软黏土上桩承式路基分析

1、 软黏土上桩承式路基分析：全比例实验，数值分析方法摘要关于加筋土的运用有精确的结论就是加筋土作为一项技术被用在软土路基上可以减少沉降确保稳定性。这项技术可以减少工程延误是一种比较经济可靠的方法，从而使这项技术得到广泛的使用。由此，产生了许多设计方法去评估这些加筋结构。这些方法主要基于小模型实验和数值模拟。这些方法的可靠性必须由现场实验区验证。本文展示了在法国谢莱做的全尺寸实验的分析和数值研究。文中的研究是ASIRI法国国家研究项目的一部分。实验是在通过刚性垂直桩改良的冲击软土上建立的5m高路基上进行，路基被分成四个区域来说明桩的影响和加筋土的特性。路基的性能通过监测数据来评估（总压力、水平和垂

2、直位移）。许多原位和实验室调查都通过两个轴向荷载监测桩基。这些测试验证了数字模型和桩土结合参数定义的土工假设。一些分析方法和数字模型的运用来监测评估拱效应。对比不同试验数据和设计方法的压力和沉降改善效果。结果显示这些方法过高估计了压力效应但是沉降效应的参数是合理的可以用来评估刚性桩混合结构的整体性。介绍构筑在软土上的路堤在很大区域上引起显著的荷载。有间隔的加筋土技术被证明是一种有效的防止路基破坏或过度变形解决方法（Alexiew and Vogel, 2002; Kempfert et al.,2004），这项技术包含三个部分：（1）路基材料（2）荷载传递平台以及（3）荷载垂直向坚硬基础的传递

3、分布。通过在荷载平台或者桩帽上添加土工合成材料可以构成任意可选的配置结构，表面和路堤荷载一部分被转移到群桩上面通过拱效应，这种效应发生在颗粒状材料构成的荷载平台。这使得荷载分布更均匀并且减少表面沉降，沿着桩的摩擦力也提供了这种增强效果，引发了一种复杂的土和结构相互作用的现象（Jenck et al., 2005;Smith, 2005; Combarieu, 2008）尽管这项技术被广泛运用，其中的机理却仍然知之甚少。这篇文章提出了一种解析的以及数值的研究基于2007年在法国谢莱开展的实验性的测试。这个实验室法国国家研究项目计划的一部分，目的是为了在法国运用垂直刚性桩提供一个指导方针。这篇文章

4、的目的是比较几种关于全尺寸桩承强化路堤设计方法的预测值并进行针对性的评价。背景许多学者都对强化土壤技术很感兴趣，他们的论文主要关注向桩顶转移荷载通过拱现象，Low et al. (1994), Zaeske (2001), Jenck et al. (2007) and Chen et al.(2008b)，研究物理模型实验来评估桩和基础土壤之间的荷载分布。无论如何，小规模实验去模拟强化土壤特性是困难的，使得许多研究都忽视了桩土相互作用的影响(Briançon and Simon, 2010).。另一些学者建议用解析的方法去改善这种技术的设计。Combarieu (1988, 200

5、8), Chen et al. (2008a),Russell and Pierpoint (1997) 和 Russell et al. (2003)修改了太沙基的活板门实验(Terzaghi, 1943)来评估在桩强化问题中的拱效应（图1）.然后，太沙基提出的平面应变公式被更新为在研究桩问题中考虑三维空间方向。一种轴对称公式被Combarieu (1988, 2008)和Chen et al. (2008a)提出，以及一个三维公式被Russell and Pierpoint (1997)提出。英国规范 (BS8006,1995)也基于剪切荷载传递导致拱效应采用John (1987) 和Jo

6、nes et al. (1990)的方法关于二维平面应变。他们的研究工作都在马斯顿公式(Marston and Anderson, 1913).关于埋管上部土拱效应基础上进行。一些分析方法假设一个理想化的桩之间土拱影响（图1）。在这些方案中，路堤土拱现象假定发展为一个预先设定好的形状，比如半圆柱形拱穹顶（Hewlett and Randolph,1988）球面网壳形(Kempfert et al., 2004)或者对数螺旋贝壳形(Naughton, 2007)，新版的BSB006规范标准包括被Hewlett and Randolph(1988)发展3D分析形状。一些分析方法建立在类比载荷试验基

