桩网复合地基的模型试验加固效果对比研究

王瑞芳，傅旭东，潘孝诚，吴志权

(1.武汉科技大学 城建学院土木系，武汉430070；2.武汉大学a.岩土与结构工程安全湖北省重点实验室；b.土木建筑工程学院，武汉430072)

在软土地基中修建高速公路、铁路，对于地基沉降尤其是不均匀沉降控制很严格，桩网复合地基具有施工简便、加固效果好等优点，因而在高速公路、铁路的软土地基中应用很广泛。预应力混凝土管桩加固软土地基所具有的施工工期短、质量易于控制等优点逐渐体现出来[1]，人们开始使用PHC管桩处理桥头跳车等病害或作为常规软土地基预压处理的补救措施，大规模地与其他类型桩组成组合桩复合地基以加固软土地基。国内外已有大量学者从理论分析[2－6]、现场试验[7－10]、室内模型试验[11－13]、数值分析[14－16]方面做了大量的工作。其中，J.G.Collin等[2－6]从理论上分析了桩网复合地基的承载特性；牛建东[7]、徐林荣[8]只从砂桩桩网复合地基来分析受荷机理；连峰[9]是从带桩帽的管桩、搅拌桩复合地基来分析桩、网、土的承载性状，取得了一定的现场可靠试验数据；赵明华[12]从碎石桩、石灰桩的桩网复合地基的室内模型试验分析受荷特性；张良[13]用离心试验来分析桩帽网在不同桩端持力层强度的受荷性能的不同；芮瑞[16]中用FLAC3D对桩网复合地基与桩承式路堤的承载性能进行了对比分析，但关于PHC管桩、桩承式及PHC管桩与砂桩(即长短桩)加固软土路基的系统模型试验还较少。

本文通过3组加固软土路基的模型试验，从路面和堤底的变形和桩土应力比、格栅的应变变化进行了分析，来比较3组试验的异同点及加固效果，从而为在软土路基中选择合适的地基处理方案提供一定的依据。

1 模型试验设计

1.1 模拟试验相似准则及尺寸

试验是在武汉大学力学实验中心模型室的模型箱上进行的，3组模型试验均以路基中心线为对称中心模拟半幅路基。模拟对象为以南京到杭州的高速公路为工程原型，工程试验中采用模型率n＝30[17]。

1.1.1 模型试验相似准则 按控制复合地基承载力和沉降为原则，分析对试验结果可能产生影响的物理量来采用量纲进行分析。路基厚度H(含软土厚度)、其它特性尺寸L、软土压缩模量Es、土工格栅模量Eg、管桩压缩模量Ep、路堤荷载P、土的粘聚力c、管桩长度L、桩径D(含外径D1、内径D2)、管桩间距sa、土工格栅尺寸等。对于几何尺寸，只选其中的一种(如管桩长度L)来做量纲分析。基于相似准则π原理，得出量纲方程为：

1.1.2 模型尺寸 工程原型及试验模型的几何尺寸如表1所示。模型箱尺寸为1.9m×0.5m×1.3m(长×宽×高)，其中三面为厚约12cm的钢板，一面为10cm厚的钢化玻璃，外侧面贴有坐标网格供观测位移用，按模型率30缩小原型的模型尺寸如图1所示。为减小模型槽钢板侧壁摩擦对模型试验结果的影响，在钢板侧壁均匀涂上一层黄油，再覆以一层塑料薄膜来减小边界效应。

表1 模型试验中主要参数的取值

假设沿路基纵向土体均匀分布，路堤荷载沿纵向一致，则路基的变形问题可视为平面应变问题。由于模型箱的钢板刚度大，可较好地约束路基的纵向变形，从而保证模型试验平面应变条件的成立。根据对称性原理，模型试验以路基中线为对称中心模拟半幅路基。在表1中，按对称性原理模型取半幅宽。

