桩承式加筋路堤承载性状研究

广东工业大学硕士学位论文（工学硕士）植承式加筋路堤承载性状研究屈江龙二？一五年五月 １１８４５分类号：：学校代号ＵＤＣ：密级：学号：２１１１２０９０１０广东工业大学硕士学位论文（工学硕士）被承式加筋路堤承载性状研究屈江龙指导教师姓名、职称：张建龙副教授专业或领域名称：土木工程城通報学生所属学院：±力－工Ｓ论文答辩日期：２０１５年５月３０日 ＡＤｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎＳｕｂｍｉｔｔｅｄｔｏＧｕａｎｇｄｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｙｇｙｆｏｒｔｈｅＤｅｒｅｅｏｆＭａｓｔｅｒｇ（ＭａｓｔｅｒｏｆＥｎｉｎｅｅｒｉｎＳｃｉｅｎｃｅ）ｇｇＳ－ｔｕｄｏｎＢｅａｒｉｎＣｈａｒａｃｔｅｒｓｏｆＰｉｅＳｕｏｒｔｅｄｙｇｌｐｐａｎｄＧｅｏｓ－ｙｎｔｈｅｔｉｃｓＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓＣａｎｄ：ｉｄａｔｅＱｕＪｉａｎｇｌｏｎｇＳｕｐｅｒｖｉｓｏｒ：ＺｈａｎｇＪｉａｎｌｏｎｇＭａ２０１５ｙＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌａｎｄＴｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＧｕａｎｇｄｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＧｕａｎｚｈｏｕＧｕａｎｄｏｎＰ．Ｒ．Ｃｈｉｎａ５１０００６ｇ，ｇｇ，， ｉｍ摘要桩承式加筋路堤作为一种较为新型的地基处理方法，在许多新建或改扩建高速■公路工程中得到了广泛的应用。同传统的地基处理方法相比，桩承式加筋路堤能够有效减小加固Ｅ软弱土层的压缩变形及侧向滑动，从而有效地控制路基的沉降与差异沉降及侧向变形，做到快速填筑，缩短施工工期，特别适用于需快速施工或对工后沉降与差异沉降有严格要求的工程。但是桩承式加筋路堤涉及路堤、加筋体、桩（帽）和原。，始地基之间的相互作用，使得其承载性状变得十分复杂研宄相对滞后目前尚未有相应的设计规范或成熟的设计理论，大多实际工程依靠经验进行设计，。有时设计计算结果与工程实际情况存在较大的出入，容易引发工程事故本文即针对某釆用桩承式加筋路堤进行高速公路软基处理的失败案例展开分析研宄，寻找产生问题的原因，并有针对性地进行方案优化。首先，在对以往学者研究成果进行调研学习的基础之上，选用较为成熟的理论方法对实际工程的沉降与承载力进行了分析。沉降计算时，通过路堤填土中的土拱效应、、加筋体的拉膜效应桩土间的共同作用及桩端持力层的支撑作用分别建立微分方程，并结合各部分交界处的应力和位移连续性条件，使用Ｍａｔｌａｂ计算软件求解得到路堤沉降和桩土差异沉降及桩身轴力与桩侧摩阻力的数值与分布规律。承载力计算时，在传统复合地基承载力计算理论的基础之上，考虑了路堤填土压力及加筋塾层的增强作用，并得出各部分承载力的贡献值。其次，针对本论文的工程实例，采用岩土与隧道有限元专用软件ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ一ＮＸ三维计算模型建立，并与理论计算结果进行对比，验证建模与模型参数取值的合理性之后，针对实际工程中的问题，从路堤变形、桩土沉降、格栅拉力和柱身受力与变形四个方面进行分析，得出桩体荷载分担不够大，桩间土体承担过大的路堤荷载，加固区软弱土层产生过大的竖向与侧向变形，边桩承受过大的剪力和弯矩而出现毁桩。最后，就问题产生的可能原因，，通过变换布桩方案得出不同布柱方案下，路堤变形、桩土沉降、格栅拉力和桩身受力与变形的变化规律。通过对数值模拟结果的分析，提出优化方案：保持Ｉ区桩间距不变，将桩径增大到０．４ｍ，桩长增加到２３ｍ０ｍＩＩ；保持１１区最外侧三排桩的桩径和桩长不变，将桩间距减小到２．；Ｉ区与Ｉ 广东工业大学领士学位论文区过渡桩体桩间距为２．４ｍ０．３ｘ１１２３ｍ。，桩径为，桩长为关键词：软土地基；桩承式加筋路堤；承载力；沉降；数值模拟ＩＩ ＡｂｓｔｒａｃｔＡｂｓｔｒａｃｔＡｓａｒｅｌａｔｉｖｅｌｙｎｅｗｔｙｐｅｏｆｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｒｅａｔｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｅｏｓｔｈｅｔｉｃｓ，ｇｙｎ－ｒｅｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｉｌｅ－ｓｕｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎａｒｅｗｉｄｅｌｕｓｅｄｉｎｍａｎｎｅｗｏｒｒｅｎｏｖａｔｉｏｎｉｐｐｐｔｓｙｙａｎｄｅｘａｎｓｉｏｎｏｆｔｈｅｈｉｈｗａｒｏｅｃｔ．Ｃｏｍａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌｍｅｔｈｏｄｏｆｐｇｙｐｊｐｆｏｕｎｄａｔｎａｍｅｎｅｏ－ｅｒｅ－ｏｒｔｍｂｉｏｔｒｅｔｔｓｎｔｈｅｔｉｃｓｒｉｎｆｏｃｅｄａｎｄｉｌｓｕｅｄｅａｎｋｍｅｎｔｓｃａｎ，ｇｙｐｐｐｒｅｄｕｃｅｓｏｆｔｓｏｉｌｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔａｒｅａｏｆｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎａｎｄｌａｔｅｒａｌｓｌｉｄｉｎｇａｎｄｃａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｃｏｎｔｒｏｌｓｕｂｓｉｄｅｎｃｅａｎｄｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓｓｕｂｇｒａｄｅｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎｄｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ，ａｎｄｃａｎａｃｈｉｅｖｅｒａｐｉｄｆｉｌｌｉｎｇａｎｄｓｈｏｒｔｅｎｔｈｅｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｐｅｒｉｏｄ，ｅｓｐｅｃｉａｌｌｙｓｕｉｔａｂｌｅｆｏｒｔｈｅｎｅｅｄｆｏｒｒａｐｉｄｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｏｒｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｆｔｅｒｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓ，ｔｈｅｒｅａｒｅｓｔｒｉｃｔ－－ｒｅｕｉｒｅｍｅｎｔｓｏｆｔｈｅｒｏｅｃｔ．Ｂｕｔｇｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｐｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄｑｐｊｐｐｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓａｎｄｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｓｉｎｖｏｌｖｅｓｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｅｏｔｅｘｔｉｌｅｉｌｅｃａａｎｄｏｒｉｉｎａｌ，ｇ，ｐ（ｐ）ｇｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ，ｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｔｒａｉｔｓｂｅｃｏｍｅｖｅｒｙｃｏｍｐｌｅｘ．Ｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｉｓｌａｇｉｎｂｅｈｉｎｄ，ｇｇｔｈｅｒｅｉｓｎｏｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｄｅｓｉｇｎｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎｓｏｒｄｅｓｉｇｎｔｈｅｏｒｉｅｓｃｕｒｒｅｎｔｌｙＭｏｓｔｌ，ｙＲｅｌｉｅｄｏｎｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅｄｅｓｉｎＴｈｅｄｅｓｉｎａｎｄｅｎｉｎｅｅｒｉｎｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓａｒｅｎｏｔｔｈｅｇ，ｇｇｇｓａｍｅｓｏｍｅｔｉｍｅｓ，ｗｈｉｃｈｅａｓｉｌｙｌｅａｄｓｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｃｃｉｄｅｎｔ．Ａｇａｉｎｓｔａｇｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｐｉｌｅ－ｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｅｘｐｒｅｓｓｗａｙｓｏｆｔｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｒｅａｔｍｅｎｔｆａｉｌｕｒｅｓａｒｅｓｅａｒｃｈｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｉｎｔｈｉｓａｅｒｔｈｅｒｅａｓｏｎｗｈｉｃｈｃａｕｓｅｒｏｂｌｅｍｓｉｓｆｏｕｎｄ，ｐｐ，ｐ，ｔｈｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ．Ｆｉｒｓｔｌｂａｓｉｎｏｎｔｈｅｒｅｖｉｏｕｓａｃａｄｅｍｉｃｒｅｓｅａｒｃｈｒｅｓｕｌｔｓａｍｏｒｅｍａｔｕｒｅｙ，ｇｐ，ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｒｏａｃｈｉｓｃｈｏｓｅｎｔｏａｎａｌｙｚｅｔｈｅｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎｄｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｐｐａｃｔｕａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．Ｗｈｅｎｃａｒｒｙｉｎｇｏｎｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ，ｂｙａｒｃｈｉｎｇｅｆｆｅｃｔｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｌｌｔｈｅｅａｒｔｈｕｌｌｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｏｆｔｈｅｍｅｍｂｒａｎｅｅｆｆｅｃｔｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ，ｐ，ｂｅｔｗｅｅｎｓｏｉｌａｎｄｐｉｌｅｐｉｌｅｔｉｐｂｅａｒｉｎｇｌａｙｅｒｓｗｅｒｅｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｔｏｓｕｐｐｏｒｔｔｈｅｒｏｌｅｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌｅｑｕａｔｉｏｎｓ，ａｎｄｃｏｍｂｉｎｅｄｗｉｔｈｓｔｒｅｓｓａｎｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｏｎｔｉｎｕｉｔｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓａｔｔｈｅｕｎｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅａｒｔｓＴｈｅＭａｔｌａｂｃｏｍｕｔｉｎｓｏｆｔｗａｒｅｉｓｕｓｅｄｔｏｓｏｌｖｅｔｈｅｖａｌｕｅｏｆ．ｊｐｐｇｔｈｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔａｎｄｓｏｉｌｓｕｂｓｉｄｅｎｃｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｉｌｅａｎｄａｘｉａｌｆｏｒｃｅｐａｎｄｌａｔｅｒａｌｆｉｉｃｔｉｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ．Ｉｎｔｈｅｃｏｎｖｅｎｔｉｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｂｅａｒｉｎｇｃａａｃｉｔｐｙｃａｌｃｕｄｈｔａｃｃａｌｃｕｌａｉｉｄｅｒｈｍｌａｔｅｏｎｔｅｂａｓｉｓｏｆｈｅｏｒｙｔｈｅｃａｉｔｔｏｎｃｏｎｓｓｔｅｅｎｈａｎｃｅｅｎｔｏｆ，ｐｙＩＩＩ 广东工ｉｋ大学领士学位论文ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｌｌｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｕｓｈｉｏｎｔｈｅｃｏｎｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓｔｏｔｈｅｖａｌｕｅｏｆｅａｃｈｐ，ａｒｔｏｆｔｈｅｂｅａｒｉｎｃａａｃｉｔｙａｒｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ．ｐｇｐＳｅｃｏｎｄｌａａｉｎｓｔｔｈｅｒｏｅｃｔｅｘａｍｌｅｓｉｎｔｈｉｓａｅｒｔｈｅｄｅｄｉｃａｔｅｄｓｏｆｔｗａｒｅｙ，ｇｐｊｐｐｐ，一ＮＸｉｎｅｏｅｃｈｎｉｃａｌｅｌ－ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳｇｔａｎｄＴｕｎｎｉｓｕｓｅｄｔｏｂｕｉｌｄａｔｈｒｅｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｍｏｄｅｔｒｉｃｌｒｅｔｓｒｗｉｔｔｈｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｃａｌｃｔｉｔｈｅｍｌｉｎｌｈｅｎｕｍｅａｓｕｌａｒｅｃｏｍａｅｄｈｅｕｌａｏｎｏｄｅ，ｐ，ｇａｎｄｐａｒａｍｅｔｅｒｏｆｒａｔｉｏｎａｌｉｔｙｉｓｖｅｒｉｆｉｅｄ．ＡｇａｉｎｓｔＰｒａｃｔｉｃａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｐｒｏｂｌｅｍｓ．ｅｎｔｄｅｆｏｒｍａ－Ｅｍｂａｎｋｍｔｉｏｎａｎｄｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｏｆｉｌｅｓｏｉｌｓｔｒｅｓｓｔｅｎｓｉｏｎａｎｄｉｌｅｒｉｌｌｐ，ｐｇｓｅｒｉｏｕｓｌｙＦｏｒｃｅａｎｄＤｉｓｌａｃｅｍｅｎｔｉｓａｎａｌｚｅｄ．Ｔｈｅｉｌｅｅｆｆｉｃａｃｉｓｎｏｔｂｉｅｎｏｕｈｗｉｌｌｐｙｐｙｇｇｃａｕｓｅｔｈｅｓｏｉｌｂｏｒｎｅｔｏｏｌａｒｇｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄｂｅｔｗｅｅｎｐｉｌｅｓａｎｄｓｏｆｔｓｏｉｌｅｘｃｅｓｓｉｖｅ，ｖｅｒｔｉｃａｌａｎｄｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｉｎｔｈｅｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔａｒｅａｓｕｂｅｃｔｔｏｅｘｃｅｓｓｉｖｅｓｈｅａｒａｎｄ，ｊｍｏｍｅｎｔｅｍｅｒｇｅｎｃｅｒｕｉｎｅｄｉｌｅａｎｄａｐｅａｒｒｕｉｎｅｄｉｌｅｉｎｉｌｅｓｉｄｅ．ｐｐｐｐＬａｓｔａａｉｎｓｔｔｈｅｏｓｓｉｂｌｅｃａｕｓｅｓｏｆｔｈｅｒｏｂｌｅｍｓｔｈｒｏｕｈｔｒａｎｓｆｏｒｍｉｎｃｌｏｔｈｉｌｅ，ｇｐｐ，ｇｇｐｒｏｒａｍｏｂｔａｉｎｅｄｔｈｅｃｈａｎｅｌａｗｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓｔｒｅｓｓａｎｄｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｏｆｐｇ，ｇ，ｉｌｅａｎｄｓｏｉｌｒｉｄｔｅｎｓｉｏｎｆｏｒｃｅｏｆｉｌｅｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｃｌｏｔｈｉｌｅｒｏｒａｍ．Ａｄｖａｎｃｅｄｐ，ｇ，ｐｐｐｇｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｔｈｒｏｕｇｈｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓａｎａｌｙｓｉｓ：ＫｅｅｐｉｎｇｔｈｅｉｌｅｓａｃｉｎｐｐｇｏｆｒｅｇｉｏｎＩｃｏｎｓｔａｎｔ，ｉｎｃｒｅａｓｅｓｔｈｅｐｉｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｔｏ０．４ｍａｎｄａｄｄｔｈｅｐｉｌｅｌｅｎｇｔｈｔｏ２３ｍ；ＫｅｅｐｉｎｇｔｈｅｐｉｌｅｄｉａｍｅｔｅｒａｎｄｌｅｎｇｔｈｏｆｒｅｇｉｏｎＩＩｃｏｎｓｔａｎｔ，ｒｅｄｕｃｅｄｔｈｅｐｉｌｅｓｐａｃｉｎｇｔｏ２．０ｍ；Ｔｈｅｄｉａｍｅｔｅｒ，ｓｐａｃｉｎｇａｎｄｌｅｎｇｔｈｏｆｔｈｅｐｉｌｅｂｅｔｅｗｅｎｒｅｇｉｏｎＩａｎｄＩＩｉｓ０．３ｍ，２．０ｍａｎｄ２３ｍ．ｗｏｒｄ－－Ｋｅｙ：ＳｏｆｔｆｏｕｎｄａｔｉｏｎＧｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｓｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ；ｙｐｐｐ；Ｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙ；Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ；ＮｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎＩＶ ￡￡目录ｍｍＩＡｂｓｔｒａｃｔＩｌｌＶ－ｍｍｔｍｉ１．１弓１Ｉ言１２．２研宄背景和意义１２．２．１研宄背景１．２．２研宄意义３１４．３桩承式加筋路堤国内外应用与研究现状１．３．１工程应用现状４１．３．２理论研究现状５１．３．３试验研宄现状８１．１０．３４数值模拟研宄现状１．３．５桩土共同作用研究现状１２１４１３．本文主要的研宄内容第二章柱承式加筋路堤的沉降与承载力分析１５２．１引言１５２２１５．桩承式加筋路堤沉降分析２６．２．１模型建立与基本假定１２．２．２路堤荷载传递分析１７２．２．３加筋垫层的分析２０２．２．４桩帽间整平层分析２２２．２．５加固区分析２２２．２．６下卧层分析２４２２．３桩承式加筋路堤的承载力分析８２２８．３．１下承桩体复合地基承载力Ｖ 广东工业大学领士学位论文２．３．２路堤边坡填土压力作用增加的承载力２９２２９．３．３加筋塾层增加的承载力２．４本章小结３１第三章桩承式加筋路堤的理论计算分析３３３．１引言３３３．２文献［４］工况计算结果对比３３３．２．１工程概况３３３．２．２工程地质条件３４３３４．２．３计算结果对比３工程沉降与承载力理论计算．３本文３６３．３．１工程概况３６３３７．３．２工程地质条件３．３．３沉降计算３７３３８．３．４承载力计算３．４本章小结３９第四章被承式加筋路堤的有限元分析４０４．１引言４０４．２ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ简介４０－４ＭＩＤＡＳ１．３ＧＴＳ中常用本构模型简介４－４．３．１ＭｏｈｒＣｏｕｌｏｍｂ本构模型４１－４ｅｒ４２．３．２ＤｒｕｃｋｅｒＰｒａｇ本构模型－４４４．３．３ＣａｒａＣａｌｙ本构模型４４５．４桩承式加筋路堤的有限元分析模型４．４．１模型的建立４５４．４．２模型单元类型与计算参数４７４．４．３施工阶段模拟４９４．４．４模型验证４９４．４．５计算结果分析５０４６１．５本章小结第五章桩承式加筋路堤的布被优化分析６２ＶＩ ￡￡５．１弓６２ＩＷ５６３．２变换桩长５．２．１路堤变形６３５．２．２桩土变形６５５．２．３格栅受力６６５．２．４桩身受力与变形６８５．３变换桩径７１５．３．１路堤变形７１５．３．２桩土变形７２５．３．３格栅受力７４５３４７５．．桩身受力与变形５７９．４变换桩间距５．４．１路堤变形７９５．４．２桩土变形８０５８２．４．３格栅受力５．４．４桩身受力与变形８３５．５优化方案结果８５５．５．１路堤变形８６５８６．５．２桩土应力与变形５．５．３格栅受力８７５．５．４桩身受力与变形８７５８．６本章小结８结论与展望８９辦８９展望９０参較＾＾９１攻读学位期间科研成果９６学位论文独创性声明９７学位论文版权使用授权声明９７隨９８ＶＩＩ 广东工业大学领士学位论文一ＣｏｎｔｅｎｔｓＡＢＳＴＲＡＣＴＩｌｌＣｈａｐｔｅｒ１Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ１ＬＩＩｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ１１．２Ｂａｃｋｇｒｏｕｎｄａｎｄｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅｏｆｒｅｓｅａｒｃｈｔｏｉｃｓ２ｐ１Ｂａｃｋｒｏｕｎｄｏｆｒｅｓｅａｒｃｉｃｓ２．２．１ｇｈｔｏｐ１．２．２Ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅｏｆｒｅｓｅａｒｃｈｔｏｐｉｃｓ３１．３ＲｅｓｅａｒｃｈｓｔａｓｕｓｏｆＧＲＰＳａｔｈｏｍｅａｎｄａｂｒｏａｄ４１．３．１Ｐｒｅｓｅｎｔｓｉｔｕａｔｉｏｎｏｆｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎａｌｉｃａｔｉｏｎ４ｇｐｐ１３Ｐｎｔｉｔｔｉｔｈｉ５．．２ｒｅｓｅｓｕａｏｎｏｆｅｏｒｅｔｃｒｅｓｅａｒｃｈ１．３．３Ｐｒｅｓｅｎｔｓｉｔｕａｔｉｏｎｏｆｅｘｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｅａｒｃｈ．．．．８ｐ１．３．４Ｐｒｅｓｅｎｔｓｉｔｕａｔｉｏｎｏｆｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｅａｒｃｈ１０１．３．５Ｐｒｅｓｅｎｔｓｉｔｕａｔｉｏｎｏｆｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｅａｒｃｈ１２ｌＡＴｈｅｍａｉｎｒｅｓｅａｒｃｈｃｏｎｔｅｎｔｓｏｆｔｈｉｓｔｈｅｓｉｓ１３Ｃｈａｐｔｅｒ２ＳｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎｄｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔａｎａｌｓｉｓｏｆＧＲＰＳ１５ｙｙ２ｉ１５－１Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｏｎ２．２ＳｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎａｌｓｉｓｏｆＧＲＰＳ１５ｙ２ｔ６．２．１Ｍｏｄｅｌｅｓｔａｂｌｉｓｈｍｅｎｔａｎｄｂａｓｉｃａｓｓｕｍｐｉｏｎｓ１２．３．２Ａｎａｌｙｓｉｓｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄｔｒａｎｓｆｅｒ１７２．３．３Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｕｓｈｉｏｎｌａｙｅｒ２０２．３Ａｎａｌｓｉｓｆｏｒｌｅｖｅｌｉｎｌａｅｒｏｆｉｌｅｃａ２２．４ｙｇｙｐｐ２．５Ａｎａｌｓｉｓｏｆｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｒｅａ．３ｙ２２２．２．６Ａｎａｌｙｓｉｓｆｏｒｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｏｆｂｏｔｔｏｍｌａｙｅｒ２４ａｃｔＲＰＳ８２．３ＢｅａｒｉｎｇｃａｉａｎａｌｓｉｓｏｆＧ２ｐｙｙ２．３．１Ｂｅａｒｉｎｃａａｃｉｔｏｆｒｉｎｉｌｅｉｔｆｔｉ２８ｇｂｅａｃｏｍｏｓｅｏｕｎｄａｏｎｐｙｇｐｐ２．３．２Ｉｎｃｒｅａｓｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｂｔｈｅｆｉｌｌｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｌｏｐｅ．．２９ｙ２．３．３Ｉｎｃｒｅａｓｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｕｓｈｉｏｎｌａｙｅｒ２９２．４Ｓｕｍｍａｒｙｏｆｔｈｉｓｃｈａｔｅｒ３１ｐＣｈａｐｔｅｒ３ＣａｌｃｕｌａｔｉｏｎｆｏｒｂｅａｒｉｎｇｃａａｃｉｔａｎｄｄｉｓｌａｃｅｍｅｎｔｏｆＧＲＰＳ３３ｐｙｐＶＩＩＩ Ｃｏｎｔｅｎｔｓ３．１Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ３３３ＴｈｅｒｌｃｏｎｔｆＬｉｅｒａｕｅｆｏｒｃｉｔｉ．２ｅｓｕｔｓｒａｓｔｏｔｔｒｕｏｎｄｏｎ３３３２１Ｐｒｏｅｃｔｒｆｉｌｅ３３．．ｊｏｐ３．２．２Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｅｏｏｌｏｉｃａｌｃｏｎｄｉｔｉｏｎ３４ｇｇ３．２．３Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｃｏｎｔｒａｓｔ３４３．３ＴｈｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆＳｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎｄｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｆｏｒｔｈｉｓａｒｔｉｃｌｅ．．３６３．３．１Ｐｒｏｅｃｔｒｏｆｉｌｅ３６ｊｐ３３２Ｅｎｉｎｅｅｒｉｎｅｏｏｌｏｉｃｌｃｉｔｉｏｎ３７．．ｇｇｇｇａｏｎｄ３．３．３Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ３７ｔｔ３．３．４Ｃａｌｃｕｌａｉｏｎｏｆｂｅａｒｉｎｇｃａａｃｉｙ３８ｐ３．４Ｓｕｍｍａｒｏｆｔｈｉｓｃｈａｔｅｒｙｐ．．．３９Ｃｈａｔｅｒ４ＦｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｓｉｓｏｆＧＲＰＳ４０ｐｙ４１Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ４０．４．２ＩｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎｏｆＭｉｄａｓ／ＧＴＳ４０４Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎｏｆｃｏｍｍｏｎｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅｍｏｄｅｌｉｎｉｄａｓ／ＧＴＳ１．３Ｍ４４－ｃｏｎｓｔｕｔｅｍｏｄｅ．３．１ＭｏｈｒＣｏｕｌｏｍｂｉｔｉｖｌ４１４－．３．２ＤｒｕｃｋｅｒＰｒａｇｅｒｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅｍｏｄｅｌ４２Ｃａ－Ｃ４ｌａｃｏｉｕｉｖｅｍｌ４．３．３ｍｙｎｓｔｔｔｏｄｅ４４ｅｅｎｔａｎａｓｓ．４ＦｉｎｉｔｅｌｅｍｌｙｉｍｏｄｅｌｏｆＧＲＰＳ４５４．４．１Ｅｓｔａｂｌｉｓｈｏｆｍｏｄｅｌ４５４ｉｌｃｌｍｌ．４．２Ｔｈｅｕｎｔｔｅａｎｄｃａｕａｔｉｏｎａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｏｄｅ４７ｙｐｐ４．４．３ＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｔａｇｅ４９ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎｏ４．４．４Ｔｈｅｆｍｏｄｅｌ４９４．４．５Ａｎａｌｓｉｓｏｆｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ５０ｙ４．５Ｓｕｍｍａｒｏｆｔｈｉｓｃｈａｔｅｒ６１ｙｐＣｈａｐｔｅｒ５ＣｏｌｌｏｃａｔｉｏｎｏｆｉｌｅｓｏｔｉｍｉｚａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｏｆＧＲＰＳ６２ｐｐ５．１Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ６２５．２Ａｄｊｕｓｔｈｅｌｅｎｇｔｈｏｆｔｈｅｐｉｌｅ６３５．２．１Ｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ６３５．２．２Ｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｉｌｅａｎｄｓｉｏｌ６５ｐＩＸ 广东工业大学领士学位论文５．２．３Ｔｈｅｆｏｒｃｅｏｆｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｅｏｒｉｄ６６ｐｇｇ５．２．４Ｔｈｅｆｏｒｃｅａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｉｌｅ６８ｐ５．３Ａｄｊｕｓｔｔｈｅｓｐａｃｉｎｇｏｆｔｈｅｉｌｅ７１ｐ５．３．１Ｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎ７１５．３．２Ｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｉｌｅａｎｄｓｉｏｌ７２ｐ５．３．３Ｔｈｅｆｏｒｃｅｏｆｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｅｏｒｉｄ７４ｐｇｇ５．３．４Ｔｈｅｆｏｒｃｅａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｐｉｌｅ７５ｔ５．４Ａｄｕｓｔｔｈｅｄｉａｍｅｅｒｏｆｔｅｉｌｅ７９ｊｊｐ５１ｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎａｌｓｉｓｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎ７９．４．Ｔｙ５．４．２Ｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｉｌｅａｎｄｓｉｏｌ８０ｐ５．４．３Ｔｈｅｆｏｒｃｅｏｆｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｅｏｒｉｄ８２ｐｇｇ５．４．４Ｔｈｅｆｏｒｃｅａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｉｌｅ８３ｐ５．５Ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ８５５ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎａｌｓｉｓｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ８６．５．１Ｔｈｅｙ５５２Ｔｈｔｒｄｅｆｒｍａｔｉｏｎｏｆｉｌｅａｎｄｓｉｏｌ８６．．ｅｓｅｓｓａｎｄｏｐ５ｆｏｒｃｅｏｆｓｔｅｅｌｌｓｔｉｃｅｏｒｉｄ８７．５．３Ｔｈｅａｐｇｇ５．５．４Ｔｈｅｆｏｒｃｅａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｉｌｅ８７ｐ５．６Ｓｕｍｍａｒｙｏｆｔｈｉｓｃｈａｐｔｅｒ８８ＣｏｎｃｌｕｓｉｏｎａｎｄＥｘｐｅｃｔａｔｉｏｎ８９８９１．Ｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎ２．Ｅｘｐｅｃｔａｔｉｏｎ．．．９０Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ９１Ｐａｐｅｒｓｐｕｂｌｉｓｈｅｄｄｕｒｉｎｇｓｔｕｄｙｉｎｇｆｏｒｍａｓｔｅｒｄｅｇｒｅｅ９６ａｎｎｏｕｎｃｅｍｅｎｔ９７ＯｒｉｇｉｎｌＡＯｒｉｉｎｌａｎｄＡｕｔｈｏｒｉｚｅｄｕｓｅｏｆｒｇａＣｏｐｙｉｇｈｔ９７Ａｃｋｎｏｗｌｅｄｇｅｍｅｎｔ９８Ｘ 第一章绪论第一章绪论１．１引言（ｅｏｓｎｔｈｅ－－桩承式加筋路堤ＧｙｔｉｃｓＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄＰｉｌｅＳｕｐｐｏｒｔｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ简称ＧＲＰ一一Ｓ路堤）通常釆用两种形式，第种采用在桩（般采用刚度较大的桩，如ＰＣ管桩、ＰＴＣ管桩、ＰＨＣ管桩及钻孔桩等）顶设置桩帽的方式，增加承载面积，，以达到良好的经济效果并尽可能地放大桩间距，此外，在路堤填土与桩帽之间设一置层或多层加筋体垫层，通过路堤填土中的土拱效应和加筋垫层中筋材的拉膜效应将大部分的路堤荷载传递到桩体，再由桩体传递到下卧土层中。第二种采用不带桩帽的柔性桩复合地基一一（般桩径较第种大），主要釆用ＣＦＧ桩、低强度素混凝土桩等，合理地选择垫层材料和加筋体材料、垫层厚度及调整桩间距，可尽可能多１【１地将路堤荷载转移到柱体上。土丄格栅Ｎ．填土层碎石鋳层Ｘ．ＸＴ＼ｙ７＾７ＴＴＴ桩帽软土层桩体持力层图－１１桩承式加筋路堤示意图－－Ｆ１ｏｎｔｔｃ－ｔｉｇ．１Ｇｅｓｙｈｅｉｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄｒｉｌｅｓｕｐｐｏｒｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｄｉａｇｒａｍ桩承式加筋路堤自上而下由路堤填土、水平加筋体和垫层、桩（帽）、桩间土及－。持力土层等几部分组成，如图１１所示进行软土地基处理时，对于釆用ＰＨＣ管桩１ 广东工业大学领士学位论文等刚性桩的桩承式加筋路堤而言，桩体的弹性模量远大于桩间软土，在上部路堤荷载的作用下，桩体的压缩变形量远小于桩间软土的压缩变形量，在桩与桩间土之间产生差异沉降，使得桩间软土上部的路堤填土相对于桩帽顶部的路堤填土向下移动，由于后者对前者的约束作用，促使路堤填土内部产生剪切应力而发生主应力的重新一，方面分布进而在路堤填土内部形成土拱。在桩承式加筋路堤中，，通过土拱效应将大部分荷载转移到桩帽顶部一方面一，水平加筋体的拉膜效应进；另步将上部路堤荷载向桩帽顶部转移，桩帽上分担的荷载通过桩体传递到持力土层，大大减小了桩间软土承担的荷载，上部荷载在桩帽顶部进行分摊后，通过桩土之间的相互作用，在加固区形成复合地基，从而起到增强软土地基承载力和控制沉降变形的作用。１．２研究背景和意义１．２．１研究背景随着我国经济的快速发展，原有的交通体系己经不能适应国民经济的发展和人民生活水平提高的速度，为此，国家投入大量的资金进行交通基础设施的建设。高速公路具有运输能力强、安全性高、行进速度快等优点，能大幅度地提高现代化物流运输的效率，，促进国民经济更好更快地发展高速公路的建设成为缓解交通运输压力的首选。２０１３年６月，我国的高速公路里程己达９．６万公里，其中国家级高速公路约７万公里，在全球范围内位居前列。按国家高速公路网（７９１８网）规划的要求，预计到２０２０年，我国将会完成８．５万公里高速公路建设的目标。从国家高速公路网规划的路线来看，这些将建的高数公路主要分布在我国的中东部地区，更具体的说是在经济发展迅速。、交通物流需求量特别大的东南沿海地区在上述地区新建或改扩建高速公路，时常碰到软土层较厚的情况，在进行深层一软土路基加固时，需满足以下３个点：（１）定的有效加固深度，即桩长需要进入一、定深度，并根据荷载条件沉降控制标准和使用等级确定桩端是否需要进入持力（２），避；（３）层；防止路堤边缘破坏免路堤水平滑动、剪切破坏或地基隆起过大２【１确保路堤沉降控制在公路沉降等级要求的范围以内。现有的浅层软土地基处理方法由于自身的局限性，无法同时满足以上三点要求，从而产生利用刚性桩或柔性桩结合土工格栅。、桩帽等进行软土路基加固的复合地基模式桩承式加筋路堤在国内２ 第一章绪论外的应用越来越广泛，但是到目前为止，国内外还没有形成成熟可靠的设计计算方法，大多数工程设计主要以经验设计为主。珠海某高速公路即采用带帽刚性桩承式加筋路堤进行软土路基加固处理，软基经过加固后并未达到预期的效果，路堤竖向。沉降量及侧向变形过大，路面出现大量沿路堤纵向发展的裂缝为了探索问题产生的原因及进行优化处理，需对带帽刚性桩承式加筋路堤的承载性状进行分析研究。１．２．２研究意义一我国东南沿海地区存在大范围的软土，软土具有三高低（含水量高、孔隙比大、压缩性高、抗剪强度低）的特点。因此要在软土路基上修建高速公路必须先解（１）决以下问题：提高路基的承载力和保证路基的稳定性，以满足路堤填筑的要求；（２）减小路堤总沉降、差异沉降和侧向变形，控制工后沉降在允许的范围之内；（３）使路堤的填筑以较快的速度进行，缩短工期，节约成本。由桩承式加筋路堤的组成部分可知，桩承式加筋路堤具有以下特点：（１）具有桩体、塾层、排水、挤密、加筋、防护等综合功能；（２）沉降相对较小（大部分在施工期内完成），工后沉降较小且易于控制，有效减小差异沉降；（３）应用于路基工程中能有效地控制路基的侧向变形；（４）大幅度提高路基的承载力，可以较为快速地在激泥质土等天然软弱土层上填筑路堤（５）；釆用较大的桩间距，按沉降控制进ＰＩ行设计和施工，有效地降低工程建设成本。因此，在近年来的高速公路建设中受到较为广泛的应用。桩承式加筋路堤中，由于桩体和桩间土体刚度差异较大，在路堤荷载的作用下，桩间软土上部的路堤填土与桩帽上部的路堤填土之间存在相对位移，路堤荷载向桩体转移，在路堤填土中形成土拱，桩体承担了大部分的路堤荷载并将这部分荷载传递到持力土层，有效地减小路堤的沉降。此外，加筋垫层与桩体的共同作用能有效地控制路堤的侧向变形，提高路堤的整体稳定性，在路堤填筑时无需分期填筑，大大加快施工进度，缩短施工工期。因此，对需要在软土路基上快速进行路堤填筑施工，同时对沉降控制要求较高的工程中，特别适合采用桩承式加筋路堤。针对本文中的工程实例出现的问题，对其可能的引发原因进行分析研究，并进行加固方案优化，为类似工程提供参考。３ 广东工业大学项士学位论文１．３桩承式加筋路堤国内外应用与研究现状１．３．１工程应用现状一上世纪８０年代，桩承式加筋路堤最初在国外的些公路和铁路工程中得到了应ｔｔ用：ａｎｓｅｄ，较为典型的工程实例有伦敦第三大国际机场（Ｓ机场）铁路连接线的拓宽工程、日本北海道石狩河的堤岸改造工程、巴西圣保罗北部的公路拓宽工程及荷兰的部分高速公路工程等。桩承式加筋路堤在上述工程中的应用主要集中在以下几方面（１）软土地基上的路堤拓宽工程，能够有效地解决新老路堤拼接时两则之间的不均句沉降问题，以解决不均匀沉降引起的桥头；（２）桥头相邻路基的处理、跳车问题，通过调整桩长桩间距及桩帽尺寸等在刚性桥梁段与柔性路堤段之间形一成过渡段，从而控制路面的不均勾沉降３）道路和铁路般路段的软土地基处理，；（控制道路的沉降及确保路堤边坡的稳定；（４）软土地基上挡墙、涵洞及储油罐等结－１２构物的基础处理，满足结构物对沉降和差异沉降的要求。工程应用示意图如图所示。／新路堤／旧路堤＼＾？ｌＩＩａ）道路拓宽软基处理ｂ）桥头相邻路基处理ａＳｕｂｒａｄｅｔｒｅａｔｍｅｎｔｏｆｒｏａｄｗｉｄｅｎｉｎｂＳｕｂｒａｄｅｔｒｅａｔｍｅｎｔｏｆｂｒｉｄｅ）ｇｇ）ｇｇ．？．．ｚ＼ｚＩＩ＼筋材ＪＵＵ一ｚ￣￣￣￣￣￣￣￣￣＂＂一，－：：：７ｒ７ｆＴ崖５８＾８８８８８８８８８运１上工格栅Ｔ．ｊ—）堅层Ｉ…ｍｉｉＰｉｉ筋－＇Ｂｊｑ拼ｔ＇ｘｍ：＊ｔＳ有＿？耐ＳＳｆ土１１瞧泥和點土■Ｉ卜Ｃ）铁路软基处理ｄ）挡土墙软基处理ＣＳｏｆｔｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｒｅａｔｍｅｎｔｄＳｏｆｔｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｒｅａｔｍｅｎｔ））ｏｆｒａｉｌｗａｙｏｆｒｅｔａｉｎｉｎｇｗａｌｌ４ 第一章结论中线Ｐ軸ｈＺ４＾支脚储油箱加筋体￣￣：加筋体＼．Ｌｚｚｚｚｚｚｚｚｉｆｙ土ＩＩＩ１１＋ｆＩｉｌｌｔｔ—丨ｋ泥土搅拌桩中密实砂和碎石层ｅ新建道路软基处理０大型储油罐软基处理）ｅＳｏｆｔｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｒｅａｔｍｅｎｔｆＳｏｆｔｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｒｅａｔｍｅｎｔ））ｏｆｎｅｗｒｏａｄｏｆｌａｒｇｅｓｔｏｒａｇｅｔａｎｋ图－２桩承式加筋路堤工程应用１示意图Ｆ１－２ＡＲＰＳｔｉｇ．ｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆＧｅｍｂａｎｋｍｅｎｉｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ国内桩承式加筋路堤的应用时间较晚，１９９９年首次大规模地应用于沪杭甬高速一公路一期拓宽工程，鉴于期工程的良好处理效果，桩承式加筋路堤相继应用于该项目的二期和三期工程。此后，桩承式加筋路堤在国内公路新建和改扩建工程中得到广泛的应用，如沪宁高速公路拓宽工程、申嘉湖杭高速公路（浙江段）、申苏浙院高速公路、甬台温高速公路（平阳段）、宁波至金华高速公路（宁波段）、京珠高速公路（广东段）、台州至错云高速公路、宁波绕城高速公路西段、杭州至浦东高速公路、杭州湾跨海大桥南岸和北岸连接线工程、在新建高速公路中桩承式路堤主要应用于处理软土较深厚的桥头、通道、涵洞等结构物相临路段，以有效调整桥头等结构物相临路段的不均勻沉降，解决桥头跳车的通病。国内所采用的桩型主要为预制的预应力管桩，部分高速公路中也采用现饶圆形沉管灌注桩、现绕Ｙ形沉管灌注桩、现绕簿壁筒柱等。１．３２．理论研究现状一上世纪八十年代，桩承式加筋路堤首先应用在国外的些高速公路和铁路工程中，经过３０多年的发展，特别是近几年的迅速发展。在广大学者坚持不懈的研宄下，一些计算模型才有了现有的、可供参考的规程及相关的经验算法。早期对桩承式加筋路堤的理论研宄主要是基于土拱理论和薄膜理论，桩承式加筋路堤有关土拱效应的设计理念源自于Ｍａｒｓｔｏｎ、Ａｎｄｅｒｓｏｎ提出的埋管模型（１９１３）和Ｔｅｒｚａｇｈｉ（１９４３）通过６活动门试验提出的Ｔｒｅｎｃｈ模型［］。５ 广东工业大学硕士学位论文１９１３年，Ｍａｒｓｔｏｎ．Ａ基于散体材料的极限平衡条件提出了计算地下埋管上竖向＇土压力的模型ｔｉ基于Ｍａｔ。１９９０年Ｊｏｎｅｓｒｓｏｎ的地下埋管模型，在假定水平加筋体变形模式及上部路堤填土的临界高度为１．４倍的桩（帽）净距的情况下，提出了柱承式加筋路堤的设计计算方法，该法后来被英国人写进了英国规范ＢＳ８００６。目前，该方法作为桩承式加筋路堤最为完善的设计计算方法，在实际工程的设计中得到了广泛的应用。ｗ１９４３年Ｔｅｒｚａｇｈｉ通过Ｔｒａｐｄｏｏｒ试验，建立了平面土拱模型的计算方法。由试验可知：当Ｔｒａｐｄｏｏｒ发生向下的微小位移时，图中ａｂｅｄ区域内的土体会自动向下移动，Ｔｒａｐｄｏｏｒ周围的土体则不动，在这两部分土体之间接触面上的剪应力使作用在Ｔｒａｐｄｏｏｒ上的土压力减小，作用在Ｔｒａｐｄｏｏｒ周围的土体上的土压力增大。同时Ｔｅｒｚａｇｈｉ指出，在Ｔｒａｐｄｏｏｒ上部２Ｄ宽度以上的土体即不会受此影响。Ｇｕｉｄｏ等（１９８７）通过模型试验结果，认为桩承式加筋路堤的土拱为正四棱锥形，桩间土体只承担其上部正四棱锥形的土体荷载，其余荷载由柱体承担。Ｃａｒｌｓｓｏｎ（１９８７）等则假定为楔形土拱模型，并提出了临界高度的概念，并假定临界高度约为６１１桩帽净距的１．８７倍，在此高度以上的路堤荷载都将由柱体承担。Ｐ】１９８８年Ｈｅｗｌｅｔｔ＆Ｒａｎｄｏｌｈ采用无粘性砂土做填土，按正方形布桩进行桩承式ｐ加筋路堤的模型试验，依据试验得到的沉降变形特点提出了三维圆（穹顶）拱模型，Ｈｅｗｌｅｔｔ和Ｒａｎｄｏｌｐｈ假定球形土拱拱顶或平面土拱拱脚处的土体单元处于极限状态，并在此假定下推导出了柱体荷载分担比的计算公式。Ｇｉｒｏｕｄ等（１９９０）首次提出薄膜理论，并以Ｔｅｒｚａｇｈｉ的Ｔｒｅｎｃｈ土拱理论为基础，在考虑水平加筋体的拉膜效应的情况下，提出了不考虑桩（帽）间土体支撑作用的。加筋路堤土拱效应计算方法ａｒｓｓｏｎｎｉ。早期拉膜效应较为典型的计算方法主要有：Ｃｌ基于三角形（四棱锥）土拱模型，提出了二维平面加筋体最大挠度及拉力的计算公＇式ａｔｅｎａｒＪｏｎｅｓｉｉ；Ｃｙ法又称悬链线法，等研宄发现，在路堤荷载的作用下，水平加筋体的变形曲线为悬链线，由于最大沉降量与桩（帽）净距相比较小，建议釆用二２＝Ａ（：次抛物线进行近似计算：＾ｙ（ｚ）＋５ｚ＋：。同时Ｊｏｎｅｓ经过推导得到了水平加筋１１［１体的应变及拉力计算公式瑞典计算法，；假定桩间土承担的上部路堤荷载为楔形°３（ｒ，土体高度…２ｔａｎｌ５楔形土体顶角为／，并假定水平加筋体只承担楔形部分土体的荷载；英国规范ＢＳ８００６不考虑桩间土体的支撑作用，提出了桩承式加筋路堤中水平加筋体拉力的计算公式。６ 第一章绪论近年来，桩承式加筋路堤的理论研究主要围绕柱（帽）与桩（帽）间土体的桩土应力比（《或桩体的荷载分担比（五的计算。基于路堤填土的土拱效应和水平加），国内外学者提出了许多改进计算方法筋体的拉膜效应：在Ｊｏｎｅｓ的基础上，饶为国和赵成刚（２００２）考虑水平加筋体和桩间土的相互作用，从柱网复合地基网单元的受力平衡出发，对桩网复合地基应力进行分析，推导２＂１此外２００２出了水平加筋体的拉力和桩土应力比的计算公式，饶为国等认为加；（）“”筋垫层的变形性状与梁板相似，将加筋垫层视作薄板ｅｒ，并基于薄板理论和Ｗｉｎｋｌ一弹性地基模型，推导出了桩网复合地基的工后沉降计算公式１４１刘吉福１将带帽桩承式路堤处理范围内的加固区地基及其上部的路堤填土等效为圆柱体，其中柱帽范围内以上路堤填土为内土柱，外侧桩帽间土体上部路堤填土。为外土柱，并假定为轴对称问题进行研究此外，刘吉福由等沉面处桩帽顶上部与桩间土体上部填土沉降相等，给出了等沉面高度的计算公式，但需要进行迭代计，因此建议采用ＢＳ８００６规范中的等沉面高度计算公式进行取值，算，过程过于复杂－１．４ｓ即广ａｏ（）Ｃｏｌｌｉｎ２００４指出采用双层或多层加筋体的垫层时，加筋垫层的性能类似于板或（）“”１１５１ｌｕｅｔ等认为采用。梁，Ｆ梁、板系统比完全柔性的加固效果好德国教授Ｋ：ｅｍｐｆｅｒｔ（２００２）考虑到土拱曲率的变化，提出了多拱理论分析模型进ｍＫｅｍｒｔ行单元体竖向静力平衡分析得出了桩顶（帽）平面与柱间土应力比。此外，ｐｆｅ等（２００４结合下限塑性解、模型试验和数值模拟的结果提出了低路堤情况下的应力）折减系数Ｓｒ（定义为水平加筋体顶面的平均应力与路堤荷载和路面超载引起的竖向平均应力之比）的计算公式，并采用弹性嵌固膜理论计算水平加筋材料的应力和应１６１１变，但计算结果较真实值偏大。Ｈｅｗｌｅｔｔ等的土拱效应计算方法假定土拱拱顶或拱脚土体单元处于极限状态，陈云敏等一２００４则认为拱顶和拱脚的土体单元并不是直处于极限状态，而是与路（）堤填土的高度，、填料的性质及桩间距等因素有关基于单桩等效处理范围内路堤填一５Ｈｅｗｅ土体自身的受力平衡，通过引入个系数对传统的ｌｔｔ极限状态空间的土拱；效应分析方法进行了修正，得到了桩体荷载分担比的解析表达式陈福全等２００７假定路堤中土拱的形状是以对角桩的连线为直径的半球环，并（）对塑性点出现在桩顶的Ｈｅｗｌｅｔｔ三维土拱效应的算法进行了改进，求得桩承式路堤的桩体荷载分担比，考虑水平加筋体的影响和桩间土的支撑作用，推导出了桩土应７ 广东工业大学领士学位论文ｌ力比的计算公式ｔ？郑俊杰等（２００７）以单桩影响范围内的复合路基为研宄对象，假定路堤荷载作用下桩间土上部的水平加筋体变形曲线为二次抛物面，考虑水平加筋体的拉膜效应，建立复合路基的整体平衡方程，求解出加筋路堤下桩式复合地基桩土应力比的的计１９１１算公式。赵明华等（２０１２）对路堤上部填土进行受力分析，基于极限平衡理论，求解得到加筋垫层上表面的土压力计算公式，考虑桩间土的支撑作用，分析水平加筋垫层的受力与变形，假定其变形为下凹的旋转抛物面，利用弹性理论，由静力平衡和变形２。协调求解得到路堤荷载作用下桩承式加筋复合地基的桩土应力比计算公式［】。从路堤荷载作用下路堤一水平加筋体一桩一（帽）桩间土体之间的荷载传递机理出发，建立了相应的计算模型。张军等（２０１０）依据位移和应力连续性条件将路堤一填土和加固区路基作为个整体，结合路堤填土中的土拱效应、水平加筋体的作用一（将具有定刚度的加筋垫层视作薄板，釆用大晓度薄板理论计算水平加筋体的应２１１！。力与应变）及桩土共同作用，得出桩承式加筋路堤荷载分担比的计算方法马强等（２０１１）利用极限平衡理论推导出了水平加筋体上表面荷载的计算公式，考虑水平加筋体下桩间土体对加筋体的支撑作用，由水平加筋体的变形和受力导出路堤填土２２１１荷载作用下加筋体的烧度计算公式，最终得出桩体荷载分担比的计算公式。李波等（２０１２）基于Ｈｅｗｌｅｔｔ球形拱的假设，得出无加筋体时桩土应力的计算公式，考虑水平加筋体的作用时，根据桩间土体的沉降分布特征将其分为主加筋区和辅加筋区分别进行分析，推导出有加筋体时柱土应力的计算表达式１．３．３试验研究现状目前试验研究主要有两种：（１）（２）现场试验。模型试验；Ｌｏｗ等１９９４通过缩尺寸的模型拭验对软土地基上的桩承式加筋路堤的土拱效（）应进行了研究，分析了路堤高度、桩帽面积比等因素对桩体荷载分担比的影响Ｂａｒｃｈａｒｄ（１９９９）通过离心模型试验对垫层中加筋和不加筋两种桩承式路堤的荷载传递规律进行了研宄，研究表明：釆用加筋垫层的桩承式加筋路堤主要通过加筋５【２１体传递荷载，釆用非加筋垫层的桩承式路堤主要通过土拱效应传递荷载。Ｃｈｅｗ和Ｐｈｏｏｎ２００４通过模型试验对水平加筋体的作用进行了重点研宄，试验（）８ 第一章绪论过程中可直观地观测到加筋体的拉膜效应，并认为水平加筋体能起到增强土拱效应的作用曹卫平等２００７通过室内模型试验，采用单因素变换分析了路堤高度、水平加（）、：筋体桩梁净距和桩梁宽度等因素对桩土应力比和路堤沉降变形的影响，研宄表明①桩土应力比随桩土差异沉降的变化而变化，且存在上限值和下限值；②路堤高度与桩梁净距之比增大及桩梁宽度与桩梁净距之比增大，桩土应力比均增大；③水平加筋体有助于提高桩土应力比，提高幅度取决于加筋体的抗拉刚度；④桩承式加筋￣２７６１】路堤的等沉面高度约为桩梁净距的１．４１．倍。Ｂｒｉｔｔｉｏｎ和Ｎａｕｇｈｔｏｎ（２０１０）通过１：３的室内缩尺寸模型试验证实了桩承式加筋路堤填土中的土拱高度与桩（帽）净距和路堤填料的内摩擦角之间有密切的联系，结合模型试验的结果，提出了土拱临界髙度与桩（帽）净距和填料内摩擦角的数学关＝ｓ－ａ系式，（，其中系数Ｃ（为桩帽净距Ｐ为路堤填土）Ｐ８１的内摩擦角。２３组桩－王瑞芳等０１１设计了网复合地基室内模型试验，分析了路面和路堤底（）面的变形及柱土应力比和水平加筋体应变的变化，通过对比分析３组试验的异同点一？和加固效果［Ｖ，可为软土路基处理方法的选择提供定的依据费康等（２０１２通过三维模型试验对无加筋体和釆用不同材质的加筋体、不同加）筋层数的桩承式路堤的工作形状进行了研究，着重分析了桩承式路堤的桩土应力比、３？应力折减［】。、路堤填土中竖向应力的分布和路基的沉降变形规律Ｂｌａｎｃ等（２０１３）通过离心模型试验系统地分析了桩承式路堤中碎石垫层的厚度和密实度对路堤填土中土拱效应的影响，并对比分析了加筋与不加筋两种情况下桩３１体荷载承担比的差异及水平加筋体的拉膜效应与桩间土沉降之间的关系【１。曹卫平和胡伟伟（２０１４）通过三维土拱效应的室内模型试验，分析了桩帽尺寸和净距、水平加筋体的抗拉强度和桩土差异沉降量等因素对桩土应力比和路堤沉降的影响，并提出桩承式加筋路堤三维土拱情形下路堤等沉面高度约为桩帽净距的３．