５１％，并且该增幅随着路堤高度的增加而逐渐减小。２５Ｉ１ｒ：＾－〇－－＝ａ：ｓａｌ：１．（）５＾－Ａ－ａ－＝：ｓａｌ：２．０（）■－〇－ａ－＝：ｓａｌ：２．５（）｜０Ｉ—Ｉ１１１ｌ＿１２３４５Ｈ／ｓ－ａ（）（ａ）无格栅４８
第凹章削性粧承式加筋路堤工作性状参数分析—５０－Ｉｈ／巧＝－〇－ａｓ－ａ：．；ｌｌ〇（）｜－２０＝－ａ：．＾：（ｓａ）ｌｌ５＾－Ａ－－ａｓａ；．０：（ｌ２）－－＂－ｏａ：ｓａ：．ｙｌ２５（＞１巧１１Ｕ１２３４５Ｈ／ｆｓ－ａｌ（ｂ）有格栅巧４．２巧±应力比与路堤高度的关系工况的植止应力图４．２ａ、，有格栅与无格栅两种（）化）分别给出了不同面积置换率条件下比随路堤高度的变化曲线。对于有格栅的工况，粧±应力比为格栅下表面粧顶与巧间±表面平均整向应力的比值。从图中可Ｗ看出，两种工况的巧±应力比均随着路堤高度的增加近似，运呈线性增大，并且有格栅工况的枯王应力比明显島于无格栅工况得益于格栅张拉膜效应的有效发挥。图４．３与图４．４分别为不同面积置换率条件下，格栅的拉应变及对应的拉力随路堤高度的＾看出一，对于同，格栅的应变与拉力均随路堤商度的増加变化曲线１面积置换率。从圏中可呈线性递增趋势。，面积置换率越小，格栅应变与拉力的增加速率及增加幅度越大１６Ｉ—Ｄ—ａ－＝－：（ｓａ１：１．０ｎ１４）■－－－＾＜ｒａ：ｓａｌ；１．５（）－１２－Ａ－－＝ａ：ｓａｌ：２．０（）－一ａ－ａＬＨ：２＇ｓｙ＂Ｉ和｜少°２－ｏ—Ｌｊ１１——？Ｌ＿０１２３４５－Ｈ／ｓａ（）围４，３格册应变与腺度裔度的关系４９
东南大学硕女学位论丈２００Ｚ：－－－＝〇ａ：ｓａ１：１．０（）－０－－＝－ａ：ｓａｌ；１．５１６０（）－Ａ－－＝ａ：ｓａｌ；２．０（）＝＇－０—ａ－：ｓａ；二ｌ２．５（）巧８０－。轰。一＾０－４０°■０Ｉ—！Ｌ＿１１１—１２３４５Ｈ－／ｓａ（）困４．４格栅拉力与路堤商度的关系０－８Ｊ１＾°诸－—００？４宾－Ｒ．＾－－－＝□ａ：ｓａｌ：１．０（）０２－－－－ａ＝０—ａ．：ｓＩ：１５（）＝－Ａ－ａ－：ｓａ：２．０（ｌ）－—＝０ａ－：ｓａ：．ｌ２５ＬＩ（）｜００ｊ１１ｉＵ．１２３４５Ｈ／ｓ－ａ（）困４．５应力折巧比与路堤窗度的关系图４．５为不同面积置换率条件下，植间±应力折减比随路堤高度的变化曲线。应力折减比定义为格栅下表面粧间止压力与无格栅时植间±压力的此值。从围中可Ｗ看出，在所研究一的参数变化范围内，对于同面积置换率，粧间±应力折减比随着路堤高度的増化而线性递减，且面积置换率越小，应力折减比降低的速率与幅度越大。１００—－＝Ｑａ－；ｓａ；１．ｌ０（）—－－＝８０－０ａ：（ｓａ）ｌ：１．５一－ａ－＝乂ｓａｌ王０）迦並：ｉｙｌ言閒；＿／Ｔ＿Ｉｉ０１Ｌ＿１２３４５Ｈｓ－ａ／（）图４，６巧巧則入旦与路巧商度的关系５０
第四章刚性柱承式加巧路堤工作性状参数分析４。．６入量与路堤島度的关系曲线圈为不同面积置换率条件下，粧端向下卧层的刺从图，，粧中可Ｗ看出，粧端向下卧层的刺入量随路堤高度増加呈线性递增粧体面积置换率越小，端刺入变形越显著，过大的刺入量易导致粧端持力层出现冲剪破坏不利于植体复合地基的局部稳定。４．３．２路堤内巧换角的影响＿１阳「－°卵－ｎ＾：Ｉ５０■—－－＝〇ａ进：（ｓａ）ｌ；１．０４Ｄ－ａ－＝：ｓａｌ：１．５巧（）一－ａ－＝：ｓａｌ：２．０（）３０＾＝—０－３－：￥３．■１。５Ｉ（）｜１１＊—１—１１２０２３４５６被动±压力系巧Ｋｐａ无格栅（）１孤Ｉ．＾°°＾＾９０－０蔓＾Ｑ０－＾累聽巧－－－－＝〇ａ：ｓａ１：１．０奪（）－－－ａ－〇：ｓａ：．ｌ１５巧（）加－ｗ一ｗａ－：（ｓａＨ：２．〇＊－ｏ－－＝ａ：ｓａ！：２．５Ｉ（）｜■＾Ｌｌ＞５０１２３４５６被动±压力系巧Ｋｐ（ｂ）有格栅团４．７粧体荷我分拒比与路堤内摩擦角的关系图４．７（ａ）、（ｂ）分别给出了对应于不同的面积置换率，有、无格栅两种了况的粧体荷载分担比随路堤填料内摩擦角的变化曲线。路堤的内摩擦角通过其被动±压力系数来表征。从图工况的植体荷载分担比均随着路堤内摩擦角的增加而逐渐增大，当内摩擦中可Ｗ看出，两种＾摩擦角的进歩增大，柱体荷载分担比角较小时，粧体荷载分担比的增幅较为明显；随着内逐渐趋于稳定，内摩擦角越大，填料的。这说明路堤填料的成拱能力与其内摩擦角密切相关成拱能力趙强，王拱结构越稳定，从而在相同条件下将更多的荷载转移到粧（帽）顶。实际５１
东南大学硕±学位论文工程中为了提高粧体的荷载分担比例，应尽量选用内摩擦角较大的路堤填料。３０Ｉ１；；ｉ巧…戶－＝ａ：ｓａ１：１．０【）■——－＝０ａ．：（ｓａｌ：ｌ５）＝－ａ－５：（ｓａ）ｌ：２．０－■〇－＝？—ａ：ｓａ１：２．５（）Ｉ—Ｉ１１０１Ｊ＿２３４５６被动±压力系巧Ｋｐａ无格栅（）７０ｊ１邮°；＾－－－＝．０ａ：ｓａｌ：１．５（）＝１０－ｓ－ａａ：：ｌ２．０（）？－－＝－〇ａ：ｓａ：．ｌ２５（）Ｌｊ１ｉ０１１—ｌ２３４５６被动±店力系数Ｋｐｂ（）有格攝巧４．８柱王应力比与路巧内摩巧角的关系图４．８（ａ）、（的分别给出了对应于不同的面积置换率，有、无格栅两种工况的巧止应力比随路堤填料内摩擦角的变化曲线。从图中可Ｗ看出，两种工况的粧±应力比均随着填料内摩擦角的増大而逐渐增加，内摩擦角较小时，枯±应力比的增速及增幅均较大，随着内摩擦角，粧上应力比逐渐庭于稳定的继续增加，并且相同条件下，有格栅工况下的巧±应力比明显商于无格栅的工况。此外，路堤填料内摩擦角相同时，枯王应力比随粧体面积置换率的减小而趋于接近。５２
第凹章刚性粧承式加筋路堤工作化状参数分析１２Ｉ＇－－－＝！〇ａ：：ｓａｌ１．０（）－——＝－１０－０ａ：ｓａｌ：ｌ．５（）？－＝ａ：ｓａｌ；２．０（）＝－〇－ａ－＿：ｓａ：．ｌ２５８（）｜。＾２＿ＬＪ１１１Ｌ＿０２３４５６被动±压力系数Ｋｐ困４．９巧栅应变与路堤阳摩擦角关系化０■■■－－ＩＩ－－＝０ａ－：（ｓａｌ：Ｉ．Ｏ）－－＝－ｒＳｉＯａ：ｓａｌ：１．５＼．（）－＝１２０－ａ：ｓａｉ：２．０＼（）公Ｉ■－ａ－＝一）：ｓａ：！２．５一＼＼Ｉ（）｜臣１００＿逆、一＜＾：：ｒｒ＝ｚ＜；；；：；；＾；—２０－ｎｏＬ１１Ｌ０ｌ１＿２３４５６技动±压力系巧Ｋｐ图４．＂格栅拉力与路堤内巧擦角的关系４４１工格栅的拉应变及拉力与路堤填料内图．９与图．０分别为不同面积置换率条件下，±摩擦角的关系曲线，格栅的拉应变与拉力均随着路堤填料内摩擦角的增加。从图中可Ｗ看出一而逐渐减小，当填料内摩擦角较小时，其减小的速率与幅度较为明思，随着内摩擦角的进，步増加，格栅的拉伸应变与拉力都将趋于稳定，随着路堤填料内摩擦角的增加。这是因为路堤内的±拱效应更为显著，将更多的路堤荷载由巧间±转移到粧顶，导致格栅表面荷载减。小，故其变形与拉力也随之减小５３
东南大学硕＋学位论文＇￣￣二１．０Ｉ一。０－＾．６￣—°１■０＿Ｒ．４岛－－□３３：．０－私片１－今－３：（ｓａ）ｌ：ｌ－５－＝ａ：：（ｓａ）ｌ２．０－－－－＝Ｑａ：．：（ｓａ）ｌ２５ＵＬ＿１１ｌＪ０．０２３４５６被动±拒力系数Ｋｐ巧４．１１应力折巧比与巧堤内度擦角的关系图４．１１为不同面积置换率条件下，巧间±应力折减比随路堤填料内摩擦角的变化曲线。一从图中可ｌｉｌ看出，粧间王应力折减比随着路堤内摩擦角的増加而增大，并逐渐趋于稳定值。与圓４．９、４．１０中格栅的拉应变及拉力的变化规律相对应，由于格栅的张拉膜效应随路堤内摩。擦角的增加而逐渐减弱，从而导致其减小粧间止压力的能力也随之降低２５°２０＿■０。Ｗ．＞＾—°〇□□－－＝－Ｄａ－：ｓａｌ：ｌ雲（）－０—－＝－０ａ－５；ｓａｌ：．５１（）—＾－＝ａ：ｓａ１：２．０（）ａ电吨峰Ｌ１Ｉ峰〇２３４５６披动±压力系数Ｋｐ４２巧．１巧锁树入量与联居内摩寡角的关系４．１２图为不同面积置换率条件下，粧端向下卧层的刺入量与路堤填料内摩擦角的关系曲线，粧端向下卧层的刺入量随填料内摩擦角的增大而增加，粧体面。从图中可Ｗ看出积置换率较小时，祖端刺入变形增加的幅度较为明显，；而巧体面积置换率较大时巧端刺入变形基本不变。５４
