劉飛禹，余 煒，蔡袁強，張孟喜

（1. 上海大學 土木工程系，上海 200072；2. 浙江大學 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點實驗室，杭州 310027）

1 引 言

樁承式加筋地基因其良好的工程性能和經濟效應，已被越來越廣泛地用于解決水利、交通等實際工程問題[1－3]。

與加筋地基的研究相比[4－6]，目前對于樁承式加筋地基的研究還比較有限。連峰等[7]通過現(xiàn)場試驗研究了樁-網復合地基的沉降變形、樁土應力比等性狀，認為土工格柵的荷載傳遞能力強于土拱。崔溦等[8]通過離心模型試驗，認為樁承式加筋地基雖然能滿足軟基的沉降控制要求，但單層格柵對于控制路堤沉降效果不明顯。芮瑞等[9]采用FLAC 3D軟件，揭示了樁-網復合地基與樁承式路堤兩種不同處理方式各自的特點，發(fā)現(xiàn)樁承式路堤更有利于減小地基變形。Low等[10]通過模型試驗，研究了方形布置的樁網復合地基中空間土拱效應的作用特性。Hello等[11]通過數(shù)值模擬與模型試驗相對比的方法，研究了樁承式加筋地基的張拉膜效應。Chen等[12]研究了樁土相對位移、水平加筋體等因素對樁土應力比的影響。陳艷平等[13]、馬學寧[14]等通過現(xiàn)場試驗和模型試驗，對土工格室碎石墊層+碎石樁復合地基的作用機制進行了研究。肖宏等[15]結合現(xiàn)場工程實踐，對樁網結構柔性拱進行研究，認為樁網結構柔性拱的沉降波形呈“網兜”狀。

然而，上述研究對樁承式加筋地基的承載力機制、樁土應力比、樁和網的受力狀況等方面的認識尚不統(tǒng)一，對影響樁承式加筋地基效果的因素也未進行系統(tǒng)分析。因此，本次首先進行室內模型試驗，研究樁承式加筋地基在靜載作用下的特性，然后采用FLAC3D建立三維流固耦合的計算模型，對影響樁承式加筋地基效果的因素進行分析。

2 模型試驗

2.1 試驗裝置

試驗裝置由反力架、油壓千斤頂、加載板、鋼化玻璃模型箱4部分組成。模型箱為長方體，尺寸為100 cm×80 cm×80 cm，如圖1所示。模型箱側面距底部約5 cm處設置出水口，內側用土工織物封閉。加載板為37 cm×37 cm×1.8 cm的鋼板，使用油壓千斤頂進行加載，量程為200 kN。

圖1 試驗裝置Fig.1 Layout of test setup

2.2 試驗方案

試驗共分4組：試驗1模擬天然軟土地基；試驗2模擬土工格柵加筋地基，在軟土層與砂墊層間鋪設1層土工格柵；試驗3模擬樁承式地基，在軟土地基中成矩形布置4×4根樁；試驗4模擬樁承式加筋地基，即在試驗3的基礎上，在軟土層與砂墊層間加鋪1層土工格柵。各層填料厚度及樁體和格柵的位置如圖2所示，使用油壓千斤頂對加載板從0.5 kN（3.65 kPa）加載至 6 kN（43.8 kPa），其中（）中數(shù)據(jù)千斤頂軸力加載板相應的加載應力值，分12級進行加載，每級遞增0.5 kN。當每級加載沉降量小于0.1 mm/30 min時視為沉降穩(wěn)定，再進行下一級加載。試驗中實時記錄土壓力盒、格柵應變片、百分表的讀數(shù)。各測點具體位置如圖2所示。

圖2 測點布置示意圖（單位：mm）Fig.2 Layout of test points (unit: mm)