图1 模型装置图

1.2 模型材料及制备

1.2.1 PHC管桩及砂桩的材料模拟 工程桩采用C80的PHC管桩，Ec＝3.8×104MPa，按cEp＝30，则模型桩的模量Ep＝1.26×103MPa，用PVC管材进行模拟，在武汉大学力学实验中心的疲劳试验机上做压缩试验，如图2所示，测得PVC管模量为Ec＝0.545×103MPa，近似满足要求。用直径为25mm的钢管在地基土中成孔，并灌注一定质量砂来制备砂桩。其中：第1、第3组桩中心距为150mm，第2组为200mm。然后在其上铺设厚度为20mm厚的砂垫层，模型土工格栅布置在砂垫层中间。

图2 PVC管材的应力－应变曲线

1.2.2 加筋垫层 工程原型中的砂垫层中布设TGSG4040型经编涤纶土工格栅，纵／横伸长率为2%的拉伸强度≥14kN／m，伸长率为5%的拉伸强度≥28kN／m。模型土工格栅材料的选择需同时满足力学相似和几何相似条件。本文从塑料纱窗布、医用纱布、双向编织网进行了选择，从几何上，土工编织网与双向格栅相似度大些，采用YJ－25型数据采集仪来采集拉伸力的大小，用刻度尺来测编织网的变形，分别对粗、细方向做拉伸试验，当伸长率为2%时，细向拉伸力为1.41kN／m，粗向拉伸力为2.23kN／m；伸长率为5%时，细向拉伸力为1.52 kN／m，粗向拉伸力为1.73kN／m，曲线如图3所示，基本满足cEp＝30的要求。砂垫层采用级配较好的砂，最小干容重γdmin＝15.31kN／m3，来模拟工程的砂垫层。

图3 土工编织网的拉伸力－应变曲线

1.2.3 桩帽 工程原型中的桩帽尺寸为：1 000mm×1 000mm×200mm，试验中采用50mm×50mm×10mm的有机玻璃，来模拟工程中混凝土等级为C30的桩帽。由于制作上有偏差，实际尺寸为51.14mm×51.14mm×10.04mm。试验中通过502胶水将有机玻璃板与桩连接，注意粘贴时要避免有机玻璃压着桩身应变片的引线。

1.2.4 模型地基土和路堤填土 模型地基土和制备路堤土采用中南路一基坑的粘土。将土样风干、粉碎，并过孔径为3mm的筛子。风干后土的含水率为13.9%，相对密度为2.72。通过(w－wh)计算出3层地基土的加水量，在武汉大学岩土试验室做压缩和固结快剪剪切试验，得出的数据如表2所示。路堤填土采用轻型击实试验，测得最优含水率为16.6%，最大干密度为ρdmax＝1.71g／cm3，如图4所示。用刀将压实后的路堤填土削成试验路堤形状和尺寸。

图4 路堤填土击实曲线

表2 土的物理力学指标

2 仪器埋设及加载方式

2.1 仪器埋设

在路面中心、路肩各埋设一个百分表，来测相应的竖直沉降；在堤底中心、堤底路肩处埋设自制的深层沉降板，如图5(a)所示，其中A点为堤底中心，B点为堤脚。土压力盒采用6个量程为0.5MPa的应变式土压力盒。其中有2个埋设在贴有应变片的桩3、4和桩1、2的桩间土中；桩1、2、3、4分别于桩顶、桩中、桩端对称贴有2个应变片，如图5(b)所示。于桩顶两侧、桩间土处的格栅贴上应变片，共14个，如图5(c)所示。在砂垫层铺设贴有应变片的土工编织网时，为减小所贴应变片的引线对沉降的影响即减小加筋效应，可将引线竖直地从路堤填土中引出，让引线竖直地与应变片相连但又能保证土工编制网的应变片水平埋置，来减小引线对沉降的影响。

图5 量测仪器布置图

2.2 加载方式

工程中路堤填土厚度为6m，按1∶30的相似比，在模型箱中采用200mm的填土，采用变加速度方法分4层来模拟路堤的4级堆载，每次在模型箱里的填筑高度为50mm。地基土和路堤填土在固结时的物理力学指标如表1所示。取几何相似常数为cl＝30，根据相似要求，从理论上模型土体的容重应为原型的30倍，这是很难实现的。因而在路堤顶面上设置载荷板，其上放置经标定后的千斤顶加荷的方式来解决这个问题，如图1所示。每级加荷，每隔5～15min各观测一次沉降、应变片和土压力读数，以后每隔20min各测读一次，累计2h。沉降量小于0.1mm／h被认作稳定。沉降相对稳定标准为≤0.1mm／h。通过有限元计算，对于第1、第3组试验，在路面上施加均布荷载Pu＝84.2kPa，第2组试验Pu＝115.8kPa，路堤填土完毕视为P＝0的情形。