第四章Ｈｉｊ性粧承巧加筋路堤工作性状参数分析４３３．地基基巧系数的巧巧１００Ｉ□□ｎ〇□□８０－Ｃ０００００；ｌ巳ｂｂｂ＾ｅｏ——巧００ＯＯｏ０朱４０＿搞＾１％－〇－－＝ａ：ｓａ１：１．０（）—０—－＝ａ：ｓａ１：１．５＾（）巧２０－一－－＝ａ：ｓａｌ：２．０（）■－ｏ－－＝ａ：ａｈ２．５Ｉ（ｓ）｜ＩＩＩＩＩＩＩＩＩＱＩＩ２５５０７５１００１２己巧０Ｓ基床系数（ｋＮ／ｍ）ａ无格冊（）１００朱－瓶巧１Ｉ一■〇－－古ａ：ｓａｋｌ．Ｏ）括（－＝Ｃ—ａ－送：（ｓａ）ｌ：１．５诚－巧＝一ｗａ－：（ｓａｌ：２．０）■—－＝ｏａ－：（ｓａ）ｌ：２．５ｔＩＩＩＩＩＩＩＩＩ５Ｑｆ巧５０７５１抓１巧１胡３基床系数（ｋＮ／ｍ）（ｂ）有格栅巧４．１３巧体荷载分担比与化基基床系巧的关系图４．１３脚、脚分别给出了不同面积置换率条件下，有格栅与无格栅两种工况的粧体荷载出，分担比随地基基床系数的变化曲线，对于无格栅的工况粧体荷载分担比。从图中可Ｗ看．２．１，不随地基±基床系数变化，这是因为３节±拱效应计算模型是基于极限平衡理论得到的未考虑地基±的皮缩变形（压缩性）对±拱发展演化的影响。而对于有格栅的工况，植体荷载分担比随地基基床系数的増大而逐渐减小。说明随着软±压缩性的减弱，±工格栅的张拉±将承担更多的荷载。可Ｗ推断，随着基床系数的继续增加，粧膜效应受到抑制，下部粧间，，其下体荷载分担比将逐渐趋于稳定，粧体面积置换率越小巧体分担的荷载比越小。另外降的幅度也越明最。５５
东南大学硕±学化论文２０Ｉ□口□□□——〇１６－００００００■ｇ＝＝＝＾＝＝ｆｃ＝＆＝＝￥＝＝＝＝ｓ－ｉｆ１２■Ｒ岛＿＋８１Ｉ１—－〇ａ－＝设．：ｓａ１：１．０（）＝－—ａ－０：ｓａ：ｌ１．５（）４－＝ａ．：ｓａＩ：２０（）■－ｏ－－＝ａ：ｓａｌ：２．５（）ＩＩＩＩＩｉＩＱ■■■■．２５５０７５１孤１２日化０基床系巧３ｋＮ／ｍ（）ａ无格栅（）２００－－＝Ｃ３－ａｌ１．：ｓａ：０（）－＝－ａ－０：ｓａｌ；１．５－（）１６０＼—＝＼一ａ－：ｓａｌ：２．０【）＝ａ－：ｓａ：２．＼＼（）Ｉ５．．ＩＩＩＩ．Ｉ．Ｉ．Ｉ０２５５０７５１１００２５巧０基床系巧３ｋＮ／ｍ（）ｂ有格栅（）困４．１４柱±应力比与地基基床系致的关系４ａｂ图．１４（）、分别为对应于不同的面积置换率，有格栅与无格栅两种工况的粧止应力比（）与地基±基床系数之间的关系曲线。由围可见，对于无格栅的王况，粧止应力比不随地基王的基床系数而变化，。对于有格栅的工况粧王应力比随着基床系数的增大而逐渐减小，基床系数较小时一，其衰减的速率较快，随着基床系数的进步增大，植±应力比衰减速率逐渐减，，格栅下表面的巧±应力比均较大缓并最终达到稳定值。在本章研究的工况下，说明格栅在地基±层相对软弱的情况下发生了充分的烧曲变形，张拉膜效应更为充分地将路堤荷载由粧间±转移至粧体。５６
第四章刚性粧承式加筋路堤工作性状参数分析１４：＝：＝１＾Ｉ■——＝Ｑ〇ａ－：ｓａ）ｌ：１．０（１２——＝０ａ－：ｓａｌ：１．５（）－＝ａ－一：（ｓａ）ｌ：２．０＾＝ｓ－ａ＾＾ａ：ｌ：２．５（）ＩＩＩＩＩＩＩＩｇＩＩｔ巧巧７５１００巧５１５０３基床系巧（ｋＮ／ｍ）巧＂ｓ格巧庭变与ｎｉｌ基基床系致的关系化０Ｉ－〇－－＝ａ：．：ｓａ）１１０４０－Ｎ（．１＝ａ－：ｓａｌ：１．５（）－￣￣＝１２０ｄｒａ－＼ｉ：ｓａ１：２．０（）夺ａ－：ｓａＨ：＿ｙｊ１００ＩｉＩ々—－２０ＩＩＩ［Ｉ１ＩＩＱＩＩ巧加巧１００１巧１５０３基床系致（ｋＷｍ）困４．１６格栅拉力与地基基床系巧的关系４，地图４．１５与图．１６分别为不同面积置换率条件下基基床系数对格栅拉应变与拉力的影响曲线。从图中可Ｗ看出，格栅的应变与拉力均随着地基基床系数及粧体置换率的增大而逐，渐减小。送是由于地基基床系数的增加导致其抵抗压缩变形的能力增强粧间止表面变形量，，从而使其拉力与应变均呈现出减小的趋势减小，进而限制了格栅的拉伸及烧曲变形。此外，粧体置换率越小，格栅拉力与应变的下降速率与幅度均较大即低置换率下的格栅的受力与变形性状对下部地基±层的压缩性更为敏感。。从图图４．１７为不同面积置换率条件下，巧间±应力折减比随地基基床系数的变化曲线。面积置换率越小，中可Ｗ看出，粧间±的应力折减比随着基床系数的増大而呈线性递减规律应力折减比下降的幅度越大。这说明地基±压缩性越高，格栅通过张拉膜效应减小粧间±表面压力的效果就越显著。５７
东南大学硕±学位论文—１－０ｒｃＫ！，—ａ—－＝均ａ：（ｓａＩ：１．０）—－－＝ｏａ：ｓａｌ：ｌ‘５（）口＿２—＝＾ａ－：（ｓａｌ：２．０）－〇—－＝ａ：ａｌ：２．５（ｓ）ＩＩＩＩＩｔＩＩＱＩＩＩＱ２５５０巧１００１２５１加３基床系数ｋＮ／ｍ（）困４．１７应力折巧比与化基基床系数的关系４．３．４格巧抗拉刚度的影巧１００Ｉ°°°－°Ｄ－…。一。－－￣＂一－〇－＝－ａ；（ｓａｉ：１．０）７０－－－＝１巧Ｏａ：（ｓａ）ｌ：．５＝ａｓ－ａ：．乂）ｌ２－０—￣－＝ｏａ：ｓａ：２．Ｉ（）ｌ５￣Ｉ６０Ｉ１ｉＩＶ１２３４５抗拉測度（ｋＮ／ｍ）困＂８植体荷载分担比与格巧抗拉刚度的关系４困．１８给出了不同面巧置换率条件下，植体荷载分担比与格栅抗拉刚度的关系曲线。从图中可Ｗ看出，粧体荷载分担比随面积置换率和抗拉刚度而增加。说明随着抗拉刚度的增加，格栅的张拉膜效应发挥得愈加充分，从而将更多的路堤荷载转移到巧顶，当格栅抗拉刚度足够大时，粧体荷载分担比将趋于稳定。此外，面积置换率越小，巧体荷载分担比的增幅也越／－＝？大，例如，面积置换率ａｓａｌ：２．５时．７９（），植体荷载分担比的变化范围为７１４％．６％，增幅－＝为８？．２％ａ／ｓａｌ：１．５；而，４２％（）时植体荷载分担比的变化范围与增幅分别为８７．７％９１．９％与．。４１图．９为对应于不同的面积置换率，格栅下表面的粧±应力比随格栅抗拉刚度的变化曲线一。从图中可Ｗ看出，对于同面积置换率，粧王应力比随格栅抗拉刚度的增加而逐渐增大；格巧抗拉刚度相同时，随着面积置换率的不断减小，相应的粧±应力比渐趋接近。可１＾推断，粧±应力比将随着面积置换率的继续减小而逐渐达到稳定值。５８
ｔ作性状参数分析第ｐ］章哪性枯承式加筋路堤工＿＿￣９０■如一：－々＂＾３０－二＾二＾ａ－＝；（ｓａｌ：ｌ．Ｏ巧务）［－－－＝ａ．０；（ｓａｌ：１５＾）２Ｑ—＝￡＾ａ－；ｓａ：．ｌ２０（）－－１０－ａ２〇細针．５｜＇Ｌ１１１Ｌ＿０ｌ１２３４５抗捏刚度（ＭＮ）／ｍ图＂９粧止应力比与格巧抗拉刚度的关系７Ｉ１－＾－０ａ－：ｓａ：１．ｔ５（）－－＝ＡＡ－．ａ；（ｓａＩ：２．０）５＿－〇－－＝＾ａ：ｓａｌ：２．５（）°－Ｑ１□Ｌｌ１１１－ｉ－０１２３４５抗拉刚職ＭＮＡｎ）图４．２０巧檐应巧与抗拉规度的关系＝－〇－ａ－：ｓａ：．１１０．（）＝—－ａ－：ｓａ：．１４００（）ｌ１５■－ｔ－－＝＊ａ；（ｓａ）ｌ：２．０，。〇－—＝—ｏａｓ－ａ：．乂ｌ２５）＾雲邮－诺４。一＇一２０－°Ｌｉ１Ｌ＿０－１１４５１２３抗拉刚度（ＭＮ／ｍ）困４．２１格Ｂｆ拉力与抗拉刚度的关系４２０４２，图．与图．１分别给出了不同面积置换率条件下格栅的抗拉刚度对其应变与拉力的４，影响曲线．２０可Ｗ看出，格栅的拉应变随着抗拉哪度的增加而逐渐减小曲线形态也。从图一渐趋平缓，并最终趋于稳定。不同面积置换率对应的格栅应变随抗拉刚度衰减的速率基本４，致。由图．２１可见，与格栅应变的变化规律恰好相反格栅的拉力随着抗拉刚度的增加而逐５９
