桩承式路堤土拱演化的二维钢棒相似土模型试验.pdf

第30卷第10期2017年10月中国公路学报ChinaJ．Highw．Transp．V01．30Oct．NO．102017文章编号：1001-7372(2017)10—0008—09桩承式路堤土拱演化的二维钢棒相似土模型试验芮瑞，张龙，孙义，徐路畅，夏元友(武汉理工大学土木工程与建筑学院，湖北武汉430070)摘要：为了解桩承式路堤的变形类型与土拱效应随桩间土下沉的演化规律，并为参数取值提供参考，开发了可考虑桩承式路堤多个单元相互影响的多沉陷门(Multi-trapdoor)试验装置，考虑填料高度H、桩间净距s—a与桩径参数a，进行了1组随桩间土下沉的土拱演化模型试验。试验采用椭圆钢棒相似土作为填料，将采用砂填料的平面应变试验简化为二维试验条件，消除了前后挡板摩擦力的影响。通过粒子图像测速技术获取了填料随桩间土下沉过程的全场变形，利用自制荷载板精确地测试了填料底面的桩土荷载分布，得到不同参数组合下的桩承式路堤土拱变形类型和桩土应力比变化规律；同时利用试验结果总结了3种演化模式的适用条件。结果表明：钢棒相似土能够很好地模拟实际砂填料的平面应力一应变特性，桩承式路堤土拱效应存在三角形扩展型和等沉面型2种主要的演化模式，与三角形扩展模式相比，等沉面模式路堤表面无差异沉降，土拱效应发挥程度高，且桩土应力比随桩间土下沉降低比例较小，另一种塔形升高模式可以看作三角形扩展型向等沉面型转变的一种过渡模式；低路堤桩承式路堤宜调整桩土截面尺寸以提高相对填料高度H／(S--a)，使得路堤变形进入等沉面模式。关键词：道路工程；桩承式路堤；沉陷门试验；土拱效应演化；钢棒相似土中图分类号：U416文献标志码：A2DModelTestsofSoilArchingEvolutioninPiledEmbankmentsUsingSteelRodAnalogicalSoilRUIRui，ZHANGLong，SUNYi，XULu—chang，XIAYuan—you(SchoolofCivilEngineeringandArchitecture，WuhanUniversityofTechnology，Wuhan430070，Hubei，China)Abstract：Inordertorevealdeformationpatternsofpiledembankmentsandsoilarchingevolutionduringthesettlementofthesoil，andprovidereferencesforparameterselectionofpiledembankments，amulti—trapdoortestsystem，inviewofinteractionsbetweenmultipleelementsinthepiledembankments，wasdeveloped．Theseriesoftrapdoortestswereconductedinconsiderationofthefillingheight(H)，netspacing(S—a)andwidth(a)ofthepiles．Soilarchingevolutionduringthesettlementofthesoilwasobserved．Steelrodanalogicalsoilwasusedasthefillingtomeetthetwo—dimensionexperimentconditions．Theeffectofthefrictiononboththefrontandbackplateswaseliminatedduringthetest．Particleimageveloeimetry(PIV)techniquewasadoptedtoachievethewholedeformationandseveral10adcellswereusedto收稿日期：2016-12—26基金项目：国家自然科学基金项目(51208403)；武汉理工大学国家级大学生创新创业训练计划资助项目(20151049706038)；湖北省自然科学基金项目(2016CFB469)；武汉市城建委科技计划项目(201639)作者简介：芮瑞(1981一)，男，安徽黄山人，教授，博士研究生导师，工学博士，E—mail：r．rui@whut．edu．cn。 