7、础上，比如Guido et al. (1987)的土工加筋层，Svano et al. (2000)基于Carlsson(1987)的工作建议棱柱的斜率根据土的特性来确定（图1）Collin (2007)建议构造一个刚性土工加固垫。在这种结构中，棱柱边的斜率将一致即=1。土工加筋层单独确定尺寸来支撑相应临界高度的土楔体，这将确保整个路堤荷载传递到桩上，如果桩固定在刚性基础之上，则产生的沉降会很小。一些分析方法提出整体法去计算桩承路堤技术。Combarieu (1988), Filz和 Smith (2007) 以及Chen et al. (2008a)提出了方法论来预估在路堤底部的应力分布（一

8、种适应太沙基的方法）结合常用技术来预测土和桩的沉降。Combarieu (1988)利用表面负摩阻原则(Combarieu, 1974)计算基础土体的应力分布并用一维固结公式预测基础土体沉降。Filz and Smith (2007)使用了弹性的解决方案，按照Poulos and Davis (1974)提出的固体圆柱(桩)被一个厚壁圆筒(土壤)包围模型，计算应力分布和沉降。在这种方法中，摩尔库伦屈服准则控制的滑动和沉降可以视情况通过一维固结理论计算出来。Chen et al. (2008a)也结合修正的太沙基方法，包括相等的沉降水平，在基础土体和桩之间摩擦力和正常应力条件下。这些与沉降相关的

9、概念都被包含在一个系统中用微分方程来解决一维压缩问题，解决计算系统平衡的方法被这些作者提出。这种方法中用到的土体性质通过Randolph and Wroth (1978)来计算桩顶土体剪切摩擦刚度和正常刚度，Teh and Wong (1995)计算了最终表面摩擦，并通过太沙基的极限承载力公式计算极限顶部反力。对比这些设计方法展示了他们在荷载传递分布预测和强化路堤性质方面的不同，如Russell and Pierpoint (1997), Kempton etal. (1998), Briancon et al. (2004) 和 Filz and Smith (2007)提到的。Kempfe

10、rt et al. (2004) and Filz 和 Smith (2007). Kempfert et al.(2004)提出三维空间计算包括土工材料影响的分析方法，将土工材料性质看作一种弹性连接，之后包含基础土体相互作用的土工加筋荷载系统的微分方程被定义。Filz and Smith'(2007)的方法论中评定土工材料的张力和应变是根据在线弹性条件下的计算挠度。挠度计算也包含了软土的影响。基础土体分担了剩余的路堤荷载。进行数值模拟来更好的理解初试的荷载传递的物理现象。数值模拟被用来复制室内试验和模拟真实过程中的各种性质。然而很少有研究关注桩的承载能力，包括桩顶承载力和桩的抗剪能力

11、。实现这些分析确实现实中很困难，所以研究一般着眼于系统中的一个方向例如路堤中的荷载传递不是作为一个整体去分析。一般来说，解析法更倾向易用工具设计的桩承路堤。但是这些方法很少能在现场实测中被验证。全比例模型实验的可靠数据是非常难得的，因为实验费用相当高。通过一些被记录的全比例实验比如Almeida et al. (2007), Liu et al. (2007), 以及Wachman et al. (2010)曾做过的记录看以看出一些共性之处：原位土体特性用针入度实验测定，十字板剪切以及压力测试实验也包括在这些实验中，虽然只有符合固结规律的土体的剪切实验可靠数据可以获得。所有实验项目只在加筋强化