５倍气夏元友等（２００６）以广梧高速公路桩承式加筋路堤试验段为依托，从应力和应变两个方面证实了路堤填土中土拱效应的存在，试验表明粗骨料填土能形成更为稳定的土拱，有桩帽路堤的土拱效应较无桩帽路堤更显著曹新文等（２００６）以遂渝铁路松软地基为工程背景，通过测试复合地基的剖面沉９ 广东工ｊｋ大学项士学位论文降、桩顶和桩间土体的土压力及土工格栅的拉力，对比分析了铺设与不铺设土工格栅两种情况下粉喷桩桩一网复合地基的桩土应力比和路堤沉降，研宄了土工格栅的一４３【１拉膜效应和桩网复合地基的荷载传递规律。２００７－网复合地基处理段的现场试验徐林荣等（结合京沪高速铁路试验段中桩，）一通过观测桩网复合地基中地基土压力、土工格栅应力与应变、桩体和土体的沉降及路基侧向变形，分析了桩土应力比的变化规律、土工格栅的受力特点、路堤沉降－３５【１及侧向变形的特性，可供新的桩网复合地基的设计参考。费康和刘汉龙（２００９）通过现场试验对桩、土荷载分担、孔隙水压力及路堤沉降和侧向变形进行观测，将现场监测数据与三维有限元分析结果进行对比分析，研究表明：路堤填土中的土拱效应导致路堤荷载向桩体转移，使得桩间土应力和路基中“】的孔隙水压力大幅度减小【。连峰等（２００９）在广东某环城高速公路深厚软基处理工程中按桩体种类设置了两个试验段进行对比分析－，研究表明：桩网复合地基能有效地控制路堤沉降，土工格栅的荷载传递作用优于土拱，且土工格栅应变在桩帽边缘最大（仅为１％），在桩间－“【】最小。试验结果可为桩网复合地基理论的研宄和实际工程的优化设计提供参考。徐正中等（２００９）以申苏浙院高速公路为工程背景，分别对软土层打穿和未打穿的桩承式加筋路堤进行了现场实测，对两种情况下的监测结果进行了对比分析，研？％：．４％７５宄表明①软土层未打穿的桩承式加筋路堤的桩体荷载分担比为６１．５，小于软土层打穿的情况，；②软土层打穿和未打穿情形下桩承式加筋路堤的土拱高度０？均为１．１．４倍的桩帽净距软土层未打穿时不均勾沉降较打穿时大，且大部分；③３８【】不均匀沉降出现在路堤填筑过程中。１３．．４数值模拟研究现状２”Ｈａｎ和Ｇａｂｒ２００２对单桩处理范围内的地基土及其上部的路堤釆用ＦＬＡＣ有（）限元软件建立轴对称模型，对比分析了路堤高度、有无加筋体、及柱体弹性等对桩土应力比、路堤沉降及差异沉降的影响Ｐｈａｍ等运用Ｐｌａｘｉｓ有限元软件对桩承式路堤的土拱效应进行了分析研究，第一次定量分析了桩与桩间土刚度差异对土拱效应的影响，研究表明：不同的桩土刚度比对土拱效应的影响存在差异，随桩土刚度比的增大，土拱效应的发挥程度和桩１０ 第一章绪论一体荷载分担比的增长存在个临界值，研宄还发现水平加筋体对土拱效应的。此外＿增强作用较小，可不考虑其作用。陈仁朋等（２００５）将单桩处理范围内的地基土及上部路堤填土等效为圆柱体，通过弹塑性有限元方法分析了瞬时加载后柱承式加筋路堤地基中超孔隙水压力的分布情况和消散规律，分析了格栅的受力特点、路堤的沉降特性及披长、桩间距和桩帽。尺寸等因素对桩体荷载分担比和路堤沉降的影响研究表明：地基中的最大初始孔隙水压力位于桩端以下土层，软土层打穿时，路堤沉降量主要取决于浅部桩间土白勺４１１１，未打穿时压缩，路堤沉降量主要取决于桩端以下软土层的压缩。ＳＤ苗瑞和夏元友（２００７）基于广梧高速公路管桩试验段的现场试验，釆用ＦＬＡＣ有限元软件对桩一网复合地基和桩承式路堤两种处理方式分别进行了三维流固稱合一模拟，对比分析了两种处理方式路堤的变形特性和桩体的应力变化规律，以便进２１４１步认识两种处理方式各自的优缺点，为相关的设计施工提供参考。徐２Ｄ立新２００７利用ＦＬＡＣ有限元软件，对德国柏林的某铁路工程和我国台缙高（）速公路东段工程中的桩承式加筋路堤进行模拟，得到了路堤沉降、桩体荷载分担比、水平加筋体的应力与应变、桩身轴力及桩侧摩阻力等数据，计算结果与现场监测结４【１果及实用计算方法得到的计算结果较为接近。２Ｄ有限元软件建立计算模型一贾佳运用ＦＬＡＣ，对某披网复合路堤工程进行了受力变形分析。研宄了路堤分层填筑和超载施加过程中，桩间土和桩帽沉降特性、桩和土工格栅内力的变化规律。计算结果表明，格栅拉力在柱帽边缘处较大，桩帽中心处较小，抽间处最小，沉降计算结果和现场实测结果较为吻合陈福全（２００７）等采用Ｐｌａｘｉｓ有限元软件，基于拉格朗日大变形的分析方法，研宄了桩承式加筋路堤的荷载传递机理和变化规律及路堤的变形特性，同时还研宄了路堤高度和填料性质、桩体刚度和桩间距、水平加筋体的拉伸刚度和布置方式对桩４４１承式加筋路堤荷载传递及路堤变形的影响１。钱劲松和凌建明（２００８）以沪宁高速公路拓宽工程为背景，结合桩承式加筋路堤工作机理的分析，运用Ａｂａｑｕｓ通用有限元软件，釆用水土稱合单元和三维薄膜单元分别模拟地基土和土工格栅，并设置接触单元来考虑桩土间的相互作用，建立了三维有限元计算模型。计算表明：土工格栅最大拉力出现在原坡脚位置桩帽的边缘处，往外侧桩帽边缘的格栅拉力逐渐减小，桩承式加筋路堤有效地控制了地表的不４５均勾沉降１】。１１ 广东工业大学项士学位论文段平（２０１１）运用ＭＤＡＳ有限元软件建立二维有限元模型，对桩承式加筋路堤填土中的土拱效应进行了研究，分析了路堤高度、路堤填料的内摩擦角和粘聚力、桩３［】帽尺寸、桩间距及土工格栅弹性模量等因素对路堤填土成拱的影响。３Ｄ三维分析模型周敏２０１３利用ＦＬＡＣ有限元软件建立了桩承式加筋路堤的，考（）虑到桩承式加筋路堤土拱效应的时间效应，就打穿软土层和未打穿软土层两种情况，分析了路堤填筑过程中及填筑结束后的一段时间内桩帽上土压力与桩间土压力的变化情况和分布规律。并分析了路堤高度、路堤填土的粘聚力和内摩擦角、水平加筋《〖】体的拉伸强度、桩帽尺寸及桩间距等因素对桩体荷载分担比的影响。庄研（２０１３等釆用Ａｂａｑｕｓ有限元软件建立桩承式加筋路堤三维计算模型，对水）平加筋体的工作机理进行了研究，并分析了路堤高度、加筋体的抗拉强度及桩间距等对水平加筋体的工作机理的影响情况。研究发现：当加筋体产生较大的竖向位移时，能大幅度地减小桩间土承担的竖向荷载，减小路堤沉降；加筋体的最大拉力出４７？【】。现在桩帽的边缘处，且其数值约为相邻两桩对角线中点处加筋体拉力的２３倍１３．５桩土．共同作用研究现状－土共同作用的分析方法主要有以下四种弹性理论法桩承式加筋路堤桩、荷载传递法、剪切位移法及有限元方法。＇ＤＡｐｐｏｌｏｎｉａ＆Ｒｏｍｕａｌｄｉ１９６３首次提出弹性理论法，后来被Ｐｏｕｌｏｓ等用来研（）一土共同作用，经过Ｐｏｕｌｏｓ等的研究该法逐步完善起来。由宄竖向荷载作用下桩，一于弹性理论法釆用单模量，无法反映地基土的分层和非线性，这在实际应用时受到极大的限制－土之间存在相对位移的情形。因此，将其推广到有限深土层和桩，并。将土体的模量按土层厚度进行加权平均，用来考虑层状土的非均质性把地基土视为均质各向同性的半无限弹性体，把桩体分成若干个单元，通过桩单元与桩侧土之间的位移协调ｉｎｄｌｉｎ解求解土体位移进而求，利用半无限体内集中力作用下的Ｍ，得桩体位移和应力。Ｓｅｅｄ＆Ｒｅｅｓｅ通过试验结果首次提出荷载传递法，该法将桩体划分成若干个弹一“”表示“”性单元，每个桩单元与桩侧和桩端土体之间的接触用弹賛，通过弹簧的应力应变关系反映桩侧摩阻力与桩土相对位移及桩端土反力与桩端处桩土相对位。移之间的关系，这些关系的数学表示称作传递函数Ｃｈｏｗ基于弹性理论法，用传１２ 第一章绪论递函数模拟群桩地基中的单桩－土之间的，并釆用Ｍｉｎｄｌｉｎ解求解土体位移，考虑桩相互作用一土之间的相对。荷载传递法可以较好地考虑土体的分层性、非线性及桩滑移，但该法视桩周土体为Ｗｉｎｋｅｒ地基，假定桩周土体位移仅与该处的侧摩阻力有关，因此，该法无法考虑桩侧不同位置土体之间的相互作用。Ｃｏｏｋ一土之间不会产生相对位１９７２等提出剪切位移模式，假定荷载作用下桩（）移，在桩体影响范围内（约为１０倍的桩径），随着桩的沉降，土体产生剪切变形，剪应力由桩侧表面沿径向向桩周土体扩散，而在此影响范围以外，土体即不受此影响ａｎｄｏｌｈ＆ｗｏｒｔｈ１９７８１９７９，并忽略桩端的荷载传递作用。此后Ｒｐ，）进行研究发（现、，：桩的影响半径同桩长桩侧土及桩端土的性质有关给出了桩体影响半径的计算公式，并考虑了桩端沉降的影响。剪切位移法将变形分为柚身范围内土体变形和？：对于柱身范围内土体桩端土体变形，并分别进行计算，将土的变形和剪应力分布假定为同心圆柱体，推导出桩周土的弹性变形公式；对于桩端土体，按弹性理论方一土变形协调、。法进行计算。最后根据桩，求解得到桩身力侧摩阻力以及位移经过国内外学者的研宄及改进，使剪切位移法能够考虑土体的成层性、不均勾性、非线性及固结与流变等复杂性状，但仍然无法考虑桩侧上下土层之间的相互影响。有限元方法是一种强而有力的数值计算方法，理论上可同时考虑土的成层性、不均勾性、非线性、土体的固结、螺变及桩土界面之间相对位移等因素对桩体性能的影响。实际上，由于土体本构模型的不完善、计算工作量大及有限元无法模拟无限域，，极大地限制了有限元法的应用。为了减少计算的工作量，可采用边界元法一土之间的相互作用将域内问题转化为边界问题，进而分析桩。此外，有学者将有限元法与解析方法结合起来形成了各种半解析半数值方法一，方面大幅度地减少了计算的工作量一，另方面拓宽了计算问题的范围。总的来说，运用有限元法分析群桩共同作用机理。，从而提出实用的计算方法是很有意义的１．４本文主要的研究内容柱承式加筋路堤的的起源可追溯到１９１３年Ｍａｒｓｔｏｎ、Ａｎｄｅｒｓｏｎ提出的埋管模型和１９４３年Ｔｅｒｚａｇｈｉ提出的Ｔｒｅｎｃｈ模型，但将其应用于实际工程也就３０多年的历史，在我国的实际工程应用还不到２０年。大多数的工程设计都是依据工程经验而进行的，设计理论的不成熟，将会在实际工程中引发经济和质量等方面的问题。１３ 广东工业大学领士学位论文本文在前人研究的基础之上，通过理论计算和数值模拟对某采用刚性桩承式加，筋路堤处理高速公路软基的失败案例进行分析探索问题产生的原因，并进行优化处理，本文的工作主要有以下几方面：（１）根据桩承式加筋路堤的构成及受力特点，参考现有的理论计算模型，给出适用于刚性桩承式加筋路堤的沉降与承载力计算公式，通过文献工况进行验证后，对具体工程中某刚性桩承式加筋路堤的沉降与承载力进行了计算；—（２）针对具体工程的工况，通过岩土工程专业有限元分析软件ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳＮＸ建立桩承式加筋路堤的三维计算模型，在与理论计算结果对比的基础上对工程中的刚性桩承式加筋路堤的工作性状进行更深一步的分析；（３）通过对理论计算与数值模拟的结果进行分析，探索导致工程质量问题的原因，针对具体的原因，通过变化三维有限元计算模型中参数取值，分析不同设计方。案下刚性桩承式加筋路堤的工作性状，给出优化方案１４ 第二幸桩承式加筋路提的沉降与承载力分析第二章桩承式加筋路堤的沉降与承载力分析２．１引言目前路堤荷载作用下刚性桩复合地基的沉降计算方法中，通常简单地将复合地基的沉降分为加固区压缩变形引起的沉降和下卧层压缩变形引起的沉降两部分，并假定塾层不产生压缩变形。其中，加固区压缩变形引起的沉降计算方法主要有：复、。三合模量法应力修正法和桩身压缩法种计算方法均假定桩和土为等应变，而实际工程中的桩承式加筋路堤中桩与土之间是存在差异沉降的，并非等应变，此外，上述方法在计算荷载的分配时不能考虑路堤填土中效应及加筋塾层的拉膜效应的荷载转移作用，因此计算结果与实际相比不是很吻合。下卧层压缩变形引起的沉降计算方法主要有：应力扩散法、等效实体法和改进的Ｇｅｄｄｅｓ法。三种计算方法中，应力扩散法中应力扩散角的确定较为麻烦，等效实体法中桩侧摩阻力的取值难以确定，改进的Ｇｅｄｄｅｓ法主要用于高精度的计算，计算过程复杂，不适用于工程实践。复合地基承载力计算方面，以往人们对竖向或水平向等单向的地基加固处理方一法研究较多，得出了些值得借鉴的经验理论和计算方法。目前用理论方法确定桩一，第种体加固复合地基承载力的计算模式主要有两种，将复合地基中的桩体与桩间土体作为一二种个整体进行分析，分别计算桩体和桩间土体的承载力，然后；第按某种原则将两部分承载力进行叠加得到复合地基的承载力。浙江大学的袭晓南教授按面积置换率原则将两部分承载力进行叠加，并给出了理论计算公式。对釆用加筋垫层进行水平向加固的复合地基承载力的理论计算方法主要有筋体的应力应变法其中筋体的应力应变法主要是通过分析筋体的应力与应变，得出复合地基的承载力，常用的方法主要有：Ｃａｒｌｓｓｏｎ法、Ｃａｔｅｎａｒ、ＢＳ８６０５法等ｙ法；但釆用筋体。的应力应变法时以加筋体的受力状况为研宄对象，进行分析时，参数选取较为困难２．２被承式加筋路堤沉降分析考虑到路堤荷载作用下桩承式加筋路堤承载机理的复杂性，分别从路堤荷载传递、水平加筋垫层、桩帽间整平层、加固区、下卧层等五个部分别对桩承式加筋路１５ 广东工业大学领士学位论文堤的沉降进行分析，利用路堤填土与桩帽交界处及加固区与持力层交界处的应力和位移连续性条件，选择合适的土拱分析模型、加筋垫层模拟单元、加固区分析方法４及持力层分析模式【１。，建立桩承式加筋路堤的沉降计算模型分别计算出路堤等沉面以上路堤填土压缩变形量桩帽顶面至路堤等沉面范围内内土柱压缩变形量Ｓ”加固区桩身压缩变形量持力层压缩变形量和下卧层压缩变形量＆，则＝桩承式加筋路堤的总沉降量可表示为＞：５Ｓ＋Ｓ＋＋。，，＆２２１．．模型建立与基本假定桩承式加筋路堤在上部路堤荷载的作用下，路堤填土、加筋垫层、柱（帽）、桩间土体及下卧层等因素之间互相影响，导致其承载机理尤为复杂。在高速公路工程中，假定路堤荷载在路基中产生的附加应力沿路堤的横向扩散和纵向均无扩散，即视为轴对称问题。取单柱等效处理范围内的圆柱体作为分析模型，桩帽顶加筋体范围以上为内土柱，桩帽间土体为外土柱。在此就正方形布桩情况进行分析，分析模型示意图如图２－＝１所示，其中桩体等效处理直径尤１．１２８＾Ｘ为桩间距，桩帽的等＝＾“效直径＜１．１２８为桩帽宽度。路堤表面—－／＾Ｘ＼７７／＾Ｖ７／７：ｓｒｙ／ＴＴｉ＾路堤表面－—／７７７＾了／ｎ＾ｓｒ万／Ｚ＼等沉面－ＩＴ：等沉面１Ｉ一一—一丁—一内土柱ｒ丁１丨ｎ１ＩＩＩ／Ｌｉｎｒｎ究二．＿ｓｌ＼加筋体／Ｒ１￣ＩＩ桩帽＾＂Ｉ沉降后地表ｔｏＩ＾ｎＩｓ１…ＩＩＩＩ｜．Ｉｎ‘软土层１＿！丨‘ＩＩ软土层■？．Ｉ？ＩＩ１：Ｉ■‘■■１１———＿——ｉ＿—［（Ｌ＜５■下卧层由ｄ．＾下＆层（Ｌ＾－图２１路堤填土荷载传递分析模型ｉ－ｎａｍｏｄｅＦｇ．２１Ａｌｙｓｉｓｌｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｆｉｌｌｌｏａｄｔｒａｎｓｆｅｒ１６ 二第章板承式加筋路堤的沉■降与承载力分析４１１为了简化分析，对分析模型作如下假定－（１）路堤填土、披间土均为均质各向同性的理想弹性体，即服从胡克定律；土一（２）路堤填次性填筑完成，且填筑高度大于等沉面的临界值；一（３）路堤填土中的内、外土柱在同水平位置处的应力和沉降分别相等，加固一区桩体单元、桩间土体单元在同水平位置处的应力和应变分别相等，下卧层土体中柱端下部土体一、桩间土下部土体在同水平位置处的应力和应变分别相等；（４）路堤荷载作用下桩帽不发生变形，且桩帽下桩间土体对桩帽作用力为零；５－（）桩土侧摩阻力与桩土差异沉降量为理想弹塑性关系，如图２２所示。ＴｋＩ＿ｈｕＳｓｐ一图２－２桩土侧摩阻力桩土差异沉降量曲线－ｔ－Ｆｉ．２２Ｓｋｉｎｆｒｉｃｉｏｎｏｎｉｌｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｏｆｉｌｅｓａｎｄｓｏｉｌｃｕｒｖｅｇｐｐ桩间土侧摩阻力ｒ的数学表达式为：Ｓｐｓ／？Ｔ＝产＜２．１（）＂＝ｃｒｔ＞＜５＋ｃａｎ＾？一式中：ｒ桩土间侧摩阻力极限值，？炎一桩侧土体刚度系数；Ｃ一路堤填土粘聚力，（ｋＰａ；＾）—。路堤填土内摩擦角，Ｐ；（）—ＳＳ二Ｓ－Ｓ桩上部内、外土柱相对位移量■Ｓ，（ｍ，，其中为桩帽）ｓｓｐ，ｐｐｐ＂上部路堤填土内土柱沉降量，５为柱间土上部路堤填土外土柱沉降量；，Ｓ一桩土间弹性位移最大值，Ｗ。ｕ（）２．２．２路堤荷载传递分析在上部路堤荷载的作用下，地表处桩帽与桩间土将产生沉降差，在路堤填土内１７ 广东工业大学项士学位论文部产生剪切应力，促使桩间土体上部的路堤填土荷载向桩帽上部土体转移，荷载传１４－【１递示意图如图２１所示。刘吉福将带帽桩承式路堤处理范围内的加固区地基及其上部的路堤填土等效为圆柱体，其中桩帽范围内以上路堤填土为内土柱，外侧桩帽。间土体上部路堤填土为外土柱，并假定为轴对称问题进行研究以桩帽中心正上方Ｚ。２）下对应的路堤填土顶面处为轴零点，并取向下为正方向在基本假定（，从等沉面与桩帽顶面之间的内土柱中任选一土体单元进行受力分析利用刘吉福计算，方法，推导出桩帽上部内土柱土体应力、桩间土上部土体应力及桩体荷载分担比的计算公式。Ｚ处选取一ｄｚ从桩顶上部距离路堤顶面个厚度为的薄层单元进行受力分析，由其竖向静力平衡条件得：－＾ＯｄｃＸ＝＋ｄｚ＋ｔｄｚ２．２＋ＡＵｕｕｒ（）ｐｐｐｐ＾Ａｐｐ＾２＇＾一》７＝ａ＝７ｉｄＡ式中：桩帽面积，），；（ＪＩ〗Ａ—Ａ＝柱横截面面积，（ｍ），Ｔｉｄ；ｐｐｐ＝Ｕ一ｍＵｊｄ，ｐ桩身周长（，、）ｐｐ—加筋塾层上部内土柱在ｚ处受到的压应力ｋＰａ，；（）一ｋＮＩｍ／路堤填土容重，［、ｉ—ｋＰａ＝Ｃ＝ｔａ内外土柱之间的摩阻力，（），＋，ｎ；＾（ｉ）／ｊ奶Ｋ一ｉ＝－路堤填土静止土压力系数：ｓｉｎ３，：ｌ；ｑ＾ｊ。ｉｉＧ一路堤填土粘聚力丨Ｐａ（；），一路堤填土内摩擦角。科（；）一侧向摩阻力发挥系数＃，其取值与桩土相对位移量呈正相关，桩顶附近为１在等沉面处为０。，＝＞＝假定＾２．２：识，由式（２）可得？＾？奶＝＾＋ＡＴＪｄｚ２．３ｐ？Ｕ（ｒ、（）ｉｐｊｐ对式（２．３）两边积分得：＂＂２．４ｉ４““仏？广（）＝桩承式加筋路堤通常按控沉疏桩理念进行设计，在置换率Ｗ较低的，路堤填土内还不足以形成完整土拱情形下，当路堤填土高度较小时，填土内外土１８ ．第二章桩承式加筋路堤的沉降与承载力分析柱之间产生相对位移，导致路堤顶面出现不均勾沉降；当路堤填土高度够大时，路一堤填土某高度处内外土柱之间将不再出现相对位移，自此高度处至路堤顶面范围内的填土内外土柱共同沉降，路堤顶面亦不会出现不均勾沉降，此时的路堤高度即为等沉面高度临界值。在此仅考虑路堤高度的情况，得出桩帽顶内土柱＂应力０的计算公式如下－＃？““‘“４Ｌ」２５（．）－＝：ＷＣＴ＋ｌ７Ｍ７／２由填土自身竖向受力平衡（＞，求得相应的桩间土体应力ｉｐｉｍ／ｌ和桩体荷载分担比计算公式为：－历＾１４４０１＾１１ｊ說２」（．６）ｆｙｄ＋４ｆｃ）从哗１＋ｈ－ｈ＼ｅ－ｙ（—二￡＝，】厂办ｈ１ｎ２．７（）—＝＝式中：Ｗ面积置换率，ｍＡＡｄｄｊｍｅｌＪｈ＼ｊ一路堤填土压缩模量￡＾，（ＪｄＰａ、。ｚ＝时：当，即可求得桩帽顶处桩帽上及桩间土顶部的土压力分别为＋４＋斗含扭‘＇ａｈ＝＋ｈ－８（２．）一（）ｒｉ（＂４氛聯ＬＪ。１＾－２．９一，（）－芒＾ｙ每产１１１讲４＾４＾０＾０１１Ｉ１１ｊ１＿因等沉面处内、外土柱沉降相等，即桩帽上方内土柱压缩量与桩体压缩量之和等于桩间土上方外土柱压缩量与桩间土体压缩量之和，则路堤填土中柱帽上方的填土压缩变形与桩间土上方的填土压缩变形引起的差异沉降５＂，其中和，、：分别为路堤等沉面处至桩帽范围内内外土柱的压缩变形量，计算公式如下〒－＝＋＊“咖＾卜（瑪｛［赞４ｄ＋－４ｃｄ＋４＾ｈｄ＋４（ＸＪ＾？）＾，，／，ｊ）？軌／Ａ含丨ｉ，—（仁乃‘２－讲－怕１４１４（风丨（氛）（凡氛丨１９ 广东工ｊｋ大学硕士学位论文－－Ｚ＆咖“仏义＋４兵。＋＇丄附＋ｈ－ｈ］ｅ“ｒ，｛‘）‘４狀４氛ｆ１１１Ｊ＼由式（２．１０）和２．１１可得等沉面至柱帽顶部范围内内、外土柱的差异沉降量Ｍ的（）ｌ计算公式如下：一＇？■－ＡＳ＝Ｓ－５＝ｒ—－—ｄｚ２？ｚ＝ｏ抑ｚ（．１２，（｝））ｉｆ－１＋４＋４尤办（／，（知Ｕ說。丨ｙｉ（？ＫＬ鄉ｏ＼ｈＪｄ補Ａ＿＿［２、）－１所五（）（１４驱０１）＋４＂２？成碑－？１）４＾人厂？上切０１＿此外，给，刘吉福由等沉面处桩帽顶上部与桩间土上部填土沉降相等出了等沉面髙度的计算公式，但需要进行迭代计算，过程过于复杂，因此建议采用ＢＳ８００６１－＝【１规范中的等沉面高度计算公式进行取值，即／１１．４？＾？。，０）２．２．３加筋塾层的分析水平加筋体在荷载作用下产生拉伸变形，加筋垫层中土颗粒与筋材界面产生咬合力和摩擦阻力，使得水平加筋体产生张力，通过水平加筋体张力的竖向分量将荷一。载进步向桩体转移，减小桩间土所承担的荷载，从而减小路基的沉降和差异沉降此外，水平加筋体还能有效控制路堤的侧向变形及提高路堤稳定性。桩承式加筋路堤中，水平加筋体的研究重点主要是确定加筋体的受力情况，加筋体的受力主要受路堤填土荷载和路面交通荷载及路堤边坡侧向推力的影响。上述求解过程未考虑加筋体的作用，余闯等⑴依据Ｊｏｎｅｓ的研究，考虑加筋体的作用，得出了荷载分担比及２－沉降计算公式。假定加筋体的变形曲线为抛物线，３，以桩顶中心为坐标原点如图所示。设加筋体的下沉曲线方程为ｇ（ｒ），则有：＾ｒ＝－｛Ａｒ＋Ｂｒ＾Ｃｄｌ２＜ｒ＜ｄ２）２．１３ｇ）｛？Ｊ（）＇＝边界条件：价＝＇＾‘＾解得到：Ｗ‘求引入ｇｒ＝ｄ２ｍａｘ＝２ｒ／ｄ／．，水ｌ２０ 第二章植承式加筋路提的兄降与承载力分析ｈＢ＝－＝－－Ａｄ２ＣＡｄｌＡＢｄｌ、”Ｊ，ｌＪ，／：、—：Ｓ》。式中加筋体最大沉降量，（０？＞ａｘｇ（ｒ）Ｇｕｐ１１１１１，丨＂■■■、０＾丨加筋体ｔｏＬ图２－３加筋体沉降与受力性状示意图－Ｆｉｇ，２３Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎｄｆｏｒｃｅｃｈａｒａｃｔｅｒｄｉａｇｒａｍｏｆｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ假定加筋体下沉时不产生水平位移，由桩帽边缘处加筋体的变形斜率可得加筋体的应变近似计算公式：＾Ｖｔａｎａ－ｌｌ＋：２．１４、（）＼则柱帽边缘加筋体由变形产生的拉力为：Ｔ＝Ｅ２Ｓ．１５（）ｇｇｇ，加筋体纵向的拉力主要由加筋体的变形引起的可用上式近似计算，而加筋体ｒ横向拉力受到路堤侧向推力的作用，加筋体的横向拉力可按下式近似计算：Ｔ＝Ｔ＋０５Ｋ２．１６．ｊｙ）＾＾（，：取披帽顶环状加筋体为研宄对象，进行受力分析由桩体竖向受力平衡得２１．７（）对加筋体的变性特征进行分析可知，与式２．１２中的Ａ５在数值上是相等的，■（），由式（２．１２求出后，代入式（２．１５、２．１６和（２．１７即可求解得到水平加筋体下桩））（））帽顶处土体应力和加筋体在桩帽边缘处的拉力。再由加筋体竖向受力平衡求解得到加筋体下土体应力计算公式为：－＾ｒＭｅ＞ｐｊ＾进而得到考虑加筋体作用后桩体荷载分担比五的计算公式：＝－＾２．１９／２＾（）２１ 广东工业大学项士学位论文—，。式中：加筋体抗拉强度ｋＮｌｍ、）２．２．４桩帽间整平层分析考虑水平加筋体的荷载转移作用后，桩帽间整平层将承受的荷载为ｏ，并产；，一生定的压缩变形，记为＞＾。由实际工程的测试结果可知，在荷载作用下桩帽下土２体将逐渐与桩帽脱离，据此假定桩帽与桩帽侧土体之间无摩擦力作用，则桩帽上的荷载全由桩体承担，桩帽间整平层上的荷载则通过整平层的扩散作用全部传递给桩“－间土体】２４，如图所示。Ｏｄ１ｓＩ“ＩＪ４ｉ，＇！Ｌ＇＂？Ｉ一＞桩帽１１＾１１１ｒｒｕＴｌｌ￥ＩＰｆ，／图２－４整平层受力分析示意图Ｆ－ｉｇ．２４Ｓｔｒｅｓｓａｎａｌｓｉｓｄｉａｇｒａｍｏｆｌｅｖｅｌｉｎｃｏｕｒｓｅｙｇ桩间土体上表面承受的土压力＾７计算公式如下：，，？－七）ｆ．２０？（２）整平层的压缩量可由下式近似计算得到：？？Ｓ＝２印ｔ（．２１）‘２Ｅ，，—式中：Ｓ桩间距，（Ｗ）；一／整平层厚度，ｗ（）；五—桩帽间整平层土体压缩模量Ｐａ，（ｋ。Ｃ２＾、２．２．５加固区分析一加固区的沉降计算涉及到桩土之间的共同作用，由本文第章１．３．５节介绍的桩土共同作用的分析方法可知，、，进行理论分析时可采用弹性理论法剪切位移法和荷载传递法等。采用弹性理论法时，当地基土情况复杂时则不适用；釆用剪切位移法时，不能考虑桩土之间的相对位移，而桩承式加筋路堤中桩土之间必定会产生２２ 第二章桩承式加筋路堤的沉降与承载力分析一定的相对位移，所以剪切位移法在此不适用；因此考虑釆用荷载传递法进行分析，但桩侧摩阻力的分布形式难以确定。因此，本文按加固区不同土层的分布情况，将土层进行划分，采用有限差分法得到荷载传递的形式，这样在不知道桩侧摩阻力分。布具体形式的情形下，亦可得出桩间土的沉降按有限差分法的要求，将加固区桩体及桩间土体按不同土层分成《等份，桩长＝为ｈ’则每层厚度为分别取第／层桩体单元体和桩间土单元体进行进行竖５－［】。向静力平衡分析，示意图如图２５所示Ｏｐ（ｉ）１１１１ｉ１１ｉ１１１１１１ｒ（ｉ）ｒ（ｉ）ｒｉ）桩体单元广披间土体单元（ｉ）｜｜ｊｉＩｆ１ｆｆｆ！ＩｆＩｆｆｆ（Ｔｐｉｉ＋ｌ）（ＴｊＧ＋Ｉ）图２－５桩体单元及桩间土体单元受力分析示意图－ｌｒｎｄＦｉｇ．２５Ｓｔｒｅｓｓａｎａｙｓｉｓｄｉａｇａｍｏｆｉｌｅｅｌｅｍｅｎｔａｓｏｉｌｅｌｅｍｅｎｔｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｉｌｅｓｐｐｍｉ＂．Ｔ．Ａｚ；ｚ４ｒ．Ａｚｒ＝—＝ｏ／＋ｌＣＴ（ｉｃｒ／２．２２，（））（）（）＾＾＾４ｄ／ｐＭｊ．ｈｚ４ｄＴ．ｈｚ？＇－＜ｙｉ＋１＝ｏ／＋＝＋２．２３ｉ（）？⑷，），／２／２２（）２２＂一＝式中：（Ｊｉｉ第／层桩单元顶部的应力，ｋＰａ，且０１０（＾３？、（）；ｐ）（＾４，＾／＾￡ｒ—（／＋ｌ第／层桩单元底部的应力，研《；ｐ）（）？一＝＜ＴｚＺ层桩间土单元顶部的应力ｋＰａｃｒ＜Ｔ）第，，且ｊ（（、力），厂—／？（ｆ＋１）第层桩间土单元底部的应力，（ｋＰａ、、ｄ一桩直径，０）；ｐｒ一第／层桩与桩间土单元体之间的切应力，（ｋＰａ。，＾、－．按模型的假定，加固区桩侧摩阻力与桩差异沉降之间为理想弹塑性关系，ｒ的，计算公式为：．２２４）—；式中：Ａ桩侧土体刚度系数；＂—＝ＡＳ（ｉ第／层桩单元与土单元之间的差异沉降量，且Ａ５ＡＳ（ｍ）；）⑴ｉ２３ 广东工业大学硕士学位论文一＝桩土侧摩阻力极限值，ｒ０［Ｃ＋／ＫｆＴ／）＋；＜＾，（＊尸《；？２２。２（，（ｙ）］）Ｋ—＝－ｓ＝ｔｉｎ桩间土体静止土压力系数，尺ｌ？，ａｎ；ｑ２。２＾２／ｊ＾２匕—ｋＰａ桩间土粘聚力，（；２）一。＜Ｐ桩间土内摩擦角，；２（）一桩间土体抗剪强度发挥系数（；—桩土间弹性位移最大值。，（ｍｍ）推导可得第／层桩单元体与土单元体之间的差异沉降Ａ５的计算公式如下：（０＝ＡＳＣｉ＋＼ＡＳ（ｉ）＋ｔｓｚ２．２５）（）Ｅ，．＿式中—：五桩体压缩模量；ｐ一桩间土体压缩模量。＂Ａ５＝Ａ５？按式（２．２５进行迭代计算便可求得桩端处桩土之间的差异沉降量２（），）＂＋１＋桩端处桩体应力。（）及桩端处桩间土应力２．２．６下卧层分析目前下卧层的沉降计算主要采用分层总和法，其中土体应力计算的方法多采用等效实体法，该方法假定下卧层产生整体位移，，不考虑其对桩土共同作用的影响不能考虑桩端的向下刺入变形和桩端附近土体的应力重分布。而以控沉为目的的桩承式加筋路堤中，桩体往往承担大部分的路堤荷载，同时在桩体与桩间土体之间存在负摩阻力，在桩端处将出现应力集中现象，使得桩端应力远远大于其周围土体的应力。