第lo期芮瑞，等：桩承式路堤土拱演化的二维钢棒相似土模型试验9measuretheloaddistributionunderthefilling．Thedeformationpatternsofthesoilarchingandthepile-soilstressratiobydintofdifferentparameterswereobtained．TheresultsshowthatthesteelrodanalogicalsoiIcanaccuratelysimulatethestress-strainbehaviorsofthesoilattheplane．Therearetwomainsoilarchingevolutionpatternsofpiledembankments，namely，triangularexpandingpatternandequalsettlementpatternrespectively．Comparedwiththetriangularexpandingpattern，thereisnodifferentialsettlementontheembankmentsurfaceintheequalsettlementpattern．Withhighsoilarchingeffect，thestressdistributionratiogoesonwithitstrendsofaslightdecrease．Anothertower-shapedevolutionpatterncanbeconsideredasthetransitionalpatternbetweenthetriangularexpandingpatternandtheequalsettlementpattern．Inaddition，theapplicationconditionsofthreeevolutionmodelsaresummarizedaccordingtotestresults．ItcanbeconcludedthattherelativefillingheightH／(s一曲oflowpiledembankmentsincreasesthroughadjustingsectionsizesofpile-soil，withthepurposeofenteringtheequalsettlementpattern．Keywords：roadengineering；piledembankment；trapdoortest；soilarchingevolution；steelrodanalogicalsoil0引言Terzaghi【1o在1936年设计了著名的Trapdoor(沉陷门)试验，解释了土体与临近刚性边界之间的应力传递现象，并将其称之为土拱效应。后来这一试验系统成为土拱效应研究的标准装置，被广泛应用于岩土工程各领域，包括隧道工程口]、抗滑桩[31以及采矿工程(冒落开采)[41等研究中。土拱效应是桩承式路堤荷载传递的主要工作机制，土拱效应荷载分担计算是桩承式路堤设计计算的第1步。目前的桩承式路堤规范与设计手册采用了多种计算模型。英国规范BS8006[53结合了Terzaghi[61土拱效应理论与Matston等[7]的地埋管试验成果；德国设计指南EBGEO[83采用多拱模型；荷兰CUR226指南(2016版)[91采用同心圆土拱模型；法国设计指南ASIRl2012[1叩则采用楔形体土拱等。采用不同的土拱模型与计算方法得到的结果不尽相同，有的差别较大。上述不同的土拱效应模型存在各自的适用条件，如BS8006[51建议的使用条件为H≥o．7(s一盘)(H为填料高度，s为桩间距，a为桩宽)。ASIRI中的锥体扩散法[1们只适用于路堤高度低于(s—a)／2tan(0)，其中0为楔形体与垂直面夹角。EBGEO规定的适用条件为：对于永久静荷载，H>／0．8(Sd—d)；对于可变荷载，H≥(sd—d)，其中S。为桩的对角线中心距，d为桩或桩帽宽度。由此可见，现有的土拱效应模型实际上只与特定参数组合下的某土拱演化阶段对应。TerzaghiE63通过沉陷门试验观察到路堤在下移中出现了三角形对称的直线滑移面，该滑移面夹角随不同试验中填料高度H与沉陷门宽度D比值的提高，从90。降低到45。+9／2(9为摩擦角)，但其最终仍然采用垂直滑移面建立土拱效应力学模型。Terzaghi的沉陷门试验揭示的滑移面变化实际上反映了宏观土拱的演化。