2.3 試驗材料

試驗選用的砂墊層填料為干凈的河砂，砂粒密度為 2.36，不均勻系數(shù)為 1.28，最大孔隙比為1.06，最小孔隙比為 0.67。碎石墊層的重度為18.12 kN/m3，內摩擦角為34°。試驗用土取自上海某建筑工地的淤泥質粉質黏土，土樣密封保存。軟土基本物理力學參數(shù)見表 1，選用的土工格柵規(guī)格及性能參數(shù)見表2。試驗使用C25預制混凝土模型樁。樁長50 cm，樁徑為5 cm。試驗中樁端嵌入碎石持力層5 cm。

表1 試驗用軟土物理力學指標Table1 Physico-mechanical properties of soft soil

表2 試驗用土工格柵規(guī)格及性能參數(shù)Table2 Physical properties of the geogrid

2.4 試驗方法

試驗裝置安裝完成后，首先在模型箱底部鋪10 cm碎石層，整平壓實作為持力層。試驗1、2直接分層填鋪軟黏土，取15 cm為1個分層，每層均整平壓實，鋪設高度為45 cm。試驗3、4，先鋪設15 cm厚軟土，整平壓實后，確定樁位并鉆孔取土。將2根貼好應變片的預制樁對中，用導向架定位，再用千斤頂將樁豎直壓入土中并進入碎石持力層5 cm，隨后，分層填土至45 cm高。軟土層鋪筑完畢后，在其表面鋪1層土工布，再用砂袋進行堆載預壓，所加荷載為試驗第一級加載的1/2；預壓7 d后取出土工布，在樁頂及樁間軟土表面設置好土壓力盒后，將土工格柵拉緊平鋪在樁頂，邊界進行反折錨固，反折高度為5 cm，折回長度為15 cm，見圖 2(a)。最后進行砂墊層的填筑。為了使各組試驗填入模型箱中的砂，具有基本相同的物理力學性能，每次倒入模型箱的填料重量相同，并且填料加載時要分層鋪填砂料，取10 cm為1個分層，每填完1層后，用重壓板將其壓實，再鋪設下1層砂，直至預定高度。砂墊層填筑完成后，同樣在其表面鋪 1層土工布，后用砂袋進行堆載預壓，所加荷載為試驗第一級加載的1/2，預壓72 h。經測試，4組試驗的砂墊層重度為 15.89～16.32 kN/m3，計算時取16.10 kN/m3，內摩擦角取29°。

3 數(shù)值模型建模

3.1 幾何模型及邊界條件

采用 FLAC3D建立了與模型試驗尺寸相同的三維流固耦合計算模型，具體尺寸及網格劃分情況如圖3所示。計算時，將模型底部三個方向的變形完全約束住，而模型四周則僅約束相應的水平變形。另外，假設地下水位線位于軟土地基頂面。將模型四周邊界設置為不透水邊界；模型底面設定為透水邊界。

圖3 三維計算模型網格劃分示意圖（單位：m）Fig.3 Layout of three-dimensional model mesh (unit: m)

3.2 材料參數(shù)

土工格柵和樁體的特性分別采用geogrid和pile結構單元來模擬。砂墊層、軟土層和持力層均采用摩爾-庫侖模型來模擬。各項材料參數(shù)取值與試驗相同，滲透系數(shù)取1.0×10-6m/s。