桩体向下刺入使桩端土体发生较大变形，从而与桩周土体产生差异沉降，由此在桩端下的持力层中产生剪切应力，使桩端荷载向下往周围土体扩散。与路堤中一“”一荷载传递相仿，向下扩散到某深度时，将在持力层中出现等沉面，在等沉面－６处，桩端下土应力和沉降与桩间土应力和沉降相等，如图２所示。因此，本文以“”持力层等沉面为界，分别对桩端至等沉面的桩端应力集中区和等沉面至下卧层“”５【１计算深度底部的共同沉降区进行分析。桩端应力向下扩散时，假定桩端平面以下直径为＋的土柱才受侧摩阻力的影响，据此，取桩底中心为Ｚ轴零点，方向以向下为正，受力以压力为正，从桩端下一Ｚ处厚度为企的单元体进行静力平衡分析２－６方持力层距桩底，由取，如图所示２４ 第二章桩承式加筋路堤的沉降与承载力分析单元体竖向静力平衡可得：＝血Ａ＋＋２．２６ｉ？３（）為，ｐ４々一＝，Ａｎｄ式中：Ａ桩体横截面面积’ｐｐ二卜一－（Ｊ桩端下方持力层土体应力，（ＪｄＰａ’ｉ、ｐｒ—桩端下方土柱与其周边土柱之间的剪切应力，３－＾＝＋ｏ＝ｔ－＾＋＋ｚ‘ｋＰａ，ａｎｎ）］／３＾Ｐ３／３Ｏ３（ｐ３Ｙｉｈ（）３；—＝１－ｓ火持力层土体静止土压力系数，ｉｎ３；。３（３Ｃ３持力层土体粘聚力，（⑶ａ）；—。炉持力层土体内摩擦角，（；３）—；７持力层土体抗剪强度发挥系数。．‘ＳｈＨＩＩ￣丨ｒ【ＬｔＩ＜ＴｃｒｎＩ，（ｎ，）＾（）ｉｌ丨ｉｌ｛ｌｉｍ（ＨＨＩｉｔｊｌｉｉＨＩｎｎＨｉ｜ＷＩｆ＊■■？？—Ｗ—ｉ－ｉＪＩＦ？！Ｉ＿—＂桩壤应力集中区＜Ｔ：二二巧二二二‘‘持力层等沉面一‘１１１１１ＩＩｆｍ！！Ｍ１＼＾１！｝ｎ１■？冊？■■＿ｉ＼“ｉ＊＿＿？！？ｗｉｉ＿ｍｍｍｔ？？４ａｍＢ？ｍ？？ｗｗｗ＊ＶＭＨＪＬ共同沉降区１卜：：：：：：：二：：：二士＼－．．－—－冊ｌｌｊｙｙｙｊｉｙ，而ｎｒ「而ｙｉＴ＾图２－６下卧层受力分析模型示意图－ｒｃｅｓａｒａｍｏｆＦｓｉｇ．２６Ｆｏａｎａｌｙｓｉｓｄｉｇｕｂｓｔｒａｔｕｍ由式（２．２６）化简得：＾＝－ｄｚ２．２７（）４＾＾＋＾（３／３＾０３３）．由桩端至深度ｚ分别对式（２．２７）两边进行积分得：＾＝－Ｖｄｚ２．２８广（）？ｋ＂＋０＾（４７Ｃ＋／尤０（３３。３＞）由以上积分可得桩端下方持力层土柱任意深度土体应力的计算公式：２５ 广东工业大学硕士学位论文■０＝Ｃ严本－－＾－⑶ｃＴｎ＋Ｖ＋＾２．２９３ｉｆ７／２（）夕ｐ７＾＾．＾＾＾Ｊｌａｌ＾３０３由桩端界面处竖向受力平衡得：－＂Ｏ＋－＝＋＋－ｎ＾０＋２．３０１＾Ｋ１ｐｐ３（４），３）｛Ａ＾（）（）＾Ｗ＝，：引入置换率＾，ＡＡ将上式化简得＾２ｊｐｌ－爪＋１？＾＝－３３１＾＜ｎ＋１＋１ｍ（Ｔ（ｎ＋１．２？３（２）５３（）（＾）＾）（）＝由于持力层等沉面Ｖ处桩端下方土体与桩间土体应力相等，即０＾＾可得：；＞，＝＾？＋ｌ＋ｌ－＋２２Ｊ＾ｌ－３３２（）（２？）（）？ｐ将式（２．２９代人式（２．３２）得：）－４欠成。３＂￡＿＾－＿Ｚｌ－－＋ＩＷ０Ｗ＜ｒ？＋ｌＣｆｒ？＋ｌ）ｅｙｙｚ．ｎ＋１＋１／（），？（‘‘２，（）（２）从４Ｋ３ｎｆ，的２．３３（）一＝当ｚ／；时，可得出个关于的方程，即：丨－４奶ａ－－＂一－＝－Ｃｏｎ＋１￡ｌ？＋ｌ＋ｌ＾ａｎ＋１（）ＹｉＶｉＫ（）（２）＾（）ｐｐ４人Ｊ，ａ３极３０３２４（．３）２＂９将求出的、代入式（２．即可求解得到持力层等沉面位置处的土体应力ｏ：）＃＇邮。地＝＝．３５＾ｆ＾ｈＣａｎ＋ｌ乂（２），ｉＣｅ）ｐｐ／＾４７ＡＪｌａｌ２／３Ｑ３丨■‘同路堤部分桩土差异沉降的分析，由桩端下方土体沉降量｛＞和桩间■Ｓｚ即可计算持力层差异沉降量ＡＳ：土下方土体沉降量／，其中ｇｊａｄｈＩｄ，７ｈｐｅＡ—ｇ＾—＿＾—￡＿＿Ｓ＝５ｉ＋２．３６（）（）ａ＾＝－３Ｖ欠．２１（４。－４Ｖ私３ＯＷ＞，／Ａ从１卜：，，ｎ“３７）４＾７／２４３０３仏］式中Ｉ—ｍ：桩长，（）；ｐ２６ 第二章桩承式加筋路提的泥降与承载力分析五—持力层土体压缩模量，ｋＰａ。Ｃ３（、共同沉降区的沉降量则可采用常用的应力扩散法进行计算。假定应力扩散角为ｋＰ，计算厚度为ｐ则共同沉降区的土体压缩量可通过下式计算得到：ｃｒ＋？，２．３８（）—式中：Ｓ下卧层等沉面以下土体压缩变形量，（／？；；）一＾ｒ下卧层计算深度底部土体应力，ＵｃＰａ、＃，＂０Ｊ．’Ｐｂ‘“７ｉ｛ｄ＋２＾ｔａｎＹＡ＋２／ｔａｎｊｆ＾３ｆｉｊ⑷％ｊ五—ｋＰａ下卧层土体压缩模量，Ｃ、。Ｍ本节以加固区桩端平面位置桩体与桩间土体的差异沉降量和桩端下方持力层土柱与桩间土下方持力层土柱的差异沉降量相等为控制条件，结合路堤填土与桩帽交界处及加固区与持力层交界处的应力与位移连续性等条件．４，取１倍的桩帽间距作ｌ为初始等沉面高度，釆用Ｍａｔａｂ编制程序进行试算得出等沉面的高度，进而分别求解路堤各部分的沉降量。理论计算过程如下：（１）根据文献５的假定，取１．４倍的桩间距作为初始等沉面高度，根据式（２．８）、［］（２．９）、（２．１２）求得桩帽顶平面处桩帽顶部路堤填土应力桩间土顶部路堤■填土应力ａ／及桩帽顶部桩土差异沉降量ＡＳ；饭（０ｉ（２）假定加筋塾层中格栅变形形状为二次抛物线，利用式（２．１７）和（２．１８）计算出加筋垫层下方桩帽处应力Ｏ＂和桩间土应力０＂；＃，，（３）由桩帽整平层的扩散作用，利用式（２．２０）和（２．２１）求得桩帽整平层下’＂部桩间土应力＾７以及桩帽间整平层压缩量５；，，，－（４）根据桩帽顶部位置处的应力与位移连续性条件ｒ＝ｄ、，有ｃ７（ａｐ）ＺＪｌ＝Ａ５＝－ｌＡ５Ｓ（２．２２）、（２．２３）、（２．２４）、（２．２５）⑴（）＾，采用式求得桩端ｉ平面处桩体应力＜Ｔ（？＋ｌ）、桩间土应力ｃｒ（？＋ｌ）以及桩土差异沉降量ＡｉＳ（ｒａ）。ｐ，（５）通过下卧层的受力变形分析，由式（２．３５）、（２．３７）得到桩端下方等沉面位置土应力（Ｔ，与桩端位置处内、外土柱差异沉降ＡＳ；ｐ３＂６＝（）根据桩端处位移连续性条件，应有ＡＳ（？Ａ５。在沉降计算过程中给定）；一ＡＳ＝－０００１ｍａ５？个计算误差值．，并以（为控制条件进行循环计算），程｜。序收敛时结束计算，输出等沉面高度值将得到的等沉面高度值分别代入路堤等沉２７ 广东工业大学硕士学位论文＾＾５、面以上填土压缩量、路堤等沉面以下至桩顶的填土压缩量桩身压缩量＜下１３５＜５卧层等沉面以上至柱端土体压缩量＜和下卧层等沉面以下土体压缩量的计算公，５式，计算各部分的压缩变形量，从而求得桩承式加筋路堤的沉降量。２．３桩承式加筋路堤的承载力分析在路堤荷载作用下，桩承式加筋路堤中路堤填土、加筋垫层、桩、桩帽、桩间土及下卧层之间相互作用一。荷载传递有三方面：是由于土拱效应，桩体承担大部二，分荷载；是加筋体与土体的变形模量存在差异在筋土接触面处将产生相对位移并产生摩擦力，当土体发生侧向变形时，加筋体将产生拉伸应力，其反作用力将对。＂］三是加筋体与土体之间的摩擦作用土体产生束缚作用，从而增强地基的承载力，；一加筋体拉力的垂直分量将路堤荷载进步向桩体转移，并增强填土中应力扩散的效果，应同，使地基中应力分布更为均匆。因此，在计算桩承式加筋路堤的承载力时时考虑桩、路堤边坡填土及加筋垫层三者对原地基土承载力的增强作用。本文将柱承式加筋路堤的承载力分为下承桩体复合地基承载力、路堤边坡填土压力作用增加的承载力和加筋垫层增加的承载力三部分，分别计算，最终求和得出桩承式加筋路堤的承载力计算公式。２．３．１下承桩体复合地基承载力桩体复合地基承载力的计算方法主要有前面提到的两种，在此釆用第二种，即分别计算桩体和桩间土体的承载力，然后叠加得到复合地基承载力，计算公式如下－＋２．３９（）—式中：桩体复合地基容许承载力，ｋＰａＸ（）；一桩帽面积，Ｆ—单桩承载力特征值＝ｌｋＮ，ＦＦｌ，（）；ｐ押ｐ—＝，ｍＡＡ４ｍ复合地基面积置换率’＾单桩有效处理面积ｊｅ；，一桩间土承载力特征值，ｋＰａ；（）一／一？Ｉ．４１．０。桩间土强度发挥系数，般取值０其中单桩竖向极限承载力可按下式进行计算：２８ 第二章桩承式加筋路堤的沉降与承载力分析Ｆ＝＋义召！＋ＴＡ／Ｋ２．４０ｊ卩工网為丨ｑ＾）（）ｐ卩卩ｐ／—ｍ式中：ｔ桩体周长，）；（ｐＩ一各土层对应的桩长，ｍ（；ｐｉ）一／层原状土侧阻力分桩周第，（ｋＰａ）；—－桩端原状土端阻力，（ＪｃＰａ、、一分桩体所用材料立方体抗压强度，（―；。？）体横截面面积２，（Ｗ為桩）；一５１［】／／修正系数，根据土层埋深进行取值；一—，０３３７折减系数般取值为．；ｒ一安全系数。２３．２．路堤边坡填土压力作用增加的承载力将路堤边坡填土的压力作用等效为加大基础埋置深度来考虑其对地基承载力的提高作用一，并取基础的埋置深度为路堤填土高度的半，则路堤边坡填土压力作用增加的承载力可用下式计算得到：＝“０／仏（１．５２．４１＊）（）３一—／ｍ：式中／加筋垫层顶面以上路堤填土容重的加权平均值，；？＜（）—垫层等效埋深的地基承载力修正系数７，；ｄ＝ｍ等效的基础增加埋置深度，，单（）；Ｗｈ加筋塾层的厚度，（２ｏｊ）２．３．３加筋塾层增加的承载力考虑到加筋塾层对桩承式加筋路堤承载力的贡献，曾革和周志刚将加筋塾层增加的承载力分为三部分一二：第，加筋塾层的应力扩散作用增加的承载力人；第，１加筋体拉力的垂直分量增加的承载力第三，加筋体拉力的反作用力的侧限作用增加的承载力进行设计计算时，取路基中荷载作用最大的中部垫层作为Ｓ一研宄对象，排桩体的影响宽度，，计算长度Ｚ为路堤顶面宽度计算宽度为横向即５＝〃。，５，为桩间距并假定加筋垫层的破坏面沿着垫层的应力扩散线且加筋体－７的受力方向刚好垂直于其破坏面计算简图如图２所示：２９ 广东工业大学硕士学位论文．Ｐ丨１ＩＩ山１１ＩｏＩ，ｒｃｏｓｆｔｒｚ图２－７加筋塾层受力示意图Ｆ－ｓａｒａｍｏｆｅｏｒｃｅｄｃｕｓｉ．２７Ｆｏｒｃｅｄｉｇｒｉｎｆｈｉｏｎｇ１．加筋堅层的应力扩散作用増加的承载力Ｚ／５＞０按计算长度与计算宽度５的关系，分条形（ｉ：１）和矩形（１ＳＺ／５Ｓ１０）两种５。［１情况分别给出的计算公式。ｉ２ｐｈｔｍ０Ｂ＋＋４ｐｈｔａｎ０ｄ（Ｄ／１…２．４２“（）‘‘Ｂ＋２ｈｔａａ０Ｌ＋２ｈｔｍｄ｛ｊ）｛ｊ）２ｐｈｔａｎ０，Ｌ／Ｂ＞Ｗ２．４３（）？＾１““Ｂ＋２ｈｔａｎ６＾—式中：ｐ作用在加筋垫层上的均布荷载，（ｋＰａ；）—／？加筋垫层的厚度，；（）°没一。加筋塾层的应力扩散角，（（，双层碎砂）石加筋垫层时，取３６，单层）°＂【】碎（砂）石加筋垫层时，取２６；—ｋＮＩｍＡ加筋垫层的容重，｛？通常情况下，作用在加筋垫层上的荷载为路堤填土荷载ｐ和车辆荷载；两部分＿，＝之和，即其中，／，■为路堤填土的分层总数为各层路堤填土容重，＿ｎｈＡ．为各层填土的厚度，（ｍ）Ｐ可将车辆荷载简化为均布荷’，２；载得到。２．加筋体拉力的竖向分量增加的承载力按计算长度与计算宽度５的关系，分条形（１／５＞１０）和矩形两种５［。】情况分别给出的计算公式。施―組１…咖２．４４Ｗ（）（Ｂ＋２／２＾ｔａｉｉ０）（Ｌ＋Ｉｈ，Ｘｍｅ）Ｋ－ＩｎＴｓｍａ，＆＝２ｆ？ＬＢ＞１０（，４５＂２、）（Ｂ＋２ｈ，ｔｍ￥）Ｋ３０ 第二章桩承式加筋路提的沉降与承载力分析式中：加筋体层数；＾ｒ一＝－（ｃＮＩｍＴＴ＋０．５Ｋｈ加筋体的拉力，，Ｊ、，＾ｊ，一。加筋体拉力ｒ与水平面的夹角，（）；—５２［１Ａ：安全系数．５。，建议取值为２３．加筋体拉力的反作用力的侧限作用增加的承载力一加筋体拉力的反作用力的侧限作用增加的承载力可分两步进行计算，第步，计算《层加筋体的拉力设计值的水平分量，除以侧向限制面积即得到其水平限制作用引起的应力增量；第二步，釆用极限平衡关系求出水平限制应力增量对应的竖向应力增量。同样分条形和矩形分别给出计算公式２。＝．她／４５＋Ｉ⑶Ｂ⑶（２．４６＿；３）１＾］（￡ｎＴｃｏｓａＬ２。？如￣＾＾４５＋１／５＞１０２．４７（）‘‘〔）（Ｂ＋Ｌ）Ｋｈ，［２）—０。式中：３碎石垫层内摩擦角，（）＜考虑下承桩体复合地基承载力和路堤边坡填土压力作用对承载力的增加作用，得到塾层下复合地基的承载力力为：＝＋２．４８／．／．／．（）同时考虑下承桩体复合地基承载力、路堤边坡填土压力的增强作用及加筋垫层对承载力的增强作用：，得到桩承式加筋路堤复合地基的承载力／为＝／＋／＋＋＋２．４９）／ｃ？．／．２／ｇ３／？（２．４本章小结（１）结合桩承式加筋路堤荷载传递机理的分析，对桩承式加筋路堤各组成部分的应力与应变分别进行分析，建立相应的微分方程，通过平衡方程及各部分交界处应力与位移的连续性条件，给出了桩承式加筋路堤沉降、抽体荷载分担比、桩身轴力及桩侧摩阻力的计算公式，且，；考虑到涉及的方程和参数较多需要迭代计算本文釆用Ｍａｔｌａｂ计算软件进行迭代求解，及大地提高了计算的精度与效率；一（２）由于桩承式加筋路堤不同于般的复合地基，针对桩承式加筋路堤自身的３１ 广东工业大学硕士学位论文特点，在传统复合地基承载力计算方法的基础上，考虑路堤填土边坡土压力及加筋垫层对桩承式加筋路堤承载力的贡献，给出了桩承式加筋路堤承载力的计算方法。３２ 第三章桩承式加筋路堤的理论计算分析第三章桩承式加筋路堤的理论计算分析３．１引言桩承式加筋路堤在实际工程中的应用越来越广泛，但介于地基土体的复杂性，桩承式加筋路堤至今尚无成熟的设计方法，大多数的工程设计都依赖于工程师的工一程经验。当遇到复杂的工程地质条件时：，容易产生以下两方面的问题是设计偏于保守，造成经济损失；二是设计的安全储备不足，造成工程质量问题。本文即是对某采用刚性桩承式加筋路堤处理高速公路软基的失败案例进行分析，该高速公路。软基处理过后，路面出现大量沿路堤纵向的裂缝，并不断发展起初以为是路堤填土填筑不够密实所致但经施工单位对路堤进行注楽加固后缝依然在进一，，裂步发一展。为了探索该工程质量的产生原因，需作进步的分析。３．２文献［４］工况计算结果对比３．２．１工程概况台错髙速公路东段工程起点位于临海沿江镇，与甬台温高速公路相交，终点位于仙居城关，与台绪高速公路西段相接。本工程的计算行车速度为１００公里／小时，２６ｍ？．。５Ｏ＋０００路堤顶面宽，路线全长６０６公里软基路段主要位于１５５标段（Ｋ？Ｋ２３＋０８５）范围内２３公里（包括、），长约桥梁隧道及小段正常路基长度。其中，主线软基处理长度为７．３８公里，胆道软基处理长度为４．１７公里。软基路段地表为？硬壳层，硬壳层下分布约５ｍ２０ｍ厚的海积狱泥、縱泥质亚粘土层，属高压缩性土；￣９路堤填土高度在４ｍ．７ｍ之间。软基处理的方式有：塑料排水板、粒料桩、预制混凝土管桩、粉喷桩、素混凝土桩等。施工过程中发现大部分粒料桩成桩较差，个别路段甚至出现滑移现象，由浙江省交通规划设计研宄院提出，并经专家会议论证，拟用管桩桩承式路堤加固原粒料＋？桩处理路段。为了确定合理的桩距５合同段１８１８３Ｋ１８＋３０９，选取Ｓ的Ｋ作为管桩￣加固试验段。管桩插打采用矩形布置，桩长为２０ｗ；Ｋ１８＋１８３Ｋ１８＋２３３．５路段桩间？Ｋ？距为２．５？２，Ｋ１８＋：２３３．５１８＋２７１．５路段桩间距为３？１，Ｋ１８＋２７１．５Ｋ１８＋３０９路段桩３３ 广东工北大学领士学位论文间距为２．０ｍ。３２２工．．程地质条件该试验路段表层为软塑－硬塑冲海积亚粘土层厚约７ｍ的，３上部为层厚约１－海积游泥、激泥质亚粘土，属高压缩性土５ｍ；中部分布层厚约１的冲湖积稍密中密含粘性土圆烁、含粘性土卵石，下伏凝灰岩。３．２．３计算结果对比４理论参数取值见表３－文献１。［］３－＋２￣５表１台绪高速公路Ｋ１８３３．５Ｋ１８＋２７１．段理论计算参数Ｔａｂ－．３１ＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆＴａｉｉｎｈｉｈｗａｐｊｇｇｙ？ｆｏｒＫ：１８＋２３３．５Ｋ１８＋２７１．５ｓｅｍｅｎｔｇ项目参数取值３＝＝二填土高度／２６．５ｍ，容重Ｋ２１Ｍ／ｍ，０５＾＾七，；粘聚力内摩擦角ｉ路堤填１土°＝２８Ｅ＝１５ＭＰ仏０，压缩模量抗剪强度发挥系数．７＾＾ｃ，＝＝＝：／２０ｍ＾．五，桩径／０４所ｓ３．０ｍ桩桩长，桩间距，弹性模量ｐ。ｆｌ＝＝５；ｗ＿￡：：＝（？户＾１．６ｗ厚度／０．３２５１桩帽正方形桩帽宽度，，弹性模量？３￡＝钢塑格栅抗拉模量：ｌｘｌ０欣／ｍｇ￡＝２５％？＾整平层压缩模量．；，厚度为０３５ｍ２＇＝二二厚度２０ｍ８ｋＩ／ｋＰａ，有效容重Ｖｍ，粘聚力ｃＩＡ，内摩擦角，：３３五＝＝桩间土层压缩模量，３Ｊ１４Ｐ＾桩侧土体刚度系数＆３＞ｄ０抓／ｍ，桩土间最—３＝大弹性位移＾５５＼１０７？？厚度５ｍＣ＝１５免Ｐａ１，有效容重；粘聚力３，内摩擦角持力层压缩模量抗剪强度发挥系数０．８＋２？针对文献ｍ中台绪高速公路Ｋ１８３３．５Ｋ：１８＋２７１．５路中的工况，釆用本文理论计算方法进行分析，将本文计算方法的计算结果与文献中实测数据、理论计算及数值模拟结果进行比较，验证本文理论计算方法的合理性与可靠性。１．地表处沉降－２沉降计算结果见表３。３４ 第三章桩承式加筋路提的理论计算分析表３－２地表沉降对比表ａｂ－ｓｕｒｆａｃｅｓｕｂｓＴ．３２Ｔｈｅｉｄｅｎｃｅｃｏｎｔｒａｓｔｔａｂｌｅ方法工况桩帽上土体沉降／ＷＷ桩间土沉降／ＷＷ文献实测值文献工况（５＝？７１８２３．０／）＝文献计算方法文献工况ｓ３０ｗ７５１０２（．）本文计算方法文献工况ｓ＝３．０；７ａ６７９８（）由地表沉降对比表分析可知：在文献［４］工况下，本文计算方法的结果相对于实－土的沉测值略有偏小，但计算误差较小５．５％，仅为，与文献计算结果相仿；桩间４法更接近实测值差由２４．４％％。总体来降计算结果则比文献［］中算．５，误降低到１９说，在满足工程精度要求的前提下，相比文献［４］的计算方法大大地简化了计算。２．桩身轴力及植侧摩阻力桩身轴力／ｋＰａ桩侧摩阻力／ｋＰａ－－－０２００４００６００８００１５１０５５１０１５２０２５１０００１２００‘‘‘‘０‘ＴＱ＾「Ｉ＂■＊Ｂ－本文理论计算２－％２／Ｉ＋文献理论计算＼｜＿文練值计算＋６－本文理论旅Ｓｔ／＋文献理论方法８＼十文随值觀ｉ－；？１０Ｉ１“ｍ１２－４－１４＇－／／／６－１６１ＩＵ－－１８１８ｌＵ说？Ｌｔ“Ｌ２０２０图３－８桩身轴力对比图图３－９桩侧摩阻力对比图－－Ｆｉｉａｌｆｒｃｅｃｔｒｔｆｉｌｅ．３９Ｓｋｉｎｆｒｉｃｔｉｏｎｏｎａｃｏｆｉｌｅｇ．３８ＡｘｏｏｎａｃｏＦｉｃｔｒｔｐｇｐ由上图的桩身轴力及桩侧摩阻力的对比可知：本文理论算法得到的桩身轴力及桩侧摩阻力与文献［４］中数值模拟结果的变化趋势相似，且数值较为接近；与文献［４］一中理论方法的计算结果存在定差距，主要是未考虑加筋塾层中碎石的抗压及荷载调节作用，地表处桩土间的差异沉降量较文献理论计算方法的数值偏大，导致桩帽处桩体荷载分担增大，且桩身负摩阻区的长度加大，最终导致桩身轴力大于文献［４］的计算值一。三种计算方法得到的桩身摩阻力的变化趋势相似，数值上存在些差异，３５ 广东工业大学硕士学位论文，但能满足工程计算的精度要求。从上述地表沉降及桩身轴力和侧摩阻力的对比分析结果可以得出，本文的理论一工程的分析研宄计算方法具有定的合理性及可靠性，可用于。３．３本文工程沉降与承载力理论计算３．３．１工程概况本论文涉及的高速公路全长３０．３３／＾２，设计速度１００公里／小时，软基处理的范围为Ｋ？１１＋３１０Ｋ１１＋８００段。按双向四车道高速公路２６Ｗ标准建设，路堤顶面宽度为，路堤填土高度平均约５．５Ｗ，按１：１．５坡度进行路堤填筑计算，路基宽度约为４４ｍｏ工程需进行软基加固的路段长度约为４９０ｍ，软土层主要为狱泥及游泥质土，最大深度达１７．９／？。工程具有：软土层厚且厚度变化大、软土力学性质差及压缩性高、填土荷载大等特点。因此，必须对软弱土层进行加固处理，以提高软弱土层的强度，消除深层沉降，从而减小软土层在使用期间的沉降和差异沉降，并确保路堤填土边坡的稳定。原设计路基处理方案为袋装沙井及堆载预压，设计施工及预压期总计１５个月；Ｋ１１＋３５４．Ｋ１１＋５９３两处通道基底采用ＴＣ管桩复合地基处理。由于该段的征地拆迁工作的影响，导致软基处理工期严重滞后，如按照原设计方案的话，路基段软基施工已无法按期完成。因此，为确保在合同期内完成本项目并交付使用，需对该段软基处理方案进行重新调整。经组织召开变更方案审查论证会，推荐将原软基处理方案变更为ＰＨＣ管桩处理方案，具体做法如下：（１）ＰＨＣ８０－ＰＨＣ－Ａ３００型号管桩采用Ｃ，对应外径为３００ｗｍ，壁厚为７０ｍｍ。２．８ｍ平面布置至、。桩位釆用正方形布置，桩间距为路堤边坡锥坡坡脚一（２）桩顶铺设５０ｃ？ｉ碎石垫层及２层钢塑格栅，具体做法为：设置好桩帽整一一２０ｃｍ一一平压实桩间土铺设碎石垫层铺设第层钢塑格栅铺设３０ｃｍ碎石垫层一铺设第二层钢塑格栅。钢塑格栅要求断裂延伸率勺％时，纵向抗拉强度，？０狀／。４Ｃ？，％。横向抗拉强度３／Ｍ碎石垫层碎石粒径２含泥量：￡３（３）管桩釆用静压法施工，桩底要求进入持力层不小于１．５ｍ。管桩桩顶采用一Ｃ２５混凝土进行填芯，并与桩帽现饶为体。３６ 第三章植承式加筋路堤的理论计算分析３．３．２工程地质条件本工程软基处理范围内共９个钻孔及一个静力触探孔＋４７０地，包括Ｋ１１质横断面钻孔￣３ｍ。从所布设的钻孔看来，拟建路段表层为ｌｍ填土、种植土；软弱土层？分两层，上层主要为游泥遍层厚８ｍ１０／？最大层厚１７．１ｍ，厚度变化较，普，局部，三个钻孔揭露（Ｋ１１＋４７０大，该层土饱和、呈流塑状初性高；下层为狱泥质土，？７ｍ？断面钻孔），层厚为４．２ｍ，饱和、呈流塑软塑状；五个钻孔揭示撒泥及激泥一？泥质土下部为花岗岩残积层及￣质土之间夹着层２ｍ４ｗ厚的细砂层；狱、中强风化花岗岩。３．３．３沉降计算３－３计算模型所需的参数见表。表３－３沉降计算参数表－３ＳｅｔｌｅｍｅｎｃａｌｃｕｌａｉｏｎａｒａｍｅｅｒＴａｂ．３ｔｔｔｐｔ项目参数取值３＝＝ＡＷ／ｗ＝：５．５ｍ２０：ｉ，５ＡＰｉ２，内摩擦角填土高度，容重Ｔ粘聚力ｃ；ｉ，路堤填土°＝＝＾３０￡３０似？《，２０．７＜，压缩模量３抗剪强度发挥系数１＝＝＝桩长／２１ｗ，桩间距广２．８ｗ，桩外径＾／０．３ｍ，厚／０．０７讲，弹ｐｐ，管柱性模量五＝２１．５ＧＰａｆａ二Ｌ４ｍＺ＝３５ｍ￡：＝２５ＧＰ？０．桩帽正方形桩帽宽度，厚度，弹性模量？ｒ＝８０ｍ钢塑格栅抗拉模量抗拉强度／ｍ￡＝３０ＭＰａ０．３５ｍ整平层压缩模量，厚度为。２３°厚度２１ｍ＝８／７ｍ，＝：Ｐ＝５，有效容重／Ｍ粘聚力Ｃ８Ａ义内摩擦角，２２巧３３＝４．５ＪｌｉＰｆｌ狀／ｗ桩间土层压缩模量五，，桩侧土体刚度系数ｈｌ．５ｘｌ０，桩土间－＇最大弹性位移＝５ｘｌＯｍ°ｍ＝翻／＝２）Ｑ＝２厚度４，粘聚力ＣｋＰａ，０，有效容重内摩擦角％，３持力层）￡＝１０＾０＾＾０压缩模量抗剪强度发挥系数．８。３３ｈ＝２０ｍ＾＝１３抓／？＾Ｃ＝４０走Ｐｆｌ厚度’有效容重；，粘聚力，内摩擦角ｉ＾３３卜臣卜＝（ｐ３５＼压缩模量五，针对本文实际工程的工况，釆用本文的计算方法得出桩承式加筋路堤地表处桩帽顶部与桩间土体间的差异沉降量约为１０．６ｍｍ，地表处路堤沉降量为２０２．６；ｍｗ，３７ 广东工血大学领士学位论文沉降量较大，且工程实际土层分布的变化较大，沉降量过大容易在软土层厚度变化。较大的地方产生过大的差异沉降，可能引起道路结构层的开裂３．３．４承载力计算上述桩承式加筋路堤的沉降计算中并未考虑到承载力的影响，整个计算过程都是建立在承载力满足要求的基础之上进行的。考虑到本文工程路堤填方高，路基软土层较厚、压缩性大及承载力差，布桩间距比较大等特点，有必要对其承载力进行分析。按第二章给出的桩承式加筋路堤承载力的计算方法，分别计算三种情形下的承。载力计算参数取值如下：基础计算尺寸为ＬｘＳ，按矩形基础进行计＝２６ｗｘ２．８ｍ＝。＝ｋＮ／厚算，厚度／；塾层２ｌ路堤填土容重ｊ５．５ｍ容度｝度。＝０ｈ．５ｍ＝＝＝，土工，应力扩散角沒３６；格栅层数《，与＾２格栅拉力ｒ６１．５ｙＵＷｍ水平面夹角°＾＾＝１０；安全系数ｉ＾＝２．５，置换率ｍ＝０．２５，垫层等效埋深的地基承载力°＝１＝１２０ｉｋＰａ３０修正系数％，上部荷载ｇ总计约为，桩间土体等效内摩擦角炉，桩３－４间土体力学性质参数见表。表３－４承载力计算参数表Ｔａｂ－．３４Ｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｒａｍｅｔｅｒｙｐ？本文取值ＪＧＪ９４－２００８ｉｉ承载力土层厚土层名称侧阻端阻侧阻端阻特征值度ｆｍ＂说／肌ｒｇ，／ｋＰａｑ成ＩｋＰａｑＪｋＰａ＾ＩｋＰａｐｊ—一２２－８０１５２５３０素填土．．—－－游泥９．５１６１４２０５０－－细砂３６０４８－６６２００——－激泥质土５２４２０３０５０４８２３０００７０－８６２７００－粉质粘土３６００１８０－－－中强风化岩１７２４０９０００２２０３００７０００１１０００＝９６ＭＰａ由（２．３９和（２．４０２．４１））计算得到传统桩复合地基的承载力为／。，由式（）算的路堤边坡填土压力作用增加的承载力这两部分承载力之和为１５１．８ｋＦａ，在未考虑加筋塾层的增强作用的情况下，桩承式加筋路堤的承载己经满３８ 第三章桩承式加筋路堤的理论计算分析＞足高速公路地基承载力大于１２０／ｙａ的要求了。３．４本章小结本章针对具体的工程实例，从桩承式加筋路堤的沉降和承载力计算两个方面展开分析，得到以下结论：（１）沉降计算方面：首先通过文献工况的计算结果，验证了本文计算方法的合理性与可靠性。沉降计算结果显示，就单桩等效处理范围内的路堤总沉降量虽满足高速公路对沉降的要求，但路堤总沉降量较大，且实际土层分布厚度变化较大，在软土层厚度变化较大的地方容易产生较大的不均匆沉降而导致道路结构层开裂。（２）承载力计算方面：按传统复合地基承载力计算方法、传统复合地基承载力计算方法加路堤边坡填土压力的增强作用和复合地基承载力计算加路堤边坡填土压力及加筋垫层的增强作用三种情况分别得出复合地基的承载力。偏于安全考虑，取第二种情况下的计算结果作为桩承式加筋路堤的承载力，结果显示桩承式加筋路堤的承载力满足高速公路地基表层承载力大于的要求。（３）初步分析认为可能是路堤的沉降量过大，形成过大的不均勾沉降，从而引起道路结构层开裂；此外，也有可能是路基的侧向变形过大，路堤坡脚附近的管桩承受过大的弯矩和剪力而破坏，在软弱土层处形成剪切滑移破坏面，从而导致道路结构层出现裂缝。３９ 广东工业大学硕士学位论文第四章桩承式加筋路堤的有限元分析４．１引言、桩承式加筋路堤在路堤荷载的作用下受力情况较为复杂，第三章仅从路堤沉降桩身轴力及复合地基的承载力三个方面进行了分析。要得到其内力与变形的变化规律，有，有必要进行更为系统地分析限元分析方法基于其强大而有力的计算分析能一。力，己经成为种重要的科学研究和工程设计手段在岩土工程领域，随着土体本构关系研究的发展，数值计算得到了越来越广泛的应用，解决了许多复杂的工程问Ｍ—题，同时积累了不少宝贵的经验。因此，本章釆用ＩＤＡＳ／ＧＴＳＮＸ建立三维有限元模型一，并针对同工程实例与第三章的理论计算结果进行比较，验证模型的合理性与可靠性。４．２ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ简介Ｍ一ＩＤＡＳ（迈达斯是由韩国ＭＩＤＡＳＩＴ公司自主开发的种用于结构分析与设计）的有限元软件，涵盖岩土、建筑、机械、桥梁等多个软件模块。其中ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ（岩土工程与險道分析系统）则是为了满足岩土險道领域的结构分析与设计需求，由国内外岩土險道领域的专业人士共同研究开发的程序，该软件几乎包含施工阶段的应力和渗透分析等岩土和險道所需的所有分析功能。