蔣德松 張承富 趙明華 楊超煒

摘? ?要：針對(duì)“路堤-加筋墊層-復(fù)合樁基”共同作用模型所存在的不足，從土拱、筋材變形以及樁土荷載傳遞三個(gè)方面對(duì)其進(jìn)行改進(jìn).首先，考慮地基分層、埋深與上覆荷載對(duì)樁土荷載傳遞的影響，推導(dǎo)樁、土豎向變形函數(shù).然后，引入沉降主控的筋材拉膜效應(yīng)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停紤]路堤與地基側(cè)向變形對(duì)筋材拉力的影響.最后，在土柱模型的基礎(chǔ)上，考慮相對(duì)位移量對(duì)界面摩阻力發(fā)揮的影響，推導(dǎo)路堤底部荷載分配與差異沉降的關(guān)系.在上述工作的基礎(chǔ)上，以樁土沉降與荷載分配為等量關(guān)系，建立了改進(jìn)后的路堤、筋材、樁體、樁間土共同作用模型，并得到了路堤下樁網(wǎng)復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比計(jì)算方法.通過工程實(shí)例對(duì)本文方法進(jìn)行驗(yàn)證，證明了本文方法的合理性.

關(guān)鍵詞：樁網(wǎng)復(fù)合地基;土拱效應(yīng);沉降;荷載傳遞;樁土應(yīng)力比

中圖分類號(hào)：TU470? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1674—2974（2019）09—0123—10

Abstract： This paper focused on the improvement of the current pile-supported embankment calculation model from three aspects： soil arching effect，geotextile deformation and pile-soil load transfer due to the deficiency of the embankment- reinforcement- composite pile foundation interaction model. Firstly，considering the influence of foundation stratification， buried depth and overlying load on pile-soil load transfer，the vertical deformation function of pile and soil was derived. Secondly， the empirical model of the membrane effect was introduced to analyze the influence of the lateral deformation of the embankment and the foundation on the tensile force of the geotextile. Finally， based on the soil column model， this paper analyzed the relationship between load distribution and differential settlement at the bottom of the embankment in consideration of the influence of relative displacement on the interface friction. On the basis of the above work， the improved model of embankment， geotextile， pile and inter-pile soil interaction was established on the premise of the equal relationship between pile-soil settlement and load distribution，from which the calculation method was deduced of pile-soil stress ratio of pile-net composite foundation under the embankment. The rationality of the method mentioned was validated by practicable engineering examples.

Key words： pile-net composite foundation;soil arch effect;embankments;load transfer;pile-soil stress ratio

近年來，隨著城際高鐵的新建，鐵路軟基的問題日益突出，路基穩(wěn)定性差、承載力不足、總沉降過大、非均勻沉降等問題尤為嚴(yán)重. 樁網(wǎng)復(fù)合地基因其造價(jià)低廉、施工速度快，能有效地減小路堤沉降及不均勻沉降的特點(diǎn)，進(jìn)而得到廣泛的應(yīng)用. 同時(shí)，理論計(jì)算，特別是樁土應(yīng)力比計(jì)算方法，取得了長足發(fā)展.

目前的樁土相互作用分析方法均是建立在以差異沉降控制荷載分配的基礎(chǔ)之上.何寧等[1]、俞縉等[2]假定樁側(cè)摩阻力呈線性分布，而陳仁朋等[3]、呂偉華等[4]假定樁側(cè)摩阻力呈非線性分布，均獲得了荷載分配與差異沉降的關(guān)系.然而復(fù)合樁基側(cè)阻力分布受土層分布、上下部刺入剛度等因素影響很大，如打穿與未打穿時(shí)、持力層為土層與巖層時(shí)，其側(cè)阻力分布均有較大差異.另外，在考慮土體成層時(shí)容易造成土層界面處的應(yīng)力不連續(xù)等，這都為該類方法的應(yīng)用帶來了困難.為避免上述問題，不少學(xué)者考慮了樁土界面相對(duì)位移對(duì)荷載傳遞的影響.曹文貴等[5]在前人研究的基礎(chǔ)上建立了考慮樁土界面滑移的樁間土位移模式，獲得了荷載分配與樁土差異沉降的解析解.但由于復(fù)合樁基中樁體一般為擠土樁或半擠土樁，樁側(cè)土壓力對(duì)摩阻力發(fā)揮有直接影響，而“位移模式”并未考慮這一點(diǎn). Chen等[6]同時(shí)考慮了樁土相對(duì)位移與埋深對(duì)側(cè)阻力的影響，并獲得了均質(zhì)土條件下樁-土變形的解析解，但是未考慮路堤中相對(duì)位移對(duì)側(cè)阻力發(fā)揮程度、土層的分層以及拉模效應(yīng)的影響.綜上可知，路堤下復(fù)合樁基荷載傳遞需綜合考慮樁土相對(duì)位移、埋深以及路堤荷載的影響，同時(shí)在土層參數(shù)差異較大時(shí)，也應(yīng)顧及地基成層性.