但直至近年来，土拱效应的演化现象才得到了一些研究学者的关注。Chevalier等[1妇通过平面应变模型试验和2DDEM数值模拟揭示了单沉陷门试验中的三角形滑移面扩展过程，其将该演化过程划分为3个阶段：①最大荷载传递阶段(三角对称滑移面)；②过渡阶段(三角滑移面扩展)；③临界状态阶段(垂直滑移面)。Iglesia等[12]采用一系列离心机平面应变模型试验对土拱效应演化现象进行了探索，也提出了3个演化阶段：①初始弧形拱；②三角拱／滑移面；③最终垂直滑移面。可以看到，Chevalier等[11]的第①、③阶段与Iglesia等[1胡提出的②、③演化阶段相对应。然而，桩承式路堤的边界条件与多沉陷门(Multi—trapdoor)系统较为对应，其路堤填料变形与传力机制也更为复杂。Chen等口胡采用砂填料进行了桩承式路堤的平面应变模型试验，揭示了除三角拱型滑移面形态以外，桩承式路堤在H／(S一Ⅱ)≥1．6的情况下还出现了等沉面形态，等沉面以上的填料随桩间土沉降均匀下沉。针对桩承式路堤多沉陷门系统，Rui等n41通过砂填料平面应变试验对桩承式路堤的颗粒变形与土拱效应演化进行了平面应变模型试验，除了三角拱模式与等沉面模式外，还观察到了一种三角形对称滑移面随桩间土下沉演化出塔形滑移面，并逐级上移的模式。但是，该平面应变模型试验存在摩擦力的影响，部分试验中实测得到的 10中国公路学报2017生最大摩擦力超过了总荷载的30％。Rui等口41分析了侧壁摩阻力随填料高度迅速提高的原因，对于试验箱宽度叫较窄的情况，宽度方向上的土拱效应随填料高度增加而积聚，增加了挡板上的法向应力与摩擦力。这是可视化平面应变试验的一大弊端。鉴于平面应变模型试验普遍存在的摩擦力影响，采用椭圆钢棒相似土[1朝代替砂填料，进行不同填料高度H、桩间距S以及桩宽a的土拱演化模型试验。通过与砂填料桩承式路堤平面应变试验结果对比，证明了钢棒相似土的可行性。分析了不同相对填料高度H／(SEa)、不同桩间净距与桩宽比(s—a)／a条件组合下的路堤位移演化模式与宏观土拱形态，对桩间土下沉过程中的宏观土拱效应演化类型与演化过程的变形与桩土应力比特征进行了探讨，界定了未加筋桩承式路堤各土拱效应演化类型的适用条件。1相似土填料制备与参数试验1．1椭圆钢棒相似土的制备椭圆钢棒相似土的使用将桩承式路堤平面应变试验进一步简化为二维条件，消除了前后挡板摩擦力，并使得试验测试的准确性与可重复性大大提高。另外，钢棒重度相当于一般填土的3～4倍，采用自身重力加载的桩承式路堤19试验中缩小了模型试验与原型试验的相似性差异。法国格勒诺布尔第一大学3SR实验室将钢棒相似土作为岩土材料二维性质的重要研究手段，并专门设计了双轴压缩试验装置口5。。Jenck等[163在桩承式路堤模型试验中将3种圆形铝棒(截面半径分别为3，4，5mm)作为相似土填料进行试验，但测试得到的相似土强度较低，峰值摩擦角卿仅为24。。Rothenburg等[17]研究了椭圆颗粒与圆形颗粒的强度，指出圆形颗粒的配位数较小是造成颗粒集合体强度较低的主要原因。圆形颗粒转动抵抗矩仅依靠切向接触力提供，而异形颗粒中法向接触力也会提高抵抗矩，从而提高了强度[18|。Ferellec等[19]明确指出颗粒形状极大地影响了颗粒强度特性。根据以上分析结果，采用了3种不同尺寸的椭圆形钢棒(A，B，C型)，钢棒截面尺寸大小的选定依据DEM数值模拟口”2妇得到的结果确定，即平均直径约为最小桩问净距尺寸(本文试验最小采用150ram)的1／20。选取的短轴×长轴分别为3mm×6mm，4mm×8mm，5mm×10mm，钢棒长度为300mm，以适应模型试验与大型粗粒料双轴压缩试验仪尺寸，截面尺寸见图1。材料采用退火201号不锈钢，通过查阅材料手册口2|，在洁净粗糙的表面条件下，其表面摩擦因数约为0．78，与石英砂的表面摩擦因数较为接近。每25mm填料高度按A，B，C三种钢棒各594，334，214根混合均匀(质量比约为1：1：1)。h————oh——————!—一h———————!!——一黪怜膨(a)A型(bJB型(c)C型图I钢棒的截面尺寸(单位：mm)Fig．1SectionSizeofSteelRods(Unit：mm)1．2双轴压缩试验为了验证钢棒相似土材料与砂填料的相似性，采用长江科学研究院的ZSZ336—1型大型粗粒土真三轴试验机(高×长×宽为600mm×300mmX300mm)进行双轴压缩试验。将混合均匀的钢棒顺着真三轴试验仪的口：方向装填，通过分层击实将孔隙率控制在0．