－程序可供用户选择的本构模型有Ｍｏｈｒ－Ｃｏｕｌｏｍｂ模型、ＤｍｃｋｅｒＰｒａｇｅｒ模型、Ｃ－Ｃａｍｌａｙ模型、Ｔｒｅｓｃａ模型、ｖｏｎＭｉｓｅｓ模型、Ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ（ＤｕｎｃａｎＣｈａｎｇ）模型、ＪｏｉｎｔｅｄＲｏｃｋＭａｓｓ模型、ＨｏｃｋＢｒｏｗｎ模型、ＳｔｒａｉｎＳｏｆｔｅｎｉｎｇ模型和ＭｏｄｉｆｉｅｄＣａｍＣｌａｙ模型，－ｃｅ－ｒ－使用比较多的主要是：ＭｏｈｒＣｏｕｌｏｍｂ模型、ＤｒａｋｒＰｒａｇｅ模型和ＣａｍＣｌａｙ模型。软件包括静力分析、施工阶段分析、特征值分析、反应谱分析、时程（线性）分析、稳定流和非稳定流分析、排水和非排水固结分析及边坡稳定性分析等，在进ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ－ｆｒｏｎｌＳａｒｓｅｉｌ行有限元分析时，含的ＭｕｌｔｉｔａｐＧａｕｓｓａｎＳｏｖｅｒ求解器，能够高效率地进行大规模模型的迭代计算，极大地缩短分析时间。此外，ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ拥有强大的后处理功能，能够自动将后处理结果以图形、４０ 第四章桩承式加筋路提的有限元分析ｌｌ表格的形式显示出来，且后处理结果可以被嵌入到Ｅｘｃｅ中，采用Ｅｘｃｅ进行计算结果的处理分析，可以极大地加快后处理的效率，为使用者节省时间成本。４－．３ＭＩＤＡＳＧＴＳ中常用本构模型简介４－３１ＭＣｏｕＩｏｍｂ．．ｏｈｒ本构模型一Ｖ－Ｍ－ｏｈｒ－ｏｍｂ］ＩｏｈｒＣｏｕｌｏｍｂＣ模型是基于ＭＣｏｕｌ屈服准则而建立的种理想弹（）塑性本构模型，以不变量／、Ｊ、＆表示时，模型的屈服函数可表示为：ｉ〗１—■－Ｆ／Ｊ没＝７ｓ＼＝．ｉｎｃｏｓ９ｓｉｎｓｉｎｃｃｏｓ（４．１（，，（（）ｊ２Ｊ丨”＾义ｐ３Ｖ３一－－／一＝式中：应力张量的第不变量，ｃｒ＋０＋０；ｉ＾２３＂＊＊２２—－——一－－应力偏张量的第二不变量，Ｊ０ＣＸ＋００＾＊＾Ｊ＋；Ｘ１［（ｉ＾（２３）０３１）］６－沒—应力洛德角Ｉｓ＜—ｏａ（＆）６６外角外接圆等效摩尔圆／纖：－－４－图１平面内ＤＰ准则与ＭＣ准则屈服面的关系－＝－Ｆｉ．４１７１ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｏｆｉｅｌｄｃｒｉｔｅｒｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎＤＰａｎｄＭＣｇｐｙ模型的不足之处在于不能反映中主应力ＣＴ对屈服和破坏的影响，也无法解释单，纯静水压力下岩土会屈服的特性－Ｃ准则是由６个分段。另外，由于Ｍ函数组成，在４１ 广东工业大学领士学位论文曲面存在棱角４－三维应力空间的条件下为不连续函数，其屈服，如图１所示，这对一。模型数值计算的收敛性及计算效率有定影响模型的优势在于简单实用，涉及的Ｃ参数少，只需粘聚力和内摩擦角３，且通过简单的室内常规土工试验即可获得，＜ｏｈｒ－Ｃｏｕ同时Ｍｌｏｍｂ模型能有效的反映岩土类材料对静水压力的敏感性以及在不同－＂４ＳＤ］Ｓ抗压强度下所产生的效应ｔｒｅｎｔｈＤｉｆｆｅｒｅｎｃｅＥｆｆｅｃｔ。模型与工程实际模型较（ｇ）为符合，应用于土力学中能够得到较为合理的结果，因此在实际工程中得到了广泛的应用。。对式（４．１的参数进行设定和修正，还可得到以下几种屈服函数的表达式）中＝（１）令式（４．１）中１０时，即可得到广义Ｍｉｓｅｓ准则的屈服函数表达式为：＝／－ｓｉｎ＋ｃ４．２＾（）＾，Ｖ＾＝．１３０时Ｔｒｅｓｃａ（２）令式（４中＾，即可得到准则的屈服函数表达式为：）Ｉ＝ｃ－ＦＪ＾，ｄｏｓ０ｃ４．３（？＾）＼＾＾＾（）在式（４．３）中加入静水压力，即可得到广义的Ｔｒｅｓｃａ准则的屈服函数表达式为：＝－ｃ－４叩Ａ）ａｌ（．４）Ｌ，。相比于Ｔｒｅｓｃａ准则，广义Ｔｒｅｓｃａ准则能够考虑静水压力对屈服的影响。＝（３）令式（４．１）中＆常数时，屈服函数则不再随应力洛德角和应力偏张量的第三不变量Ｊ；的变化而变化，相应的屈服函数表达式为：４－５（）４－．３．２ＤｒｕｃｋｅｒＰｒａｇｅｒ本构模型－－Ｍ－ＤｒｕｃｋｅｒＰｒａｇｅｒ（ＤＰ本构模型是基于广义ｉｓｅｓ屈服准则或ＤｒｕｃｋｅｒＰｒａｅｒ屈服）ｇ准则而建立的模型，模型屈服函数表达式为：＝４．６（）式中：／、Ｊ４．１含义同式（）；：ｉ尤一土体达到极限状态时的安全系数；ａ一、ｔ与岩体材料强度指标Ｃ、Ｐ有关的常数，且ａ、ｔ的不同取值，对应４２ 第四章桩承式加筋路提的有限元分析＂－于１进行换算【〗。；ｒ平面上不同的圆。各准则之间的参数可由表４表４－１各准则参数换算表Ｔａｂ－ｅｃｒｅｏｎａｒａｍｅｅｒｃｏｎｖｅｏｎａｂｅ．４１Ｔｈｉｔｒｉｔｒｓｉｔｌｐ编号准则种类ａｋ２ｓｉｎ？６ｃｃｏｓ（ｐＤＰ－Ｉ外角点外接ＤＰ圆ｒｒ．．■－、、ｉ—ｉｎｖ３３ｓ３（ｎ（ａ／３ｓ（ｐ）（ｐ）２ｓｉｎｅ？６ｃｃｏｓ＾＂—ＤＰ２内角点外接Ｄ－Ｐ圆－、７＾３３－ｉｎ（ｖ｛ｓ３３＋ｓｍ（＾）Ｖｐ（）２ｓｉｎ＾６ｃｃｏｓ（ｐ＝＝－－－－ＰＤＰ３摩尔库企等面积Ｄ圆ｉｒｉｒ．．２３－２－Ｖ；Ｔ９ｓｍ（３；？ｒ９ｓｍ（ｙ（ｐ）ｙＶ（ｐ）＇平面应变关联法则下摩尔－ｓ库全ｉｎ＾ｉｃｃｏｓｉｐ３３＋ｓｉｎ＋ｓｉｎ匹配Ｄ－Ｐ准则内角点内切圆（、）Ｖ３（３？（）＾平面应变非关联法则下——ＣＣＯＳＤＰ５识－３摩尔－库企匹配ＤＰ准则▲＊Ａ＊＝＝００＜７１２３＆严图４－２Ｄｍｃｋｅｒ－Ｐｒａｅ型屈服面ｇｒ模Ｆ－ｓｕｒｏｒｕｃｅｒ－ｒａｅｉｍｏｄｇ．４２ＹｉｅｌｄｆａｃｅｆＤｋＰｇｒｅｌＤ－Ｐ工程模型是最早应用于岩土材料的弹塑性本构模型，其屈服面在空间形状－如图４２所示。该模型的优点是：考虑了中主应力和静水压力对屈服与破坏的影响，能够较好地反映土体在荷载作用下由弹性状态到塑性状态的转变，屈服面光滑４３ 广东工业大学硕士学位论文无棱角，模型计算所需参数较少，且由普通的剪切试验即可获得。模型不足的地方在于未考虑岩土材料在偏平面上拉压强度不同对其屈服与破坏的影响，也不能解释单纯静水压力作用下岩土类材料会屈服与破坏的特点。４－．３．３ＣａｍＣａｌｙ本构模型一Ｃａｍ－Ｃｌａｙ本构模型是英国剑桥大学的Ｒｏｓｃｏｅ教授等人针对Ｃａｍ河内的种粘土而提出来的。模型以大量的等向固结与膨胀试验以及不同固结压力作用下的三轴排水与不排水剪切试验结果为基础，并结合能量原理进行推导，其屈服曲线方程表达式为：ＰｄＷ＝ＭＳｐｄｓ（４．７）〃一式中：＾／＾＾塑性变形能增量；一＾／＆剪应变增量；Ｍ—临界状态有效应力比。Ｒｏｓｃｏｅ教授的学生Ｂｕｒｌａｎｄ在此基础上，提出新的能量方程（式４．８），并推导得到了对应的屈服曲线方程。＾ｄＷ＝ｄ￡＋Ｍｄ￡４．８ｐｙｌ（＾ｆ＼＾ｙ（）一式中：塑性体应变增量；一塑性剪应变增量。－由式（４：．８推导出了ｐ平面上屈服曲线的方程为）ｇ＝＝０４．９（）Ｍ式中一：Ｐ固结压力；ｃ硬化参数。／０４９－Ｃ－正Ｃａｍｌａ：式（．）即为修ｙ模型的屈服曲线方程，其屈服曲线如图４３所示由于修正剑桥模型是基于一系列的粘土试验结果而推导得到的，模型的相关假一一。定均具有定的试验依据，对正常固粘土和弱超固结粘土较为适用后期的些学者进行修正后，将其推广运用于超固结粘土和砂土的分析研究。模型能够反映岩土类材料在静水压力下的屈服与破坏特性、压硬性以及剪缩性和剪胀性；模型计算分－。ＭＣ破析时所需参数较少，且较容易得到模型不足之处在于釆用的是坏准则，无４４ 第四章桩承式加筋路堤的有限元分析法考虑中主应力对土体强度的影响，亦无法反映高压力作用下，土体强度随平均应力的变化而非线性变化的特性。此外，模型破坏面存在尖角，尖角处塑性应变增量５的方向难以确定［？Ｑ＞丨ＣＳＬｙＭ＼“ｙ＾Ｖ－－－Ｃ图４３ｐｑ平面内Ｃａｍｌａｙ模型的屈服曲线Ｆ－－－ｉｇ．４３ＹｉｅｌｄｃｕｒｖｅｏｆＣａｍＣｌａｙｏｄｅｌｏｎｌａｎｅｍｐｑｐ４．４桩承式加筋路堤的有限元分析模型４．４．１模型的建立＝ｚ５本章按某高速公路的实际工况建立三维有限元模型，路堤高度；５．ｗ堤，路二２６ｗ＞－顶面宽度Ｚ，边坡坡度为１：１．５。管桩型号为Ｃ８（ＷＨＣＡ３００，对应外径ｉ＝Ｑ／＝．２）ｍ０．０７ｍ２１＾２２／？，壁厚，桩长，穿过软土层，桩端进入粉质粘土层，，ｓ＝按正方形布桩２．８ｍ。２５，桩间距为桩顶采用Ｃ混凝土现绕柱帽，桩帽面积为＝＝ａｘａ＼Ａｍｘ＼Ａｍ，厚度为〖０．３５ｍ。在桩帽顶部为０．５ｍ厚的加筋碎石塾层，钢？塑格栅分别在桩帽顶面０．２ｍ和０．５ｍ处。建立计算模型时，考虑到路堤的对称性，一一沿路堤横截面取半、纵向取排抽进行分析。取模型横向计算宽度约为半路堤地面宽度的三倍，在此取为６６ｍ，模型的计算深度取超过桩身长度的两倍，在此取为５０ｍ－－。计算模型横截面如图４４所示，模型网格划分如图４５所示。４５ 广东工业大学领士学位论文１３２０００＂＾ｒ１４４ｑｑ＾，■ｎ＾１１３０００ｎ碎石，工Ｔ■，时祐項Ｖｖｖｖｖ！ｖｖ／ｖｖｖｖｖｖｖ、＼／细朗故恤§７＾ｖｖｖｖｖｖｖｙｖｖｖｖｖｖＶＶｖ调Ｍ衍棚§写ｆ？▽▽▽▽▽▽▽▽Ｖ－ｏｖ▽▽▽▽▽▽▽▽Ｉ本枯丄ｆ：ｊｘ？？■—－Ｈ＇＇…足．．…４＝３ｃｓＪＨ－！Ｈ＾ｒ．ＫＫ＜［ＭＸＳ＊＊＊＊＊辱Ｕ＆９每＋、－ＪＸ？＼３；／．Ｖ？Ｉ？Ｘ＞＊Ｋ丨，ｎｎｊ＾ｖｖＪｊｇＪｐ▲！ｌＯＪ竭霸、圏霄ｎＩＴ圓－－－－－－－－ｐＨｃｓｔ＾＿＿Ｉ细砂：＿＿ＬＬ－－Ｌ——￡Ｊ＾ｊ＇＂－－￣狱泥质土＞Ｔ＞ｒ７Ｔ７７１＾ｇｐ＾Ｉｐ｜興＿＿Ａｉ！：圓｜｜！！！ｌｆｅ鐘ｉＬｉ－＊＊－＂＂＂＂４■十４‘＋＋＋号号号ｖ卜＾ｊ号号号号十十十＋＋々＋＋，……＋｝｜４Ｉ＋＋＋＋＋＋＋＋＋：＋＋＋＋＋＋＋＋＋＾－－－－＋＋＋＋＋＋－－－－ｌ＋４ｆ＋＋＋Ｈ｜ｆｆ＋Ｉ＋＋＋＋十＋＋＋＋〖＋＋十＋＋＋＋＋＋０＋＋＋＋＂＋＋＋＋ｉｆ＋＋＋＋＋＋＋卜ｆｇ中强Ｍｔｉ石＋＋＋十＋＋十＋＋＋＋＋＋十十＋＋＋ｉ＋＋＋＋＋＂＂－－ｆ＋ｆ＋＋＋＋＋＋＋ｉｆ｜＋＋＋十＋＋＋＋＋＋＋十＋＋十＋十十Ｉ＂＂＋＋＋＋＋＂．＋＋ｌｆ＋＋＋＋＋＋＋ｈ＾｜十＋＋＋＋＋＋十＋ｉ＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋十＋＋＋＋￥＋＋＋＋＋＋十卜４＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋；：０单位：ｍｍ图４－４计算模型横截面图Ｆ－－ｉｇ．４４Ｃｒｏｓｓｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｍｏｄｅｌ用ｔ／、Ｕｔ／分别表示空间变形ＲＫ；、ｚ，，分别表示绕轴的扭转变形；－”；”；？Ｘ表示桩体的空间坐标。，Ｌ、Ｂ、Ｈ、／为分别表示路基横向计算宽，度、模型纵向计算宽度、钢塑格栅横向长度、路基计算深度及桩长，则模型边界条件为：（１）ｘ方向：由路堤的对称性，路堤中心线上的横向位移为零，限制中心线处绕ｙ＝＝０、Ｚ轴的扭转变形时假定路基远处的横向变形为零ｔ／ｔ＾，同，即＝＝，ｉｏｉｉ及＝０／？＝０，；丄＝０丄』（２）３；方向：假定模型纵向位移为零，即（３）Ｚ方向：假定路基计算深度处横向、纵向和竖向位移均为零，即（４）对桩端进行Ｚ轴的扭转变形进行限制，即并限制钢４６ 第四章桩承式加筋路提的有限元分析塑格栅横向两端的位移，即。‘，ｔ、＇．‘－ｉ士－Ｊ滿；ｉ…ｉ；；ｊ＊＂—＇ｖ？■？＞■Ｉ．；？；：：５ｉ－＂＇ｙ－；：Ｉ？￣ｒｒ．＿？一ｉｉｔｒｔｒｒｒｉｒｉ．！—；￣＂￣ｒ“＂‘＊＇ｒ—４二５：？？？＇‘？？：．；！．ｉ￣＞＊＞；：１＜—！Ｊ：；．！．；，，？．Ｊ—？＂￣！＂“＂＿￣‘ｉ—－＂—＂＂＂；：－－—－４＞—？？１ｒｉｉｊ．Ｉ：：Ｉｔ！１ｔＩｆ＊＇．“＇？＂二＇－■＂－．．■．？；；：－＾二－丄？１—‘ｔ．－－－－ＷｒＴ：ｉ￣ｒ－；．．；１—￣￣￣￣￣＂－—－．—一—？－？４，Ｉ７”一＂“一“＾一ｔｊＪＵ—一Ｔ：卞二二一’￣—‘—屮‘４，－ｔ丄－！‘。一一ｉｒｔ，ｒ“一；＾＿＾Ｉ一一＋如：‘ｒＨ．７ｔ１ｘ１二］士＾ａ土体单元网格ｂ桩体单元网格））ａＭｅｓｈｏｆｓｏｉｌｅｌｅｍｅｎｔｂＭｅｓｈｏｆｉｌｅｓｅｌｅｍｅｎｔ））ｐ參參．、．Ｉ．ＩＩｃ）桩体和桩帽单元网格ｄ）格栅单元网格ｃＭｅｓｈｏｆｉｌｅｓａｎｄｉｌｅｃａｓｅｌｅｍｅｎｔｄＭｅｓｈｏｆｅｏｒｉｄｓｅｌｅｍｅｎｔ）ｐｐ）ｇｇｐ图４－５模型网格划分－Ｆｉｇ．４５Ｍｅｓｈｏｆｍｏｄｅｌ４４２．．模型单元类型与计算参数－Ｃｏｕ地基土、碎石垫层和路堤填土为Ｍｏｈｒｌｏｍｂ理想弹塑性材料，采用实体单ＰＨＣ，钢元进行模拟；管桩和桩帽为线弹性材料分别用梁单元和扳单元进行模拟；＾４７ 广东工业大学項士学位论文—ＮＸ中的土工格栅单元进行模拟塑格栅为线弹性材料，釆用ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ。由于桩一－一—土钢塑格栅之间的模量相差比较悬殊土格栅土之间分别设置了接，因此在桩—－土之间的接触单元采用Ｍ触单元。桩ＩＤＡＳ／ＧＴＳＮＸ中的桩单元进行模拟，桩单元设置时涉及三个参数，其中，剪切刚度、和法向刚度＆的取值参考进行取值，桩端弹簧ｔ的取值可由桩端处土层的地基弹費系数（地基弹黃系数参考顾晓鲁等一）编写的地基与基础进行取值乘以对应节点从属面积计算得到；格栅土之间的接触单元则釆用自动添加的方式进行设置，主要的参数有虚拟厚度系数和强度折减系０．１０．７。数，其中虚拟厚度系数采用软件默认值，强度折减系数取模型中所用到的－２－３参数取值见表４和４。表４－２单元类型与材料参数Ｔ－ａｂ．４２Ｅｌｅｍｅｎｔｔｙｐｅｓａｎｄｍａｔｅｒｉａｌａｒａｍｅｔｅｒｓｐ计算厚干重度饱和重度弹性模量泊松粘聚力内摩擦材料名称＇＇度。／ｍＩｋＮＩｍＩｋＮ／ｍｔｋＰａ比ＩｋＰａ角／＂路堤填土５．３１９２０３ｘ１００．３５３０＇００２０碎石垫层．５２１５ｘ１０．２８０３０３素填土２１８１９７ｘ１００．３３２５．１１２．９＇激泥９１５．５１６．５３ｘ１００．３８６３＇细砂３１８２１１２ｘ１００．３１２０＇激泥质土５１６１７５ｘ１００．３６７．５４＇粉质粘土４１８１９２ｘ１００．３１３０．７２１．４＇２７２４２５０１．２８４０３５中强风化岩．５ｘ１０－ＰＨＣ２一＇＂一管桩１２５３．８ｘ１００．１８一一一２＇＂０桩帽０．３５２５ｘ１０．２．８０００５－＇０—一钢塑格栅．２０６ｘ１０．３５表４－３接触单元参数Ｔａｂ－．４３Ｃｏｎｔａｃｔｅｌｅｍｅｎｔａｒａｍｅｔｅｒｓｐ桩单元】＾ｋｋＮ／ｍｋｋＮ／ｍ最终剪力伙ｋｔＮ／ｍ桩端承载力（伙人、？（）（）ＪＪ））＾？３１．３ｘ１０９．８ｘ１０２０２，５ｘ１０２００４８ 第四章桩承式加筋路提的有限元分析４．４．３施工阶段模拟模型计算时：，按实际施工阶段进行模拟。实际的施工过程主要有打桩与桩帽饶筑、铺设加筋垫层和分层填筑路堤几个部分，其中打桩与桩帽饶筑和铺设加筋垫一，层填０．５ｍＩｍ。层分两步完成路堤填土第，后面每层填因此，整个模型计算过程可分九步进行一二：第步进行原始地基的初始应力计算，第步打桩和桩帽绕筑，一第三部填筑碎石垫层和铺设钢塑格栅，第四步填筑第层路堤土，第五步填筑第二层路堤土，第六步填筑第三层路堤土，第七步填筑第四层路堤土，第八步填筑第五层路堤土，第九步填筑第六层路堤土。由于不考虑打桩过程对路基变形的影响，因此在前面两步都进行位移清零处理。４．４．４模型验证取数值计算中的１号桩的计算结果与本文第三章轴对称问题的单桩模型的计算结果进行对比分析，确保数值建模及计算参数取值合理。．：１土体应力及路堤沉降量计算结果对比表４－４土体应力及沉降量对比表４－Ｔａｂ．４Ｓｏｉｌｓｔｒｅｓｓａｎｄｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｏｎｔｒａｃｔ土体应力对比计算方法地表处沉降量桩帽上土应力桩间土应力／ｉｔＰａ理论计算３５２．２７４２．５８２０２．６数值计算３２９．６８４８．７６１９８．９－４可知由表４：以理论计算结果为准，数值计算得到的桩帽上土体应力之差为６％，数值计算得到桩土应力比约为６８．７％，桩间土体应力之差为１．５．，理论计算得到的柱土应力比约为８．３，两种计算方法得到的桩土应力比和地表沉降较为接近，说明模型的建立及模型参数的取值均较为合理。２．被身轴力及被侧摩阻力的分布规律对比：由图４－６和４－７可知：数值计算与理论计算得到的桩身轴力沿桩身的分布规律一一基本致．７％，仅在数值上存在些差异，以理论计算为准，计算误差约为９；桩侧一摩阻力的分布规律存在定的差异，主要原因是：随深度增加，理论计算模型中土体抗剪强度随着土体有效应力的增大而增大，而数值计算模型中将桩间土体抗剪强４９ 广东工业大学颂士学位论文一度的取值进行了简化处理，模型给土体设置了个最终剪力值，达到该值之前，模型能较好地模拟桩侧摩阻力随桩土间相对位移量的变化情况，当桩侧摩阻力达到该值时即保持大小不变。桩身轴力ｋＰａＺｋＮ柱侧摩阻力／－－０１５０３００４５０６００７５０９００１２６０６１２１８２４３０￣＂“￣１！Ｉｉ０１ｒｔ４１！ｒ０ＩＩＩＩｊＩ２－＋理论计算Ｉ＋４－理论计算ｉｔ４数值计算＋数值模拟，，／／＼＞：：Ｉ－－１２坦２？Ｉ／１／Ｙ：：：：／／；：＼－１８ｆ－１８＾：：＼－２０／／２０－＼Ｌ２２２２－一一－图４６桩身轴力桩深变化曲线图４－７桩身侧摩阻力桩深变化曲线Ｆ－－ｉｇ．４６ＣｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈＦｉ．４７Ｃｕｒｖｅｏｆｓｋｉｎｆｒｉｃｔｉｏｎｖｓｉｌｅｄｅｔｈｐｐｇｐｐ从以上两方面的对比结果可以认为本文数值建模及模型参数的选取较为合理，计算结果较为可靠，可用于工程的分析研究。４．４５．计算结果分析１．路堤变形（１）路堤竖向变形由图４－８可知，刚性桩承式加筋路堤的沉降区域主要集中在路堤下方的加固区２０．附近，路堤中心处的沉降量最大，最大值约为１７ｍｍ，远离路堤中心，沉降量逐５．４ｍｍ渐减小，在路基的非加固区出现了地面隆起的现象，隆起量最大值约为；与仅承受竖向荷载的情况不同，在路堤荷载的侧向压力作用下，加固区域内的竖向变“”形呈现出弧形扩散状态，各沉降等值面分层次地呈盘状。（２）路堤侧向变形－９可知由图４：在路堤和路基分别出现了较大的负向和正向的侧向变形（以向路堤外侧为正，向路堤中心侧为负），路堤内最大侧向变形位于路肩处的填土顶部，‘５０ 第四章牲承式加筋路提的有限元分析－３２二最大值约为．７ＷＷ，，路基内部的最大侧向变形位于外侧第根桩中上部附近区域６。最大值达４．１ｗｍ发生如此大的侧向位移，必定会使得边桩承受过大的剪力与弯矩，可能造成边桩受剪或受弯破坏。ＨＦ＂＂“…？ＤＩＳＰＬＡＣＥＭＥＮＴｍＰＰＩｈＩ３ｒ：…ｉ■■ｌｌＥＥＥ－－６，．３６１９９ｅ００２－－－－－８，００２０８Ｔ５６ｅ＾－—，９．８１３１２＿：ｅ００２＂－＾，‘１５３８７ｅ００１＇－．．：５１．３２６４３ｅ００１－－－．．．＂１．ｅ＿ｉｅｓＤＳａｏｉ、“—－－—．１？．６７１５４ｅＤ０１．ｊ＾■－－；，．ｅ．２０１６６５００１■減１＾截Ｉ．喷＊■图４－８路堤竖向变形云图－Ｆｉｇ．４８Ｔｈｅｖｅｒｔｉｃａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｌｏｕｄｄｉａｇｒａｍｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ、Ｌ“‘聊觸＾撒、卿＇ＤＩＳＰＬＡＣＥＭＥＮＴ＇‘‘““－ｒＩ？４．６０５６５ｅ００２＾，＾Ｋ＿９■。？。２ｒ》Ｊ＇＇＋３－＇Ｕ－ｋ．９２５４ｅ，２００２，妖６．８％Ｉ－１－—＋２．６３５９Ｓｅ００２１．，．‘．、１０５％Ｘ、：－ｔＳ３ｉ【ｗ－．－＇■．．＋６．６３００ｅ００３Ｉ６Ｉ４２．０％＋９－■Ｈ．７４０９８ｅ００５：ＩＴ．ｍ－—－？．．６．６８１８ｅ００３＿４‘、“‘？、，．Ｉ２．ＯＳ－－ｉ１．３０３３８ｅ００２１＾？響Ｉ１．３％－－ｉ．９５９９４ｅ００２＾１■０．８％－＇＂？２００２Ｊ，６１６５０ｅ■０．３％＿－－—－３．３０５ｅ００２２７图４－９路堤侧向变形云图－Ｆ．Ｔｈｉｇ４９ｅｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｌｏｕｄｄｉａｇｒａｍｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔ５１ 广东工业大学項士学位论文上述路堤变形结果表明：路堤的竖向沉降量满足高速公路对沉降的要求（５３０ｃｍ）在路堤边缘处，地基土的沉降变形差异较大易产生剪切破坏对于高填，但，，方路堤工程，在场地条件允许的情况下应尽量减小填土边坡的坡度，场地条件受限时，则应该对路堤边缘及路堤坡脚处地基土进行适当的加固处理，以减小路堤顶部。和路基内部的侧向位移，增强路堤的稳定性２．被土沉降与应力分析‘距路堤中心距离／ｍ－０－０４０５１０１５２０２５３０３５４０４５５０５５６０６５７００．００ｉ１ｉ１１。－．时Ｉ激０－．０８／钱／Ｍ０．１２／窜■－＾０．２００２４．－图４－１０地表平面桩土沉降曲线－Ｆｉ４１０Ｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｎｄｓｏｉｌａｔｒｏｕｎｄｓｕｒｆａｃｅｇ．ｐｇ距路中心的距离／ｍ０５１０１５２０２５￣￣０：１．００Ｉ１！Ｚｉ：；ｍｍｉｗ０－．２０－图４１１桩端平面位置沉降曲线Ｆ－ｅｔｔｅｎｔｃｕｒｖｅｉｇ．４１１Ｓｌｅｍｏｆｉｌｅａｎｄｓｏｉｌａｔｉｌｅｔｏｐｐｐ－－－土的沉降曲线－图４１０和４１１分别为地表平面和桩端平面处桩。从图４１０可一土之间的差异沉降以看出：桩、桩顶向上刺入及地表的隆起情况。桩帽的设置增加了桩体与路堤填土的接触面积，有效地减小了桩顶向上的刺入量，本模型中桩顶刺入量约为ｌＯｆｉｍ。与路堤竖向变形云图的结果相对应，在路堤的非加固区存在地５２ 第四章桩承式加筋路提的有限元分析３５６ｍ表隆起，隆起最大值出现在距离路堤中心约．，在路堤边坡坡脚附近竖向位移－的变化幅度较大，应注意加固处理１１：；从图４可以看出桩端下土体的沉降明显大于其周边土体的沉降，主要是在桩端阻力的作用下，在桩端下部土体中产生了应力。集中现象，桩端下土体应力明显大于其周边土体所致？”．“！－…＋２．０２７８６＋００１睡８－—１＋．５１６０６ｅ００２１｜：１０．３％ｉ‘－—２．１Ｕ８４ｅ＋００２．」１０３％後．＂，．２＋．７１３６２ｅ００２ｉ９．３％；：■－３＋．３１２４０ｅ００２《Ｓ１０，８＾１、－３＋．９１１１８ｅ００２６．６％－…－４５０９９６ｅ＋００２．３．２％＇－５１，０８７４ｅ＋００２０．６％－＋－５．Ｔ０７５２ｅ００２０．５％－６＋．３０６３０ｅ００２。■？｜－｜６．９０５０８ｅ＋００２图４－１２路堤土体竖向应力云图－Ｆ‘ｅｒｉｃａｌｓｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｏｉｌｉｇ４１２ＶｔｔｒｅｓｓｔｓＳＯＬＩＤＳＴＲＡＩＮＥ－２２，Ｓｏｎｅ－＋２，０８２８３ｅ００２０，３％－—＋１，８４２４５６００２０５＾．－—＋１．６０２０８ｅ００２０ｍ，－一＋１．３６ｉｒ０ｅ００２０．８％－—ｎ．１２１３２ｅ００２２窝，１－－＾８．８０９４１ｅ００ｓ３．２％＋６－＂．４０５６３ｅ００３４．ｎ－．００１８５ｅａ０３６，ｍ－—．ｎ．５９８０７ｅ００３３１２％－－．：８＾，０５７０６ｅ００４３５．７％－￣—－３．２０９４９ｅ００３Ｕ．Ｓ．－－５６－Ｓ２７ｅ，１００３２．￣Ｉ－８．０１７０４ｅ００３－图４１３路堤土体竖向应变云图－ｅｒｃａｏｆＦｉｇｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｉｌ．４１３Ｖｔｉｌｓｔｒａｉｎ５３ 广东工业大学硕士学位论文－１２－图４和４１３分别为路堤土体的竖向应力与应变云图，从云图显示的结果可？以看出：靠路堤中心的１４号桩的桩帽顶部和桩端存在明显的应力集中现象，在桩帽附近的土体中形成了比较明显的土拱，说明刚性桩承式加筋路堤中确实存在土拱一４－１０效应，结合图显示的桩土间存在差异沉降，说明本文理论计算模型中将路堤填土分为内外土柱进行分析的思路是比较符合实际的。路堤荷载／ｋＰａ０２０４０６０８０１００１２０１４００１．００ｉｉ１［１１ＩＩ＂桩体０观－桩间土＿Ｓ０．１２羞。．１６Ｘ０－．２０一４－图１４路中桩土沉降路堤荷载变化曲线Ｆ－ｉｇ．４１４Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｎｄｓｏｉｌｖｓｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄｐ４２０「－３５０．＋桩帽顶部－２８０—■一柱间土＾§２１０－－１４０７０－￣？－ＱＩＩＩＩ１Ｉ０２０４０６０８０１００１２０１４０路堤荷鋳ａ一图４－１５路中桩帽上和披间土体应力路堤荷载变化曲线－ｉｆ－Ｆｉｌｈｅｉｇ．４１５Ｃｕｒｖｅｏｔｈｅｓｏｉｌｓｔｒｅｓｓｏｎｅｃａａｎｄａｍｏｎｔｌｅｓｐｐｇｐｖｓｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄ５４ 第四章桩承式加筋路堤的有限元分析思２－１ＱＩＩＩ！１Ｉ０２０４０６０８０１００１２０１４０路堤荷载／ｋＰａ一图４－１６路中桩土应力比路堤荷载变化曲线Ｆ－ｉｇ．４１６Ｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｎｄｓｏｉｌｓｔｒｅｓｓｒａｔｉｏｖｓｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄｐ－－４？图４１图４１６分别为路中心桩土沉降、桩帽上与桩间土体应力及桩土应力比一随路堤荷载增加的变化情况，三者的变化均可分为两个阶段。第个阶段：加载前－土沉降期，随着路堤荷载的增加，桩、桩帽上和桩间土体应力及桩土应力基本呈线二一性增长：；第阶段由于本计算模型桩间距较大，当路堤荷载增加到定值时，桩体分担荷载的能力有限，迫使桩间土体分担更多荷载，随着路堤荷载的增加，桩土应力比增大的幅度越来越小，并逐渐趋于稳定。此外，桩间土体应力的增加，使其逐步进入塑性状态间土体的沉降随路堤荷载的增加呈现出一，桩定的非线性。３．钢塑格栅受力８０＿－１０ｖｉｗＩＩＱｉＩ１Ｉ！１Ｉ１ＩＩ＿＼ｔ０２４６８１０１２１４１６１８２０２２距路堤中心距离／ｍ图４－１７钢塑格栅拉力变化曲线＇Ｆ－ｉｇ．４１７Ｃｕｒｖｅｏｆｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅｔｅｎｓｉｏｎｐｇ５５ 广东工业大学项士学位论文ＩＤＳＣＡＴＬＧＨＤ２ＤＧＥ０ＦＯＲＣ“ＦＯＲＣＥＸＸ德，ＨＮ／ｍ＋５．ｅ＋００１．睡１２０１２■１３．９％胸舰．■＋４＋００．２６６７７ｅ１Ｊ‘－＾１６１％、，－—＋＋、：３．８４００９ｅ００１．