3 试验结果分析

3.1 变形分析

从图6、图7可以看出，随着荷载的增大，路面中心的沉降也趋于增大，而且沉降的增长速率也在增大。在路面荷载相同时，每组试验的路面路肩沉降明显比相应的路面中心沉降小，其沉降趋势与路面中心沉降相仿。当加载到P＝84.2kPa时，第3组试验的差异沉降(为13.2mm)比第1组大(为12.37mm)，如图8所示。说明桩体刚度越大，桩体能承担的荷载也越大，差异沉降越小。对于桩承式路基，桩的中心距为200mm，但由于有桩帽的作用，其承担荷载的比例比第1组试验的桩体还要大，土体承担的荷载减小，附加应力的影响减小，因而在相同荷载的情况下，可有效地减小沉降量。当路面施加荷载为84.2kPa时，差异沉降为10.77mm；加载到116kPa时，差异沉降为15.5mm。这说明桩承式路基在减小差异沉降的同时，还可以适当增大桩的中心距，可以减少桩数。

图6 路面中心的荷载－沉降曲线

图7 路面路肩的荷载－沉降曲线

图8 荷载－路面中心与路肩变形的差异沉降曲线

A、B点位置见图5(a)图所示。从图9可以看出，3组试验的堤底中心的沉降比相应的路面中心沉降大，但沉降趋势与路面中心的沉降不完全相同。在图10中，当对路面施加荷载等级相同时，对于堤底路肩的沉降，有：第2组沉降＞第3组沉降＞第1组沉降。

图9 堤底中心A点的荷载－沉降曲线

图10 堤脚B点的荷载－沉降曲线

随着荷载的增大，堤底中心及堤底路肩的沉降也随着增大。当在路面施加相同的荷载时，第3组试验的沉降最大。在加载初期(P＝0～15.8kPa)，第2组试验的堤底中心沉降比第一组略大；从P＝21～52.6kPa，第2组试验的堤底中心沉降比第1组略小，当P＞52.6kPa后，第2组试验的堤底中心沉降又比第1组略大，这可能与试验的加荷速率不完全相同有关。当加荷速度越快，相应的沉降也越大。

3.2 桩土应力比

桩土应力比为桩顶的平均应力与桩间土应力的比值，桩顶应力取对称粘贴于桩顶侧壁的应变片所换算的平均应力。对于第2组试验，路堤中心处、堤脚处的桩土应力比比第1组、第3组大得多。桩抗压刚度大于桩间土抗压刚度，因此桩间土上路堤沉降大于桩帽上路堤沉降，两者之间存在相对位移，在路堤沉降变形过程中，桩间土上路堤通过与桩帽上路堤之间相互作用的剪应力将部分自重传递给桩帽上路堤，使得桩间土承担的荷载减小，而桩承担的荷载增加，路堤中出现了土拱效应。在第2组试验中，由于桩帽的加设，使桩体强度在通长范围内发挥更明显[17]，转移到桩体的荷载更多，因而桩土应力比更大。对于第1组试验中，当荷载较小时，路堤中心处、堤脚处的桩土应力比和第3组试验接近；当荷载较大(P＞36.8kPa)时，路堤中心处的桩土应力比比第3组稍大，但堤脚处桩土应力比比第3组稍小，如图11、图12所示。

图11 路堤中心处的桩土应力比

图12 堤脚处的桩土应力比

在3组试验中，在荷载等级相同时，路堤中心处的桩土应力比均比堤脚大。当加载等级较大(P＞63.2kPa)时，桩土应力比曲线出现平台，说明桩土位移差较大，即填土中出现了土拱效应，同时也说明了桩间土的固结具有时效性。