东南大学硕尘学位论文渐增加，并且面积置换率越小，格栅拉力增加的幅度也越大，较小的面积置换率对应较大的格栅拉为及拉应变。■－——１■．０Ｉ—Ｄ—３－．：８３！：１品（户－－－＝０ａ！：ｓａ１：１．５（）＝ａ－：ｓａ：．ｌ２〇（）｜■ａ￣：（ｓａ户１：２．５１°回＇庄２－０Ｌ１１１Ｌ，０１２３４５抗拉刚度ＭＮ／ｍ（）图４．２２应力折减比与祝肋啦刚度的关系图４．２２给出了对应于不同的面积置换率，植间王应力折减比随格栅抗拉刚度的变化曲线。一稳可Ｗ明显地看出，粧间±应力折减比随着格栅抗拉刚度的增加而缓慢减小，最终将达到定下限。这说明格洒的抗拉刚度与其减小巧间±压力的效果并非成正比。实际王程中，应粮据工程沉降控制标准，兼顾经济性因素，合理选择格栅的抗拉刚度。４．２３图为对应于不同的面积置换率，植端向下卧层的刺入量随格栅抗拉刚度的变化曲线。从图中可！＾看出，粧端向下卧层的刺入量随着格栅抗拉刚度的增大而增加，其增加幅度随面积置换率的增大而逐渐减小。巧。一口＾■私＾Ｓ｜３０－—。。０—０而■０＜２日＿哀□０□□．－－３－３雲〇啦户１丄０－－＝－０－：ｌ１．５１０ａｓａ）：（－＝ａ；ｓａｌ：２．〇（）电马片：２＇５＾Ｌ，〇ＩＩ声１２３４５抗拉刚度（ＭＮ／ｍ）困４．２３巧巧刺入貴与格栅抗拉抑度的关系４．４本章小结采用第三章提出的设计方法，通过基本算例分析了粧体荷载分担比、粧±应力比、格栅应变与拉力、柱间±应为折减比与粧端刺入量随路堤高度、路堤填±内摩擦角、地基±基床系数：、格栅抗拉刚度的变化规律。主要得到Ｗ下结论６０
第凹章刚性巧承式加筋路堤工作性状参数分析一１．对于同面巧置换率，植体荷载分担比随着路堤高度的増加而逐渐增大，路堤高度较小时，粧体荷载分担比増加明显，之后逐渐趋于稳定，说明±拱效应转移荷载的能力随路堤填筑高度的増加而逐渐稳定。２．路堤填±的成拱能力与其内摩擦角密切相关，内摩擦角越大，填料的成拱能力越强，±拱结构越稳定，在相同条件下能够将更多的荷载转移至抽体。实际工程中应尽量选用内摩擦角较大的路堤填料。３．水平加筋体的张拉膜效应随抗拉刚度与路堤高度的增大而得到增强，随路堤填±内摩擦角与地基基床系数的増大而逐渐减弱。４．粧端向下卧层的刺入量随路堤高度、填料内摩擦角及加筋体抗拉刚度的的增大而增加，路堤高度变化对巧端刺入量的影响最为显著。６１
第五章结论巧展望第五章刚性巧承式加筋巧巧动力特性分析５．１概述目前，国内外关于巧承式路堤的研究主要侧重于静载方面，而对于交通荷载作用下粧承式路堤工作性状的研究却相对较少。高速公路或铁路通车运营后，在车辆动荷载的长期循环一往复作用下，传递到路堤中的动应力将会对±拱结构产生定的影响，巧而影响粧承式加筋路堤系统的整体承载与变形性能，本章通过建立粧承式加筋路堤的二维弹塑性动力有。为此限元模型，对比分析了枯体模量、软±模量、粧长、植间距、路堤高度、±工格栅抗拉刚度动荷载频率及幅值等参数对植承式加筋路堤王作性能的影响。５．２动力有限元分析基本原理５．２．１动力分析基本方程在动力荷载作用下，物体运动的基本方程为ＭＵ＋Ｃｕ＋ｕ＝ＦＫ（５１）其中，《为位移矢量Ｍ为质量矩阵：Ｃ为阻尼矩阵；Ｋ为刚度矩阵；；ｆ为荷载矢量。位移Ｍ、速度＆、加速度＆可Ｗ随着时间变化。动力方程的最后两项（＆／＝Ｆ）与静力变形相符。质量矩阵Ｍ由总矩阵实现，它考虑了±、水与结构的整体质量。动力加载过程中王体既可Ｗ排水，也可Ｗ不排水。当±化处于不排水状态时，将地下水的体积刚度累加到刚度矩阵Ｋ一中，该处理方法与静力分析中致。矩阵Ｃ代表材料的阻尼，材料的阻尼由内部摩擦与黏塑性不可逆变形引起，材料的黏塑性特征越显著，振动能量在其中越容易衰减。在有限元方法中，假设阻巧矩阵Ｃ为质量矩阵Ｗ和刚度矩阵Ｋ的线性組合，即Ｃ＝ａＭ＋ｐＫ（５．２）其中，ａ为与质量成比例的阻尼常数度成比例的阻尼常数。；０为与刚瑞利阻巧中的质量分量相当于连接每个节点与地面的阻尼器，而刚度分量则相当于连接单元之间的阻尼器。当Ｍ占主导时，化频振动更多地受到抑制；而当／Ｔ占主导时，高频荷载＝Ａ＝，较为常用的取值方式为ａ，３Ａｗ更多地受到抑制。目前，其中〇）为计算体系的基＾／ｊ巧，，本圆频率，为对应于该频率的阻尼比。５．２．２时间巧分算法在动力分析的数值实现中，常用的方法是Ｎｅｗｍａｒｋ隐式时间积分法。该方法通过对计算体系进行时间离散，将本应在任意时刻都满足的动力方程，仅规定在时间离散点上满足。某６２
第五章刚件粧承式加筋路堤动为特性分析一心内时间点的位移与速度在分别表示为：＇＋山２Ｍ心＋方Ａ／（５．３）＊＾＂＇＇＋－ｕｉｉｈｔ＋１ｕＷ＋Ａｆ／（５（）．４）］［其中，心为时间步长，参数，为了得到稳定的计；Ｉ和＾决定了数值计算时间积分的精度算结果，它们必须同时满足Ｗ下两个条件：＞２＞义（＋＾）；０．５（５．５）＾；／片＝ＰＬＡＸ＝本章在后续计算中采用ＩＳ程序中的标准设置Ａ０．３０２５，ｉ０．６。／Ｓ．２．３时间步长的选取尽管隐式积分在动力分析方面有优势，但如果时间步长选取过大，也会导致计算结果不可靠。临界时间步长取决于最大频率与有限元网格的疏密。它等于所有网格单元的时间步长一的最小值。，Ｗ此来保证在个时间步里波的传播距离不会大于单元的最小尺寸本章通过对所建立的基本模型进行试算，兼顾计算精度与计算时间两个方面，在后续动力分析中计算步长均取为化０５ｓ。５．２．４动力吸收边界对于动力有限元模型。，为了避免应力波的反射，其边界要比静力计算的边界远得多然，送将増加额外的网格单元和计算时间，而。为此需要在边界上采取特珠措施。目前建立吸收边界的方法主要包括（１）采用半无限元（边界元）；（２）调整边界上单元的材料参数（高、（３）（阻尼器）等方法。这些方法各有优劣黏性低刚度），应根据具体问题；采用黏性边界ｍｔＷ而定，ＰＬＡＸＩＳ中采用Ｌｙｓｅｒ＆Ｋ她ｍｅｙｅｒ（１９６９）提出的黏性边界理论建立吸收边界。５．３动力有限元模型５３１．．模型参数与边界条件本章采用平面应变有限元模型分析交通荷载作用下粧承式加筋路堤的动力响应，基本模：路堤高度为５．０ｍ：．，路３０型的相关参数如下，坡度为１１５堤顶面宽度为ｍ。路面结构层由化２ｍ厚的混凝±面层与０．５ｍ厚的基层组成，将其等效为均质弹性层。软±层厚２０ｍ，下卧处。１ｍ．硬±层．２，０．５ｍ，３０ｍ，，地下水位位于地表Ｗ下１０ｍ加固区刚性粧巧长为直径粧间距Ｘｘ１．４ｍ〇．３ｍ（。５ｍ的碎石垫居巧帽尺寸为１．４ｍ（长，在碎）（宽）厚）路堤底部铺设厚度为化一。，王工格栅为线弗性体，其抗拉刚度为ＯＯＯｋＮ／ｍ石垫层中距地表０．３ｍ处铺设层±王格栅ｌ计算模型的其它材料参数详见表５．１。一为了尽可能减少模型边界对应力波的反射，在建立模型时采取了两方面措施，是在模二型的左；是将模型边界设置得足够远。通过试算确定模、右及底部边界设置动力吸收边界６３
东南大学硕＋学位论文型的左、右边界分别取路堤顶面宽度的５倍，底部边界取为软±层厚度的１０倍。在模型左、右边界设置水平位移约束，底部边界设置喔向与水平双向约束。采用１５节点Ｈ角形单元划分网格如图５．１所巧。表Ｓ．１巧值模型材料多巧材料路堤填止碎石垫居软王层硬±层结构层粧体模型摩尔－库伦摩尔－库化硬化±摩尔－库伦线弹性线弹性Ｎ＇／ｍ０２２．ｙ（ｋ）２１６５１９２１２４Ｅ（ＭＰａ）５０３０２５１２００３０００Ｖ０．３０．３０．３０．．３０２ｃｋＰａ（）．１０１０１５３０价）３５４０１０２４ＥＭＰ．０（ａ）２；？Ｅａ＾（ＭＰ）２．０ＥＭＰａ）６ｊ．０ｍ１．０一ｋ１０ｍ／ｄ（）＾＾■－：才万７．巧。巧巧巧巧：巧端爾口际是［’？？、＊；－，Ｖ，：打巧举＼护繫濟據．嫁磅歡图５．１有限元模型网格划分５．３．２交通荷载的模拟假设车辆沿着路面中轴线行驶，二，车辆后轮间距为２．０ｍ者的轴线互相重合，轮胎与路６＊４ｍ【］，７ＭＰａ。车辆动应力采用半正弦波模拟面的接触宽度为化轮胎压力为化，荷载的振动频率为２Ｈｚ。不考虑相邻车辆荷载之间的时间间隔，即假设振动荷载连续施加于路面，则动荷载随时间的变化过程可用式５．６表示，车辆动应力波形图如图５．２所示。６４