１’５％‘１，一‘“＋３３４１ｅ＋００１．４１１‘３ｉ、＼－十２＋０１，９８６？４ｃ０１＋１＋５６００６ｅ００ｉ‘？＾－．２１．１３３３３．００１．３％Ｓ＋Ｌ７０６Ｔｉｅ＋００１＿５１％——Ｉ＋１．２８００３ｅ＋００１２２％Ｉ．？＋８５３３５３ｅ＋０００＾１．ｓ．ｓ＾－＾ｊＪＰ＿＂ｉｌｉｐＫ？７ｅ＋０００ｐＨ．２６６Ｈ２，９％園＋０．ＯＯＯＯＯｅ＋０００ａ）上层钢塑格栅横向拉力ａＴｒａｎｓｖｅｒｓｅｔｅｎｓｉｏｎｏｆｕｅｒｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅ）ｐｐｐｇＩＤＳＣＡＴＩＧＲＤ２００１０ＦＯＫＣ“－ＦＯＲＣＢＹＹ，Ｕｎ／ｍ—？－＋ｌ８１５５８６＋００１ｇ．｜＊、＋＋００１、■１．６６４２Ｓｅ？￣．＋１＋００■．５１２９８ｅｉ１￡．Ｓ％＋．＋１３６１６８ｅ００１、…、－＋、贫１ｅ＋００、，２１０３９１’＇．．７％．ｉ１２－＾＋－＼ｉ．０５９０９ｅ００１８．Ｔ％＇＋９０７７９０ｅ＋０００１．＋＋７．５６４９２ｅ０００，６．ｍ—、－＋－－５？．０５Ｉ９３ｅＯＯＤ、？—＋４５３＋００，．８９５ｅ０３．３％＂？＋ｓ＊：＋３ｉ．Ｄ２５９７ｅ０００．ｒ氣办ｎ、＇＾４％ｖｔｖ，ｉｋｉｐ＿，５１２９８ｅ＋０００Ｂ３．３％■－＋０＋０００．ＯＯＯＯＯｅｂ上层钢塑格栅纵向拉力）ｂＶｅｒｔｉｃａｌｔｅｎｓｉｏｎｏｆｕｅｒｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅ）ｐｐｐｇ５６ 第四章桩承式加筋路提的有限元分析ＩＤＳＣＡＴＬＧＪｔＤ２ＤＧＥ０Ｆ０ＲＣｒａ＿ＦＯＲＣＥＸＩ／？，—＂＋５ｅ＋００１＾，９８２９６＿？■．１４％＿．３？Ｈ＂＾０－＾００１．４８４３８ｅ■Ｈ２８．６％圃十４．ＳＳ５８０ｅ＋００ｉ，１４．３％＂、—…Ｈｅ＋０Ｃａ：，挪２２—．＋＋３ｒ．Ｓ８６４ｅ＋００ｉ＋、：＾Ｓ“．．■４．ｍ＂－＋３９００６ｅ＋００１ｇ．４４，８！４Ｉ—＋２＋ｇ．９９Ｈ８ｅ００１．＿５６％＾■＋２．４：９２９０６＋００１４．０％—＋１＋．９９４３２ｅ００１！３＾２％‘‘］－－Ｈ—－＋＾１００１金Ｉ．４９５Ｔ４ｅ－■丄９７１６０ｅ十０００，ｉｑ５ｍ＿．＋４９８５８０６＊＾０００■，４．＆，瞧＋－＋０．ＯＯＯＯＯｅ０００ｃ）下层钢塑格栅横向拉力ｃＴｒａｎｓｖｅｒｓｅｔｅｎｓｉｏｎｏｆｌｏｗｅｒｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅ）ｐｇＩＤＳＣＡＴＬＧＫＤ２ｍｍ￥０＾Ｃ＿ＦＯＲＣＥＴＹｍＭ，▲＇＇－＂＂－＾１＋．３５３９３ｅ００１１２．５％—一＂ｆ＋ｉ．７９０１９６００１２３．ｍ－Ｉ＿４ｉ６２６４５ｅ＋００１．－—＋ｉ２Ｔ２ｅ＋Ｄ０１．４：６１２．热“＊＂—＋１＋．２３８９８ｅ００１，３．ｍ－－“■＋１１３５２４ｒｆ００ｉｒ．，，，，Ｊ？去＊、＂＂—＋９、ｉＴ５０６ｅ＋０００．１＾＂Ｗ、４．４％＊一—＾＾８０７７６９ｅ＋．ｃ００、ｓ．ｍ＼—？＂＂＂＋６‘４０３２ｅ＋０００４■３，１％——＋４＋．８０２９６ｅ０００＋３１６５５９００Ｐ＾■Ｉ．ｅ＋０６．３％Ｐ＾－４ｍＰｍ１．５２８２２ｅ＋０００■４．４％一－￣￣１．６０９１４３００１ｄ）下层钢塑格栅纵向拉力ｄＶｅｒｔｉｃａｌｔｅｎｓｉｏｎｏｆｌｏｗｅｒｓｔｅｅｌｐｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅ）ｇ４－图１８钢塑格栅拉力分布云图－Ｆｉｇ．４１８Ｔｅｎｓｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｇｒｉｌｌｅｐ－－图４１７和图４１８为钢塑格栅拉力沿路堤横向的变化曲线图和格栅拉力分布云－－８ａ图，由图４１７和图４１、Ｃ）可以看出：上下两层格栅在半跨路面宽度范围内的拉）力值均较大，到路肩附近幵始迅速减小，其中上层格栅拉力最大值为４７．７伙／ｍ，下层格栅拉力最大值为６＼．２ｋＮＩｍ，均小于钢塑格栅的抗拉强度设计值ＷｋＮＩｍ。５７ 广东工业大学领士学位论文－７上下两层格栅的拉力均呈波浪状分布此外，由图４１可以看出：，但不同的是路堤中心区域二者拉力峰值的位置相互交叉，其中，下层格栅拉力的峰值出现在桩帽边一＂【１缘，同土拱效应理论分析得到的分布规律致，而上层格栅拉力的峰值有点偏移，分析原因有可能是：在土拱效应的作用下，加筋垫层中的碎石之间的相互嵌锁较强，格栅拉力受到碎石调整作用的影响，使得该区域格栅拉力的峰值出现错位。从格栅纵、横向的拉力比较可以看出，上、下层格栅的横向拉力均较纵向拉力，大出许多主要是因为：格栅横向的拉力由格栅自身变形和路堤填土的侧向压力作用两部分产生的，而纵向格栅拉力仅由其自身的变形产生。此外，从格栅的纵向受力云图可以看出，下层格栅拉力分布比较规律，且拉力最大值位于桩帽边缘处，而上层格栅纵向拉力分布比较紊乱。４．被身受力与变形（１）桩身受力分析一定的对应关系桩身轴力与桩侧摩阻力、桩身弯矩与桩身剪力分别存在，因此将桩身轴力与桩侧摩阻力、桩身弯矩与桩身剪力分别结合起来分析。桩身轴力／ｋＮ柱身侧摩阻力／ｋＰａ０－－１５０３００４５０６００７５０１０５０５１０１５２０一—“－－０Ｔ厂ｒ‘‘‘ｒｉ！－－／／／＋６２号桩６ＵＮ．＂＾２号桩；／／／／＂＾＊３．．－号桩Ｋ８／／ｇ３号桩／／＾Ｉ—号桩＋１４－／／Ｓ＼＼｛号桩■§／１０／１０＋ｍ／５号桩＋／ｉ５号桩＿／／＋＿丨？１２６１２＼ｉ号桩ｆｌ＋６／／／／号桩二：Ｍ：ＶＪ＝ｓｌ：：：：Ｌ２２２－２一一图４－－１９桩身轴力桩深变化曲线图４２０桩侧摩阻力桩深变化曲线－Ｆ－ｉ４１９ＣｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈＦｔｔｈｇ．ｉ．４２０Ｃｕｒｖｅｏｆｓｋｉｎｆｒｉｃｉｏｎｖｓｉｌｅｄｅｐｐｇｐｐ由图４－－１９和图４２０可知：路堤中心处的１号桩桩身轴力最大，远离路堤中心，桩身轴力逐渐减小，且越往路堤边缘，轴力减小的幅度越大。就具体的单桩而言，桩帽和土工格栅的设置，增大了桩体与加筋塾层的接触面积，极大地增强了路堤荷。载向桩体的传递效率，桩顶出现较大的轴力由于桩顶附近桩侧负摩阻力的作用，５８ 第四章桩承式加筋路提的有隊元分析一－？１７号桩身轴力最大值均出现在桩顶下１．５２／７７附近，其中１号桩轴力最大值为６４１．４ｋＮ，桩身下端轴力较小，８号桩则呈现出中部较大，上部和中部变化不大，桩。．端较小的特点桩侧摩阻力方面：在桩顶以下存在１５的负摩阻区，且１号？￣８号桩，桩侧摩阻力的中性点逐渐下移，其中１７号桩由于承受的上部荷载较大，桩土间的相对位移增加较快，桩侧摩阻力在１．５ｍ左右即转为正值并较快地到达了最终剪力值，８，，因此桩侧摩阻力呈现出相似的变化规律而号桩由于上部荷载较小桩土间的相对位移增长较慢，在５ｍ左右桩侧摩阻力才转为正值，到接近桩端处侧摩阻力才到达最终剪力，桩侧摩阻力的变化受到土层变化的影响，因此变化规律略有不同。桩身剪力－ｍ／ｋＮ桩身弯矩ＺｋＮ－－－７５－６０－４５－３０－２０１５０１５３０１００１０２０３０＋＂＾１号桩１号桩ｍ＂＾２号桩号桩２０２０Ｌ、２２１１一一图４－２４－２２１桩身剪力桩深变化曲线图桩身弯矩桩深变化曲线－－ｓｒＦｉｉｎｆｏｉｏｆｂｅｅｎｇ．４２１ＣｕｒｖｅｏｆｈｅａｇｒｃｅＦｇ．４２２Ｃｕｒｖｅｎｄｉｎｇｍｏｍｔｖｓｉｌｅｄｅｔｈｖｓｉｌｅｄｅｔｈｐｐｐｐ－－２由图４１和４２２可知：从路堤中心往路堤边缘，桩身弯矩和剪力均呈增大趋势，弯矩和剪力的最大值都出现在７号桩。各桩桩身下半段弯矩和剪力的变化规律整体上相似，在土层变化处，桩身剪力约为零，在剪力零点上下约Ｉｍ左右出现剪，。受上层软土的侧向位移的影响力的极值弯矩则在土层变异处出现了极值，桩身？上半段的弯矩和剪力呈现出两种不同的分布规律１５号桩桩顶附近的剪力为，其中？？正值，而６８号桩则为负值，在桩顶下５／Ｗ附近出现极值，与之对应的，１５号桩？桩身弯矩在桩顶下５Ｍ附近出现了极值，而６８号桩的大值却出现在桩顶。总的来？说，６８号，靠近路边缘的桩体承受了较大的剪力和弯矩其中桩的剪力最大值分别５９ 广东工业大学项士学位论文＾－－ｋＮ－－为１２：＾，２４．８ｊｙ＼和２４．８ｉＷ，弯矩最大值分别为４３．３ｉｂＶ／ｗ、５９．５ｋＮｍ．－－ｍ５２．７ｋＮｏ桩身侧向位移／ｍ０．０００．０１０．０２０．０３０．０４０．０５＿８＂＾３／／号桩ｉ／／＾＂＂＾４－＊号桩Ｊ１０／■｝］？％ｆｆ＋５号柱Ｉ｛｛｛２…＆＋Ｉ！！６号柱＾ｗＬ２２一图４－２３桩身侧向位移桩深变化曲线Ｆ－ｔｉｇ．４２３Ｃｕｒｖｅｏｆｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｖｓｉｌｅｄｅｈｐｐ－？由图４２３可知，：从路堤中心往路堤边缘１号７号桩桩体的侧向位移逐渐增大，８号桩较７号桩有所减小，其中靠路堤外侧的６、７和８柱桩身侧向位移最大值均超过了４０／ｍ？。桩身侧向位移最大值均出现在上层软土层，桩端进入相对硬土层，很好地约束了柱端的侧向位移，桩端侧向位移均较小。此外，从桩身侧向位移沿桩身的变化情况来看，在土层变化处存在明显的转折，特别是夹在上层软土与下层软土之间的细砂层，有效地约束了桩体的侧向变形。桩身过大的侧向位移使桩身承受较大的剪力及弯矩，如何控制好刚性桩承式加筋路堤的边桩侧向位移，减小桩身弯矩一和剪力，可作为刚性桩承式加筋路堤设计的个重点。从以上对刚性柱承式加筋路堤桩体受力与变形的分析结果可以判定：６。６４２【］（１）．４■８．５．１１）桩身的轴力最大值为，小于按规范式（计算得到的的８０－－管桩ＣＰＨＣＡ３００的桩身混凝土强度值，因此桩身不会受压破坏；（２）路堤边缘的管桩出现了较大的侧向变形，且承受较大的剪力和弯矩。如６号８８０－ＰＨＣ－Ａ３００的极、７号和号桩身的最大弯矩值均超过了规范给出的管桩Ｃ限弯矩检验值按数值计算结果来看，本文工程实例中的路堤边缘的３根桩己经因弯矩和剪力过大而破坏。６０ 第四章桩承式加筋路提的有限元分析４．５本章小结Ｍ—ＮＸ有限元本章通过应用ＩＤＡＳ／ＧＴＳ软件建立了桩承式加筋路堤的三维有限元模型，针对本文工程实例的工况条件，对桩承式加筋路堤的变形、桩土沉降、格栅受力和桩体受力与变形情况进行了分析可知：（１）本文工程实例的路堤竖向和路基侧向变形都较大，其中竖向沉降量尚在要求的范围以内，但过大的路基侧向变形将直接影响到路堤的稳定性，对于高填方路堤应注意对路堤坡脚处地基土体进行加固处理；２三一（）从桩体受力与变形的分析结果来看，可将桩分为类：第类，桩身轴力大，桩身剪力、弯矩和侧向位移均小的桩，如靠近路堤中心的１号和２号桩；第二类：柱身轴力、剪力、弯矩和侧向位移均较大的桩，如３号、４号和５号柱；第三类：柱身轴力小，但桩身剪力、弯矩和侧向位移大的桩，如路堤边坡附近范围内的６号、７号和８号柱；（３）由上述的分析可以作出判断：本论文工程实例应该是由于路基内部过大的土体侧向位移和边桩侧向位移，使得边桩承受过大的弯矩和剪力而造成桩体破坏，一步发展路基内部侧向位移进，形成剪切破坏面，并最终引起路堤侧向滑动而导致道路结构层横向开裂。６１ 广东工业大学硕士学位论文第五章桩承式加筋路堤的布被优化分析５．１引言在软土路基工程设计中主要包括路基的承载力、路堤沉降和稳定性三个方面的一内容。通常采用桩结合桩帽和土工格栅进行软土路基处理时，为了达到定的经济一效果，在保证承载力的前提下，般按控沉疏桩的理念进行设计。本文工程中采用ＰＨＣ管桩结合桩帽和钢塑格栅的桩承式加筋路堤正是按控沉疏桩理念进行设计的，一桩身强度和复合地基的承载力均符合要求，当路堤填土荷载增加到定程度时，桩，体分担荷载的能力不足促使桩间土体承担过多的荷载，在路基软土层产生过大的压缩变形，未能到达真正控沉的效果。由于路堤填土通常釆用较好的填料，在拽制好填筑边坡坡度和保证填筑质量的前提下，填土路堤自身的沉降和稳定性是能够得到保证的，因此造成路堤沉降和稳定性向题的原因主要是下面软土路基的竖向和侧向变形。由前面章节的计算结果可以看出，在路堤填筑的后期，桩体的荷载分担能力有限，桩间土体承受的过大荷载，导致路堤变形过大，从而使边桩承受过大的剪力和弯矩，最终造成毁桩。针对问题产生的可能原因，通过减小单桩受力和增大单桩承一基加固处理方案载力来解决问题。减小单桩受力的方法有两种：方法，，保持原路改用轻骨料进行路堤填筑，路堤整体荷载减小，单桩受力减小；方法二，保持路堤。荷载不变，减小桩间距，桩数增加，单桩受力减小增大单桩承载力的方法也有两一种：，，的方法，增加桩长，桩侧侧摩阻力增加单桩承载力增大若桩端进入更好持力层，桩端阻力增大，单桩承载力增大；方法二，加大桩径，同时增加桩侧摩阻。力和桩端阻力，单桩承载力增大、本章主要针对不同的布桩方案，通过对桩承式加筋路堤的路堤变形桩土变形、格栅拉力及桩身受力与变形等四个方面的数值计算的结果进行分析，对桩承式加筋路堤的承载性状进行更深入的分析研宄，并对本文工程实例的设计进行优化分析。４－４如图所示，将路基横向处理范围按路堤顶面对应区域和路堤边坡对应区域分为Ｉ区和ＩＩ区。６２ 第五章桩承式加筋路提的布桩优化分析表５－１分析方案优化统计表Ｔａｂ－．５１Ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｓｔａｔｉｓｔｉｃｓ方案桩长／ｍ桩径／ｗ桩间距／ｗ２１０．３２方案１（原方案）．８方案２２１０．４２．８方案３２１０．５２．８方案４２３０．３２．８方案５２５０．３２．８６２１０．３２４方案．７２１０２方案．３．０５．２变换桩长５．２１．路堤变形保持原方案中的桩径和桩间距不变，通过变换桩长，与原设计方案的路堤变形工况下路堤竖向与侧向５－２。进行对比，不同桩长变形的最大值见表表５－２变桩长路堤变形－ｈＴａｂ．５２Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｖｓｄｉｆｆｅｒｅｎｔｌｅｎｇｔｏｆｐｉｌｅ桩长／ｗ／ｍ／ｗ减小量／ＯＴＷ路堤侧向变形／ｍｗ减小量／ＷＪＷ．ｊ路堤竖向变形－－２１２０１．７４６．１２３１０９．０９２．７２３．３２２．８１０２９９２００２６１２５．５．２．．由表５－２可知：随着桩身长度的增加，路堤的竖向和侧向变形都呈减小趋势，主要是桩身长度的增加一，桩端进入更好的土层，方面，增加了桩侧摩阻力和端阻力，桩体分担的荷载增加，桩间土体承担的路堤荷载减小，桩间软土的压缩变形量一减小，，，；另方面桩端进入到硬土层桩体将荷载直接传递到了更好的土层桩端土层的压缩性减小，土体的压缩量相比原设计方案大大减小。此外，桩长为２３／？与桩长为２１Ｗ和２５Ｗ分别进行对比：桩长由２１ｍ增加到２３ｍ与桩长由２３ｍ增加到２５ｍ，桩长增加相同，但路堤竖向和侧向减小的幅度却相差很大，由此可以看出，６３ 广东工业大学领士学位论文桩端土层的弹性模量对控制路堤的竖向与侧向变形起主导作用。在条件允许的情况。下，将桩体打到硬土层，对控制路堤的变形具有十分明显的效果填土髙度／ｍ０１２３４５６７８“‘０‘！１１１１１１Ｉｏ．ｏ４０－１．１＂？＝２１ｎ辱桩长Ｌｐｉ０－１５■Ｊ“？＂桩物＝２３ｍ备＂ｆｅＬ＝２桩ｐ５ｍ０２０．２５一５－图１路堤中心沉降填土高度变化曲线－Ｆｉｇ．５１Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｓｏｉｌｖｓｔｈｅｆｉｌｌｉｎｇｈｅｉｈｔｇ填土高度／ｍ０１２３４５６７８趟ＩＬ＝２樹桩长ｐ１ｍ＝０－桩組ｐ２３ｉｎ■．０３－＊—＝桩长Ｌ２５ｍ塑ｐ蜜０．０４＼Ｌ０．０５一图５－２路基侧向变形填土高度变化曲线－Ｆｉ．５２Ｔｈｅｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｕｒｖｅｏｆｉｌｓｔｈｅｆｉｌｌｉｈｉｈｔｇｓｏｖｎｇｅｇ－图５－１和５２分别为路堤沉降与路基侧向变形随路堤填土高度的变化曲线图，由图可知：随着路堤填土高度的增加，不同桩长的路堤沉降与路基侧向变形均呈增大趋势，其中桩长由２１ｍ增加到２３ｗ，曲线的增长斜率变得平缓，即沉降和侧移随填土高度增加而增大的幅度明显减弱，而桩长由２３ｍ增加到２５ｍ，曲线的斜率基本保持不变，路堤的沉降和路基侧向变形的增长幅度变化不大。主要是桩长由２１ｍ増加到２３ｍ，桩端持力层由相对硬土层进入到硬土层，端阻作用明显加强，柱体荷载分担大幅度增大，桩间土荷载分担减小，压缩变形量大幅度减小；而桩长由２一３ｍ２５ｍ增加到，仅是桩侧摩阻作用有定的增大，且长度增加较小，柱间土体荷６４ 第五章桩承式加筋路提的布桩优化分析载分担减少不明显，压缩变形量变化不大，所以相同的桩长增加量，沉降与侧向变一形的增加幅度存在明显差异。在硬土层上部存在定厚度的相对硬土层时，仅将桩端打到硬土层顶面，而不需要桩端进入硬土层，即可起到有效地控制路堤沉降与路基侧向变形的效果。５．２．２桩土变形保持原方案中的桩径和桩间距不变，通过变换桩长，对桩土变形进行分析，图５－３？图５－５分别为不同桩长工况下地表和桩端平面处桩土沉降曲线及路中心桩土沉降随路堤荷载增加的变化曲线。距路中心距离／ｍ６１０２０３０４０５０６０７００－．０５ｇ一＝０．０２１ｍ■１柱长Ｌｐ＝＾桩长Ｌｐ２３ｍ０１５＝桩长Ｌｐ２５ｍ—０．２００－．２５一图５－３地表平面桩土沉降曲线Ｆ－ｔｔｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｎｄｓｏｉｌａｒｏｕｎｄｓｕｒｆａｃｅｉｇ．５３Ｓｅｌｔｐｇ距路堤中心距离／ｍ０５１０１５２０２５——０ｉ１．００１ｕ１Ｉ＾＾：Ｆｒ０ｉｌＷ－１２＝＇运－■＂Ｉ１１披长Ｌ２１ｍｙｐ＝披长Ｌ２３ｍ＿ｐ０．１６Ｗ＂Ａ—＝２５ｍ１１柱长Ｌ｜ｊｐ０－．２０图５－４桩端平面位置沉降曲线－Ｆｉ．５４Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｎｄｓｏｉｌａｔｉｌｅｔｏｇｐｐｐ６５ 广东工业大学项士学位论文－５－３５４可知地表处桩土沉降均减小由图和图：随着桩长的增加，，但桩长的增加，使桩端到达硬土层，地表处桩土差异沉降量增大，路堤填土中的土拱效应增强，能，桩体荷载分担增大，桩体向下的刺入量明显减小明显降低路堤的沉降量；当桩端到达硬土层后，再增加桩长，对增大地表处桩土间差异沉降和减小桩体向下刺入变形的影响不大，对路堤沉降的减小效果不明显。因此，桩端持力层的性质对路堤填土中的土拱效应的发挥程度影响较大，己在相对硬土层本文工程原方案桩端，增加桩长使桩端到达硬土层，，，无需嵌入硬土层即可极大地增强土拱效应加大桩体荷载分担，减小路堤沉降量。路堤荷载／ｋＰａ０２０４０６０８０１００１２０１４０”－—￣０ｉｉ．００ｙ１１１＾［：■＝４桩间土Ｌｐ２１ｎｉ）＾（－０＝．１５—桩帽上２３ｍ，（Ｌｐ）＝土Ｌ２３ｍ＾桩问（ｐ）Ｋ０？２０＝＋桩帽上（Ｌｐ２５ｍ）＝—＾间土Ｌ２５ｎｉ桩（ｐ）０＿２５一图５－５路中桩土沉降路堤荷载变化曲线Ｆ－ｉ５５Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｍｉｄｄｌｅｉｌｅａｎｄｓｏｉｌｖｓｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄｇ．ｐ图５－５为不同桩长工况下路中心桩帽上与桩间土沉降随路堤填土荷载增加的变：，化曲线，由图可知桩体和桩间土的沉降分桩端持力层为相对硬土层和硬土层呈现出两种变化规律，桩端（桩长为２１ｍ）在相对硬土层时，单桩的承载力存在不足，桩间土分担荷载较大，桩间土进入塑性状态，桩体和桩间土的沉降随路堤荷载的增一加均呈现出定的非线性变化，桩端（桩长为２３ｍ和２５ＷＪ）在硬土层时，桩体承担大部分荷载，土体基本上为弹性桩间土体分担荷载较小，，桩体和桩间土的沉降随路堤荷载的增加基本上呈线性增大，且桩长越大越接近线性变化。５．２．３格栅受力保持原方案中的桩径和桩间距不变，通过变换桩长，对格栅的受力进行分析，６６ 第五聿桩承式加筋路媞的布桩优化分析－５６和５－７图图分别为不同桩长工况下上、下层格栅拉力的变化曲线。６０「－＋长Ｌ＾２１ｍ产＼Ｚ＾桩ｐ＝§—＾２３ｍ４０Ｚｖ／＼／＼ＡｔＰ１：０５１０１５２０２５距路堤中心距离／ｍ图５－６上层钢塑格栅拉力变化曲线＇Ｆ－ｒｖｅｕｅｒａｅｒｅｅｏｎｉｇ．５６Ｃｕｏｆｐｐｌｙｓｔｅｌｐｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｔｅｎｓｉｇ７０「０５１０１５２０２５距路堤中心距离／ｍ图５－７下层钢塑格栅拉力变化曲线＇Ｆ－ｉ５７Ｃｕｒｖｅｏｆｌｏｗｅｒｌａｅｒｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅｔｅｎｓｉｏｎｇ．ｙｇｐ－由图５６和图５－７可知、：按桩端持力层为相对硬土层和硬土层，上下层格栅拉力沿路堤横向呈现出两种变化规律：桩端（桩长为２１？２）在相对硬土层时，上、下层格栅拉力沿路堤横向振荡型减小，在路堤顶面对应的区域，格栅的拉力均较大；桩端（桩长为２３ｍ和２５ｍ）在硬土层时，格栅拉力沿路堤横向呈先增大后减小的振荡型变化趋势，在路肩处拉力值最大，路中心和路边缘拉力较小。此外，随着桩长的增加，上、下层的格栅拉力均呈减小趋势，其中以路中心附近减小最为明显，分别减小２３．２ｙＷ／ｗ和２９．２Ａ：Ａｒ／ｗ与ＶＬ７ｋＮ／ｍ＾２６ＡｋＮｌｍ，说明桩间土需分担的荷载较小。６７ 广东工业大学项士学位论文５．２．４桩身受力与变形保持原方案中的柱径和桩间距不变，通过变换桩长，对桩身受力与变形进行分－析５－８？５１５，图图分别为不同桩长工况下桩身轴力、剪力、弯矩和侧向位移沿桩深的变化曲线。柱身轴力ＺｋＮ桩身轴力ＺｋＮ０１５０３００４５０６００７５００１５０３００４５０６００７５０９００—－０Ｉ‘０ＩＩ１１１？１ＫＩ１５■＝－１—Ｌ＝２ｎｔ＾Ｌｐ２１ｉｎＩｔｌ＾ｐ１ｉ１ｆ＝Ｌ＝２２３ｍ－柱长３ｉｎｆｆ５－柱长Ｌｐ／ｔ５ｐ＝Ｌ＝长４＞２５ｍ／ｆｉ＾ｐ２５ｍｆＷ暴ｃｃ２。－／／／／２。－／／ｆ／［＊ＬＬ２５２５一一－图５８路中心柱身轴力桩深变化曲线图５－９路肩桩桩身轴力桩深变化曲线－－Ｆｉｇ．５８ＣｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅＦｉｇ．５９Ｃｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅｅｓｌｅｄｈｏｆｍｄｄｌｅｅｖｓｉｅｅｈｏｕｌｄｅｉｌｅｖｉｅｔｉｉｌｌｄｔｈｏｆｓｒｐｐｐｐｐｐ一－８５－９可知由图５和图：路中心抽和路肩桩桩身轴力的变化规律基本致，随。／？着桩长的增加，桩身轴力均增大，轴力最大值位置沿桩身下移桩长由２１增加到２３／ｎ由相对硬土层转为硬土层，桩身轴力增加幅度较大中心桩和，桩端持力层，路路肩柱轴力最大值分别为８３７．５和７１６．１分别增加２００ｊＷ和１２９伙，桩体荷载分担增加十分明显，大大减小了桩间土分担的荷载，有效地控制路堤沉降量，但加大了对单桩承载力和桩身强度的要求；桩长由２３ｍ增加到２５ｍ，桩身轴力增加量不到１０／Ｗ，，桩体荷载分担的增加有限，对桩间土荷载分担影响较小路堤的沉降量几乎不受影响。此外，路中心桩和路肩桩的桩身轴力对比可以看出，二者轴力“”值相差不大，主要是受路堤盘扩散沉降的影响，由于路堤填土侧向压力的作用，。沿路堤横向，越远离路中心，桩身轴力越小桩身轴力的分布规律同路堤沉降变形结果相互呼应。６８ 第五章桩承式加筋路提的布桩优化分折＇ｍ？桩身弯矩ＺｋＮ柱身弯矩／ｋＮＩＤ－－－－－３０－２０－８０６０４０２００２０４０１００１０２０‘“＜Ｃ＝＂？＂＝￣Ｌ２ｔ长Ｌｐ２１ｍ柱长ｐ１ｎｉ￣二—＝２０＂＂“＊—＜披长Ｌｐ２３ｒＱ柱长Ｌｐ２３ｍ２０＝长＝桩长Ｌｐ２５ｍ桩Ｌｐ２５ｍ＾２５２５一一５－－图１０路肩桩彼身弯矩桩深变化曲线图５１１路边桩桩身弯矩披深变化曲线Ｆ－－ｉｇ．５１０ＣｕｒｖｅｏｆｂｅｎｄｉｎｇｏｍｅｎｔＦｉ．５１１Ｃｕｒｖｅｏｆｂｅｎｄｉｎｏｍｅｎｔｍｇｇｍｖｓｐｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｐｉｌｅｖｓｐｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｓｉｄｅｐｉｌｅ桩身剪力ＺｋＮ桩身剪力／ｋＮ－－０３０－２０－２０１００１０２１００１０２０３０＂‘‘ｉ‘＂“＾！１１１１１＝＝桩长Ｌ２￣＂＾ｐ１ｉｎ柱长Ｌｐ２１ｎｉ％桩长＝＝／Ｌｐ２３ｍ柱长Ｌｐ２３ｍ￣￣＝＝Ａ长Ｌ２５ｍＬ２５ｍ披ｐ被长ｐＪＩ一一５－－图１２路肩桩桩身剪力桩深变化曲线图５１３路边桩桩身剪力桩深变化曲线Ｆ－－ｉ．５１２ＣｕｒｖｅｏｆｓｈｅａｒｉｎｆｏｒｃｅＦｉ．５１３Ｃｕｒｖｅｏｆｓｈｅａｒｉｎｆｏｒｃｅｇｇｇｇｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐｐｐｐｐｐ５－－由图１０和图５１１可知：路肩桩和路边桩均在各土层的分界处出现弯矩极值，路边桩的最大值均出现在桩顶处，而路肩桩分桩端持力层为相对硬土层和硬土层存在差异一，其中，桩端持力层为相对硬土层时，桩身弯矩最大值出现在第个土层交，。界处；桩端持力层为硬土层时桩身弯矩最大值出现在桩顶随着桩长增加，路堤６９ 广东工业大学领士学位论文填土侧向压力作用对桩身弯矩的影响程度不同，桩长由２１／Ｗ增加到２３ｍ，桩端持力层由相对硬土层转为硬土层，桩身弯矩大幅度减小，路肩桩和路边桩弯矩最大值＂－－２６／－－分别由．３Ａ；Ａ和５９．５）Ｗ减小到２０．３ＪＷ和４３．１ｉＷ小６．０Ａ；Ａ＾和ｌ６ＡｋＮ，分别减；桩端到达硬土层后，桩长由２３ｍ增加到２５ｍ，路肩桩和路边桩弯矩分别减小１．１ｋＮ和４：．３）Ｗ。由此可知随着桩长的增加，桩端持力层由相对硬土层转为硬土层时，桩身弯矩大幅度减小，沿桩身的分布更为均句；桩端到达硬土层后，再增加桩的长。度，对桩身弯矩的减小效果不明显５－－由图１２和图５１３可知：路肩桩和路边桩剪力与弯矩对应，在弯矩极值点桩身剪力为零Ｉｍ附近出现剪力的极值点，路肩桩的剪力最大值均，在剪力零点上下一些差异出现在齡泥层与细砂层的交界处，路边桩则因桩端持力层不同有，其中桩一端持力层为相对硬土层时，剪力最大值同路肩桩样，出现在激泥层与细砂层交界一处：，而桩端持力层为硬土层时，剪力最大值则出现在桩顶。这说明方面边桩受一路堤填土侧向压力的影响较路肩桩大，另方面，桩身长度的增加，桩端嵌入深度增大，再加上桩端持力层由相对硬土层转为硬土层，桩端侧向约束作用增强，减弱了路堤填土侧向压力对下层土体的影响，狱泥层与细砂层交界处剪力大大减小，因此桩身剪力出现在桩顶一。同桩身弯矩的变化情形样，随着桩长的增加，桩端持力，层由相对硬土层转为硬土层，桩身剪力大幅度减小沿桩身的分布更为均勻；桩端到达硬土层后，再增加桩的长度，对桩身剪力的减小效果不明显。桩身侧向位移／ｍ桩身侧向位移／ｍ０．０００．０１０．０２０．０３０．０４０．０５０．０００．０１０．０２０．０３０．０４０．０５－－＾＝＞０？５＝１！１ｒ＊ｓＪ＾｜１Ｉ０？