(论文)软基老路加宽的加筋分析

0引言 资料表明，使用土工合成材料可有效增加新建工 程路堤的稳定性 1，但目前国内外对于公路加宽工程 中路堤加筋技术方面的研究不多。本文采用有限元软 件 ABAQUS 2分析了加宽路堤中筋材的铺设位置、嵌 入长度及筋材模量等对加筋效果的影响，并与现场实 测资料进行了对比分析。 1有限元建模及材料参数 结合加宽工程加筋路堤离心模型试验 3，计算模 型老路堤高 4 m，宽 13 m，新路堤宽 12.5 m，软基深 度为 9.6 m，宽 42 m，见图 1。老路堤分为六层，每 层施工 30 天，消散稳定后进行加宽路堤施工。 在有限元模拟中，模型左右边界横向固定，底部 横向和竖向均固定，网格划分见图 1。软基和路堤填 土采用 Duncan-Chang 模型，计算参数根据加宽工程 加筋路堤离心模型试验 3选取，见表 1。土工格栅泊 松比为 0.18，应变 5 %时的等效弹性模量为 5.95 GPa， 等效面积为 1.210-4m2。研究表明，土与格栅相对位 移极小，故不引入接触单元而假设为完全粘结 4。 2加筋技术研究 在加宽路堤中布置六层筋，也就是说，第一层筋 位于地表，并从下至上铺设，依次记为 g1g6。 2.1筋材拉伸应变 各层筋材的拉伸应变见图 2。 从图 2 看出，随距结合部的距离增加，筋材拉伸 应变减小，至加宽路堤边缘时，筋材拉伸应变已持较 低水平。第一层和第二层筋材最大拉伸应变在接近结 合部位置出现，而第三层筋材 （ 基本位于加宽路堤中 部 ） 最大拉伸应变出现在加宽路堤边缘。拉伸应变这 一分布规律与加宽工程加筋路堤离心模型试验结果一 致 3。这表明，第一层和第三层筋材最大拉伸应变点连 线为加宽路堤中剪切受力最大区域，连线右上侧相对 左下侧存在滑动剪切趋势，而筋材铺设有助于防止可 能出现的剪切滑动，调整堤身荷载的传递方向和范围。 从图中还可看出，随筋材铺设位置上移，加筋效 果迅速降低，第四层以上已不起作用。这是由各层筋 材所处位置水平位移决定的，如图 3 所示。完工后加 宽路堤底部发生了向道路内侧的水平位移 （ 负值 ）， 底部 中部 顶部 底部-15年 02468101214 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 水平位移/cm 距离/m 图3加宽路堤不同位置水平位移图 土工格网排水 新路堤 13.012.5 4.09.6 老路堤 淤泥质粘土 42.0 图1有限元计算模型图（单位：m） 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 02468101214 距离/m 筋材拉伸应变/% g1 g2 g3 g4 g5 g6 图2筋材模量为E2时筋材拉伸应变图 软基老路加宽的加筋分析 * *交通部道路结构与材料重点实验室 （长沙 ） 开放基金项目。 张军辉，男，讲师，博士。 摘要分析了筋材拉伸应变随铺设位置的变化及筋材嵌入老路堤的长度； 研究了筋材模量对加 筋效果的影响， 并与实测结果进行了对比。 分析结果认为， 筋材应变随铺设位置从路堤底部上移逐渐 变小， 建议新路堤加两层筋， 一层在底部， 一层在中部， 筋材须嵌入老路堤一定长度。 关键词加宽加筋路堤实测资料 材料 /（kN m-3） d / （ ） C/kPa RfKnGFD kx， ky / （10-7cm s-1） 老路堤19.028.030.0 0.80 150 0.40 0.35 0.010 1.00- 新路堤18.034.00.00.60 280 0.80 0.24 0.002 2.70- 软基19.031.428.0 0.65 80 0.46 0.16 0.030 3.324.3 表1有限元分析中的土层参数表 张军辉 （ 长沙理工大学公路工程学院湖南长沙410076 ） 黄晓明 （ 东南大学交通学院 ） 张军辉等：软基老路加宽的加筋分析59 全国中文核心期刊2009 年第 1 期 （ 总第 142 期 ）路基工程 且左侧大，右侧小，可使筋材处于“张拉”状态，有 利筋材作用的发挥。而加宽路堤中部和顶部水平位移 使筋材有由两端向中间“收缩”趋势，不利于加筋作 用的发挥。因此，实际加宽工程中，筋材应铺设在路 堤中部位置以下。刘汉龙 5认为，尽管路堤中部加筋 对位移影响不大，但能有效提高路堤整体稳定性。