17，使得钢棒填料在口。和d。双轴压缩条件下进行试验。试验获得的偏应力一轴向应变曲线和体应变一轴向应变曲线(图2)在形态上与稍密实的砂土特性相似，能够反映砂土的峰值强度与剪胀性。围压50kPa下，双轴试验测得的峰值摩擦角仍一34。，剪胀角民一5。。摹、嵌翟器蛙轴向应变s．／％(a)(0-I一已)一8。关系曲线轴向应变s．／％(b)s。一s，关系曲线图2钢棒相似土双轴试验结果Fig．2ResultsofAnalogicalSoilBiaxialTests 第10期芮瑞，等：桩承式路堤土拱演化的二维钢棒相似土模型试验112二维相似土桩承式路堤模型试验2．1模型试验装置本文模型试验采用课题组设计制作的多沉陷门模型试验装置，该试验装置将地基中桩与土的相互作用简化为桩土相对位移，采用活动板下沉模拟桩土相对位移，试验仪器照片见图3。填料箱尺寸为1200mill×300mm×图3模型试验装置800ram(长×宽×高)。填Fig·3ModelTestSet-up料箱下部由16块钢质活动板(板宽75mm)组成，每块活动板均可连接在下方的位移控制组件上以模拟桩间土下沉，或单独固定在试验箱框架上以模拟桩，从而可以实现不同桩距比的试验。采用图像采集与PIV(粒子图像测速)技术获取颗粒全场位移，采用自制的载荷板测试荷载分布。试验仪器详细情况见文献[14]。2．2模型试验安排选择H，S一日，n作为试验影响参数。其中H取150～600mm，s一＆取150～300mm，以取75，150mm，使得相对高度H／(S—n)为0．5～3，(S～盘)／以为1～4，基本包含桩承式路堤的尺寸比例范围，试验安排见表1。各试验的活动板布置见图4。表1钢棒相似土桩承式路堤试验安排Tab．1TestArrangementofSteelRodAnalogicalSoilinPiledEmbankments编号H／ram(sd)／mmH／(s—n)(S一Ⅱ)／a1150．O300750．542300．O300751．043450．030075l_54600．0300752．045112．5225750．536225．0225751．037337．5225751．538450．0225752．039150．0150751．0210300．0150752．0211450．0150753．O212150．01501．0113300．01502．0114450．01503．01燃l淹糍缝粼黼黧藤鬻稠一一图4试验固定板与活动板布置Fig．4LayoutofMovableandFixedPlates2．3钢棒相似土与砂填料试验结果对比选取钢棒相似土试验12，将其试验成果与尺寸条件相同的砂填料桩承式路堤模型试验结果进行对比，以验证相似土试验的可行性，并对比两者差异。试验照片、PIV变形云图及桩土应力比对比见图5～7。其中，△为沉降量。图5中仅取受边界影响最小的中间单元进行图片对比和PIV数据分析，将多沉陷门试验其余部分图片裁剪掉，以下试验图片均作此受h弹，fa)相似士阳=5ram)b)相似土A=30ram)(d)砂填料倒=5ram){e)砂填料(A=30ram)m砂填料fd=60mm)图5相似土填料与砂填料模型照片对bEFig．5ComparisonofResultsBetweenAnalogicalSoilandSandFilling从图5～7可以看出：(1)砂填料与相似土填料试验获得的路堤变形形态相同，最大位移量也基本相等。因此，采用钢棒相似土可以较好地模拟砂填料的平面应力应变特性，并能反映平面应变条件下的桩承式路堤位移演化情况。(2)砂填料试验桩土应力比曲线高于钢棒相似土试验曲线，这可能是由于平面应变条件下的砂填料强度相对较高造成的。(3)砂填料平面应变试验由于挡板摩擦影响，位移影响区域和两侧位移量明显小于钢棒相似土试验。通过对比分析，砂填料桩承式路堤模型试验位移影响区域显著小于钢棒相似土填料试验，这与摩擦力的位移限制作用有很大关系。根据测试结果，砂填料模型试验中的实测摩擦力占总荷载29％[1“。 12中国公路学报2017年150g100g毫50O50100150200250300s／mm(a)相似土PIV(A=5mm)50100150200250300s／mm(d)砂填料PIV(A=5mm)“；H1UO01501100毫50050100150200250300s／mm(b)相似土PIV(d=30mm)50100150200250300s／mm(e)砂填料PIV(A=30mm)秘：50U00雕31∞50Hs5。