第五章刚性巧承式加筋路堤动力特性分析＝〇７００ｓｎ４？ｒｔｉ（）ｄ（５．６）一ａ，：ｋＰ。式中：ｔ为时间时刻ｔ的动应为值单位；为某ＩＭ００２５０５０．７５１巧巧ｔ困５．２动应力波形困５．３．３分析步巧在施加动力荷载之前，首先要完成路堤填筑的静力分析过程。对于软王未加固处理的工一况，为了保证路堤填筑过程中软王不发生剪切破坏，Ｗ化５ｍ作为个加载步，然后等载固结一至软±层中的超孔压小于３０天，接着施加下级荷载，直至路堤填筑完成，之后继续固结，每级填ＩｋＰａ。而对于刚性植网复合地基，路堤填筑则可Ｗ在相对较短的时间内完成筑高度ＩｋＰａ。为化５ｍ，然后等载固结１０天，路堤填筑完成后，同样固结至软±层中的孔压小于静，同时，胳力计算结束后将位移场清零，随后施加动应力开始作动力分析测路堤表面的怪向位移与坡脚的水平位移随振动次数的发展过程。５．４巧［值模拟结果与分析５．４．１软：ｔ地基未加固－２Ｍ化、５ＭＰａ、图５．３给出了未采用巧网复合地基加固方案，软±地基压缩模量分别为＾８Ｍｌａ时，路堤表面中也的竖向位移随循环荷载作用次数的发展变化曲线。从图中可＾看山，路堤表面的竖向位移与振动次数近似呈幕函数关系。在循环荷载作用初期，沉降变形迅速増最终趋于稳定状态，压。软王地基的压缩模量越小缩性越加，之后其增加的速率逐渐减缓，。，变循环荷大，路堤表面的竖向位移及其增加速率也越大形达到稳定状态所需的时间越长４２．１５０００．９１ｍｍ、２３５２ｍｍ、８．５０ｍｍ。载作用次后，路堤表面对应的竖向位移分别为６５
东南乂学硕±学位论文■５０心马马Ｉ■；１Ｉ＝￡ｓ２ＭＰａ＇＝Ｅｓ５ＭＰａ４０＾ｉｓｏ二一－３２０一一？？一一／？一－一這－一—／＇一？一＇一堂一ｉ＊一＇＇１０＇＇０１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ图５－３路堤表面竖向位移发展变化曲线１２Ｉ１＾１０■＾＂■Ｅｓ＝２ＭＰａ＾－Ｔ８巧ＭＥｓＰａＩｙ三＝／Ｅｓ８ＭＰａ凑６－／———＇；ｒ．．Ｉ０１０００２０００３０００４０００５册０振动巧数Ｎ田５．４巧堤坡脚水平位移发展变化曲线５－图．４网复合地基加固方案ＭＰａ、给出了未采用植，软王地基压缩模量分别为２ＭＰａ、５８Ｍ化时，路堤坡脚的水平位移与循环荷载作用次数的关系曲线。从图中可Ｗ看出，坡脚的水平位移随振动次数的变化规律呈现出较好的双曲线关系。在循环荷载作用初期，坡脚处水平位移的增幅与增速均较大，随后逐渐过渡到稳定状态。循环荷载作用５０００次后，路堤坡脚的１０．水平位移分别为９１ｍｍ、５．４４ｍｍ．８３ｍｍ。在相同的循环荷载作用次数下、３，坡脚处的水平位移随着软±地基压缩性的増大呈非线性增加。与图５．３中路堤表面坚向位移的变化曲线对比发现，坡脚处的水平位移趁于稳定的时间相对较短。６后
第五章刚巧粧承式加筋路堤动丸特性分析５乂２植体模量的影巧１０－ｒ一－一一６－一Ｙ－態－－一－／一一一ｆ－這－一：ｒ４？＊，？＇Ｅ＝０．３６Ｐａ臺／＇ｐＰ｜———？二－Ｅｐ３０ＧＰ３２ｔ一一二Ｅｐ３０ＧＰ３＇０１■—＇—＇■—＇—＊—■—■—＊——０１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ困５．５路堤表面竖向化移发展变化曲线■￣３．５ＩＩ＂１严＿－至－２。ｒｒ二一－＇ｊ一／＇一一远＇一＾／這玉５八一／共＇Ｉ／Ｉ１二矣１．０方Ｅｐ旺化Ｐａｊ—＊－／Ｅｐ＝３．０ＧＰａ。５｜一一二３ｙＥｐ３０ＧＰ＾＇￣■—￣￣＊￣■￣＊—■—￣＇￣＊＇—￣■０．００１０００２０００３０００４朋０５００幻巧功次數Ｎ苗５．６巧堤坡脚水平位移发展变化曲线０．３、．０、３０Ｇ化时，圈５．５与图５．６分别给出了粧体模量为Ｇ化３Ｇ化粧承式加筋路堤表。面中也的竖向位移与坡脚水平位移随循环荷载作用次数的发展变化曲线从图中可Ｗ看出，路堤表面竖向位移与坡脚水平位移均随着植体模量的增加呈现出非线性减小的赵势。表现为一。这随着粧体模量的维续增大，其进步减小路堤表面沉降与坡脚水平位移的效果逐渐减弱是由于随着巧体刚度的增大，枯顶的应力集中效应更为明显，粧体分担了更多的附加荷载，５０００，粧间±承担的荷载与沉降量就相应地减小。循环荷载作用次后路堤表面輕向位移量分３．．３３ｍｍ、２２１ｍｍ、１．８８ｍｍ。别为９．６３ｍｍ、６．４５ｍｍ、５．３４ｍｍ，坡脚水平位移量分别为相比－７７．６％５．０％、于未采用粧网复合化基加固处理的工况，路堤表面的竖向位移依次减小了、８．．．８７．６％了６９５％、７９７％、８２８％，，坡脚的水平位移依次减小表明采用刚性巧加固软王地基可显著减小交通动荷载引起的路堤表面沉降及坡脚水平位移。６７
东南大学硕＋学位讫文５．４．３软王模畳的影巧８Ｉ１－？—－－－ｒ二二：￣＇／＇＾；＝二＇—／＇Ｅｓ２ＭＰａ垫／２公＝Ｅｓ５ＭＰａｆ一一二Ｅｓ８ＭＰａ【＇￣■￣？—￣■—￣＇——０Ｉ￣■￣■＇■■日１０００２０００３０００４０００日０００振动次數Ｎ图义７路巧表面竖向位移发巧变化曲线２．５Ｉ１－－二二ｉｉ５：：一／＾一一＇ｉ冷＇－、＇。重１／＇—＝么掉Ｅｓ２ＭＰａ０———－＝．５？Ｅｓ５ＭＰａｗ——ｓ二ａＥＳＭＰＱ，■Ｉ■Ｉ■Ｉ■Ｉ■ＩＱ０１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ巧５．８路巧坡脚处水平位移发展变化曲线團５．７与图５．８给出了软±地基压缩模量分别为２ＭＰａ、５ＭＰａ、８ＭＰａ时，路堤表面中也竖向位移及坡脚水平位移与循环荷载作用次数关系曲线。从图中可Ｗ看出，随着软±地基压缩模量的増大，路堤表面的整向位移与坡脚水平位移均有不同程度地减小。送是由于交通荷载作用下路堤的位移主要由软上地基的动力压缩变形引起，而软±地基的压缩模量又直接决定了其在循环动应力作用下的堅向与水平向变形量，压缩模量越大，相应的动力压缩变形量就越小。在循环荷载作用５０００次后，对应的路堤表面中必竖向位移分别为６．４５ｍｍ、４．９４ｍｍ、４．２４ｍｍｉｍｍ，路堤坡脚处的水平位移分另２．２１ｍｍ、１．７７ｍｍ、ｊ为１．５７。相对于未采用粧网复合地基加固处理的工况．．．１，路堤表面的竖向位移依次减小了８５０％、７９０％、７７％，坡脚的水平位移依次减小了７９．７％、６７．５％、巧．０％，６８
第五章刚性粧承式加筋路堤动为特性分析５乂４粧间距的影巧玉０厂４－’每八＇一＝３．５ｍｓ基ｆ，－—－－二２ｍｓ３．０ｍＩ——二ｓ２－５ｍＩＩ．．ｔＩＩ？Ｉ！ＩＱ０１０００２０００３０００４００日５０００振动次数Ｎ图５．９路巧表面狂向位移发展变化曲线３．５２．．５ｇ一＿－２０／＇－一趣—一一＂．Ｉ１－５＇一－＇等／＇二争Ｓ３．５ｍ－令１－０—．＝３．０ｍ户ｓ０．５Ｓ＝２ｓ．５ｍ，．４Ｉ？」ＩＩＩ■ｉＱＱ０１０００２０００３０００４册０５０００振动次数Ｎ图５．１０巧巧坡助水平位移发展变化曲线５－１．．０、．５ｍ，图．９与团５０给出了巧间距分别为２５ｍ、３ｍ３时路堤表面中也竖向位移与坡，脚水平位移随循环荷载作用次数的发展变化规律。从图中可Ｗ看出，随着枯间距的增大路－堤表面的竖向位移Ｗ及坡脚处的水平位移均随之增大。说明巧间距越小，粧网复合地基减小，植体面积置换率路堤动力变形及增强路堤稳定性的效果越好。这是因为随着植间距的增大相应地减小，在相同的动应力水平与振动次数下，粧间±将承担更多的荷载，从而产生较大４５ｍｍ、５．４８ｍｍ０００．１、６．，的变形，８３ｍｍ。在循环荷载作用５次时路堤表面的竖向位移分别为－路堤坡脚水平位移分别为３．２１ｍｍ、２．２１ｍｍ、１．７７ｍｍ。相对于未采用植网复合地基加固处理．．的工况８０．６％、８５０％、８７２％，坡脾的水平位移依次减小，路堤表面的竖向位移依次减小了〇７０．７％、．／〇了．６％、７９８３８。６９