因 此，本文建议加宽工程新路堤加两层筋，一层在底 部，一层在中部。如果只加一层，应加在底部偏上、 中部以下之处。同时，从图 3 看出：加宽完工消散稳 定后路堤底部水平位移变化规律，此时即使是底部筋 材也无效果，这表明加宽路堤加筋只能起到增强路堤 短期稳定性的作用，对于长期稳定的作用是不大的， 它与加筋在新建工程中的作用一样 1。 从图 4 看出，随模量增加， （E1=1.49 GPa、 E2=5.95 GPa、E3=23.9 GPa 和 E4=59.5 GPa ）。筋材 最大拉伸应变出现的位置略向右移，且模量越大，筋 材拉伸应变越平缓，表明筋材模量增加，提高了其调 整路堤荷载的能力，进而使路堤沉降趋于均匀。 2.2筋材嵌入老路堤长度 从前面分析可知，加宽路堤中只有中部以下筋材 能起到加筋效果。因此，下面仅对第一层和第二层筋 材嵌入老路堤长度进行分析，见图 5。图中坐标原点 为新老路堤结合部。从图中可知，筋材在老路堤中仍 存在拉伸应变，随距结合部距离增加至 3 m，拉伸应 变迅速减小到零，在实际工程中，应将筋材嵌入老路 堤中，以更好发挥加筋作用，但嵌入不宜过长 （ 本研 究中嵌入长度应在 3 m 以内 ），以免浪费。 3土工格栅现场测试及分析 在一高速公路加宽工程试验段中，综合研究土工合 成材料在路基加宽拼接中的应用效果。试验方案见表 2，限于篇幅只给出通车后部分测试结果，见表3表5。 3.1布设层位 试验段通车后，加宽路基已普遍发生 23 cm 沉 降量的状态下，各个层位土工格栅应力测试均较小， 73.3 %的观测点应变小于 0.3 ，其中 34.8 %的观测 点从无变形，远小于土工格栅设计抗拉强度 80 kN/m 时的应变 （ 约 8 % ）。但能看出，底部土工格栅应变 平均值为 0.37 ，中部为 0.39 ，上部为 0.24 ， 表明底部和中部加筋效果接近，都优于上部土工格 栅，这和前述理论分析是一致的。中部土工格栅拉伸 应变大于底部，是因测试时软基沉降量不大，加筋效 果没有充分发挥，进而不能明显地将底部和中部土工 格栅拉伸应力拉开距离所致。 3.2锚固长度 从试验段的测试成果看，有近 60 %的测试断面 （ 有明显应力应变发生的测试断面 ） 中，土工格栅在 内侧拼接段的测点应力大于或接近于中部的测点应力 值，表明土工格栅在内侧拼接段的锚固长度不足，导 致土工格栅与路基土体发生一些整体位移，削弱了土 工格栅的受力作用。建议加宽工程中土工格栅的锚固 长度须进一步增加，以保证土工格栅作用的发挥。 3.3展布长度 试验段中共布设 72 只传感器监测路基加宽拼接 E1 E2 E3 E4 距离/m 筋材拉伸应变/% 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 02468101214 图4不同筋材模量时第一层筋材拉伸应变图 g1 g2 -6-4-202468101214 0.1 0.2 0.3 0.4 距离/m 筋材拉伸应变/% 图5第一层和第二层筋材拉伸应变图 代表断面填筑高度/m 土工合成材料 应力计 层数长度/m K1+5503.7464 层 24 个 K0+3802.8242 层 12 个 K0+5503.0262 层 12 个 K0+7103.0444 层 24 个 表2土工格栅试验断面表 格栅位置最大值最小值平均值 K0+7100.480.000.12 K1+5501.000.730.88 合计1.000.000.37 表3底部土工格栅应变测试成果统计表 % 格栅位置最大值最小值平均值 K0+3800.380.000.23 K0+5500.340.000.13 K0+7102.150.000.47 K1+5502.520.000.71 合计2.520.000.39 表4中部土工格栅应变测试成果统计表 % 格栅位置最大值最小值平均值 K0+3803.470.000.90 K0+5500.070.000.02 K0+7100.290.000.11 K1+5500.530.000.13 合计2.520.000.39 表5上部土工格栅应变测试成果统计表 % 60 中土工格栅应力应变状况，其中 K0+380 和 K0+710 断面监测的土工格栅展布长度为 4 m，K0+550 和 K1+550 断面土工格栅展布长度为 6 m。