LA0050100150200250300s／mm(c)相{以tPlV(d=60mill)50100150200250300s／mm(0砂填料PIV(3=60mm)图6相似土与砂填料模型P1V变形云图对比(单位：mm)Fig．6ComparisonofPIVDeformationResultsBetweenAnalogicalSoilandSandFilling(Unit：mm)图7桩土应力比曲线对比Fig．7ComparisonofPile-soilStressRatioCurves摩擦力可能对砂填料桩承式路堤的位移演化模式产生影响。因此，采用钢棒相似土模型试验探讨桩承式路堤土拱效应演化不仅是可行的，也是必要的。3桩承式路堤位移演化模式分析通过PIV技术获得不同下沉量条件下的路堤填料全场位移，进而对位移演化模式进行归纳。二维钢棒相似土桩承式路堤的位移演化主要可以归为三角形扩展型(试验1，2，5，6，9，12)与等沉面型(试验3，4，8，10，11，14)2种主要模式，仅试验7，13出现了塔形滑移面升高模式。3．1三角形扩展模式模型试验1，2，5，6，9，12的路堤位移演化模式可以归为同一类模式。该模式填料中首先出现三角形下沉区域，称为初始三角拱。随着桩间土下沉量的增大，三角形下沉区域逐渐向两侧扩展，但内侧的滑移面的角度基本保持固定。典型的位移演化过程如图5，6所示，对于试验12，初始三角形滑移面与底面夹角约为68。。三角形扩展模式试验的平均值为69．3。。3．2等沉面模式初始三角拱在其他试验中均首先出现，但当填料高度较高时，活动板的下沉不会扩展到填料表面。这些试验中，路堤中超过一定高度将形成等沉面，等沉面上方的填料随活动板下移均匀下沉，因此称为等沉面模式。属于这类的有试验3，4，8，10，11，14。以试验11为例，对等沉面模式进行分析，见图8。由图8可知：在较小的桩间土沉降量下，首先形成了三角形下沉区域(初始三角拱)，稳定的三角形滑移面角度为66。，随着桩间土的下沉，桩间三角形区域的填料出现整体下移。3．3塔形升高模式在模型试验中，还存在一种介于三角形扩展模式与等沉面模式之间的演化模式，如试验7，13。对于该模式，初始三角滑移面形成后，三角形下沉区域向两侧扩展有限，随桩间土下沉出现向上升高的形态。以试验13为例对这种位移演化模式进行分析，见图9。由图9可知：在沉降开始发生时，仍然先形成三角形滑移面，滑移面角度约为65。。由于上方填料高度较高，随活动板下沉，三角形下沉区域并未能向两侧扩展。但由于填料高度未达到等沉面模式的高度要求，也未直接出现等沉面，而是形成了塔形的下沉区域。塔形升高模式可以看作三角形扩展模式向等沉面模式过渡的一种模式。4三种演化模式的桩土应力比分析4．1桩土应力比曲线特征桩土应力比反映了土拱效应发挥的程度，将荷载板测得的荷载转换成平均应力，并分别计算桩土应力比，绘制三角形扩展模式、等沉面模式以及塔形∞"钉弘”博9O∞勰粥M坨O—■霸圈同HUU●■—围H¨—U 第10期芮瑞，等：桩承式路堤土拱演化的二维钢棒相似土模型试验13(a)相似土照片(d=5mm)450300量g150毫O(b)相似土照片q=30mm)s／mm(d)相J啦iPIV(A=5mm)s／mm(e)相似土PIV(d=30illm)3024181260(c)相似土照片■=60him)450300唇g150童050100150200250s，mm雕(f)相似土PIV(』=60mm)图8等沉面模式变形演化过程(试验11)(单位：mm)Fig．8DeformationEvolutionProcessesofEqualSettlementPattern(Test11)(Unit：mm)(a)相似土照片(d=5mm)300200100O(b)相似土照片(』=30mm)(c)相似土照片(d=60mm)s／rnm(d)相似土PIV(A=5mm)s／mm(e)相似土PIV(A=30mm)s／mm(f)相似土PIV(A=60mm)图9塔形升高模式变形演化过程(试验13)(单位：mm)Fig．9DeformationProcessesofTower-shapedEvolutionPattern(Test13)(Unit：mm)升高模式的桩土应力比曲线，见图10。统计峰值桩土应力比、峰值对应位移、残余桩土应力比和下降比例，见表2。