4 試驗結果及分析

4.1 荷載-沉降關系

圖4為各組試驗加載板的荷載-沉降關系曲線，并與數(shù)值模擬的結果進行了對比。加載板上的沉降觀測點位置見圖2(b)，對B1、B2兩點測得的結果取平均，即為加載板的沉降值。由試驗1曲線看到，天然軟土地基在逐級加載的過程中，加載板的沉降值或沉降增長率（△S/△P）都隨荷載值的增加而增加，增至第四級荷載后，加載板上荷載值無法繼續(xù)增加，而加載板的沉降值卻不斷增大，此時，試驗現(xiàn)場觀察到砂墊層表面已發(fā)生沖切破壞，對應的極限承載力為14.6 kPa。試驗2采用土工格柵加固軟基后，同級荷載作用下加載板沉降值有所減小，而加固后的軟基極限承載力提高到18.25 kPa。相比于試驗1，試驗2地基極限荷載提高1.25倍。對于試驗3樁承式地基的情況，在土拱效應和樁體加固效應的共同作用下，同級荷載作用時加載板沉降值相對于試驗2又有明顯減小，試驗3樁承式地基極限承載力也提高到了29.2 kPa，相比于試驗1提高20倍。試驗4綜合了試驗2和試驗3兩種地基處理方式的優(yōu)點，同級荷載作用下其加載板沉降值最小，極限荷載更是得到顯著提高，達到43.8 kPa，比試驗1提高3倍，說明樁承式加筋地基可以有效地減小加載板的沉降量，顯著地提高了軟土地基的承載力。另外，從圖4中試驗結果與數(shù)值分析結果的對比可以看出，兩者較好吻合，表明本文所建立的樁承式加筋路堤流固耦合的分析模型是合理的。

圖4 加載板的荷載-沉降關系曲線Fig.4 Load-displacement curves of loading board

4.2 樁土應力

圖5為試驗3、4中樁土應力比隨荷載變化曲線，其中樁頂應力取Y1、Y3、Y5、Y7的平均值，樁間土應力取Y2、Y4、Y6、Y8的平均值，各測點的位置見圖2(b)。

圖5 樁土應力比隨荷載變化曲線Fig.5 Load- pile-soil stress ratio curves

從圖5可以看出，隨著荷載的不斷增大，試驗3、4測得的樁土應力比都呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，這是由于加載初期，軟土地基頂面樁土位移差不斷增大，砂墊層中的土拱效應逐步發(fā)揮作用，直至樁土應力比達到峰值。而后，隨著加載值繼續(xù)增大，樁土位移差也繼續(xù)增大，砂墊層中土拱效應逐漸受到破壞，樁土應力比相應減小。但在同級荷載作用下，試驗4測得的樁土應力比都要大于試驗3，試驗 3測得的最大樁土應力比為17，而試驗 4達到了23，是試驗3的1.35倍，說明相比于樁承式地基，樁承式加筋地基在增加了水平向加筋體土工格柵后，更有利于將上部砂墊層荷載傳遞至樁頂，使得“樁-網-土”三者協(xié)同作用，形成更有效的承載體系，從而顯著提高加筋地基承載力。

4.3 樁身軸向應變

圖6為試驗3、4中樁身軸向應變沿深度的變化規(guī)律。各測點應變片位置見圖 2(a)。從圖 6(a)可以看出，在不同荷載作用下，隨著距軟土地基頂面深度的增加，樁身軸向應變呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢。另外，隨著荷載的不斷增大，樁身各點軸向應變值相應增加。3種荷載條件下樁身軸向應變最大值分別為-395.1、-457.3、-603.5 με。對于試驗4樁承式加筋地基，樁身軸向應變沿深度的變化規(guī)律如圖6(b)所示，與試驗3基本一致，但在同一荷載作用下，試驗4中樁身軸向應變值要明顯大于試驗3。

圖6 樁身軸向應變沿深度的變化曲線Fig.6 Strain of pile-depths of the points

3種荷載條件下試驗4樁身軸向應變最大值為-428.2、-623.5、-912.7 με，分別是試驗 3 的 1.08、1.36、1.51倍，說明相比于試驗3樁承式地基，試驗4樁承式加筋地基可以將更多的上部荷載通過樁體直接傳遞到持力層，有效地提高了加筋地基承載力。