东南大学硕±学位论文＾５．４．５粧长的影巧８Ｉ璋４－／乂％ｆ，＝Ｌ巧ｍ＾？２——－＂？＊Ｌ＝１８ｍ——Ｌ＝２１ｍ？ｔ？？Ｉ■■ＩＱＩＩＩ０１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ困５．１１路堤表面竖向位巧发展变化曲线３－５Ｉ■３．０＇－２－．０一一难＾■１－５／這ｉ／＝＂ｍＬ％１．０！／｜———？ｈＬ＝１８ｎｎＱ－５Ｌ＝２１ｍｊ＾—■—￣０￣■￣＊—￣＊￣■■￣■＊￣■—■—．００１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ图５．口路堤坡脚水平位巧发展变化曲线图５．１１与图５．１２给出了粧长分别为１５ｍ、１８ｍ、２１ｍ时，路堤表面中也竖向位移与坡脚水平位移随循环荷载作用次数的发展变化曲线。从图中可看出，路堤表面的竖向位移及坡脚的水平位移随着粧长的增加均有不同程度的减小。送是因为长粧较短粧能够承担更多的附加荷载，使粧间±表面的竖向应力得Ｗ减小，从而有效控制软±地基的沉降变形。在循环荷载作用５０００次后，路堤表面的竖向位移分别为７．２１ｍｍ、６．％ｍｎｉ、６．４５ｒｎｍ，路堤坡脚水平２．８５ｍｍ、２．６４ｍｍ、２．２１ｍｍ。位移分别为相对于未采用粧网复合地基加固处理的工况，路堤表面的竖向位移依次减小了８３．２％、８３．９％、８５．０％．、７５．８，坡脚的水平位移依次减小了７３９％％、７９．７％。７０
第五章刚性巧承式加筋路堤动力特性分析５４．乂路堤商度的影巧１０Ｉ１：Ｉ／：：：＾’－凑／——４每一？－＇苗《一Ｈ＝３ｍ－—－－２Ｈ三５ｍＨ二７ｍｆ０１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ图５．口巧巧表面竖向位挣发展变化曲线３．５３－．０２－＾．５－—Ｊ２．０ｌ５Ｓ…－－－－．一１＝重．０Ｈ３ｍ乂０？．５￡二Ｗ■—Ｈ７ｍＩ１———０￣￣■——■——■——■—＇．０Ｆ１ＩＩＩＩ０１０００２０００３０００４册０５地０振动次数Ｎ田５．１４路堤坡脚水平位務发展变化曲线图５．１３与图５．１４给出了路堤高度分别为３ｍ、５ｍ、７ｍ时，路堤表面中必处竖向位移与。，坡脚处水平位移随循环荷载振动次数的发展变化曲线由围可见，随着路据高度的増加路堤表面的竖向位移Ｗ及坡脚处水平位移均随之减小，路面动。这是因为随着路堤高度的增加应力到达软±地基的传播路径增长，受到路堤填料的阻尼作用更大，衰减更为显著，加之路堤对动荷载具有扩散作用，从而使得传递到软王层表面的动应力减小，相应的动力压缩变形．４５、也随之减小。在循环荷载作用５０００次后，路堤表面的坚向位移量分别为乂０４ｍｍ、６ｍｍ４ｍｍ处的水平位移分别为３．．６１。路堤坡脚２４ｍｍ、２．２１ｍｍ、１．３３ｍｍ。７１
东南大学硕尘学位论文５．４．７格巧刚度的影咱８Ｉ１４麵＝丐Ｊ５００ｋＮ／ｍｆ堂２＝Ｊ１０００ｋＮ／ｍｆ——＝Ｊ２０００ｋＮ／ｍ［１Ｉ１ＱＩ■■Ｉ■Ｉ■ｔ０王０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ圍５．１５路堤表面竖向位孩发展变化曲线３．０Ｉ２■．５三Ｈ２－．０复＾－？舊ｙｋ■ｆｊ辜１巧ＯＯＭｍ．０／、———－＝／Ｊ１０００ｋＮ／ｍ０－．５／，——Ｊ＝２０００ｋＮ／ｍＩ１｜￡＿日Ｉ—Ｉ１—Ｉ．—Ｉ—１—Ｉ—．—Ｉ—－００１０００２０００３０００４０００５０００嚴动次数Ｎ困５．１６路堤坡脚水平位替发展变化巧线图５．１５与图５．１６给出了格栅抗拉刚度分别为５００ｋＮ／ｍ、ｌＯＯＯｋＮ／ｍ、２０００ｋＮ／ｍ时，路堤表面中必坚向位移及坡脚水平位移随循环荷载振动次数的发展变化曲线。从图中可Ｗ看出，路堤衷面竖向位移及坡脚水平位移均随着格栅抗拉刚度的增加而逐渐减小。这是因为格栅可，减少振动荷载对王拱的破坏Ｗ起到稳定±拱结构的作用，并且这种稳定作用随着格栅抗拉刚度的增加而得到増强；此外，格栅与周围±体的摩擦嵌固作用也会随其抗拉刚度的増大而増强。在循环荷载作用５０００次后，路堤表面的竖向位移量分别为６．７８ｍｍ、６．４５ｍｍ、６．３０ｍｍ。２－路堤坡脚的水平位移分别为．３３ｍｍ、２．２１ｍｍ、２．１７ｍｍ。相对于未采用植网复合地基加固处．理的工况，路堤表面的竖向位移依次减小了８４２％、８５．０％、８５．３％，坡脚的水平位移依次减７８．６％、７９．７％、８０小了．１％。７２
第五章刚性巧承式加筋路堤动力特性分析５乂８输载频率的影巧８－１４蠢＇—ｆ種言节乂＾（》户——誦＾ｆＳＨｚＩ户１麵？—仁ｌＯＨｚ—￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣０４ＩＩＩＩ．．ＩＩＩＩ０１０００２０００３０００４０００５０００振动次數Ｎ巧５．１７路堤表面竖向位移发展变化曲线２．５１２．－０＾？己＇感／ｆ，■这１．０／《［１＝２Ｈ争杉ｆｚ＾＝ｆ５Ｈｚ０？．５／＝Ｉ——ｆ１０ＨｚＩ—￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣０？ｉＩＩ■．０＋ＩＩＩＩＩ０１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ巧５．１８巧巧巧曲Ｉ水平位移发展变化曲钱、２ｚ５化、ｌＯＨｚ，竖图５．１７与圈５．１８给出了当振动荷载的频率分别为Ｈ、时路堤表面中也向位移及坡脚水平位移随循环荷载振动次数的发展变化曲线。从图中可Ｗ看出，路堤表面竖，向位移及坡脚水平位移均随着振动荷载频率的增大而逐渐减小。这是因为频率越低单个振次荷载作用的时间越长，传递到软±层的总能量越大，从而増加了±体的压缩变形。循环荷４７４ｍｍ４．１１ｍｍ０００．４５、．、。载作用５次后，路堤表面的竖向位移量分别为６ｍｍ路堤坡脚的水２．２１ｍｍｍｍ１．６５ｍｍ。平位移分别为、１．８４、７３
东南乂学硕±学位论文５．４．９动应为幅值的巧１０一＜８，一９■＇６．追－一？一繼４：：：：／：若■？？＝２？７００ｋＰａｐ——＝．ｐ１０００ｌ（扣０王０００２０００３０００４０００５０００振动次數Ｎ图５．巧路巧表面竖向位移发巧变化曲线３．５■３．０—２．．５１３２■．０，——＝５００ｋＰａＰ５１０？ｉ／■——二７００ｋＰａＰＱ．－５？—＝：ｌＯＯＯｋＰａｆｐ—￣￣—０￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣－０＋．．．．．Ｉ．１ｉ，０１０００２０００３０００４０００５０００振动次数Ｎ图５．２０晚运坡脚水平位巧发展变化曲巧图５．１９与图５．２０给出了循环荷载最大动应力分别为５００ｋＰａＰ、７００ｋａ、ｌＯＯＯｋＰａ时，路堤表面中必竖向位移及坡脚水平位移随循环荷载振动次数的发展变化曲线。从图中可Ｗ看出，路堤表面竖向位移及坡脚水平位移均随着循环动应力的增大而逐渐増大。这是因为相同振次作用下，动应力水平越高，地基王积蓄的振动能量越大，导致其压缩量随之増加。循环荷载５０００作用次后，路堤表面的竖向位移量分别为４．９６ｍｍ、６．４５ｍｍ、８．９１ｍｍ。路堤坡脚的水１．７４ｍｍ、２．２１ｍｍ、２９７ｍｍ平位移分别为．。５．５本章小结本章通过建立粧承式加筋路堤的二维弹塑性动力有限元模型，对比分析了粧体模量、软±模量、粧长、粧间距、路堤島度、±工格栅抗拉刚度、动荷载频率与幅值等参数对巧承式加筋路堤工作巧能的影响。主要得到Ｗ下结论：７４