从图10及表2可以看到：(1)等沉面模式的峰值桩土应力比都超过了6，而三角形扩展模式无一达到4．5，塔形升高模式的桩土应力比峰值介于二者之间。等沉面模式的桩土应力比较高，塔形升高模式的桩土应力比次之，而三6048362412O角形扩展模式的桩土应力比普遍较低。这说明等沉面模式的土拱效应发挥程度最高。(2)三角形扩展模式、塔形升高模式和等沉面模式达到峰值桩土应力对应的桩间土平均下沉量分别为7．5，10，13mm，达到峰值需要的下沉量存在递增关系。(3)三角形扩展模式的桩土应力比下降比例最高，塔形升高模式的桩土应力比下降比例其次，等沉 14中国公路学报2017血204060沉降位移／ramfa)三角形扩展模式试验沉降位移／ram(c)塔形升高模式试验图10三种演化模式的桩土应力比曲线Fig．10Pile-soilStressRatioCurvesofThreeEvolutionPatterns表2桩土应力比试验数据统计Tab．2ParametersofPile-soilStressDistributionRatioCulwes峰值桩土峰值位移／残余桩土下降试验编号应力比比例／％12．376001．473824．4512003．552052．234001．204664．OO10002．553693．056001．9038122．577001．404675．7613004．4024134．707003．702638．1713006．601948．0217006．402086．70l2005．6016106．2714004．2033116．8011006．OO126．0011005．0017三角形均值3．117502．0137塔形均值5．2310004．0522等沉面均值6．9913005．6320面模式的桩土应力比下降比例最低。三角形扩展模式的桩土应力比残余值较峰值下降比例平均为37％，塔形升高模式则为22％，而等沉面模式的下降比例仅为20％。反映三角形扩展模式土拱效应发挥不够稳定，初始三角拱结构随桩间土下沉过程的扩展是对土拱结构的破坏。等沉面模式的土拱效应发挥较为稳定。4．2桩土应力比影响因素分析3种演化模式的形成所需的桩土尺寸组合不同。各试验桩土应力比与桩土尺寸[H／(s一乜)及(s一口)／a3之间的关系见图11，12。图11桩土应力比与H／(s一Ⅱ)关系Fig．11RelationCurvesofPile-soilStressRatiowithH／(s—a)108羞巷6辑-H4l234rJ-a)／a图12峰值桩土应力比与(S—n)／Ⅱ关系Fig．12RelationCurvesofPile-soilStressRatiowith(s—n)／n图11，12反映，桩土应力比随H／(s—n)和(s—n)／盘的增加而增加，基本呈线性关系。对于桩间净距较大的情况[(s—n)／a一4]，桩土应力比有趋于恒定的趋势。5演化模式适用条件分析模型试验结果显示，桩承式路堤不同的位移演化模式存在一定的产生条件，主要由H／(S一口)和(s一以)／n决定。随填料高度的增加，由三角形扩展模式向等沉面模式过渡，见图13。三角形扩展模式主要出现在H／(s—n)<1．5的条件下；等沉面模式区域则占据了H／(S一以)>5432l0彗R迓州枣 第10期芮瑞，等：桩承式路堤土拱演化的二维钢棒相似土模型试验15(1)(2)c"．c。，竺垂龛葬詈篓3。一辱沉面堑(5)(6)(7)(8)(Ⅳ)试验编号一⋯’甲⋯⋯一过渡区域分割线(9)i(10)(11)cb。(12)i(13)(14)4口1．5＼i图13土拱演化模式适用条件Fig．13ApplicationConditionsofSoilArchingEvolutionPatterns2．0的右侧区域。仅有2组试验出现塔形升高模式，只在1．5≤H／(s—n)≤2，且(s—a)／以≤3的情况下产生。随着(s一口)／口增加，塔形升高模式向等沉面模式转化。在实际工程中，路堤顶面的不均匀沉降对行车平顺性和安全产生较大的影响。对于相对填料高度H／(s—n)较小的情况，不均匀沉降传递到路堤表面的可能性增大，且土拱效应发挥不够稳定。而随着相对填料高度H／(s—a)的提高，进入等沉面模式后路堤填料出现同步下沉，土拱效应发挥程度较高，有利于桩体承载力的发挥。因此，对于低路堤的条件，应调整桩体尺寸与间距，使得相对填料高度H／(s一日)满足等沉面模式的适用条件要求。6结语(1)钢棒相似土填料桩承式路堤的土拱演化模式分为3种：三角形扩展模式，塔形升高模式和等沉面模式。