从埋设位移传 感器开始观测至通车后的观测数据看，4 m 土工格栅 中位于加宽路基外测的测点应变均值为 0.12 %，6 m则 为 0.17 %，表明 6 m 的土工格栅在 4 m 之外的 2 m 仍 能提供拉力，结合前述有限元分析，建议土工格栅在 加宽路堤全宽铺设。 4结语 公路加宽工程中土工格栅应在加宽路堤全宽铺 设，筋材模量增加，提高了其调整路堤荷载的能力， 进而使路堤沉降趋于均匀。同时，从限制加宽工程新 路堤横向扩展考虑，建议新路堤加两层筋，一层在底 部，一层在中部。如只加一层，应加在底部偏上、中 部以下处。为充分发挥加筋作用，筋材须嵌入老路一 定长度。 参考文献： 1 J S Sharma，M D Bolton. Finite Element Analysis of Centrifuge Tests on Reinforced Embankments on Soft Clay J . Geotextiles and Ge omembranes，1996 （ 19 ）：1-17. 2 Hibbitt，Karlsson & Sorensen. ABAQUS Analysis User s Manual，Vol. 13，Ver6.2，HKS，USA，2001. 3 张军辉. 软土地基上高速公路加宽变形特性及差异沉降控制标准研究 D . 南京：东南大学，2006. 4 Han J，Gabr M A. Numerical Analysis of Geosynthetic-Reinforced and Pile-Supported Earth Platforms over Soft SoilJ .Journal of geotech nical and geoenvironmental engineering，ASCE，2002，128 （5 ）：44- 53. 5 刘汉龙，吴维军，高玉峰. 土工织物加固堤防非线性有限元分析 J . 岩土力学，2003，24 （ 1 ）：79-87. 收稿日期：2007-12-19 秦丽辉，女，讲师，硕士。 摘要依据相似准则， 对重力式斜交U型高桥台模型在外荷载作用下的变形、 破坏进行了试验 研究。 总结了桥台在土压力和外荷载作用下， 加固前后及采用不同加固方案的变形和破坏特征。 关键词重力式斜交U型高桥台模型试验破坏规律碳纤维加固 重力式斜交 U 型高桥台模型试验研究 秦丽辉 （ 哈尔滨工业大学交通科学与工程学院黑龙江哈尔滨150090 ） 田国旺 （ 吉林省舒兰市交通局 ） 本文通过相应的试验手段就高桥台破坏过程进行 了一组相似模型试验。主要研究重力式斜交 U 型桥台 在施工填土过程中，桥台在土压力作用下的位移、形 变及破坏过程，以及采用倒角加固 1，粘贴碳纤维布 加固 2 ，3桥台后，桥台在土压力作用下的改善效果。 1斜交U型桥台模型试验方案 1.1原型简介 舒兰市吉五公路绕越线 K46+150 公铁立交桥， 全长 52.86 m，孔跨 216 m，斜交角 60；桥梁全宽 为 2 m （ 人行道 ） +14 m2 m，主梁结构为装配式预 应力混凝土简支板梁，片石混凝土重力式斜交 U 型 桥台，钢筋混凝土柱式桥墩。 该桥竣工使用不久，发现两侧桥台台身及侧墙出 现不同程度裂缝，其一侧桥台台身竖向裂缝贯通且宽 度较大。 1.2模型尺寸及材料 根据高桥台模型试验相似准则 4，确定试验模型 比例 101，模型尺寸高 1 m，前墙长 2 m，斜交角 60，内坡 31。模型桥台采用 C15 片石混凝土；台 内用模拟砂性土，土砂碎石=310.3。模型试验考 察两种情况：一是斜交 60的常规 U 型桥台，二是斜 交 60内倒角 U 型桥台。 为使填土及外荷能对两个桥台模型同时加力，制 作时，将两个模型相对放置成筒状，设置通缝，将两 个桥台沿竖向分离。 1.3测试仪器及测点布置 （ 1 ） 测试仪器：百分表，静态应变测试仪 （ 7V14C 数据采集器 ），静荷载测试仪器。 （ 2 ） 测点布置。位移测点：百分表分别布置在 前墙中部和长侧墙尾部沿高度方向的顶部、1/2 处和 底部。应变测点：应变片分别布置在长侧墙尾部、 前墙与长侧墙、短侧墙交汇处沿高度方向的顶部、 2/3 处和 1/2 处。 1.4加载程序 2 t 一级，逐级加载，加到桥台出现微裂缝后卸 载，每加一级静置 510 min 后测量，最后一级静置 1030 min 后测量。 2两种模型试验研究 2.1常规斜交 U 型桥台试验分析 在填土表面施加荷载，静载 2 t 一级，逐级加载