加筋體拉膜效應(yīng)的分析大多數(shù)是基于“拋物線假設(shè)”與“圓弧假設(shè)”，由于計(jì)算簡(jiǎn)便而被廣泛應(yīng)用[2，7-9]，其中呂偉華等[7]將筋材按承載貢獻(xiàn)進(jìn)行了區(qū)域劃分，對(duì)上述二維假設(shè)的適用性進(jìn)行了解釋.但由于事先假定的筋材受力狀態(tài)與實(shí)際狀態(tài)有差別，導(dǎo)致其拉膜效應(yīng)被低估，特別是在未打穿條件下.為此，張軍等[10]、趙明華等[11]分別引入大變形薄板理論對(duì)筋材變形進(jìn)行了模擬，有效提高了理論計(jì)算中筋材對(duì)荷載分配的調(diào)節(jié)作用.筋材不僅被用于形成荷載傳遞平臺(tái)，還被用于散體材料樁的側(cè)限位移材

料[12]. 但筋材涉及的參數(shù)較多，容易導(dǎo)致筋材作用被高估. 相對(duì)來說，將筋材視為彈性薄膜仍為主流觀點(diǎn). 此外，筋材不僅有調(diào)節(jié)樁土差異沉降的作用，還能有效地限制路堤側(cè)向變形，特別是在未打穿情況下樁土差異沉降很小時(shí)，后者引起的筋材抗力遠(yuǎn)大于前者[13]. 如要合理模擬筋材拉膜效應(yīng)，需綜合考慮筋材受力狀態(tài).

路堤土拱效應(yīng)一直是研究的熱點(diǎn)，目前最為常用的模型是基于拱形與成拱條件提出的極限平衡模型[8-9，14-16]，拱軸線假設(shè)通常為圓弧與懸鏈線，而成拱條件則是假定拱腳、拱頂或是全拱處于極限平衡狀態(tài).極限平衡模型力學(xué)意義明確，符合對(duì)土拱的一般性認(rèn)知，但是該類模型無法考慮地基土變形對(duì)土拱的影響.為此，劉吉福[17]基于Terzaghi土拱理論，考慮路堤填料的變形，引入等沉面概念，提出了土柱模型，從而獲得了路堤底面差異沉降與荷載分配的關(guān)系.土柱模型的提出也使得基于變形協(xié)調(diào)的路堤、墊層以及樁土加固區(qū)共同作用分析方法得以建立和發(fā)展[18].土柱模型計(jì)算中默認(rèn)為內(nèi)外土柱間的摩擦力都充分發(fā)揮，導(dǎo)致等沉面處摩阻力不為0. 據(jù)此，陳昌富等[19]假定了摩阻發(fā)揮系數(shù)，然而由于求解困難，未得到解析解. 俞縉等[2]假定摩阻力呈線性分布，獲得了解析解，這一假設(shè)會(huì)造成樁土荷載分配對(duì)置換率等參數(shù)過于敏感，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不穩(wěn)定.

綜上所述，雖然目前基于變形協(xié)調(diào)的共同作用分析模型已日趨成熟，然而，單就模型中路堤土拱效應(yīng)、筋材拉膜效應(yīng)以及樁土相互作用來說，均存在一定缺陷，為此，本文針對(duì)上述研究中所存在的問題，考慮到地基土的成層性、側(cè)向變形對(duì)筋材拉應(yīng)力的影響、土柱界面摩擦力發(fā)揮程度與內(nèi)外土柱相對(duì)位移的關(guān)系，分別對(duì)路堤土拱效應(yīng)、筋材拉膜效應(yīng)以及樁土相互作用進(jìn)行了改進(jìn)，以期進(jìn)一步完善基于變形協(xié)調(diào)的路堤 樁網(wǎng)復(fù)合地基共同作用分析方法.

1? ?計(jì)算模型與分析方法

如圖1所示，取路堤中心下單樁等效影響范圍內(nèi)的路堤與復(fù)合地基為研究對(duì)象，即分析單元，半徑用re表示，直徑用de表示.