3.3 土工编织网(格栅)的应变分布

在图13和图14可以看出，3组试验的格栅应变变化较紊乱，规律性较差。第1组、第3组靠近堤脚处的格栅应变为负值；随着与路堤中心的靠近，格栅的应变转化为正值。3组试验中，越接近路堤中心，格栅的应变越大。在桩顶边缘和桩间土处，桩顶处的格栅应变出现阶段性的峰值，桩间土处的格栅应变数值出现阶段性的波谷。对于第2组试验，由于桩顶上有桩帽，传到相应上面的格栅应变片的数值比相同位置的格栅应变片数值大很多，即承担的拉力大得多。

图13 P＝0时的加筋应变

图14 P＝84.2kPa时的加筋应变

桩顶和桩间土处的格栅应变规律说明，在路堤施工和路面加荷时，格栅与桩相互作用是一个反复调整的过程。从路堤填土完成到千斤顶加荷维持在一定水平后，通过土工编制网及砂垫层的应力调整，使桩与桩间土分担的应力趋于稳定，此时编织网承受的应力也趋于某一稳定值[8]，如图13和图14所示。

4 数值模拟分析

式中：Esp为桩墙的弹性模量；Ep为桩体弹性模量；Es为土体弹性模量；l为桩间距；D为桩径。

4.1 有限元模型

因路基横断面沿路基中心为对称，有限元模型采用半幅路基建立，以模型试验的材料参数、几何尺寸进行数值分析。水平边界加与之垂直的位移约束，底部加上水平、竖直位移约束。由于桩、桩帽、土的刚度不同，在桩帽、桩侧与土的接触面设定滑动接触单元，桩帽顶、桩底分别与地基土tie接触。在数值分析时，桩体和桩帽采用线弹性模型，地基土、路堤填土、砂垫层本构模型为弹塑形模型，屈服准则采用Mohr－Coulomb准则，3组模型试验的计算简图分别如图15、16、17所示。

为验证模型试验的准确性，采用ABAQUS大型有限元软件进行数值分析，由于路基的长度远远大于路基宽度，因而采用2D平面应变。在计算中，将桩简化为桩墙，将空间问题转化为平面问题来计算，采用对桩身模量进行折减的方法模拟桩。

图15 PVC桩复合地基计算模型

图16 带帽PVC桩复合地基计算模型

图17 PVC桩及砂桩复合地基计算模型

4.2 计算结果分析

以3组试验的路面中心的荷载－沉降关系为例进行分析，将数值计算结果与试验数据进行对比，如图18所示。可以看出，每组试验在相同荷载下的沉降与计算结果相隔较近，说明试验结果可信度较高，试验数据对于工程设计有一定的指导意义。

图18 试验与计算结果的对比

5 结 论

由于试验条件的局限性，桩网复合地基做到了几何相似，但模型材料选择很难做到完全的相似，模型边界条件与路基的实际边界有一定的出入，实质是缩尺试验。本文室内试验虽不能完全模拟现场桩网复合地基的工作性状，但从定性上分析其规律是可行的。通过3组加固软土路基的试验，得出如下结论：

1)随着荷载的增大，3组试验的路面中心、路肩的沉降、二者的差异沉降也趋于增大。其中，第3组沉降最大，第2组沉降最小。这说明桩承式路基在减小差异沉降的同时，还可以适当增大桩的中心距，可以减少桩数。

2)在3组试验中，在荷载等级相同时，路堤中心处的桩土应力比均比堤脚大。对于第2组试验，路堤中心处、堤脚处的桩土应力比比第1组、第3组大得多，这是由于桩帽的作用，使桩体承担的荷载更多，因而桩土应力比更大。对于第1组试验中的桩土应力比和第3组接近。

3)3组试验中，越接近路堤中心，格栅的应变越大对于第2组试验，由于桩顶上有桩帽，相应上面的格栅应变片的数值比相同位置的格栅应变片数值大很多。在桩顶边缘和桩间土处，桩顶处的格栅应变出现阶段性的峰值，桩间土处的格栅应变数值出现阶段性的波谷。

由桩土应力比曲线和沉降曲线可知，第2组试验的路面、路肩沉降及二者差异沉降最小，路堤中心、堤脚处的桩土应力比也最大，相应测点的格栅应变也大得多，说明在工程条件相近时，桩承式路基加固软土效果更好。

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