12、平台上被观察，平行对照实验没有加筋强化。通常，很难去评估自然拱效应范围和沉降减小的比例。项目一般信息谢莱实验被Briançon et al. (2009)和Briançon and Simon (2012)记录描述，结构的详细信息，土体参数条件，和实验数据通过查阅相关文献可以得到，在本论文中只有数值模型和分析设计中用到的信息提供。实验基于之前在冲击压缩下土建设的桥梁项目。土壤数据在加筋项目实验区收集，针入度实验、压力实验和十字板剪切实验在原位进行并且由室内三轴实验补充。实验主体为5m高的路堤，如图2所示为基本形状。路堤被分为四个区域，其中三个区域被刚性桩强化（2R、3R和4

13、R），剩下1R区域没有加强作为对照。水平加筋层被用在三个强化区域中的两个内（3R和4R）,桩被设置在8m厚的压缩性土中并且底部嵌入坚硬的碎石砂层，总的长度为8.4m。桩的弹性模量为18GPa，泊松比为0.2，这些参数通过伸长计测定，比重为23KN/m3。3R和4R区域被两层土工格栅进行加筋强化，加筋材料抗拉强度分别为750KN/m和520KN/m。测试系统主要集中测试桩顶层的应力和沉降。沉降传感器（T）、垂直磁力沉降观测器（TM）和土压力盒（EPC）被用在路堤四个测试区域的轴线上，路堤的侧向变形由倾角计来记录，地下水位通过孔隙压力计测定，测量设备的位置如图2所示。其他测试设备比如土工格栅上布置

14、的光纤应变传感器也被安置，不过没有在本文中标注。谢莱实验比起其他桩路堤实验有一些优势，例如设置了没有桩强化的压缩性土对照区域，该实验还同时设立了两种不同的加筋层，也进行了桩的轴线加载实验。对照组（1R和2R）可以用来直接评估两个桩和土工加筋层强化区域（3R和4R图2所示）的效果。为了完成这个目的，对照区和强化区采用相同的加载条件，2R区域只布置了桩但是没有加筋强化。 3.1.土壤条件 进行了一些原位和室内土体观测实验，原位测试、钻孔、CPT和压力测试来定义地质剖面。计程仪、三轴和压力表测试来测定土体的岩土参数，测试记过列入表1。最终状态是在构造完成后两周内获得，冲积土的快速固结性质也通过压力计

15、的记录数据被验证，更多的变形在路堤建造过程中被记录。3.2.桩压力测试单桩力学特性分析显示了桩土相互作用对整个结构的稳定性产生显著的影响(Said et al.,2009)。桩分析的基本原理依靠基于室内和全比例原位实验观察数据总结的经验公式(Randolph, 2003)。测试桩可直接定量化为荷载沿着桩身分布，轴线荷载和表面摩擦庄图相互作用能被定义。为了达到此目的谢莱实验建立了两个轴向测试桩，测试结果可以用图6中找到，其中一个桩不能到达坚硬的持力层（浮桩），另一个桩被嵌入坚硬碎石砂层0.4m。两种截面的桩不同的侧向摩擦极限qs被确定在浮桩测试中，这个极限侧向摩擦符合桩周土通过摩擦传递的最大荷载

16、。桩端承最大荷载通过嵌入桩实验测定，试验中桩的承载力主要有桩端阻力提供。低于极限的侧向摩擦仍然由浮桩测定。解析法许多当前设计方法通过评估桩土之间土拱效应提供了计算应力效应或应力变化速率的计算方法，大多数描述为一个三维问题(Combarieu, 1988; Russell et al., 2003;Chen et al., 2008a)，在真实应有中也是必要的(Kempton et al., 1998)。另一些学者仅考虑为二维平面问题(Low et al., 1994)。桩支撑的压力功效E被定义与桩顶路堤重量成比率（公式（1）.压力减小速率定义为与地基土平均应力和在桩顶层路堤提供的总体平均应力成

17、比例。（公式2） （1） （2）（3）这里的和分别是桩的负载和应力，W是路堤的重量，A是单个结构面的面积，和分别是路堤的高度和重度，是基础土体的应力，是桩的横截面积。一些应用于谢莱实验的解析方法的结果与实验数据进行对照。本文中用到的方法包括适合太沙基理论的由Combarieu(1988, 2008)提出的方法、修改的马其顿公式（2D）和休利特兰多夫公式（3D），这些全部适合于BSB8006（2010)规范，Kempfert et al. (2004)方法被EBGEO(2003)和Filz and Smith (2007 GeogridBridge method)所接受。4.1.1计算假定解析计