演化过程均由初始三角形下沉区域开始，在不同的填料高度、桩间净距与桩体宽度条件下形成不同的模式。(2)3种演化模式中，等沉面模式的桩土应力比峰值最高、随桩间土下沉降低比例最少，反映土拱效应发挥程度最高，且土拱效应发挥稳定。(3)桩土应力比随相对填料高度H／(s一口)和相对桩间净距的增加而增加，基本呈线性关系。(4)当H／(Sma)<1．5时，路堤出现三角形扩展演化模式；当H／(S—a)>2．0时出现等沉面模式；1．5≤H／(S—a)≤2属于三角形扩展模式到等沉面模式的过渡区域，出现塔形升高模式，当(S一口)／a>3时，位移演化模式向等沉面模式演变。(5)等沉面模式有利于降低路堤顶面不均匀沉降，土拱效应发挥程度高，且发挥稳定。因此，对于低路堤的情况可考虑调整桩体尺寸与问距，以满足等沉面模式的适用条件要求。(6)土拱效应演化模式的探讨不仅证实了未加筋桩承式路堤土拱效应中不同演化模式的存在性，也为下一步荷载传递计算模型的研究提供了依据。所得到的土拱演化模式以及适用条件划分适用于二维条件，即带连系梁桩承式路堤。对于大量采用的带桩帽桩承式路堤具有参考价值，但具体适用条件数值还需要针对实际情况进行进一步探索。参考文献：References：[1]TERZAGHIK．StressDistributioninDryandinSat—uratedSandAboveaYieldingTrap—-door[C]／／Har—-vardUniversity．ProceedingoftheInternationalCon—ferenceonSoilMechanicsandFoundationEngineer—ing．Cambridge：HarvardUniversity，1936：307—311．r2]MEGUIDMA，SAADA0，NUNESMA，eta1．PhysicalModelingofTunnelsinSoftGround：ARe—view[J]．TunnellingandUndergroundSpaceTechnol—ogy，2008，23(2)：185—198．[3]邹广电，陈永平．抗滑桩的极限阻力及其整体设计[J]．水利学报，2003，34(6)：22—29．ZOUGuang-dian，CHENYong—ping．ExtremeResist—anceofStabilizingPilesandDesignofPileGroup[J]．JournalofHydraulicEngineering，2003，34(6)：22—29．[4]杨明，姚令侃，王广军．桩间土拱效应离心模型试验及数值模拟研究[J]．岩土力学，2008，29(3)：817—822．YANGMing，YAOLing—kan，WANGGuang—jun．StudyofCentrifugeModelTestsandNumericalSim—ulationonSoilArchinginSpaceofPiles[J]．RockandSoilMechanics，2008，29(3)：817-822．[5]BS806，CodeofPracticeforstrengthened／Rein—forcedSoilsandOtherFills[S]．[6]TERZAGHIK．TheoreticalSoilMechanics[M]．NewYork：JohnWiley＆Sons，1943．[7]MATSTONA，ANDERSONAO．TheTheoryofLoadsonPipesinDitchesandTestsofCementandClayDrainTileandSewerPipe[R]．Ames：IowaStateCollege。1913．[8]EBGEO，RecommendationsforDesignandAnalysisofEarthStructuresUsingGeosyntheticReinforcements—EBGEo[S]．[9]CUR226，DesignGuidelineBasalReinforcedPiledEmbankment[S]．[10]ASIRl2012，RecommendationsfortheDesign，Con—structionandControlofRigidInclusionGroundIm一5432●0{Glo 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