1.1? ?樁土相互作用分析

根據(jù)前人研究成果，本文沿用一維壓縮假設(shè)并不考慮應(yīng)力擴(kuò)散與樁間土剪力傳遞，即同一深度處樁間土沉降保持一致.為便于計(jì)算，以樁端為原點(diǎn)，向上為z軸正方向，建立局部坐標(biāo)系.設(shè)樁體穿越的土層層數(shù)為N，以第i層土為例進(jìn)行分析. 根據(jù)z方向受力平衡以及應(yīng)力不擴(kuò)散假設(shè)，可得在該坐標(biāo)系下樁土相互作用控制微分方程組為：

由于軟基中樁多為擠土或半擠土樁，因此樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮程度不僅取決于樁土相對(duì)位移，還與樁側(cè)土壓力有關(guān)[3，6]，而側(cè)土壓力又取決于樁間土豎向有效應(yīng)力. 如圖2所示，本文沿用理想彈塑性模型模擬樁側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移之間的關(guān)系，在第i層土中，ksi為樁土界面剪切剛度，τui為極限摩阻力，須考慮埋深與上覆荷載的共同影響，在成樁一段時(shí)間后，τui可由樁側(cè)靜土壓力得到：

樁土界面剪切剛度ksi同樣應(yīng)與樁側(cè)土壓力有關(guān)，但如此會(huì)增加計(jì)算難度，難以得到樁-土位移的解析解，則假定同一土層中的ksi保持為常數(shù)[20]：

經(jīng)過上述分析，可以得到i土層高度z處的各階段樁側(cè)摩阻力為：

將式（9）代入式（1）中，進(jìn)而得到i土層中樁、土位移函數(shù)關(guān)于z的常微分方程組，求解該方程組便可得到各階段中樁、土位移的解析表達(dá)為：

通過上述分析可知，同一土層中樁土相互作用狀態(tài)有6種可能，分別是：①狀態(tài)（1）;②狀態(tài)（2）;③狀態(tài)（3）;④由下至上，狀態(tài)（1）+狀態(tài)（2）+狀態(tài)（3）;⑤由下至上，狀態(tài)（1）+狀態(tài)（2）;⑥由下至上，狀態(tài)（2）+狀態(tài)（3）.

設(shè)第i層土層頂面高度為zi，底面高度為zi-1，利用相鄰?fù)翆娱g位移及應(yīng)力連續(xù)條件便可判斷i土層底面附近樁土相互作用狀態(tài)并求得待定系數(shù)C1i ～ C3i為：

其中，①～③所對(duì)應(yīng)的判斷條件分別為：

若經(jīng)判斷處于④～⑥階段，在計(jì)算時(shí)必然要確定同一土層中各狀態(tài)的分界線高度，如要判斷狀態(tài)（1）（2）之間以及狀態(tài)（2）、（3）之間的分界線高度，則可分別通過式（16）（17）確定：

上述方程均為強(qiáng)非線性代數(shù)方程組直接求解較困難，可采用牛頓迭代法求解.

上述計(jì)算步驟為遞推計(jì)算，計(jì)算之前需已知第1層土下表面，即樁端處的樁、土位移與應(yīng)力分配，為此本文引入樁端刺入模型，利用分層總和法來計(jì)算樁、土位移與荷載分配的關(guān)系，令nb表示樁端樁土應(yīng)力比，則樁端處樁土荷載分配為：

隨后，利用樁端刺入模型求得樁土差異沉降：

式中：Cb為下臥土層單位壓力刺入量，可按文獻(xiàn)[20]方法計(jì)算.

已知樁間土附加應(yīng)力psb，可利用分層總和法求得樁間土沉降ssb，同時(shí)根據(jù)求得的Δsb可判斷樁端處樁土相互作用狀態(tài)，從而得到第1層土下表面樁、土位移與樁端應(yīng)力：

根據(jù)上述過程經(jīng)過遞推計(jì)算，便可得到樁頂處樁土沉降及應(yīng)力分配：

此時(shí)，可得樁頂處樁土應(yīng)力n比與差異沉降Δs為：

至此，建立了基于樁土差異變形的樁端荷載分配與樁頂荷載分配的關(guān)系.