18、算所用到的参数在表1中给出。大多数解析方法仅要求路堤填土的参数，GeogridBridge 和EBGEO方法用到的地基土的刚度和地基反力在不强化区域R1测得，其中=2940KPa、，土工格栅的构造和尺寸见图2所示。4.2.分析结果对比解析结果和实验所得结果如图3所示。解析结果显示随着路堤高度的增加应力效能也增加。对于2R区域没有荷载传递平台，多有的解析方法都过高估计了土拱效应的影响，解析法与实测结果在最终状态差异最小的是Combarieu (2008)的方法，而这种方法这过高的估计了72%。非常重要的一点需要重申大多数解析方法没有考虑路堤内聚强度，仅仅Combarieu的方法考虑在内。Okya

19、y 和Dias (2010)观察到随着路堤填土粘聚力的增加系统应力效能也随之增加，因此，没有考虑粘聚力的影响的解析方法得到的结果会低于真实应力效能。这些设计方法用于分析区域2R时，仅有EBGEO和GeogridBridge方法考虑了土工合成材料加筋层在计算应力效能时的影响。因此，实验区域3R和4R的结果分析仅对比了这两种典型的方法的结果，因为英国规范BSB8006认为土工材料必须放置在桩上，这种方法并没有在加筋区域测试，因为这种方法不能在现场原位实验中测试土工合成材料的应力和应变，为了设计目的，该规范要求加筋材料计算必须承担整个路堤的残余应力而不由地基土分担，这在实验中是明显不适用的。对区域3

20、R和4R的分析记过显示由于额外的加筋应力效能会增加，计算增加的应力效能EBGEO方法大于GeogridBridge方法，在最终状态时，EBGEO计算的3R、4R应力效能增加分别为69%和78%，而GeogridBridge方法计算的应力效能增加分别为37%和45%。4R区域的应力效能高于3R区域是因为多层加筋结构的合成刚度增加，EBGEO也显示在初试加载时这种重要的应力效能增加的响应，而到达某一点后，看起来会到达阈值。而GeogridBridge则是相当不同不同，在这种方法中，应力效能是以恒量直线演化的。以上结果都是没有考虑桩基土相互作用情况下得到的，仅GeogridBridge提供了这种作用

21、的情况。如果这种情况被激活，如果界面强度增强，加筋对于应力效能的影响将减弱是由于被动表面摩擦的作用导致地基土卸载，因此地基土的变形将减小。3R和4R实验结果的对照如表2所示显示了GeogridBridge在所有测试区域内低估了应力效能，另一方面EBGEO得到了4R区域的满意结果但是同样低估了区域3R的结果。水平多层加筋分析方法为通过假设整体刚度等于加筋层的刚度与层数的乘积，这些方法没有考虑水平加筋层的加筋模式和配置形态，事实上通过实验数据得出使用一层加筋时，用更小的刚度得到了比二层更好的应力效能，这个结果与解析法得到的相反，增强可能因为多层加筋层之间存在差异要考虑融合折减作用。数值模拟有限差分

22、数值模型被用来模拟谢莱实验，目的精确描述桩承路堤的力学特性，这里运用了基本演绎法和通用模型在FLAC3D中模拟，这些模型模拟加筋土的力学特性通过精确的考虑（1）土和连接处的土工性质（2）桩的特性（3）每个测试区域的结构。5.1.数值模型有限差分的基本单元如图4所示，沿桩身将桩划分为3200个网格，如图4a所示被用于路堤的四个区域。这样一个单元代表桩周的四分之一区域，这个简单化的结构按以桩为中心区域的对称性进行调整得来（Mestat, 1997)，另一种数值模型见图4b为了测试桩而设计，在这个模型中提出了横向边界放在距离桩15倍桩径的位置纵向不低于桩尖10倍桩径距离。整体模型通过按实际情况重复几