第五窜刚性巧承式加庙路堤动力特性分析１．与软±地基未加固处理的计算结果相比，刚性粧承式加筋路堤形式能有效控制交通荷载引起的路堤动力沉降变形，增强路堤的整体稳定性。２．路堤表面中也的竖向位移与振动次数近似呈幕函数关系，而坡脚的水平位移随振动次。数的变化规律呈双曲线关系，尤其低路堤情况下坡脚的水平位移更为明显３．路堤表面中必的坚向位移与坡脚水平位移均随着枯体模量、软王模量、巧长、路堤高度、格栅抗拉刚度及循环荷载频率的増加而呈非线性减小，随粧间距与动应力水平的增大而逐渐增大。７５
第五章结论与展望第六章结论与展望６．１论文主要研究成果刚性枯承式加筋路堤具有施王速度快，、处理深度大、路堤侧向变形及Ｘ后沉降小等优点在软±地区高速公路与铁路建设中得到了广泛的应用。由于涉及到路堤填料、粧、粧间王与加筋体之间的相互作用，粧承式加筋路堤的承载与变形机制十分复杂，理论研究仍然落后于工程实践。本文基于室内模型试验、理论推导与数植模拟相结合的方法，分别对静静载与动载作用下刚性巧承式加筋路堤的工作机制进行了研究：。本文的主要工作与研究成果如下１．通过开展具有不同长径比的六组刚性单粧复合地基模型试验，研究了刚性植复合地基的沉降特性与荷载传递规律，根据模型试验成果，推导出考虑巧、±、垫层相互作用的刚性巧复合地基粧±应力比简化计算方法。：，并与试验数据进行对比验证所得主要结论如下（１）－Ｓ刚性单植复合地基的Ｐ曲线为缓降形，减沉效果明巧。巧径相同时，复合地基的（Ｌ／Ｄ）的增加近似呈线性递减沉降量随粧体长径比。（２）在荷载水平较低时，植±应力比和植体荷载分担比均随着上部荷载的増加而増大，随后逐渐趋于稳定，粧径相同时，粧王应力比随着粧体长径比（粧长）的增加而增大。（３）随着端阻效应的发挥，植体向下卧层产生刺入变形，粧端周围±体中的附加应力Ｕｉ巧端为中也，向外围逐级扩散递减，形成类似球孔状的分布模式，亦称为粧端效应。（４）垫层的调节作用使征、王先后共同参与承载，巧体向上刺入垫层，使得巧身轴力与巧侧摩阻力的分布形式发生变化，粧身上部出现负摩阻力，本次试验中测得的中性点约位于距巧顶化１倍粧长处。，且其位置在加载过程中相对岡定一（５）有限元模型计算结果与模型试验所揭示的规律基本致，试验数据验证了本文巧±，，便于工程设计应用应力比简化公式的合理性所提公式较为简洁。２．结合粧承式加筋路堤与刚性柱复合地基荷载传递与变形规律的己有研究成果，Ｗ简单实用为导向，分别给出了路堤王拱效应、水平加街体受力变形、巧体加固区变形的分析评价模型，建立了刚性粧承式加筋路堤的实用设计方法，通过与王程实测数据的对比表明总结和提出的设计计算方法具有较高的计算精度，可为实际工程设计提供参考。３．采用本文第Ｈ章所提出的设计计算方法，分析了粧体荷载分担比、粧七应力比、格栅应变与拉力、粧间±沉降折减比与粧端刺入量随路堤填料内摩擦角、路堤高度、地基±基床系数：、格栅抗拉刚度的变化规律。得到Ｗ下结论一（１）对于同面积置换率，巧体荷载分担比随着路堤高度的增加而逐渐增大，路堤高度较小时，驻体荷载分担比增加明显，之后逐渐趋于稳定，说明±拱效应转移荷载的能力随路堤填筑高度的增加而逐渐稳定。７６
第六韋结论与展望（２）路堤填±的成拱能力与其内摩擦角密切相关，内摩擦角越大，填料的成拱能力越强，±拱结构越稳定，在相同条件下能够将更多的荷载转移至枯体。实际工程中应尽量选用内摩擦角较大的路堤填料。（３）水平加筋体的拉膜效应随抗拉刚度与路堤离度的増大而得到増强，随路堤填±内摩擦角与地基基床系数的增大而逐渐减弱。（４）粧端向下卧层的刺入量随路堤高度、填料内摩擦角和加筋体抗拉刚度的增大而增加，路堤高度变化对植端刺入量的影响最为显著。４．通过建立弹塑性动力有限元模型，分析循环荷载作用下粧承式加筋路堤表面竖向位移与坡脚水平位移的发展变化规律，重点讨论了路堤高度、粧间距、粧长、粧体模量、软±模量：、格栅抗拉刚度、动荷载频率与幅值变化的影响化制。得到Ｗ下结论（１）与软±地基未加固处理的计算结果相比，刚性粧承式加筋路堤型式能有效控制交通荷载引起的路堤工后沉降变形，増强路堤的整体稳定性。（２）路堤表面中也的竖向位移与振动次数近似呈幕函数关系，而坡脚的水平位移随振动次数的变化规律呈双曲线关系。尤其是低路堤坡脚的水平位移更加显著。（３）路堤表面中必的竖向位移与坡脚水平位移均随着枯体模量、、软王模量、巧长路堤高度、格栅抗拉刚度Ｗ及循环荷载频率的增加而呈非线性减小，随粧间距与动应力水平的增大而逐渐増大。６．２不足与展望１，、哪性粧复合地基中巧体向垫展与下卧层的刺入变形对其承载与变形性能有重要影响可Ｗ通过可视化模型试验研究巧体的上、下刺入机制。２、水平加筋体的设置对路堤填料内±拱效应的影响机理，Ｗ及如何在设计计算理论中体现尚需深入研究。３、在粧承式加筋路堤的动力有限元分析中，应开发出能更加准确地反映循环荷载作用下＿十．体动力特性的本构模型，并考虑流固羯合效应。７７
东南大学硕女学位论文＃考文巧－．刚性柱复合地基工作特性分析町岩±力学２０００，引４：巧５３化川傅景探宋二样，（）２池跃君巧二祥．、王、．工程力学２００３［］沈伟，，考虑柱垫层协同作用的刚性巧复合地基沉降计算方法［Ｊ］，，－２０２．（）：３６４２－．Ｃ防姑复合地基沉降计算方法研究．２００２１７：１０８４１０８６Ｐ，郑尝石力学与工程学报，２（）］董必昌俊杰机，Ｉ－４Ｊ．、上应力比分析２００３２２４．［巧吉福路堤下复合地基粧岩石力学与工程学报：６７４６７７，，（）［可ｔｒ－５Ｃｈｅｎｉｅｓｒｔｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｎｆｔｓｏｉｌｓｕｎｄｅｒ］民ＰＣｈｅｎＹＭＨａｎＪ．Ａ出ｅｏｒｅｉｃａｌｓｏｌｕｔｉｏｎｆｏｌｕｐｐｏｅｄｅｓｏ［，，ｐｏｎｅ－ｄ－ｉｍｅｎｓｉｏｎａｃｏｍｒｅｓｓｉｏｎＣａｎＧｅｏｔｅｃｈＪ２００８４５；６１１６２３．ｌｐ＾］．，，６．［目伟华滲林昌．刚性粧复合地基巧±应力比计算方法ｍ东南大学学报（自然科学版）２０１３４３３：，，（）］，－６２４６２８．７赵明华，何腊平张玲．基于荷载传递法的ＣＦＧ粧复合地基沉降计算岩上力学２０１０３１３）：［］，，，（８３９－８４４．８．２０１１３３５：［］何宁，粪炎路堤荷载下刚化抽复合地基的设计计算方法研究［化岩±工程学报，，（）－７９７８０２．［９］池跃君，宋二样，高文新，等．刚性搞复合地基承载及变形特性试验硏究ｍ．中国矿业大学学报，２００１，３－１５：２３７２４１．（）．．１０雷金波，２０１０巧８：，陈从新带帽刚性粧复合地基现场足尺试验研究ｍ岩。力学与工程学报，［］（）－．１７１３１７２０－－［Ｕ．秘承式路堤±拱效应分析化中国公路学报２００４１７４：６］陈云敏贾宁陈仁朋）１，，，（－．．１Ｃｈｅ打ＲＸｕＺＺＣｈｅｎＹＭｅｔａｌＦｉｅｌｄｔｅｓｔｓｏｎｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｖｅｒｓｏｆｔｉｍｉｎｄＪＪ，，［］［＾ｐｐｐｇ－Ｇｅｏ化ｃｈｅｏｅｎｖｏｎｎ．ＧｉｒＥｇ１０，１％：７７７７８５，２０巧）－．网加固拓宽路堤±拱效应试验研巧．１３目伟华缪林昌，王非等枯Ｊ岩±力学２０１３３４：［］，，［］，，巧）２３－１６２３２２．－－Ｌ．ＭｉｕＨＮＣＷＷＦｅｉＫＰｅｒ拓ｒｍａｎｃｅｏｆａｅｏｒｉｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｏｗｒｓｏｆｔ［ｋ，］ｇｇｇｐｐｐ－ｃｌａｔ．ｅｏｔｅｃｈｉＥｎ３口８３．：ｃａｓｅｓｕｄＪＪＧＧｅｏｅｎｖｒｏｎ７１３：１４１４９３ｙｙ［呂，２００，（）］．．