1.2? ?加筋體受力變形分析

樁網(wǎng)復(fù)合地基中，筋材的受力模型如圖3所示，其中引起筋材變形的因素較多，主要包括樁土差異沉降以及路堤、軟基的側(cè)向位移，在未打穿或樁土剛度差異不大的情況下，前者對(duì)荷載分配的調(diào)節(jié)作用極為有限，此時(shí)，后者引起的水平拉力起主要作用，這也是目前不少模型拉膜效應(yīng)表現(xiàn)不明顯的主要原因[13].

由于路堤、軟基以及筋材在水平方向的相互作用過于復(fù)雜，目前理論上難以建模分析，而路堤-軟基側(cè)向變形可直接反映在地基沉降方面[21]，根據(jù)這一思路，曹新文等[22]通過遂渝鐵路現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，根據(jù)實(shí)測(cè)的土工格柵的拉力與地基沉降值的變化規(guī)律，結(jié)果表明：可采用冪函數(shù)來擬合得到路堤中心下筋材平均應(yīng)變與沉降的關(guān)系，為路堤-軟基側(cè)向變形作用下筋材受力計(jì)算提供了參考：

式中：αg、βg分別為相關(guān)擬合參數(shù)，其中試驗(yàn)墊層含雙層格柵，但上、下格柵的擬合參數(shù)相差不大，故本文取文獻(xiàn)[21]中路堤中心處上下層格柵的平均值，αg=358.72，βg=1.870 65;s為路堤中心處地基沉降，本文取路堤底面樁間土沉降ss.

根據(jù)式（26），可得筋材平均應(yīng)力：

式中：Eg為筋材抗拉剛度，kN/m.

為簡(jiǎn)化計(jì)算過程，以筋材表明與樁中心延長線的交點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，向下為z軸的正方向，水平向?yàn)閤軸. 則筋材撓曲的控制方程為：

式中：wgp與wgs分別為樁頂與樁間土范圍內(nèi)筋材撓曲函數(shù);qp與qs分別為樁頂與樁間土范圍內(nèi)網(wǎng)面上部的路堤荷載.

通過求解式（28），可得筋材撓曲函數(shù)為：

至此，建立了基于差異沉降Δs的網(wǎng)面上部荷載分配與網(wǎng)面下部荷載分配的關(guān)系.

1.3? ?路堤土拱效應(yīng)分析

本文沿用土柱模型進(jìn)行路堤土拱效應(yīng)分析.土柱側(cè)摩阻力發(fā)揮程度與土柱界面相對(duì)形變有關(guān)，即在等沉面以及等沉面以上為0，同時(shí)，一般認(rèn)為在樁頂處，即拱腳處，路堤填土進(jìn)入屈服狀態(tài)，此時(shí)摩阻達(dá)到極值，而隨著高度的增加，路堤填土逐漸恢復(fù)原始應(yīng)力狀態(tài)[23]. 綜上所述，基于荷載傳遞模型與土柱模型本文假定內(nèi)外土柱間的摩阻力為：

式中： τe為z截面處內(nèi)外土柱之間的摩阻力; δ為z截面處內(nèi)外土柱的相對(duì)位移;因樁頂處樁土差異沉降與路堤底面內(nèi)外土柱差異壓縮量相等，故此處同樣采用 s表示路堤底面土柱差異壓縮量;f為內(nèi)外土柱之間的摩擦系數(shù)，f = tanφe;φe為路堤土內(nèi)摩擦角;Kp為路堤填土被動(dòng)土壓力系數(shù)，Kp = tan2（45+φe/2）;? K0為路堤填土靜止土壓力系數(shù)，K0 = 1-sinφe;γe為填土體重度;σs為z截面處外土柱附加應(yīng)力，σs= γe z - pes;pes為外土柱截面豎向應(yīng)力.