23、个粗略的基本单元来构建如图4c、d、e所示，这种修改模型引起与初始单元5%的差异，这种啮合减少了整体模型的尺寸约445000个网格。水平和竖向位移在模型的侧向边界和底部分别被约束，路堤填土和基础看作是线弹性的，完全符合摩尔库伦屈服准则。软土用修正的计算机生成的粘土本构模型模拟，桩也看作是线弹性的。由于空隙水压快速的消散，所有计算按排水条件进行。5.2.土体压缩性图5展示了与实验数据相对照的区域1R的数值模拟结果，沉降数据通过4个不同深度相对应的磁性沉降观测计来测量。如图表中所示，不加筋区域的沉降比较准确的被数值模型模拟，不过仍然可以看出稍微的高估了，导致这种差距的原因主要因为数值模拟结构不能考

24、虑横向荷载的损耗。5.3桩的荷载数值模拟经常被采用来对桩的力学性质尤其桩土系统力学机制有更深的理解(Bransby and Springman, 1996; Comodromoset al., 2009; Said et al., 2009). 为了更好的研究，常规桩的侧摩阻极限通过装有感知装备的测试浮桩来确定。在数值模型中，桩身采用摩尔库伦破坏准则，内摩擦角为零粘聚力在表3中列出，可得到两种不同截面桩的滑动摩擦极限，轴的两部分产生恒定的摩擦在实验中也得到证实。模拟结果显示嵌入桩的荷载变形曲线与实验是比较吻合的如图6所示，验证了关于软土的剪切特性以及基础的刚度和抗力的假设。这些初步的模拟是复杂

25、但是非常重要的因为这些模拟确定了土体的压缩特性和抗剪强度，也有效证实了这些有待改进的模型能很好的预测不加筋区域以及嵌入桩群的特性。5.4.桩承加筋区域的应力和沉降用应力效能E来评价系统的性能是常用的措施，尽管这种评价仅表面桩身的荷载传递。沉降效能ET将在这章节被用来描述结果，这个参数被定义通过桩的沉降与桩自身变形的比值来确定（公式4）（4）这里SP和Swp分别是包括桩自身的土体沉降以及不包括桩自身变形的沉降，这个参数给出了土体强化的综合评价。它考虑了桩端阻力和桩身摩擦以及下层土压缩性的影响。图7给出了在基本单元模型和整体模型两种数值模型中的应力效能。整体模型的效能通过三个位于三个区域的测试桩测

26、定，沉降如图10所示仅给出出了桩顶横断面层处的沉降。不论基本单元模型还是整体模型对2R区域预测都比实测应力效能要高，因此沉降被过高的计算了。基本单元模型模型对区域3R和4R的模拟显示比区域2R的应力效能要高，是由于水平加筋层的影响。总之，对这些区域的荷载传递测量被过低评价了。另一方面，沉降效能显示对于加筋土性能的模拟是比较合理的预测，整体模型的运用增加了预测的效果。对称的假设在基本单元模型中的运用被证明在规则整齐的强化路堤中是比较满意的(Jenck et al., 2009a)，在不规则结构中，比如当前实验，整体数值模型特定的一些假设必须被修改。举例说明，整体模型的结果显示不加筋区域附近的检测

27、桩是处在超载的状态下（见图7和表4）这种超载现象也被发现在临近中轴线附近（F/D/E桩图2所示），如图8所示，在这种情况下，应力效能比基本单元模型获得的要高，对此解释为通过这种方式应力效能被这些桩过多计算了，这种影响边界桩比在桩群中的桩要大。图9显示了中心和边缘桩顶的竖向应力实验和数值模拟结果的对比，图证实了不管是实验的还是数值模拟的，边缘桩屈服需要更大的应力。大量边缘边缘桩的相关位移被观测（图10），大量实验表明当模拟群桩时，差异沉降决定应力效应，边缘桩遵循这个规律直到路堤构造过程中一根桩破坏，在边缘桩尖以下底层土被发现出现剪切破坏，这会导致应力效应的减小。回顾之前所述重要一点，在分析研究中