4.4 土工格柵應變

圖7為逐級加載過程中試驗2、4不同監(jiān)測點處土工格柵應變值隨荷載的變化曲線。W1～W7各點格柵應變位置見圖2(b)。由于對稱性，本文只給出了W1～W4點的格柵應變值。從圖7(a)試驗2的曲線可以看出，隨著加載值的不斷增大，各測點的格柵應變值不斷增大。在同一荷載作用下，距離地基中心越近的測點，格柵應變值越大，表明土工格柵應力沿線路橫向形成了“中間大，兩頭小”的分布態(tài)勢。對于試驗 4，在同級荷載作用下位于樁間土上的測點W2、W4的格柵應變值，明顯大于位于樁頂上的格柵測點 W1、W3的應變值。相比試驗 2測得的格柵應變最大值1287 με，試驗4中格柵應變的最大值達到了13399 με，增大了10.4倍，表明樁承式加筋地基中，土工格柵張拉膜效應比加筋地基中更明顯，從而能更有效提高地基的承載力。

圖7 土工格柵應變隨荷載的變化Fig.7 Strain of grogrid-load curves

5 影響加筋效果的因素分析

本節(jié)采用 FLAC3D建立的樁承式加筋地基流固耦合分析模型，對影響其性能的因素進行計算分析。

5.1 樁間距對沉降的影響

圖8為不同樁間距時A點的荷載-沉降關系曲線。隨著樁間距的增大，同級荷載作用下A點的沉降逐漸增大，當加載值為43.8 kPa時，沉降值分別為84.56、93.34、97.32 mm，表明樁間距越小，樁承式加筋地基的沉降值越小。但樁間距的減小，意味著樁體數(shù)量的增加，經濟性受影響。

圖8 樁間距對A點荷載-沉降的影響Fig.8 Influence of spacing between piles on displacements

5.2 樁間距對樁土應力比的影響

圖9為不同樁間距時樁土應力比隨加載值的變化曲線。由圖可見，同級荷載下，隨著樁間距的不斷減小，樁土應力比逐漸增大。這主要是由于樁間距越大，形成完整土拱所需的砂墊層厚度也越大。因此，在砂墊層厚度相等的情況下，樁間距越大，土拱效應越小，樁土應力比也越小。

圖9 樁間距對樁土應力比的影響Fig.9 Influence of spacing between piles on pile-soil stress ratios

5.3 格柵模量對沉降的影響

圖10為不同格柵模量時A點的荷載-沉降關系曲線。從圖中可以看出，同級荷載作用下A點的沉降值隨格柵模量的增大而減小，而且加載值越大，增大格柵模量對減小A點沉降的效果越明顯。這是由于土工格柵只在產生一定的變形后才能逐漸發(fā)揮張拉膜效應，當加載值較小時，格柵變形較小。格柵模量對沉降的影響并不是很明顯，只有在加載值達到一定程度后，增大格柵模量對減小地基的沉降才有顯著的效果。

圖10 格柵模量對A點沉降的影響Fig.10 Influence of geogrid modulus on displacements

5.4 格柵模量對樁土應力比的影響

圖11為不同格柵模量時樁土應力比隨加載值的變化曲線。由圖可見，同級荷載作用下，隨著格柵模量的增大，樁土應力比逐漸增大。說明增大格柵模量，可以使得樁承式加筋地基中土工格柵的張拉膜效應得到更有效的發(fā)揮，進而將更多的上部荷載傳遞至樁頂，導致樁土應力比的增大。

圖11 格柵模量對樁土應力比的影響Fig.11 Influence of geogrid modulus on pile-soil stress ratios

6 結 論

（1）樁承式加筋地基可以有效地減小軟土地基的沉降量，大幅提高軟土地基的承載力。

（2）相比于樁承式地基，樁承式加筋地基在增加水平向加筋體后，能形成更有效的承載體系。

（3）隨著樁間距的增大，樁承式加筋地基表面沉降逐漸增大，樁土應力比逐漸減小。

（4）隨著格柵模量的增加，樁承式加筋地基表面沉降逐漸減小，樁土應力比逐漸增大。

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