如圖4所示，取內(nèi)土柱厚度為dz的單元體，結(jié)合式（34），由z方向受力平衡得：

同時(shí)根據(jù)z截面處總附加應(yīng)力為0：

在附加應(yīng)力作用下，內(nèi)土柱表現(xiàn)為壓縮，外土柱則表現(xiàn)為拉伸，故土柱差異壓縮量為：

結(jié)合式（36），將式（39）整理積分可得附加應(yīng)力與差異壓縮量之間的關(guān)系為：

根據(jù)前文分析，差異壓縮量為0的截面，內(nèi)外土柱的附加應(yīng)力也為0，由此可得：

路堤底面處，即z = H時(shí)，差異壓縮量δ=Δs，又有：

至此，便獲得了路堤底面荷載分配與差異沉降的關(guān)系：

1.4? ?荷載分擔(dān)比與沉降計(jì)算

1.1～1.3節(jié)已經(jīng)分別獲得了考慮樁土相互作用、筋材拉膜效應(yīng)及路堤土拱效應(yīng)的樁土差異沉降與荷載分配的關(guān)系，如果根據(jù)應(yīng)力連續(xù)及變形協(xié)調(diào)條件，直接聯(lián)立上述方程求解難度較大且難以得到唯一解，同時(shí)考慮筋材拉模效應(yīng)需已知樁間土沉降量ss，故可以樁端樁土應(yīng)力比nb為試算變量，利用式（43）為判別條件進(jìn)行試算，為此，本文編制了相應(yīng)的計(jì)算程序，計(jì)算過程如下：

1）假定樁端樁土應(yīng)力比nb，得到樁端荷載分配ppb與psb，結(jié)合式（19）得到樁土差異沉降Δsb.

2）得到ppb、psb以及Δsb后，結(jié)合式（9）～（15），通過遞推計(jì)算得到網(wǎng)下荷載分配pp、ps，差異沉降Δs以及樁間土沉降ss.

3）通過ss得到筋材平均應(yīng)力Tg，結(jié)合pp、ps以及Δs以及式（29）～（33），獲得網(wǎng)上荷載分配qp及qs.

4）在確定qp后，通過式（43）獲得網(wǎng)面上部內(nèi)外土柱的差異壓縮量，為區(qū)別，用Δs1表示，nb取值準(zhǔn)確時(shí)，Δs1應(yīng)等于Δs，以此為判據(jù)選取合適的精度要求，通過不斷調(diào)整nb的取值直至精度要求，然后結(jié)束計(jì)算輸出結(jié)果.

2? ?工程實(shí)例驗(yàn)證

2.1? ?算例1

采用文獻(xiàn)[24]中的某工程現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)案例來驗(yàn)證本文的計(jì)算方法.地基土的物理力學(xué)參數(shù)以及路堤填料、樁的參數(shù)見表1、表2，其它參數(shù)詳見文獻(xiàn)[24].表中，φ′s為有效內(nèi)摩擦角.

樁頂處、樁底處樁土應(yīng)力比的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值如表3所示.

根據(jù)表3的數(shù)據(jù)可知：與實(shí)測(cè)值相比文獻(xiàn)[6] 、文獻(xiàn)[12]以及本文的計(jì)算方法得到的樁土應(yīng)力比的相對(duì)誤差分別為11.4%、47.9%和6.6%，本文方法求得的樁土應(yīng)力比較其它幾種方法與實(shí)測(cè)值最為接近，與文獻(xiàn)[6]對(duì)比結(jié)果說明，應(yīng)考慮上覆荷載對(duì)樁土界面摩阻力的影響;沉降的計(jì)算值為283.8 mm，沉降的實(shí)測(cè)值為265 mm（趨于穩(wěn)定后的測(cè)量值），計(jì)算值相對(duì)于實(shí)測(cè)值的相對(duì)沉降誤差為7.1%.證明了本文方法的合理性.

2.2? ?算例2

采用文獻(xiàn)[17]中某工程的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)，來對(duì)本文的計(jì)算方法進(jìn)行驗(yàn)證.地基工程性質(zhì)參數(shù)以及各材料的計(jì)算參數(shù)詳見文獻(xiàn)[17].

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際觀測(cè)的不同斷面的整體沉降與差異沉降，采用本文的計(jì)算方法來計(jì)算樁土應(yīng)力比，并將本文的計(jì)算結(jié)果與其它方法計(jì)算結(jié)果、實(shí)測(cè)值（沉降變形趨于穩(wěn)定后的值）歸納于表4中. 其中A、B、C斷面沉降與差異沉降實(shí)測(cè)值見表5.

從表4可以看出，本文方法得到的樁土應(yīng)力比較實(shí)測(cè)值與其它方法略大. 與實(shí)測(cè)值相比，文獻(xiàn)[2]在斷面A處網(wǎng)上、網(wǎng)下樁土應(yīng)力比的相對(duì)誤差分別為22.7%、22.7%，文獻(xiàn)[17]的誤差為16.1%，本文計(jì)算方法的誤差為2.6%、2.9%.文獻(xiàn)[17]、文獻(xiàn)[2]計(jì)算的網(wǎng)上、網(wǎng)下的樁土應(yīng)力比相同，表明其不能考慮網(wǎng)的作用.對(duì)比結(jié)果表明：本文方法更接近于實(shí)測(cè)值.因?yàn)樗憷袠兜撞]有進(jìn)入硬土層，屬于摩擦樁，樁頂處樁土相對(duì)位移較?。ㄈ绫?所示），故筋材的拉膜效應(yīng)并不明顯.