28、提到，单独的高强度底部加筋层比二层配置在桩顶上的加筋层有更好的应力效能，甚至应变效能也有相同的规律（表5所示）说明这两种构造的机制是不同的。图11显示了四根桩的实验观测数据，这些观测值在3R和4R区域桩顶层荷载传递平台上测得，显示了虽然在传递平台之上加筋区域的应力值时相同的，但是在传递之后的地基土体中的应力是相当不同的，结果说明桩的作用方式是不同的。图12a给出了桩顶位移和轴线桩顶荷载之间的关系，通过数值分析结果和实验结果的对比可以看出桩荷载位移的模拟效果很好，当嵌入式测试桩的观测值与数值模拟结果重叠在一起时，可以清楚的看到反应低值可以近似的描述路堤桩的特性，这个结果表明桩的荷载试验是非常重要

29、的实验用来预测桩承路堤填土的性质。图12b表明了ET 和SRR关系。整体模型和基本单元模型数值分析结果与实验数据放在一起，整体模型在路堤三个桩承加筋强化区的中心被记录，这张图显示了实验观察土体应力应变趋势可以通过数值模拟较好的进行模拟。另一个重要的发现是加筋土体中很小的应力减小会产生很可观的沉降减低。应力效能是传统的参数来评估刚性包含物和测量拱效应。不过这个结果也显示应变效能ET是一个象征参数来说明强化系统的整体性能。这两个量之间的关系显示我们方案的应变效能为0.8，是应力减少速率0.4的两倍。 5.4.1横向位移图13给出了测量和计算的侧向位移图通过每个区域中间路堤底部安置的倾角仪来测量（图

30、2）数值解析和实验结果与Bourges et al.(1980)的解析方法结果进行对比，该解析方法在法国为了基础设计而提出“Fascicule 62-V” (1993).这种方法通常被叫做“g（z）方法”包括运用公式计算不同深度的侧向变形。这里的Z是深度，D是土层厚度以及t是路堤构造结束后的时间G（Z）是固定作用和是分别是路堤施工阶段和完成之后的最大侧向位移，根据土体不排水抗剪强度以及路堤的规模尺寸来计算的，而是根据路堤中心点的实测结果确定。对于我们的假设，将从实验结果中得到并被用来确定强化区域（2R-4R）的。对于不强化区域（1R），包括施工和工后位移。将数值模拟和实验数据进行对比发现实验横

31、向位移曲线与数值模拟相拟合，对1R区域，峰值在距离水平面2m处。在加筋区域则是不同的，最大水平位移被记录在表层，对1R区域的量化是非常精确的。不过桩承加筋区域的横向位移小于实验测得记录，这种过小的评估直接与在路堤中心处较低数值分析沉降有关。解析方法预测峰值变形在所有区域都近似出现在2m深的地方，实验和数值解析结果显示这个预测只有在非强化区域是可靠的。其他区域不同的特性不能采用解析方法，原因是这种方法的公式没有考虑地层的不均匀性。不过这种方法为设计提供了一个很好的预测尤其对2R区域非常有用。图13和表6给出了最大竖向和侧向位移这两个参数直接的比例，这些值提供给了实验结果解析结果以及数值分析结果，可以看出，在数值解析中横向和竖向位移之间的关系与实验测得的是相似的。这个结果再次验证了发展模型的可靠性。为了模拟路堤中部的加筋土的特性，这个观察到的比例被运用来预测甚至一个基本单元的最大侧向变形。讨论我们都知道的不同模型得到的许多结果，由于实际原位实验的3D性质，只有3D整体模型能精确的复制谢莱实验的结果特性。这个模型符合实验测量不过需要考虑复杂结构和相互作用在全比例实验中。在2R区域上采用数值模拟的应力效能与实验所测之间的差异可能由于假定数值模型的连续性导致。桩顶部区域的节点不允许以桩轴滑动由于它们实际上与荷载传递平台相连接。一些学者包括Chevalier (2008)和Jenck et