［１５郑俊杰军马强等路桥巧渡段粧承式加筋路堤现场试验研究Ｊ岩主工程学报２０１２３４２：］，张，，［］，，（）３５５－３６２．．Ｗ．１６ＴｅｒｚａｈｉＫ．１片６〇化１山３１ｓｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓＮｅｗＹｏｒｋｉｌｅ１９４３［，，］ｇｙ－ｌ．ｌｅｉｎｆｏ．１７］ＧｕｉｄｏＶＡＫｎｅ叩ｅＪＤＳｗｅｅｎＭＡＰａｔｅｌｏａｄｉｎｇｔｅｓｔｓｏｎｅｏｒｉｄｒｒｃｅｄｅａｒｔｈｓＩａｂｓＣＰｒｏｃ说ｄｉｎｓ，，［］［ｐｙ呂ｇｇ’ｏｆ－ｔｈｅＧｅｏｓｉＵｈｅｔｉｃｓ８７ＮｅｗＯｒｌｅａｎｓ１９８７２１６２１５．ｙ，，，－１８Ｈｅｗ．．ｌｅｔＷＪＲａｎｄｏｌｈＭＦ．ＡｎａｌｓｉｓｏｆｉｌｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓＪＧｒｏｕｎｄ巨ｎ１％８２１３１２１８［］，，（：，ｐｙｐ［］ｇ）１９ＬｏｗＢＫＴａｎＳＫａｎｄＣｈｏａＶ．Ａｒｃｈ．巧９４ｉｎｉｎｉｌｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔＪＧｅｏｔｅｃｈ巨ｎ１２０１１：［］，ｇｇｐ＾］ｇ，，（）７８
参考文献－１９１７１９３８．ＰＯ良％００６．Ｃｏｄｅｏｆｒａｃｔｉｃｅｆｏｒｓｔｒｅｎｔｈｅｎｅｄ／ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｓｏｉｌｓａｎｄ０化ｅｒｆｉＨｓ．ＢｒｈｉｓｈＳｔａｎｄａｒｄｓＩｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎ，２０１０］ｐｇ２１Ｍａｒｓｔｏｎｎｄｅｒｓｏｎ，Ｔｈｅｔｈｅｏｏｆｌｏａｄｓｏｎｉｅｓｉｎｄｉｔｃｈｅｓａｎｄ化ｓｔｓｏｆｃｅｍｅｎｔａｎｄｄａｄｒａｉｎｔｉｌｅａｎｄ［］ＡＡＡＯｒ，ｙｐｐｙｓｅｗｅｒｉｅＲ］，ＢｕｌｌｅｔｉｎＮｏ．３１ＩｏｗａＥｎｉｎｅｅｒｉｎＥｘｅｒｉｍｅｎｔＳｔａｔｉｏｎ，Ａｍｅｓ，Ｉｏｗａ，１９１３．ｐｐ［，ｇｇｐ２２ＥＢＧＥＯ．Ｒｅｃｏｍｍｅｎｄａｔｉｏｎｓｆｏｒｄｅｓｉｎａｎｄａｎａｌｓｉｓｏｆｅａｒｔｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｕｓｉｎｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｓ［］ｇｙｇｇｙ－ＥＢＧＥＯ２０．，１１［２３］曹。平．粧承式路堤±拱效应及基于性能的设计方法研巧［Ｄ］．杭州：浙化大学，２００７．ｎｔｈｅｔ－２４ＨａｎＪａｎｄＧａｂｒＭＡ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｓｉｓｏｆｅｏｓｉｃｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄｅａｒｔｈｌａｔｆｏｒｍｓｏｖｅｒ［］ｙｇｙｐｐｐｐ－ｓｏｆｔｓｏｉｌＪ．ＪＧｅｏｔｅｃｈＧｅｏｅｎｖ４．ｉｒｏｎＥｎ２００２１２８１：４５３［］ｇ，，（）－２５ＨＪ－ｕａｎｇ．Ｃｏｕｌｅ过ｍｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄｈｄｒａｕｌｉｃｍｏｄｅｌｉｏｆｎｔｈｅｔｉｃｒｅｆｏｄｃｏｌｕｍｎｏｒｔｅｄｎｉ打ｒｃｅｓｕ［］ｐｙｇｇｅｏ巧ｐｐｅｍｂ抓ｋｍ州ｔｓＤ．ＰｈＤ化ｅｓｉｓＵｎｉｖｅｎｉｔｏｆＫ抑ｓａｓ２００７．［，］，ｙ＂＂ｈａｎ－ｌ．ｉｉｗｄｕｎｄ２６ＬａｉＨＪ之ｈｅｎＪＪＺＪｅｔａＤＥＭａｎａｌｓｓｏｆｓｏｉｌａｒｃｈｎｇｉｔｈｉｎｅｏｒｉｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｒｅｉｎｆｏｒｃｅ，，，［］ｇｇｙｇｇ－－ｌ－山ｈ．ｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄｅＴｎｂａｎｃｍｅｎｔｓＪＣｏｍＧｅｏｔｅｃ２０１４６１：１３２３ｐｐｐ［］ｐ，，７ＨａｎＪｈａｎｄａ－口］ＢｒｉＡａｎｄＷａｎＦ．ＤＥＭａｎａｌｓｉｓｏｆｓｔｒｅ巧ｅｓａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓｏｆｅｏｒｉｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ，，ｇｙｇｇ－ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｖｅｒ．．ｉｌｅｓＪＩｎｔＪＧｅｏｍｅｃｈＡＳＣＥ２０１２１２；３４０３５０［］，，，ｐ２８郑俊杰汉江董友扣等．Ｊ．，赖，，巧承式路堤承载特性颖粒流细观模拟［］华中科技大学学报（自然科学［］版）２０２４０－４７．１（Ｈ：４３，，）－ｕｄｅ２９．Ｓｏ‘．ＤｅｌｍａｓｌｓｒｅｎｆｏｒｃｅｓａｒｅｏｓｎｔｈｅｔｉｕｅｓｒｅｍｉｅｒｅｓｅｔｓＤＵｎｉｖｅｒｓｉｔｏｆＧｒｅｎｏ村ｅＦｒａｎｃｅ１９７９［］［］，，ｐｇｙｑｐｙＪｔ－３０Ｇｌ．ｓｉｌａｅｓ化ｅｔｉｃｏｖｅｒｌｉｄｓ．ｉｒｏｕｄＪＰ日ｏｎａａｒｔｅ民ＢｅｅｃｈＦ，ａＤｅｎｏｆｓｏｄｒｅｏｎｓｓ化ｍｓｉｎｖｏＪ［］，ｐ，ｅｇｙｇｙｙｙｇ［］Ｇｅｏｔｅｘ－ｔＧｅｏｍｅｍｂｒ９９０：１９ｌｌｌ５０．，＞（）３１ＡｂｕｓｈａｒａｒＳＷ，ＺｈｅｎＪＪＣｈｅｎＢｔａｌ，Ａｓｉｍｌｉｆｉｅｄｍｅ化ｏｄｆｏｒａｎａｌｓｉｓｏｆａｉｌｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ［］ｇ，Ｇｅｐｙｐ－ｒｅｒｃｅｄ．．ｉｎｆｏｗ她ｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｓＪＧｅｏｔｅｘｔＧｅｏｍｅｍｂｒ２００９２７：３９５２，，ｇｙ［］ｈｕａｎＫＹｉＨＬ．ｉｍｌｉｆｉｅｄｍｏｄｅｌ化ａｎａｌｚｅｔｈｅｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｉｌｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ［３２ＺＹＷａｎａｎｄＬｕＡｓｉＪ．］ｇ，ｇｐｙｐ［］－Ｇｅｏ４１．ｔｅｘｔＧｅｏｍｅｍｂｒ２０１４４２；６５１５，，－－．网复合地基工后沉降的薄板理论解［Ｊ．２００２５．辟］饶为圍１４：２３２７，江辉煌，侯成华粧］水利学报，（）张军．．３４，郑俊杰马强路堤荷载下双向填强体复合地基受力机理分祈Ｊ岩±工程学报２０１２［］，［］，，３２９－（）：１３９２１３９８．［３５］赵明华，刘猛，张锐，等．路堤荷载下双向增强复合地基荷载分担比及沉降计算［Ｊ］．岩十工程学报，－２０．１４，３６１２：２１６１２１６９（）６Ｈｅ－ｌｌＶｉｌｌａ．ｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｂｉｓａｎｄｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｓＮｕｍｅｒｉｃａｌａｎｄｅｅｉｍｅｎｔａｌ［３ＬｅｏＢａｎｄｒｄＰＥｌｅｘｒ］，，ｙｐｇｙｐ－ｓｔｕｄ．ｉｅｓｄｅａｌｉｎｗｈｈ化ｅｔｒａｎｓｆｅｒｏｆｌｏａｄｏｎ化ｅｓｏｉｌｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｙＥｎｉｎｅｅｒｉｎＧｅｏｌｏ２００９０６：８．ｇ１７９１］ｇｇｇｙ，，［３７］费康，陈毅，王军军．加瓣形式对巧承式路堤Ｔ作性状影响的试验研究ｍ．岩±工程学报，２０１２，３４－（１２）：２３１２２３１７，－３８黄博下浩陈舌敏．高速列牛荷载作用的动Ｈ轴试验模拟［Ｊ．岩±工程学报２０１３３２０１．，１：１９５［］，，］，口）７９