＊－１５－＃Ｉｙ着１５）ＪＬ＝＝桩长２１ｎｉ柱长Ｌ２１ｍｐｐｆ０＝＂＝桩长Ｌｐ２３ｍ柱长ＬＦ２３ｍｐ２０ｔ２０桩长＝被长＝Ｌｐ２５ｍＬＦ２５ｍＪＪｐ２５２５Ｉ一一－５－图１４路肩桩侧向位移桩深变化曲线图５１５路边桩侧向位移桩深变化曲线－－ｌＦｉｇ．５１４ＣｕｒｖｅｏｆａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎＦｉｇ．５１５Ｃｕｒｖｅｏｆｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｖｓｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐｐｐｐｐ７０ 第五章桩承式加筋路堤的布桩优化分析一－１４５－由图５和图１５可知：路肩桩与路边桩的侧向变形变化规律致，不同桩一长工况下，桩体侧移沿桩深的变化规律同本文工程原设计方案样。随着桩长的增加，２１？０，桩身侧向变形呈减小规律桩端持力层由相对硬土层（桩长转为硬土层（２３；？）时，桩身侧向变形大幅度减小，路肩桩和边桩的最大侧向变形值分别由３９ｗ．．／ｗｗ．．９ｍ４６．４ｍｗ小到１８２？２ｍ２２９，分别７ｍｍ２３．５ｍｍ在桩和减和减小１１和；（３ｍ５；？）端到达硬土层后，再增加桩长由２增加到２，对桩身侧向变形的减小作用减弱，路肩桩和路边桩的侧向变形仅减小２．３／ＷＷ和１．９ｍｍ。５．３变换被径５３１．．路堤变形保持原方案中的桩长和桩间距不变，通过变换桩径，与原设计方案的路堤变形５－３进行对比，不同桩径工况下路堤竖向与侧向变形的最大值见表。表５－３变桩径路堤变形Ｔａｂ－ｒｍａｔｎｏｍｅｅｒｏｆｅ．５３Ｄｅｆｏｉｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｖｓｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｉａｔｉｌｐ桩径／ｗ路堤竖向变形／ｍｍ减小量／ｍｍ路堤侧向变形／ｗｍ减小量／ｗｍ０－－．３２０１．７４６．１０１．６．４１７８．２３３６．５９．６０．５１４３．５５８．２３０．０１６．１５－３可知由表：随着桩径的增大，路堤的竖向和侧向变形都呈减小趋势，主要是桩径的增大，增大了侧摩阻力和端阻力的作用面积，桩侧摩阻力和端阻力增加，桩体荷载分担增加，桩间土体分担的路堤荷载减小，桩间软土的压缩变形量减小，路堤总沉降量减小，路堤填土对路基的侧向挤压作用减弱，因此路基的侧向变形也减小。－－图５１６和图５１７分别为路堤沉降与路基侧向变形随路堤填土高度增加的变化曲线图。由图可知：路堤沉降和路基侧向变形随路堤填土高度的增加均呈增大趋势。在桩径较大或荷载较小的情况下，桩间土体承担的荷载较小，桩间土体处于弹性状态，路堤沉降和路基侧向变形随路堤填土高度的增加基本呈线性变化，随着桩径的减小，填土高度的增加，桩间土体承担的荷载逐步加大，桩间土体慢慢进入塑性状７１ 广东工北大学项士学位论文态，且，路堤沉降和路基侧向变形逐渐呈非线性增大增大的幅度越来越大。填土高度Ａｎ０１２３４５６７８０１１１１１１１１ＩＩ：：０－．１５ｄ＝０ｉＪ桩径－４ｎ密ｄ＝０桩径．５ｍ０２０－．２５一图５－土高度变化曲线１６路堤中心沉降－Ｆ．５１６ｔｔｔｔｔｉｇＳｅｌｅｍｅｎｃｕｒｖｅｏｆｓｏｉｌｖｓｈｅｆｉｌｌｉｎｇｈｅｉｈｇ填土高度／ｍ０１２３４５６７８０００１Ｔ１１ｉ１．１１■Ｔ＾—ｄ—＾披径）．３ｍＷ００３－（Ｈ）４ｍ柱径－、糊Ｎ．！＋Ｈ）蜜桩径ｃ．５ｍ＼０－．０４０－．０５一５－土高度变化曲线图１７路基侧向变形Ｆ－ｉ．５１７Ｔｈｅｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｕｒｖｅｏｆｓｏｉｌｖｓｔｈｅｆｉｌｌｉｎｈｅｉｈｔｇｇｇ５．３．２桩土变形保持原方案中的桩长和桩间距不变，通过变换桩径对桩土变形进行分析，图？－５－１８图５２０分别为不同桩径工况下，地表和桩端平面处桩土沉降曲线及路中心桩土沉降随路堤荷载增加的变化曲线。７２ 第五章桩承式加筋路提的布桩优化分析距路中心距离／ｍ－０．０５ｒ０１０２０３０４０５０６０７０＾丄？＊０．００ｉＩＩ１１０－０５ａ．０■＂ＨＵｍ．１０＊桩径Ｊ￥ｃ届一Ｈ）桩径＜．４ｍ０．１５一Ｈ桩径＜Ｋ５ｍ０．２００．２５一图５－１８地表平面桩土沉降曲线－ｉ８ＳｅｔｔｌｅｔｃｕｒｏｆｉｌｅａｉｌａｔｕｎＦｇ．５１ｍｅｎｖｅｎｄｓｏｒｏｓｕｒｆｃｃｅｐｇｇ距路堤中心距离／ｍ０５１０１５２０２５０＂．００ＩＴＩＩＩＩ．Ｉ＾＾：ｒ。＇ｎｎｆｗＳ．１２！Ｉ１ｉｆ＋＝Ｓ＿Ｋ）＿４ｍ０－．１６ｆｆｆ＝＂Ｋｉｌ披径ｄ）．５ｉｎｇ０．２０５－图１９桩端平面位置沉降曲线Ｆ－ｎｄｉｇ．５１９Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｓｏｉｌａｔｉｌｅｔｏｐｐｐ５－由图１８可知：随着桩径的增大，地表处桩土的沉降量均减小，但单桩承载力增加，复合地基的面积置换率增大，地表处桩土差异沉降量增大，路堤填土中的土拱效应增强，，桩体分担的路堤荷载增加桩间土承担的路堤荷载减小，桩间软土层－的压缩变形量减小，从而减小路堤的变形。由图５１９可以看出，随着桩径的增大，桩端土体的从属面积增大，桩端弹簧刚度增大，桩体向下刺入的难度加大，桩端桩体向下的刺入量减小，刚好与桩间软土层的压缩变形量减小相对应。７３ 广东工业大学颂士学位论文路堤荷０２０４０６０８０１００１２０１４００—￣．００ｒｉ１１１１１Ｉ＝０－ｄ０．３ｍ＾．１０飾上（）＝０Ｍ柱间土．３ｍ（ｄ）－０．１５＝０柱帽上．４ｎ，（ｄＯ＝０柱间土．４ｍ（ｄ）＾０－２０－—ｄ＝０＊柱帽上（．５ｎｉ＾￣？￣＝０桩间土（＜１．５１１１＾０２５．＿一图５－２０路中桩土沉降路堤荷载变化曲线－ｃｕｒａｎｄＦｉｇ．５２０Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｖｅｏｆｐｉｌｅｓｏｉｌｖｓｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄ图５－２０为不同桩径工况下路中心桩帽顶部与桩间土沉降随路堤荷载增加的变化曲线，由图可知：在桩径较大、路堤荷载较小的情况下，桩间土体承担的路堤荷载较小，桩间土体处于弹性状态，路中心沉降与路堤荷载为线性相关；随着桩径的减小，路堤荷载的增加，桩间土承载的荷载逐步加大，土体逐渐进入塑性状态，路中心沉降随路堤荷载的增加及桩径的较小呈非线性地增大，且随桩径的减小，非线性斜率的数值越来越大。５．３．３格栅受力保持原方案中的桩长和桩间距不变－，通过变换桩径对格栅拉力进行分析，图５２１５－２２分别为不同桩径工况下上和图、下层格栅拉力沿路堤横向的变化曲线。＝５－２－ｄ由图１和图５２２可知：桩径较小（０．３ｍ）时，上、下格栅拉力沿路堤横向呈振荡型减小趋势，在路堤顶面对应的区域格栅拉力值均较大，且拉力峰值变化－不大，从路肩处开始格栅拉力值迅速振荡型减小；桩径较大（ｄ０．５ｍ）时，上、下格栅拉力沿路堤横向呈先增大后减小的振荡变化规律，在路肩处拉力值最大，路中心＝和路边缘拉力较小。桩径ｄ０．４ｗ可作为规律改变的过度情形，格栅拉力的变化规律则介于两者之间。总体上，随着桩径的增大，桩体荷载分担增大，桩间土承担的荷载减小，格栅拉力整体呈减小趋势。７４ 第五章植承式加筋路媞的布桩优化分析６０「－５０—？—ｄ＝０ｇ柱径．３ｍ＂＂＊＂＂＝０４ｍ柱径ｄ．晏４０－Ａ丨？Ｉ！‘Ｌ＝：ｔｅ＾１０ｉｆｃ０５１０１５２０２５距路堤中心距离／ｍ图５－２１上层钢塑格栅拉力变化曲线＇５－２Ｆｉｇ．１Ｃｕｒｖｅｏｆｕｐｐｅｒｌａｙｅｒｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅｔｅｎｓｉｏｎｐｇ７０「０５１０１５２０２５距路堤中心距离／ｍ图５－２２下层钢塑格栅拉力变化曲线＇－２２ＣｕｒｖｅｏｆＦｉｌｏｗｅｒｌａｅｒｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅｔｅｎｓｉｏｎｇ．５ｙｐｇ５．３．４桩身受力与变形，通过变换桩径对桩身受力与变形进行分析保持原方案中的桩长和桩间距不变，－？－图５２３图５３０分别为不同桩径工况下桩身轴力、剪力、弯矩和侧向位移沿桩深度的变化曲线。一－－５２３和图５２４可知，由图：路中心桩和路肩桩桩身轴力的变化规律基本致随着桩径的增大，且，桩身轴力也相应地增大轴力最大值位置沿柱身下移。桩径的增大，，在有限元模拟中桩侧的负摩阻力及桩端阻力均增大，桩体分担荷载增大，。．３ｗ表现为桩身轴力增大，且路中心桩轴力的增加幅度较路肩桩的大桩径由０增大到０．４和０．５Ｗ，路中心桩和路肩桩的轴力最大值分别增加４３．１ｉＷ和＼ｌ５．９ｋＮ与４１．７ｋＮ＾Ｕ６５．８／Ｗ。７５ 广东工业大学领士学位论文桩身轴力／ｋＮ桩身轴力ＺｋＮ００１５０３００４５０６００７５０１５０３００４５０６００７５０９０００Ｉ！‘Ｉ０１ｉ１＊Ａ１１｜Ｉ｜—￣ｄ＝０桩径．３ｍＩｆ＼ｔ＝＝－桩径ｄ０．４ｎｉ７／／５？桩径ｄ０．４ｍＸ５４１＂＂—＝ｄＫＡｄ０．５ｎｉ桩径）．５ｍ７Ｔｒ柱径ｆＩＩＩＩＩＩ＼２５Ｌ２５－一一图５－２３路中心桩身轴力桩深变化曲线图５－２４路肩桩身轴力桩深变化曲线Ｆ－－ｉｇ．５２３ＣｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅＦｉｇ．５２４Ｃｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅｖｓｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｍｉｄｄｌｅｐｉｌｅｖｓｐｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｐｐ？桩身弯矩／ｋＭｍ桩身弯矩／ｋＮｍ－－－９０－６０－３００３０－１５０１００５００５０邊邊，＝＋ｄ０．３ｍ桩径＋ｄ＝０．４ｍ柱径２０＝－Ｈｒ－ａＳ（ｉ０．４ｍ＝＋＿ｄ０．：５ｎｉ－Ａ－ｄ＝０桩径．５ｍ２５Ｌ２５－一一－图５－２５路肩桩桩身弯矩桩深变化曲线图５２６路边桩桩身弯矩桩深变化曲线－ｏｆ－ｍｏｍｅｎｅｎｄｎｉＣｏｆＦｉｇ．５２５ＣｕｒｖｅｂｉｇｏｍｅｎｔＦ．５２６ｕｒｖｅｂｅｎｄｉｎｔｍｇｇｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐｐｐｐｐｐ５－２５和图５－２６可知由图：路肩桩和路边桩均在各土层的分界处出现弯矩极值，一。路边桩的最大值均出现在桩顶处，路肩桩的弯矩最大值则位于第个土层变异处随着桩径的增大，桩身弯矩沿桩深的分布规律基本无变化，但数值上有不同程度的增大。桩身中下部桩身弯矩受桩径增大的影响较小，且越往桩端影响越小；桩身上７６ 第五章桩承式加筋路提的布桩优化分析０．４７Ｍ和０．５／Ｗ部弯矩值则随桩径的增大迅速增大，桩径增加到，路肩桩和路边桩弯２６．．矩最大值分别增加．７）ＵＶｍ和５ＱＡｋＮｍ与和６９．６极ｗ，弯矩最大值＾讲和［５６】分别为７５．６姑１２９．１若均采用Ａ型ＰＨＣ８０管桩的话，由规范知对应＾ｍ．桩径的桩身极限弯矩检验值Ｍｗ分别为７７ｉＵ＼和１４８ＭＷ２，能够满足要求，但安全储备较小。桩身剪力ＺｋＮ桩身剪力／ｋＮ－４０－２００２０４０－２０－１００１０２０３０‘‘‘‘Ｉ‘‘‘￣ｄ＝０．３ｍＡ＼桩径桩径（Ｈ）．３ｎｉｄ＝￣＝０．４ｍｄ０ｆ柱径Ｄ，桩径．４ｍ”柱径￣＝ｄ０．５ｒｏ驻径ｉｉ，２０２０Ｌ２５２５－一一－图５－２７路肩桩桩身剪力桩深变化曲线图５２８路边桩桩身剪力桩深变化曲线Ｆ－－ｉｇ．５２７ＣｕｒｖｅｏｆｓｈｅａｒｉｎｇｆｏｒｃｅＦｉ．５２８Ｃｕｒｖｅｏｆｓｈｅａｒｉｎｆｏｒｃｅｇｇｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐｐｐｐｐｐ５－２７５－２８由图和图：路肩桩和路边桩的剪力与弯矩对应可知，在弯矩极值点桩身剪力为零，在剪力零点上下附近出现剪力的极值点，剪力最大值位于上下软土层之间的细砂层，桩径的增大对剪力沿桩深的分布规律影响不大，只是桩身剪力在数值上有一定的增大。其中，桩径增大对桩身上部的剪力影响较大，桩径增大０４Ｍ和０ｍ４ｙ到．７．５，路肩桩和路边桩剪力增加量最大分别为．４和５．８与７．２Ｗ和Ｕ３ｋＮ，随着桩深的增加影响逐渐减弱；此外，桩径由０．３ｍ增大到０．４Ｗ桩下部的一剪力还存在定的增加，桩径由０．４ｍ增大到０．５ｍ桩身下部的剪力几乎没有变化。７７ 广东工业大学领士学位论文桩身侧向位移／ｍ桩身侧向位移Ａｎ０．０００．０１０．０２００３００４００５０．０００．０１０．０２０．０３０．０４００５．．．．＝＝＋径ｄ０．３ｍ＋径ｄ０．３ｍ桩桩？＝０＝桩径ｃｌ．４ｍ桩径ｄ０４ｍ．２Ｑ２ｏ．＝＝？—ａＡ柱径＜ｉ０５ｎｉｆｅ＜ｉ０．５ｆｌ，柱径２５Ｌ２５－一一图５－２９路肩桩侧向位移桩深变化曲线图５－３０路边桩侧向位移桩深变化曲线Ｆ－－ｉ．５２９ＣｕｒｖｅｏｆｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎＦｉ．５３０Ｃｕｒｖｅｏｆｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｇｇｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐｐｐｐｐｐ一５－２９和图５－３０由图可知：路肩柱与路边桩的侧向变形变化规律致，随着桩径的增大，桩身侧向位移沿桩深的分布规律呈现出不同的规律，随着桩径的增大，路肩桩和路边桩桩身上部的侧向位移的分布规律没什么变化，仅数值有所减小，抽径增大到０．４Ｗ和０．５，桩身侧向位移最大值分别由３９．９ｍｍ和４６．４ｗｍ减小到２８．９／ＷＷ和３４．５／ＷＭ与２２．０ｍｗ和２７．０Ｔｗｍ，分别减小了ＩＩ．Ｏ／ＷＭ和１７．９Ｗ／Ｍ与１１．９ｗｆｉ１９ｗｍ和．４同桩径工况下，桩身下部的侧向位移分布规律发生了变化；不，随着桩径的增大，桩身抗侧向变形能力大大增强，很好地控制了下层软土的侧向变形，桩身侧向位移不再因土层的变异而在各土层的交界处出现明显的层次区分，下层土层一的变异被模糊化，呈现出土层的均性。正是桩身下部侧向位移变形规律的改变，才出现了桩身上部弯矩和剪力随桩径增大而明显增大，而桩身下部弯矩和剪力随桩径增大变化较小的现象。总体上，随着桩径的增大，桩身侧向位移呈减小规律，有利于路堤的稳定。７８ 第五章桩承式加筋路堤的布桩优化分析５．４变换被间距５．４．１路堤变形保持原方案中的桩长和桩径不变，通过变换桩间距与原设计方案的路堤变形进－４。行对比，不同桩间距工况下路堤竖向与侧向变形的最大值见表５表５－４变桩间距路堤变形Ｔａｂ－．５４Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｖｓｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｌｅｓａｃｉｎｐｐｇ桩间距／？７路堤竖向变形／ＷＷ减小量／／ＷＷ路堤侧向变形／ＡＭＴＷ减小量／／ＷＷ２０－－２．８１．７４６．１２．．４１５６．３４５４２９．３１６．８２１２０．０８１．７１８．１２８．０５－４可知：随着桩间距的减小，单桩的荷载分担减小，由表，但桩的总数增加群桩分担的荷载总体上是增大的，，桩间土承担的荷载减小桩间土的压缩变形量减小，因此，路堤的沉降量减小，路堤填土对路基的侧向挤压作用减弱，路基的侧向变形减小。图５－３－１和５３２分别为路堤沉降与路基侧向变形随路堤填土高度增加的变化曲线图。填土高度／ｍ０１２３４５６７８０Ｔ＂１１１１１１１［；。。５ａ￣＝辱—桩间距ｓ２．８ｍ０－．１５ｓ＝２呈桩间距．４ｍ蜜＝桩间距ｓ＾．Ｏｍ０２０．２５一图５－３土高度变化曲线１路堤中心沉降Ｆ－ｉｇ．５３１Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｓｏｉｌｖｓｔｈｅｆｉｌｌｉｎｇｅｉｈｔｈｇ７９ 广东工业大学颂士学位论文填土高度／ｍ０１２３４５６７８———０１．００Ｉ１１ｉ１１１“Ｉ０－－０２Ｉ－＊？一＝２间距ｓ．８ｉｎ＾柱００－．３”＝２雪桩舰ｓ．４ｍ＝蜜桩间距ｓ２．０ｍ０供０．０５一图５＿３２路基侧向变形土高度变化曲线－Ｆｉｇ．５３２Ｔｈｅｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｕｒｖｅｏｆｓｏｉｌｖｓｔｈｅｆｉｌｌｉｎｇｈｅｉｇｈｔ。由图可知：路堤沉降和路基侧向变形随路堤填土高度的增加均呈增大趋势在柱间距较小或荷载较小的情况下，桩间土体承担的荷载较小，桩间土体处于弹性状态，路堤沉降和路基侧向变形随路堤填土高度的增加基本呈线性变化，随着桩间距的的增大，路堤填土高度的增加，桩间土体承担的荷载逐步加大，桩间土体慢慢进。入塑性状态，路堤沉降和路基侧向变形逐渐呈非线性增大，且增大的幅度越来越大５．２．４桩土变形保持原方案中的桩长和桩径不变，通过变换桩间距对桩土变形进行分析，图￣５－３３图５－３５分别为不同桩间距工况下地表和桩端平面处桩土沉降曲线及路中心桩土沉降随路堤荷载增加旳变化曲线。距路中心距离Ａｎ￡１０２０３０４０５０６０７０广？＇■“＇？？＂＿｜Ｉ■‘—ｉ０１１「Ｉ｜．００。５＿．。乂Ｊ—距＝０１０桩间ｓ２－８ｍ置．—一＝裝柱间距ｓ２．４ｍ０１５十＝桩间距ｓ２－０ｍ０２０．Ｌ０．２５一图５－３３地表平面桩土沉降曲线－ｎｄＦｉ．５３３Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｓｏｉｌａｔｒｏｕｎｓｕｒｆｃｃｅｇｐｇｇ８０ 第五章植承式加筋路提的布桩优化分析距路堤中心距离／ｉｎ０５１０１５２０２５—０Ｉ．００１ｆＩ１０－Ｋ．１２ｙｉ＼ｒ＋距一Ｉ＾桩间１＝２？桩间距ｓ．４ｍ０－１６Ｘ１１—＊■＂＂＂＾２ｙＩ柱间距Ｓ．０ｉｔｉ０．２０图５－３４桩端平面位置沉降曲线Ｆ－ｌｒｅｆｅｄｏａｅｏｉｇ．５３４Ｓｅｔｔｅｍｅｎｔｃｕｖｏｉｌａｎｓｉｌｔｉｌｔｐｐｐ５－３３土间的差：由图可知随着桩间距的减小，地表处桩土的沉降量均减小，桩异沉降也略有减小，单桩的荷载分担减小，但桩数量增加了，复合地基的面积置换率增大，桩间土承担的荷载总的来说是减小的。桩间土的压缩变形量减小，从而减小路堤的变形５－３４。由图可以看出，随着桩间距的减小，单桩承担的荷载减小，桩端处应力集中效应减弱，桩端弹簧刚度不变的情况下，桩端的向下剌入量减小。路堤荷績ａ０２０４０６０８０１００１２０１４００．００！１１１１１１＾０－．０Ｓ｜－＝２Ｈ．柱间土（ｓ．８ｍ）０１５－．＋上尸２．４ｍ箸桩帽（）＝ｎ间土ｓ２．４ｉ）＾桩（？０．２０ｕ／ｏｎＡ＝２．－—桩帽上（ｓ．０ｍ）＝桩间土ｓ２．０ｍ（）０２５一图５－３５路中枯土沉降路堤荷载变化曲线Ｆ－ｉｇ．５３５Ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｏｆｉｌｅａｎｄｓｏｉｌｖｓｔｈｅｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｌｏａｄｐ－图５３５为路中心桩帽上与桩间土沉降随路堤填土荷载增加的变化曲线。由图可一知：因桩端持力层为相对硬土层，不同桩间距工况下，桩体向下的刺入量存在定的差异，桩径较小或路堤荷载较小的情况下，桩间土承担的荷载较小，土体处于弹８１ 广东工业大学項士学位论文，，性状态随着桩间距的增大路堤填土荷载的增加，桩间土承载的荷载逐步加大，土体逐渐进入塑性状态，路中心沉降随路堤荷载的增加及桩间距的增大而呈非线性增大，且桩间距越大，路堤填土荷载越大，非线性斜率的数值越大。５．４．３格栅受力－保持原方案中的桩长和桩径不变，５３６，通过变换桩间距对格栅拉力进行分析图－工况下上和图５３７分别为不同桩长、下层格栅拉力的变化曲线。７０「０５１０１５２０２５距路堤中心距离／ｍ图５－３６钢塑格栅拉力变化曲线，Ｆｉ５－Ｃｒｌｌｒｓｔｌｌｉｃｒｉｌｌｅｉｇ．３６ｕｖｅｏｆｏｗｅｒａｙｅｅｅａｓｔｔｅｎｓｏｎｐｇ６０「５０ｋ＝牲间距ＳＦ２．８ｎｉ＼＝Ｓｆ＂“？距２ｆｃ＊ｓ－４ｉｎ４Ｑｊ披间＝＂？”＂ｓ２Ｂ柏旬距．０ｍ；ｋＪ＼ｍｉ：０５１０１５２０２５距路堤中心距离Ａｎ图５－３７钢塑格栅拉力变化曲线＇－Ｆｉｇ．５３７Ｃｕｒｖｅｏｆｕｐｐｅｒｌａｙｅｒｓｔｅｅｌｌａｓｔｉｃｒｉｌｌｅｔｅｎｓｉｏｎｐｇ＝－５３６５－３７由图和图可知：Ｓ２．８／？）、柱间距较大（时，上下格栅拉力沿路堤８２ 第五章桩承式加筋路堤的布桩优化分析横向呈振荡型减小趋势，在路堤顶面对应的区域格栅拉力值均较大，且拉力峰值变、，从路肩处开始格栅拉力值迅速振荡型减小，上下格化不大；随着桩间距的减小栅拉力沿路堤横向呈先增大后减小的振荡变化规律，在路肩处拉力值最大，路中心和路边缘拉力较小。总体上，随着间距的减小，单桩等效处理范围内需要承担的路。堤荷载减小，桩间土承担的荷载减小，格栅拉力整体呈减小规律５．４．４植身受力与变形保持原方案中的桩长和桩径不变，通过变换桩间距对桩身受力与变形进行分析，－５－３８？５４５图图分别为不同桩间距工况下桩身轴力、剪力、弯矩和侧向位移沿桩深度的变化曲线图。桩身轴力ＺｋＮ桩身轴力／ＩｃＮ０１００２００３００４００５００６００７０００１００２００３００４００５００６００７００￣－￣￣０１ｒｉ１１Ｔ１１１ｉ１０ＩＪｆｊｐ＂一＝—？￡ｐ２．８ｍ尸２．８ｎｉ桩间距桩丨司距２０ｉｌｌ２０ｆ／＝＝：桩间距２．４ｎｉｉｉ４桩间距ｓ２．４ｍｓ＝微＝■２——＋桩间距ｓ．０ｔｎ桩间距２．０ｍｓＬＬ２５２５一一图５－３８路中心桩身轴力桩深变化曲线图５－３９路肩桩桩身轴力桩深变化曲线－－Ｆｉ３８ＣｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅＦｉ．５３９Ｃｕｒｖｅｏｆａｘｉａｌｆｏｒｃｅｇ．５ｇｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｍｉｄｄｌｅｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｐｐｐｐｐｐ一５－３８５－３９：致由图和图可知路中心桩和路肩桩桩身轴力的变化规律基本，一仅数值上存在定差异。随着桩间距的减小，复合地基的面积置换率增大，群桩分担的荷载增加，但分摊到单根桩上的的荷载是减小，桩身轴力减小，且轴力最大值位置沿桩身下移。桩间距由２．８ｍ２．４ｍ和２．０ｍ减小到，路中心桩和路肩桩的轴力最大值分别减小７２．３Ａ：Ａｒ和１９５．６ｋＮ与１１１．９Ｍ和２１１．９桩身轴力得到大幅度的，减小，能有效地解决单桩承载力不足的问题但填土中的土拱效应发挥不足。且过８３ 广东工此大学硕士学位论文小的桩间距，会呈现出桩基的性质，偏离控沉疏桩的设计理念。－ｍ桩身弯矩桩身弯矩／ＩｄＮ－３０－－０００－７０－５０－３０－１０２０１１０２３０１０３０＊＝ｍＶｘｖ＋距ｓ２．８桩间；＝ｓ－桩间距２．４ｍ＝柱间距２．０ｎｉｓＩｉ二＞＝柱同距ｓ２．８ｍ２０＋ｇ＝＝２０：２．４ｍ桩间距＝￣Ａ—２桩间距ｓ．０ｍＬ２５２５＾一一图５－４０路肩桩桩身弯矩５－４桩深变化曲线图１路边桩桩身弯矩桩深变化曲线５－－Ｆｉ．４０ＣｕｒｖｅｏｆｂｅｎｄｉｎｇｍｏｍｅｎｔＦｉ．５４１Ｃｕｒｖｅｏｆｂｅｎｄｉｎｍｏｍｅｎｔｇｇｇｖｓｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐｐｐｐｐ桩身剪力ｋＮ柱身剪力ＺｋＮＺ－－－２０１００１０２０３０－２０１００１０２０３０‘０‘‘‘Ｉ１＊１１１＝２￣＝桩间距ｓ．８ｍ距ｓ２．８ｍ桩间＝＝ｆ桩间距ｓ２．４ｍ２．４／＾桩间距ｓｉｎ＝＝桩间距ｓ２．０ｍ桩间距ｓ２．０ｍ２５Ｌ２５－一一图５－４２路肩桩桩身剪力深变化曲线图５－４３路边桩桩身剪力桩深变化曲线Ｆｉ－４２Ｃｕｏｆ－ｓｈｅａｉｆｏｇ．５ｒｖｅｒｎｇｒｃｅＦｉｇ．５４３Ｃｕｒｖｅｏｆｓｈｅａｒｉｎｇｆｏｒｃｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｉｌｅｖｓｉｌｅｄｅｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐｐｐｐｐｐ－－由图５４０和图５４１可知：路肩桩和路边桩均在各土层的分界处出现弯矩极值，路边桩的最大值均出现在桩顶处，而路肩桩则受桩间距的影响，出现两种分布规律。一隨着桩间距的减小桩间距较大时个土层交界处，桩，桩身弯矩最大值出现在第；８４ 第五章桩承式加筋路提的布桩优化分析一。身弯矩沿桩深的分布规律同路边桩样，最大值出现在桩顶总体上，桩身弯矩随。桩间距的减小而减小，弯矩沿身深的分布变得更为均匆－－４３可由图５４２和图５：知路肩桩和路边桩剪力与弯矩对应，在弯矩极值点桩身剪力为零，，在剪力零点上下附近出现剪力的极值点路肩桩和路边桩的剪力最大值均位于上下软土层中间的细砂层中部位置。随着桩间距的减小，柱身剪力值呈减小状，剪力沿桩身的分布变得更为均勾。柱身侧向位移／ｍ桩身侧向位移／ｍ０．０００．０１０．０２０．０３００４００５．．．．．０５．．００００．０１００２００３００４０ｉ＂－－？．？距ｓ栋间距ｓ２８ｍ拥间２．８ｎｉ＝？？＂￣＝ｓ２］．桩间距．４ｍ距ｓ２４ｎｉ桩间２０．２０＿＝＝——４桩间距２．０ｍ桩间距ｓ２．０ｍｓ２５Ｌ２５－一一图５－４４路肩桩侧向位移深变化曲线图５－４５路边桩侧向位移深变化曲线５－４４Ｆｉ５－ｏｔｅｒａｅｆｏｒｍａｔｏｎＦｉｇ．Ｃｕｒｖｅｏｆｌａｔｅｒａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｇ．４５Ｃｕｒｖｅｆｌａｌｄｉｖｓｐｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｓｈｏｕｌｄｅｒｐｉｌｅｖｓｐｉｌｅｄｅｐｔｈｏｆｓｉｄｅｉｌｅｐ一－５４４和图５－４５可知由图：路肩桩与路边桩的侧向变形变化规律致，随着桩“”间距的减小，路肩柱和路边桩的侧向位移沿柱深的变化规律由类似于７字形分布“”变为弓形分布，桩身中上部区域侧向位移大，侧向位移的峰值逐渐减小，沿桩深的分布变得平缓。桩身侧向位移的分布形态直接影响到桩身弯矩和剪力的分布形态，从减小桩身弯矩和剪力的角度出发，减小桩间间具有良好的处理效果。５．５优化方案结果通过前面章节的分析，针对本文工程实例的布桩情况作以下优化：保持Ｉ区桩间距不变，将柱径增大到０．４ｍ，桩长增加到Ｂ／ｗ，保持ＩＩ区最外侧三排桩的桩径８５ 广东工业大学颂士学位论文和桩长不变．０／７２ｎ外侧三排２．８／？，将桩间距减小到２，由于桩的间距由原来的减小一到２．０ｍ，相对原方案，桩的数量增加根，增加的桩作为Ｉ区与ＩＩ区的过渡桩，与Ｉ区桩间隔２．４／Ｍ，与ＩＩ区桩间隔２．０？ｊ，桩径０．３ｍ，桩长２３；？。５．５．１路堤变形表５－５路堤变形对比表Ｔａｂ－ｔ．