3? ?參數(shù)分析

基于算例1的工程參數(shù)，通過控制變量法來分析影響樁土應(yīng)力比的變化規(guī)律，在合理的變化范圍內(nèi)得到經(jīng)濟(jì)可靠的設(shè)計(jì)參數(shù). 圖5～圖8分別給出了路堤填土模量與下臥層彈性模量的比（Esb /，Ee）、筋材抗拉模量Eg、樁-帽徑比（dp /dc）以及樁土差異沉降Δs與樁土應(yīng)力比之間的變化趨勢(shì).

圖5反映了n隨Esb /Ee的變化趨勢(shì)：n隨Esb /Ee的增加呈現(xiàn)出增長率逐漸降低的增加趨勢(shì)，最終趨于穩(wěn)定值，大約在Esb /Ee為1時(shí)，筋材對(duì)樁土荷載分配的貢獻(xiàn)最大.

圖6中描述了筋材抗拉模量Eg與n的關(guān)系曲線，隨著筋材抗拉模量Eg的增加，ne呈線性減小，n則呈線性增大.隨著筋材的剛度增加，內(nèi)外土柱的相對(duì)位移減少，則作用在筋材下表面的樁土應(yīng)力比增加，作用在筋材上表面的樁土應(yīng)力比減少，拉模效應(yīng)與土拱效應(yīng)的和增加.

圖7反映了樁-帽徑比dp /dc對(duì)樁土應(yīng)力比的影響：n隨著dp /dc的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)，在dp /dc為0.5處達(dá)到最大值.

圖8實(shí)際表示的是本文改進(jìn)的土柱模型所反映的路堤土拱效應(yīng)，從圖中可以看出ne隨樁土差異沉降的增大而增大，但與傳統(tǒng)土柱模型不同的是其增大趨勢(shì)逐漸減緩，這一規(guī)律符合文獻(xiàn)[25]中的試驗(yàn)曲線，隨著相對(duì)位移的增加，樁土應(yīng)力比的增長速率逐漸降低.

4? ?結(jié)? ?論

本文考慮了上覆荷載對(duì)樁土界面摩阻的影響，引入了可反映軟土側(cè)向位移影響的筋材拉模效應(yīng)評(píng)價(jià)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，并在傳統(tǒng)土柱模型的基礎(chǔ)上考慮了內(nèi)外土柱間的相對(duì)位移對(duì)路堤內(nèi)外土柱間剪切力發(fā)揮的影響，從而從路堤土拱效應(yīng)、筋材拉膜效應(yīng)以及樁土荷載傳遞三方面對(duì)以往的“路堤-樁網(wǎng)復(fù)合地基”共同作用模型進(jìn)行了改進(jìn)，并通過工程實(shí)例驗(yàn)證了其合理性.

1）當(dāng)下臥層相對(duì)于路堤填料較弱時(shí)，樁土應(yīng)力比對(duì)其模量的變化較敏感;樁土應(yīng)力比會(huì)隨樁-帽徑比的增大呈先增大后減小的規(guī)律，故在樁網(wǎng)復(fù)合地基的設(shè)計(jì)計(jì)算中應(yīng)對(duì)樁徑與帽徑進(jìn)行合理搭配.

2）與傳統(tǒng)土柱模型相比，考慮相對(duì)位移對(duì)摩擦力發(fā)揮程度的影響，更加符合實(shí)際情況，滿足在等沉面處摩擦力為零的邊界條件.

3）當(dāng)樁承式路堤的樁為摩擦樁時(shí)，由于樁土之間的相對(duì)協(xié)調(diào)變形，樁頂處樁-土相對(duì)位移較小，則拉模效應(yīng)不明顯.

4）在相同的路堤填土高度情況下，筋材的剛度增加，內(nèi)外土柱的相對(duì)位移減少，土拱效應(yīng)降低，但是土拱效應(yīng)與拉模效應(yīng)之和增加了.

5）本文模型計(jì)算的樁土應(yīng)力比、沉降都與實(shí)測(cè)值接近，計(jì)算能達(dá)到一定的精度.能夠?yàn)闃冻惺铰返淘O(shè)計(jì)提供一定的參考.

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