东南大学硕－上学位论文－毅等．９］雷华阳，姜岩．交通荷载作用下结构性软±动应力动应变关系试验研究Ｊ岩石力学与口，陆培［］－工稍学报．，２００８２７（增１：３０５２３０５７，）４０ＦｒａｎｃｅＪＷＳａｎｒｅＤＡ．ＥｆｆｅｃｔｓｏｆｄｒａｉｎａｅｉｎｒｅｅａｔｅｄｌｏａｄｉｎｏｆｃｌａｓＪ．ＪＧｅｏｔｅｃｈＥｎＡＳＣ巨１９７７［］，ｇｙｇｐｇｙ［］ｇ，，，０３－：７６９７８５．１（７）－４１周建．．，糞晓南循环荷载作用下饱巧软粘±应变软化硏究巧．±木工程学报２０００３３５：＾８２，，（）［］４２益群，黄雨叶为民等．地铁列车荷载作用下隧道周围±体的临界动应力比和动应变分祈叫．岩［］唐，，－２００３２２９．石力学与工程学报：１５６６１５７０，（，）－４ｔｓｕ．ｓｓｅａｓｏ－ｉＴＯｈａｒａＨａｎｄＩｔｏＴＣｃｌｉｃｓｔｒｅｓｓｔｒａｉｎｈｉｓｔｏｒａｎｄｈｒｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｆＣ］ＪＪＧｅｏｔｅｃｈＥｎ［引Ｍａ，ｙｙ巧［］按－ＡＳＣ巨１９８０．１１０１１１２０．，４ｈａｒａＳａｎｄＭａｔｓｕｄａＨ．Ｓｔｕｄｎ１：ｈｅｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｏｆｓａｔｕｒａｔｅｄｄａｌａｅｒｉｎｄｕｃｅｄｂｃｃｌｉｃｓｈｅａｒ［Ｊ．Ｓｏｉｌｓａｎｄ［叫Ｏｙｏｙｙｙｙ］＾Ｅ２８－ｏｕｎｄａｔ：１ｉｏｎｓ１９８８３０３ｉｎ．，，（）－４５Ｖｕｃｅｔｉｃ．ｌｉｔｈｌｔｉｉｔｄ．ＭＣｃｃｒｅｓｈｏｄｓｈｅａｒｓｒａｉｎｓｎｓｏｌｓＪ．ＪＧｅｏｅｉＥｎＡＳＣＥ１９９４１２０１２：２２０８２２２８［］ｙ［］ｇ，，，（）周建？．４６循环荷载下饱和软粘±特性研究［巧．術江大学１９９８［］，［４７］ＹａｓｕｈａｒａＫ，ＹａｍａｎｏｕｃｈｉＴＨｉｒａｏＫ．Ｃｃｌｉｃｓｔｒｅｎｔｈａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｎｏｒｍａｌｌｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｅｄｃｌａ［Ｊ］．，ｙｇｙｙＳｏ－ｉｌｓａｎｄＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｓ，１９８２，２２３）：７７９１．（４８许才军周红波．不排水循环荷载作用下饱和软粘±的孔压増长模帮Ｊ．勘察科学技术１９９８１：［］，［］，，（）７－１３．［４９］唐益稱，李巧，刘莎，等．地铁行车荷载作巧下撇泥质黏±累积特性的试验妍究［Ｊ］．工程地质学报，９４－２０：４６０４６６．１１１（），５０ＨｄｅＡＦＬＹａｓｕｈａｒａ－ｗａＫａｎｄＨｉｒａｏＫ，ＳｔａｂｉｌｉｔｃｒｉｔｅｒｉａｆｏｒｍａｒｉｎｅｃｉａｕｎｄｅｒｏｎｅｃｃｌｉｃＩｏａｄｉｎ，［Ｊ］．Ｊ［］ｙｙｙｙｙｇ－ＧｅｏｔｅｃｈＥｎ１９９３－，１巧１１：１７７１１８８９ｇ，（）ＢｒｏｗｎＳＦＡｎｄｅｒｓｅｎＫＨａｎｄＭｃＥＩｖａｎＪ．ＴｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｄｒａｉｎａｅｏｎｃｃｌｄｉｎｏｆｃｂＣ－巧ｉｃｌｏａ［］口。，ｇｙｇｙＰｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆ９化ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎ括ｒｅｎｃｅｏ打ＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＦｏｕｎｄａｔｉｏｎＥｎｉｎｅｅｒｉｎＴｏｋｏ１９７７Ｖｏｌ．２ｇｇｇ，ｙ，，：－１９５２００．５ｈ化ａｓｈｉ１．Ｋａｗａｍｕｄｈａｉ．ｆｔｏｆｉｎｉｔｉａｌｈｅａｏｎｉｂｓ．巧ＩｓｒａＭａｎＢｔａＳＥｅｃｓｒｃｃｌｃｅｈａｖｉｏｒｏｆａｎｄＪＪｏｕｒｎａｌｏｆ［］［ｙ－ＧｅｏｔｉｃａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎ９８５１１９：１３９５１４１２．ｅｃｈｎｇｇ１１２，，（）５３ＬｅｆｅｂｖｒｅＧＰｆｅｎｄｌｅｒＰ．Ｓｔｒａ．Ｊ［ｉｎｒａｔｅａｎｄｒｅｓｈｅａｒｅｆｆｅｃｔｓｉｎｃｃｌｉｃｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｓｏｆｔｃｌａＪＧｅｏｔｅｃｈＥｎ，［］］ｐｙｙｇ，－：．１９９６１２２１２１２６，（）５４ＴａｎＫａｎｄＶｕｃｅｔｉｃＭ．ＢｅｈａｖｉｏｒｏｆｍｅｄｉｕｍａｎｄｌｏｗｌａｓｔｉｃｈｃｌａｓｕｎｄｅｒｃｃＨｃｓｉｍｌｅｓｈｅａｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓＣ］．［］ｐｙｙｙｐ［＊Ｍｅｘ－Ｐｒａｃ．４Ｉｎｔ．Ｃｏｎｆ．ＯｎＳｏｉｌＤｎａｍｉｃｓａｎｄＥａｒｔｈｕａｋｅＥｎｉｎｅｅｒｉｎｉｃｏＣｉｔＭｅｘｉｃｏ巧８９３１．ｙｑｇｇ，ｙ，１１４２，，５５王常晶云敏．Ｊ］．，陈交通荷载引起的静偏应力对炮和软粘±不排水循环性状影响的试验研究［］岩±工［－程学报２００７２９：１．１１７４２１７４７，，（）一５６、Ｊ．试验研究．自然［李校兵，王军，吴延平初始剪应力对饱和软粘±静动力学性能影响］灾害学报］［，２００９－１８３：１１７１２２．，（）８０
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东南大学硕ｉ：学位讫文致谢时光在巧，匆匆之间Ｈ年的研究生学习即将结束，。在论文完成之际内也充满了不舍与感激，谨向所有关也和帮助过我的人表示最诚擎的谢意。。首先，感谢导师凌林昌教授在研究生学习期间，凌老师给予Ｔ我科研上的指引与生活、上的帮助。论文从选题，、试验到写作与修改都得到了缪老师耐屯的指导。缪老师务实的工、作作风严谨的治学态度和渊搏的专业知识使我受益匪浅，是我终身学习的榜样。感谢师弟林海山、王佳奇在模型试验过程中的鼎力相助，是你们让实验室充满了欢声笑，是你们的聪明才智让试验得Ｗ顺利进行语，没有你们的无私付出，试验将很难完成。感谢师兄骆俊辉，石文博对论文修改提出的宝贵意见。感谢岩±所刘松玉教授，洪振舜教授，杜延军教授，方磊教授，石名磊教授，邓永锋教授，章定文教授，经緋副教授，季鹏副教授，陈芭南副教授，童立元副教授，蔡国军副教授，刘志彬副教授，王非老师，张国柱老师及岩±所所有老师Ｈ年来给予的帮助与指导。感谢宋锦虎，王正兴，目伟华，王冉冉，王曼，王婷婷，周贻蠢，黎光兴，尤俭，董冬冬等同口师兄弟姐妹在求学期间的陪伴与鼓励。感谢５１４的室友郑旭，刘楷，李伟，感谢１２，莫洪韵，李沛，廖存刚，沈敏怡，，，，级的同学颜世明，方伟刘兆鹏沈杰杨溢军曹智国，吴子龙，刘娟，姜爽，薄燈琳，与你们相处的Ｈ年时光里充满了欢乐，我将永远珍藏这段美好的回忆。一感谢父母的养育之恩，圧是你们，给我了不断、女友的无私奉献直Ｗ来的支持与鼓励！前进的动力和勇气，你们辛苦Ｔ最后，感谢各位专家在百忙么中参加我的学位论文评审与答辩工作。寺來苗２０１５年３月于岩±馆８２
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