５５Ｃｏｍｐａｒａｉｖｅｔａｂｌｅｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ地表处沉降量地表处隆起量路堤顶侧向位路基侧向位移设计方案最大值／ｗｍ最大值／ｍ／Ｍ移最大值／ｍｍ最大值／ｗｗ１９８－原方案．９５．４３２．７４６．１－１０优化方案％．０２．２．３１９．６表５－５中列出了原方案和优化方案地表处沉降与隆起的最大值和路堤与路基侧５－５向变形的最大值，由表可知：优化方案将Ｉ区桩打到硬土层，地表处处路基沉降量与隆起量大大减小，路堤顶与路基内的侧向位移也大幅度地减小，同时加大桩径确保单桩承载力满足要求。５．５．２被土应力与变形表５－６桩土沉降与应力对比表－６Ｃｏｍａｒａ－Ｔａｂ．５ｐｔｉｖｅｔａｂｌｅｏｆｉｌｅｓｓｏｉｌｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔａｎｄｓｔｒｅｓｓｐ路中心桩帽顶路中心桩间土路中心桩帽顶路中心桩间土设计方案、、沉降／ｍｍ沉降／ｈｈｍ应力／ｋＰａ应力／ｋＰａ原方案１８９．０１９８．９３２９．６８４８．７６优化方案８４．８９６．０４３１．６２１８．２５表５－６中列出了原方案和优化方案路堤中心桩土沉降与柱土应力的数值计算结－果，由表５６可知：与原方案相比，桩土间差异沉降由９．９膽２增大到１１．２／ｍｗ，桩土应力比６．８增大到２３．６，路堤填土内的土拱效应发挥程度大大提升，桩体荷载分担比由原方案的６８．８％增大到８９．４％。８６ 第五章桩承式加筋路提的布桩优化分析５．５．３格栅受力表５－７格栅拉力对比表Ｔａｂ－．５７Ｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅｔａｂｌｅｏｆｒｉｌｌｅｒａｌｌｇｙ上层横向拉力下层横向拉力上层纵向拉力下层纵向拉力设计方案ｉＵＶ／ｍ最ｋＮＶ／ｍ最大值最大值／大值Ｊ／ｍ最大值／ｆｃ原方案４７．６５６１．１６１７．２０１８．４０３２２９优化方案．１０４４．８１２．７２１４．５．表５－７中列出了原方案与优化方案加筋垫层中上、下格栅的横向和级向拉力的５－７可知：，最大值，由表与原方案相比优化方案桩体荷载分担增大，桩间土需承、担荷载减小，作用在格栅上的力减小，上下层格栅的横向与纵向拉力都有较大的减小。５．５４桩．身受力与变形表５－８桩身受力与变形对比表Ｔａｂ－ａｒａａｂｅｏｆｉｅｆｏｒｃｅａｎｄｄｅｆｏａｉｏ．５８Ｃｏｍｐｔｉｖｅｔｌｐｌｒｍｔｎ轴力最大值剪力最大值弯矩最大值侧向位移设计方案桩位ＮＩｋＮ－／ｋ／ｋＮｍ最大值／ｍｗ—＿—路中心柱６４２．４６－原方案路肩桩５１．２１８．７２６３３９．９．一－５９路边桩２４．９．５４６．４８５７一一一路中心桩．８６１－１５优化方案路肩桩５．３９．０．８１７．７一－１３．３３３．８１９６路边被．５－８中列出了原方案与优化方案路中心桩表、路肩桩和路边桩桩身受力与侧向－变形的最大值，由表５８可知：与原方案相比，优化方案路中心桩的轴力最大值由６４２４８５７．８ｉ５．４Ａ＾桩体．增大为Ｗ，轴力增加值达２１ｊｋ荷载分担明显增大；优化方．案将Ｉ区桩体打到硬土层，同时将ＩＩ区桩间距减小到２０ｍ，有效地控制了桩身侧向位移，受桩身侧向位移的影响，桩身剪力和弯矩大幅度减小，边桩剪力和弯矩均小于规范中给定的限值。８７ 广东工业大学硕士学位论文５．６本章小结、三个布桩参数的变本章通过桩长桩径和桩间距换，组合成七种不同的布桩方案，从路堤变形、桩土变形、格栅拉力和桩身受力与变形四个方面对每种布桩方案的处理效果进行分析，得出以下结论－（１）路堤变形方面：三个布桩参数的变换中，增加桩长，将桩端置于硬土层对一路堤变形的控制效果最好，定深度体荷载分担且无需将桩端打入到硬土层；但桩，考虑到对单桩的承载力的要求．４ｍ增加较大，可同时将桩径增大到０；（２）桩土变形方面：减小桩间距仅仅是通过增加桩数来减小单桩和桩间土的荷载分担，桩土间的差异沉降减小，增加桩长和增大桩径均是增强单桩的承载力，桩土间的差异沉降都有所增加，但前者的效果更明显，荷载分担比的增加幅度也更大；（３）格栅的拉力方面：三个变换参数主要是对路堤顶面对应宽度范围内的格栅拉力影响较大，其中增加桩长和减小桩径的变化规律相似，格栅拉力呈路肩处拉力最大，路中心附近较小，增大桩径则使格栅的拉力分布变得均匆化。（４）根据第四章对桩身受力与变形的分析，本章对选择轴力大的路中心桩、轴力、剪力、弯矩和侧向变形均较大的路肩桩和剪力、弯矩和侧向变形大的路边桩为：①增加桩长和增大桩径研究对象，针对本文工况，分析结果为，桩在分担加大，，桩身轴力增大，减小桩间距桩身轴力相应减小；②增加桩长和减小桩间距，桩身剪力和弯矩均较小，而增大桩径，虽然桩身的极限弯矩检验值Ｍ／增大了，但桩身剪力和弯矩也大幅度地增大了；③增加桩长、增大桩径和减小桩间距，路肩桩和路边桩的侧向位移均有不同程度的减小，其中以减小桩间距的效果最好。（５）通过桩长、桩径和桩间距的变换分别进行建模分析，针对本文工程实例的问题，给出优化方案：保持Ｉ区桩间距不变，将桩径增大到０．４ｍ，桩长增加到２３ｍ，保持ＩＩ区最外侧三排桩的桩径和桩长不变，将桩间距减小到２．０ｍ，由于ｎ区外侧三排桩的间距由原来的一２．８ｍ减小到２．０ｎｉ，相对原方案，桩的数量增加根，增加的桩作为Ｉ区与ＩＩＥ的过渡桩，与Ｉ区桩间隔２．４ｍ，与ＩＩ区桩间隔２．０ｍ，桩径０．３ｍ，桩长２３ｍ。８８ 结论与展望结论与展望结论本文首先釆用沉降与承载力的理论算法，借助Ｍａｔｌａｂ计算软件对某采用桩承式加筋路堤加画高速公路软基的失败案例进行分析，得到路堤沉降、桩身轴力与侧摩阻力的理论解及单桩承载力与复合地基的承载力，计算结果显示复合地基的承载力—满足要求，但桩间土承担过大的荷载，压缩变形过大。然后釆用ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳＮＸ按工程实际工况建立三维有限元模型，通过与理论计算结果验证模型的合理性之后，对有限元模拟的计算结果进行分析，桩体荷载分担不够大，致使桩间土承担较大的荷载，，产生过大竖向沉降路基侧向位移过大，使得路边桩承受过大的弯矩和剪力而破坏。最后通过变换桩长、柱径和桩间距三个布柱参数组合出七种布桩方案，通过不同方案的对比分析。主要－，给出布桩优化方案结论可归纳为以下几点（１）本文通过路堤填土中的土拱效应、加筋体的拉膜效应、加固区桩土间的共同作用及桩端持力层的支撑作用分别建立微分方程，并结合各部分交界处的应力和位移连续性条件，使用Ｍａｔｌａｂ计算软件求解得到路堤沉降和桩土差异沉降及桩身轴力与桩侧摩阻力的数值与分布规律，路基沉降过大；在传统复合地基承载力计算理论的基础之上，，考虑了路堤填土侧向压力及加筋垫层的增强作用分别得出各部分承载力的贡献值，进而求得桩承式加筋路堤的的承载力；（２）针对本文工程实例实际工况建立数值计算模型，对本文工程实例进行了更深入的分析。数值计算得到的桩身轴力、侧摩阻力和沉降量与理论计算得到的结果较为吻合，此外，数值计算结果表明路基的侧向变形过大，路边桩承受过大的弯矩和剪力而出现毁桩现象；（３）通过变换桩长、桩径和桩间距对路堤变形、桩土变形、格栅拉力和桩身受力与变形进行分析，得出增加桩长将桩打到硬土层能有效控制路堤变形、增大桩土间差异沉降、增强路堤填土中的土拱效应，披体荷载分担增大；增大桩径能使格、栅拉力变得均匆，减小桩间距能减小桩身轴力，尤其对路边桩桩身的弯矩剪力和侧向位移的减小作用明显；（４）针对本文实际工程问题，结合不同布桩方案工况下的数值模拟结果，优化８９ 广东工业大学硕士学位论文方案釆用长、短桩与变桩间距结合的布桩方案：保持Ｉ区桩间距不变，将桩径增大到０．４ｍ，桩长增加到２３ｍ，保持ＩＩ区最外侧三排桩的桩径和桩长不变，将桩间距减小到２．８ｒ．０．０ｍ，由于１１区外侧三排桩的间距由原来的２ｎ减小到２ｍ，相对原方案，一桩的数量增加根，增加的桩作为Ｉ区与ＩＩ区的过渡桩，与Ｉ区桩间隔２．４ｍ，与ｎ区桩间隔２．０ｍ，柱径０．３ｍ，桩长：２３ｉｎ。（５）根据桩承式加筋路堤的荷载特点，对于Ｉ区的桩体应采用相对较大的桩间距，，支撑于硬土层上，并将桩体打穿软土层，充分发挥土拱效应的荷载传递作用将大部分荷载转移到桩体上，减小桩间土体荷载分担，进而控制路基的沉降；对于ＩＩ区的柱体应釆用相对较小的桩间距，并尽可能地缩短桩长，以达到良好的经济效果；此外，针对边桩剪力、弯矩较大的问题，应注意增加边桩的配筋率，提高其抗弯、抗剪能力。展望本文首先釆用理论计算方法对实际工况下的刚性桩承式加筋路堤的沉降与承载力进行计算，然后采用数值计算方法与理论计算进行对比，并对刚性桩承式加筋路堤的承载性状进行更深入的分析，探寻工程中问题产生的可能原因，最后针对具体的原因，仅通过变换布柱方案进行优化分析。由于理论水平有限及时间的限制，无法对刚性桩承式加筋路堤的承载性状进行更全面、更深入的研究。本文内容可能存一在诸多不足：，有待进步的研究，具体表现在以下几方面（１）本文理论部分做了较多简化，如沉降计算时忽略了加筋塾层中碎石的作用，一一桩土共同作用分析时些参数按经验取值，这可能与实际情况会有定的出入；承一载力的计算公式逻辑上是合理的，但公式中涉及到的些参数的取值还有待于更多实际工程的检验；（２）本文数值计算模型仅进行了塑性计算分析，对于工程中存在深厚的游泥和一游泥质土等软土层，计算结果存在定的偏差，可考虑釆用修正剑桥模型对软土层进行固结分析；（３）论文中仅在特定工况条件下，对桩长、桩径和桩间距进行变换分析，对布、桩方案的优化还不够全面，且未考虑筋材路堤填土及地基土的性质对桩承式加筋路堤承载性状的影响。９０ 参考文献参考文献１．Ｄ．２００６．［余闯路堤荷载刚性桩复合地基理论与应用研宄［］东南大学博士论文，］－２黄文锋．刚性网格桩加筋路基分析Ｄ．华南理工大学博士论文３．，２０１［］［］３．段平．桩承式路堤土拱效应的机理研宄及数值分析［Ｄ华南理工大学硕士学位［］］文．，２０１１４徐立新，桩承式加筋路堤设计计算方法研究Ｄ．浙江大学博士论文，２００７．［］［］５韦先林．桩承式加筋路堤陈江分析Ｄ．华南理工大学硕士论文，２０１３．［］［］６Ｊ２０１４３－［徐超，汪益敏．桩承式加筋路堤研究综述［］．长江科学院院报，，１３：１９２６．］（）７ＪｏｎｅｓＣＪＦＰＬａｗｓｏｎＣＲＡｒｅｓＤＪ．ＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ［］，，ｙＣ？Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆｔｈｅ４ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅｓ，Ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅｓ，］ｇ［ｅ－－ａｎｄＲｅｌａｔＰｒｏｄｕｃｔｓ．ＴｈｅＨａｇｕｅ，Ｍａｙ２８Ｊｕｎｅ１，１９９０：１５５１６０．８ＴｅｒｚａｉＫ．ＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓＭ．ＮｅｗＹｏｒｋ：ＪｏｈｎＷｉｌｅ＆Ｓｏｎ１９４３．］ｇｈ］，［［ｙ［９ＫｅｍｐｆｅｒｔＨＧ，ＺａｅｓｋｅＤ，ＡｌｅｘｉｅｗＤ．ＩｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｓｉｎＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＢｅａｒｉｎｇＬａｅｒｓｏｖｅｒ］ｙＰａｒｔｉａｌＳｕｐｐｏｒｔｅｄＵｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄＣ．ＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎｆｏｒＴｒａｎｓｏｒｔａｔｉｏｎ［］ｇｇｐ－Ｉｎｆｒａｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｂａｌｋｅｍａ，１９９９：１５２７１５３２．１０ＣａｒｌｓｓｏｎＢ．Ｒｅｆｏｒｃｅｄｏｉｌｎｅｆｏｒｃａｌｃｌｉ．ｒｒｎｉｎｓ，ｒｉｃｉｌｓｕａｔｏｎＴｅａｔｅｍａＡＢ，Ｌｉｎｏｉ，［］ｐｐｐｇｉｎＳｗｅｄｉｓｈ１９８７．，［１１］ＲｏｇｂｅｃｋＹ，ＧｕｓｔａｖｓｓｏｎＳ，ＳｏｄｅｒｇｒｅｎＩ，ｅｔａｌ．ＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｉｎ出－ｓｎＳｗｅｄｅｎＤｅｓｉ．ｃｅｅｄｉｎＩｎｔｅｒｎａｉｌＣｒｅｎｃｅＧｅｏｈｉｇｎＡｓｐｅｃｔＰｒｏｇｓ，６ｔｏｎａｏｎｆｅｏｎｓｙｔｅｔｃｓ７５５－Ｃ．１９８８７６２．［］，－．Ｊ．土木工程学报２００２１２，桩分和地基应力比计算与分析［，饶为国赵成刚，［］］－３５２．（；７４８０）－１３江辉煌．Ｊ．饶为国，，侯庆华桩网复合地基工后沉降的薄板理论解水利学［］［］－．报，２００２，３３４：２３２７（）１４刘吉福．、Ｊ．２００３路堤下复合地基桩土应力比分析］岩石力学与工程学报，，［［２２４－：６７４６７７．（）１５ＣｏｌｌｉｎＪＧ．ＣｏｌｕｍｎｓｕｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｄｅｓｉｎｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎＣ．Ｐｒｏｃ［］ｐｐｇ［］ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＭｉｎｎｅｓｏｔａ５２ｎｄＡｎｎｕａｌＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，９１ 广东工业大学碩士学位论文ＭｉｎｎｅａｐｏｌｉｓＭｉｎｎｅｓｏｔａ，２００４．１６ＫｅｍｆｅｒｔＨＧ，ＧｏｂｅｌＣ，ＡｌｅｘｉｅｗＤ，ｅｔａｌ．Ｇｅｒｍａｎｒｅｃｏｍｍｅｎｄａｔｉｏｎｓｆｏｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ［］ｐ？－ｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｎｉｌｅｓｉｍｉｌａｒｅｌｅｍｅｎｔｓＣ．Ｆｓｓ．ＰｒｏｃｅｄｎｓｏｔｈｅｒｄｒｌｏＲｉｆＴｈｉＥｕｏｐ［］ｇｐｅａｎＧｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓＣｏｏｆｅｒｅｎｃｅ：ＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｉｔｈＧｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｓ．ｗｙ－ｔｔｈｎｋ－Ｍｎｃｈｅｎ：ＴＵＭＺｅｎｒｕｍＧｅｏｅｃｉ，２００４：２７９２８４．．４１７陈云敏，贾宁，陈仁朋桩承式路堤土拱效应分析Ｊ．中国公路学报，２００，［］［］－１７４：０１０６．（）．１８李阿池．桩承式加筋路堤的改进设计方法研究Ｊ．２００７陈福全，岩土工程学报［］［］－１２．：１８０４１８０８（）［１９］郑俊杰，王熹，陈保国．加筋路堤下桩承式复合地基的桩土应力比计算［Ｊ］．华７２４２－中科技大学学报（城市科学版）：５８．，２００，（）赵明华．．２０，胡增，陈炳初路堤下桩承式加筋路堤复合地基的桩土应力比Ｊ公［］［］２０－１２２９１０：３３．路交通科技，，（）３８２１张军．Ｊ．，郑俊杰，马强桩承式加筋路堤荷载分担比计算方法浙江大学学报［］［］（工学－版），２０１０４４１０：１９５０１９５５．，（）２２马强．Ｊ．，郑俊杰，张军考虑桩间土支撑的桩承式加筋路堤理论分析［华中科［］］－技大学学报（自然科学版），３９３：３０３３．，２０１１（）２３．？．李波，黄茂松，叶观宝加筋桩承式路堤的三维土拱效应分析与试验验证［！中［］］２０１３－１２２５１２０．国公路学报，，：（）２４ＬｏｗＢＫ，ＴａｎＳＫ，ＣｈｏａＶ．ＡｒｃｈｉｎｉｎＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＪ．Ｊｏｕｒｎａｌｏｆ［］ｇｇ［］－Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｎｉｎｒｉｎ９４－ｌＥｅｅ１９１２０１１：１９１７１９３８．ｇｇ，，（）２５ＢａｒｃｈａｒｄＪＭ．ＣｅｎｔｒｉｆｕｅＭｏｄｅｌｌｉｎｏｆＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｎＳｏｆｔＳｏｉｌ［］ｇｇ－．Ｃａｎａｄａ１．［Ｄ］：ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＮｅｗＢｒｕｎｓｗｉｃｋ，９９９２６Ｃｈｅｗｈｅｏｅｘｅｒ－ｃａｌｅｄｅｌＳＨ，ＰｈｏｏｎＨＬ．ＧｔｔｉｌｅＲｉｎｆｏｃｅｄＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＦｕｌｌｓＭｏ［］Ｔｅｓｔｓ［Ｃ］．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｏｆｔｈｅ３ｒｄＡｓｉａｎＲｅｇｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓ，－Ｓｅｏｕ－ｌＫｏｒｅａＪｕｎｅ２１２３２００４：６６１６６８．，，，２７曹卫平，陈仁朋．．［］，陈云敏桩承式加筋路堤土拱效应试验研宄ｔｎ岩土工程学－报．２００７（３：４３６４４１．）２８ＢｒｉｔｔｏｎＥＪＮａｕｈｔｏｎＰＪ．ＡｎＥｘｅｒｉｔａｌＳｔｕｄｔＤｔｅｒｍｉｔｈＬｔｉｏｎｏｆｔｈｅ，ｍｅｎｏｅｎｅｏｃａ［］ｇｐｙ也ＣｒｉｔｉｃａｌＨｅｉｇｈｔｉｎＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ？Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆｔｈｅ９Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ［Ｃ］ｇ９２ 参考文献－Ｃｏｎｆ－ｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅｓ，Ｂｒａｚｉｌ，Ｍａｙ２３２７，２０１０：１９６１１９６４．２９王瑞芳．］，傅旭东，潘孝诚，吴志权桩网复合地基的模型试验加固效果对比分［Ｊ－．土２０１１３３７８２．析［木建筑与环境工程，，５）：５］（３０费康．Ｊ．］，陈毅，王军军加筋形式对桩承式路堤工作形状影响的试验研宄［］岩［２－土工程学报，２０１２，３４１：２３１２２３１７．（）［３１］ＢｌａｎｃＭ，ＲａｕｌｔＧ，ＴｈｏｒｅｌＬ，ｅｔａｌ．ＣｅｎｔｒｉｆｕｇｅＩｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆＬｏａｄＴｒａｎｓｆｅｒＭｅｃｈａｎｉｓｎｓｉｎａＧｒａｎｕｌａｒＭａｔｔｒｅｓｓａｂｏｖｅａＲｉｉｄＩｎｃｌｕｓｉｏｎｓＮｅｔｗｏｒｋｇ－Ｊ．ｅｓａｎｄＧｅｏｍｅｍｂｒａｎｅｓ．Ｇｅｏｔｅｘｔｉｌ，２０１３，３６：９６１０５［］卫平．０１４［３２］曹，胡伟伟桩承式加筋路堤三维土拱效应试验研宄［Ｊ］．岩土力学，２，３５２５－：３１３５８．（）３３夏元友．■．，荷瑞刚性桩加固软土路基竖向土拱效应的试验研宄［！岩土工程学［］］－３３报，２００６，２８（３：３２７１．）［３４］曹新文，卿三惠，周立新．桩网复合地基土工格栅加筋效应的试验研究［Ｊ］．岩－石力学与工程学报，２００６，２５增１：３１６２３１６７．（）－３５．．徐林荣，牛建东，吕大伟，等软基路堤桩网复合地基试验研究Ｊ岩土力［］［］－学．２００７１０：２１４９２１５５．（）［３６］费康，刘汉龙．桩承式加筋路堤的现场试验及数值分析［？！．岩土力学，２００９，］３０４－１０１００１１２．：（）３７连峰－，龚晓南，崔诗才，刘吉福．桩网复合地基承载性状现场试验研宄Ｊ．岩［］［］土力学－．，２００９，３０４：１０５７１０６２（）３８．．徐正中，陈仁朋，陈云敏软土层未打穿的桩承式加筋路堤现场实测研究［Ｊ］岩［］－石力学与工程学报，２００９，２８１１：２３３６２３４１．（）ｏｆＧ－－ＨａｎｂｒＭ．Ａｅｒｉｃａａｎａｌｓｉｉｎｆｉｅ３９Ｊ，Ｇａ．Ｎｕｍｌｙｉｓｅｏｓｎｔｈｅｔｃｒｅｏｒｃｅｄａｎｄｌ［］ｙｐｓｕｐｐｏｒｔｅｄｅａｒｔｈｌａｔｆｏｒｍｓｏｖｅｒｓｏｆｔｓｏｉｌＪ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌａｎｄＧｅｏｅｎｖｉｒｏｐ［］－ｎｍｅｎｌｉｎ００２－ｔａＥｎｅｅｒｉｎＡＳＣＥ．２１２８１：４４５３．ｇｇ，，（）４０ＰｈａｍＨ．Ｔ．Ｖｌｅｉｍａｎ．ｉｔｅ．．ｅｒａｌＡｎａｓｉｓｏｉｃ，ＳｕＭＴ，ＷｈＤＪＮｕｍｉｃｌｏｆＧｅｓｎｔｈｅｔ［］ｙｙ－Ｒａｍｍｅｄ－ＡｒｅａｔｅＰｉｅｒＳｕｏｒｔｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＣ．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｏｆＧｅｏｔｒａｎｓ２００４ｇｇｇｐｐ［］Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ２００４．，４１．陈仁朋，贾宁，陈云敏桩承式加筋路堤受力机理及沉降分析Ｊ．岩石力学［］［］００５－与工程学报，２４２３：４３５８４３６７．，２（）９３ 广东工业大学项士学位论文一４２荷瑞，夏元友．桩网复合地基与桩承式路堤的对比数值模拟ｍ．岩土工程学［］２００７２９５－：７６９７７２．报，，（）一４３．桩网复合地基工作机理的数值分析Ｄ．２００７．［贾佳浙江大学硕士论文，］［］４４．Ｊ．［陈福全，吕艳平，侯永峰桩承式加筋路堤的承载机理研宄［铁道学报，２００７，］］２９４－：７４７９．（）４５钱劲松．Ｊ．［，凌建明路基拓宽工程中桩承式加筋路堤处理的数值分析［交通运］］工程学报００８－．输，２，８５：６７７１（）４６周敏．桩承式加筋路堤三维土拱效应数值分析Ｄ．西安建筑科技大学硕士论［］［］文，２０１３．４７庄妍．．，王康宇，刘汉龙桩承式路堤中加筋体工作机理研宄［Ｊ岩土工程学报，［］］２０－１３３５：２９４２９９．，（增１）４８曹卫平．桩承式路堤土拱效应及基于性能的设计方法研宄［Ｄ］．浙江大学博士［］学位，２００７．４９袭晓南．高等级公路地基处理设计指南［Ｍ．：人民交通出版社０５．］北京，２０［］５０．．曾革，周志刚桩承式加筋塾层路堤地基承载力计算方法［Ｊ中南大学学报，［］］－２０１０４１３：１１５８１１６４．，（）５１．土力学地基基础．Ｍ：清华大学出版社００４．陈希哲］北京，２［］［５２．土工带加筋垫层地基承载力的实用计算方法．［黄仙枝，白晓红Ｊ岩土工程学］［］２００５２７７－：８０４８０７．报，，（）－５３中华人民共和国行业标准编写组．ＪＧＪ９４２００８建筑桩基技术规范Ｓ．北京：［］［］２００８．中国建筑工业出版社，５４．岩土塑性力学Ｍ张学言．北京：人民交通出版社９９３．［］［，１］５５罗顺飞．某高边坡预应力锚索抗滑桩加固优化研究Ｄ．广东工业大学大学硕［］［］士学位论文，２０１３．５６汤惜．现绕Ｘ形单桩复合地基特性研究Ｄ．广东工业大学大学硕士学位论文］，［［］２０１４．一５７林金洲．Ｄ．［］刚性网格群桩复合地基的有限元计算［］华南理工大学硕士学位论文，２０１０．［５８］顾晓鲁，钱鸿绪，刘慧珊等主编．地基与基础［Ｍ］．中国建筑工业出版社，２００３．５９陈云敏，，陈仁朋．桩承式路堤土拱效应分析Ｊ．中国公路工程学报，［］贾宁］，２００４［９４ 参考文献．４－６１７１．：（）－６０中华人民共和国行业标准编写组．ＪＧＪ５０００７２０１１建筑地基基础设计规范Ｓ．［］［］．：中国建筑工业出版社北京，２０１１９５ 广东工业大学领士学位论文攻读学位期间科研成果１张建龙，汤悟，罗顺飞，屈江龙．广佛线地铁朝安站Ｄ出口基坑监测分析Ｊ．水［］［］８利与建筑工程学报，２０１３年月．［２］汤惜，张建龙，屈江龙．褥垫层对单桩复合地基桩侧摩阻力影响的有限元分析［Ｊ］．土工基础．，２０１４年１０月３．屈江龙，张建龙．惠Ｊ［］，汤惜，洗家駒州龙门第二自来水厂基坑监测分析］水利［与建筑工程学报，２０１４年１２月．９６ 学位论文独劍性声明学位论文独创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文是我个人在导师的指导下进行的研究工作及，除了文中特别加以标注和致谢的地方外取得的研宄成果。尽我所知，论文中不包一含其他人已经发表或撰写过的研究成果。与我同工作的同志对本研宄所做的任何贡献均己在论文中作了明确的说明，并表示了谢意。本人依法享有和承担由此论文所产生的权利和责任。论文作者签名：ｇ过尤曰期：麵学位论文版权使用授权声明本学位论文作者完全了解学校有关保存、使用学位论文的规定，同意授权广东工业大学保留并向国家有关部门或机构送交该论文的印刷本和电子版本，允许该论文被查阅和借阅。同意授权广东工业大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以釆用影印、缩印、扫描或数字化等其他复制手段保存和汇编本学位论文。保密论文在解密后遵守此规定。论文作者签名：日期：爲欢＝＾２＾丨指导教师签名日期：义９７ 广东工业大学硕士学位论文致谢本论文是在我的导师张建龙副教授的悉心指导下完成的，从论文的选题、资料的收集到论文撰写的整个过程中，张老师都给予了我极大地帮助。三年的研究生生涯中，张老师不仅在学业上的悉心指导，生活上也给予了亲切关怀，使我全然没有！那种漂泊在外求学的感受，在此谨向张老师致以诚挚的敬意和感激之情同时特别感谢岩土所的任课老师们在学习和生活上给予的帮助与指导！他们倾，其所学，教书育人为我们的学业倾注了大量的时间与心血。感谢师兄赵斌斌、粱幕、朱清泉、赵庆强等在各方面给予的无私帮助，特别感谢师兄罗顺飞和汤悟及师弟洗家夠和陈绿佳在平时学习和生活中的支持与帮助，感谢师兄温宗义和杨春山在ＭＩＤＡＳ／ＧＴＳ软件学习方面的指导与帮助。感谢室友胡金木、胡舒之、何建恒，三年来我们朝夕相处，有过争论，也有过欢声笑语，多谢你们的理解、包容与无私帮助。２０１２级土、感谢木工程方向的同学们，特别是岩土工程专业的刘浩曾国强、刘一意美及岩土工程的其他师兄弟们，在岩土５２３的这三年，我们同学习，共同奋斗，感谢你们给予我的关心和帮助。、弟弟，特别感谢的是我的父母，父母的养育之恩无以为报家永远是温暖的港湾，每当我碰到困境，陷入迷茫的时候，想想他们，我总能迎难而上，克服困难，一十几年来，他们直是我坚强的后盾，动力的源泉。、、最后还要感谢担任本论文评审和评阅的各位专家教授老师们，谢谢你们对本论文提出宝贵的建议和意见！感谢所有关心和帮助过我的人！屈江龙２０１５年５月３０日于广州９８