彭儀普,陳 立,于風(fēng)曉,謝文都

(中南大學(xué)土木工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410075)

高速鐵路作為新一代的交通運(yùn)輸工具,相比于傳統(tǒng)鐵路而言具有明顯的優(yōu)勢(shì),但同時(shí)也對(duì)線路質(zhì)量提出了更高的要求[1-2]。高速鐵路路基作為列車高速運(yùn)行時(shí)的基礎(chǔ),對(duì)工后沉降有嚴(yán)格的控制[3-4]。隨著我國(guó)高速鐵路的大規(guī)模建設(shè)和施工,路基很大程度上會(huì)不可避免地會(huì)經(jīng)過一些不良地質(zhì)區(qū)段,這些地基的原始狀態(tài)較為軟弱,需要對(duì)天然地基進(jìn)行人工處理。水泥粉煤灰碎石樁(CFG樁)復(fù)合地基是近年來新開發(fā)的新一代綜合性地基處理技術(shù),它是在碎石樁的基礎(chǔ)上摻入適量的石屑、粉煤灰以及少量的水泥加水拌合而成。CFG樁能較充分發(fā)揮樁體本身材料的性能,同時(shí)充分利用天然地基承載能力,因此采用CFG樁進(jìn)行高填方地基加固處理,能有效地避免路基的工后沉降問題[5-7]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者和專家對(duì)CFG樁復(fù)合地基做了大量研究。劉維正等[8]采用CFG樁聯(lián)合碎石樁(GC樁)法對(duì)紅黏土地基加固處理,通過重型動(dòng)力觸探、靜力觸探、標(biāo)準(zhǔn)貫入、靜載等現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)地基處理的效果進(jìn)行分析。劉宏揚(yáng)等[9]針對(duì)路堤荷載作用下深厚軟黏土地基,開展了3組CFG樁復(fù)合地基離心模型試驗(yàn),分析了復(fù)合地基的承載與變形特性及失穩(wěn)滑動(dòng)形態(tài)。武崇福等[10]為了進(jìn)一步完善組合滲流排水樁-不排水樁復(fù)合地基固結(jié)理論,就分級(jí)加載下組合型復(fù)合地基的固結(jié)理論計(jì)算展開了研究。黃強(qiáng)兵等[11]基于動(dòng)力有限元數(shù)值模擬和正交試驗(yàn)設(shè)計(jì),研究了地下水位差異和不同地基條件下跨地裂縫帶高鐵路基的動(dòng)力響應(yīng)及CFG樁對(duì)地基加固效果的影響。梁亮等[12]對(duì)天然地基、GC單樁加固復(fù)合地基和GC與CFG樁組合加固復(fù)合地基在地震荷載作用下的抗液化特性進(jìn)行了模擬分析。H.H.Zhang等[13]研究了在宜昌市白林河路軟基礎(chǔ)上應(yīng)用CFG樁處理的各種優(yōu)勢(shì)。B.U.Uge[14]等對(duì)臨近剛性擋墻的CFG樁復(fù)合地基進(jìn)行了室內(nèi)試驗(yàn),研究了處理后地基的應(yīng)力變化。X.S.Cheng等[15]建立了CFG樁+水泥土壓實(shí)樁的有限元模型,并選取人工數(shù)值激勵(lì)法作為模擬原理,研究了列車荷載下復(fù)合地基CFG樁+水泥土壓實(shí)樁的力學(xué)特性及差分沉降。J.L.Liu等[16]研究了CFG樁復(fù)合地基處理下高緯度低空島嶼永久凍土的溫度行為。X.R.Niu等[17]提出一種利用CFG樁加固區(qū)積分等效模擬的方法,通過數(shù)值計(jì)算驗(yàn)證了積分等效仿真方法與嵌入式樁元仿真方法的可行性和準(zhǔn)確性。

現(xiàn)有學(xué)者通過數(shù)值模擬等方法對(duì)CFG樁復(fù)合地基的沉降變形及承載力大小進(jìn)行了眾多研究,并將模擬結(jié)果和試驗(yàn)研究結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的正確性。但研究也存在一些問題,例如未能充分考慮高填方路堤荷載的實(shí)際加載方式對(duì)復(fù)合地基沉降量的影響,與工程實(shí)際情況存在一定的偏差?；诖?筆者以新建長(zhǎng)株潭城際鐵路與長(zhǎng)石鐵路聯(lián)絡(luò)線CSLLXZQ-1標(biāo)高填方CFG樁復(fù)合地基工程為背景,采用ABAQUS軟件建立高填方CFG樁復(fù)合地基三維模型,針對(duì)該工程路堤填筑高度相對(duì)較高的情況,采用“生死單元”方法模擬高填方路堤的分層填筑過程,并將模擬計(jì)算結(jié)果與沉降實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。研究發(fā)現(xiàn)高填方CFG樁復(fù)合地基的沉降主要集中在路基中線位置附近,并朝著兩側(cè)路肩方向逐漸減小,采用分級(jí)加載的方式模擬高填方路堤荷載更為準(zhǔn)確。

1 工程概況及現(xiàn)場(chǎng)沉降觀測(cè)

1.1 長(zhǎng)石聯(lián)絡(luò)線工程概況

新建長(zhǎng)株潭城際鐵路與長(zhǎng)石鐵路聯(lián)絡(luò)線線路全長(zhǎng)9.69 km,設(shè)計(jì)時(shí)速為200 km/h,其中DK22+300～DK28+200為雙線,DK28+200～DK31+989.73、YDK28+200.00～YDK32+099.6為兩條單線。項(xiàng)目建成后能將長(zhǎng)石鐵路城際客車快捷接入長(zhǎng)株潭城際鐵路網(wǎng)中心站長(zhǎng)沙站,使得城際網(wǎng)點(diǎn)線功能更加協(xié)調(diào),并能實(shí)現(xiàn)與其他城際線路的無縫銜接。長(zhǎng)石聯(lián)絡(luò)線CSLLXZQ-1標(biāo)線路起迄里程DK22+300～DK23+563,線路全長(zhǎng)1.263 km。

筆者所依托的CFG樁復(fù)合地基工程位于長(zhǎng)石聯(lián)絡(luò)線CSLLXZQ-1標(biāo)試驗(yàn)段,起迄里程DK23+200～DK23+350,路堤平均高度達(dá)16 m,地基周邊農(nóng)田、池塘密布,試驗(yàn)段CFG樁CFG樁樁徑0.5 m,呈正方形布置,樁間距為0.8 m,有效樁長(zhǎng)15 m。CFG樁現(xiàn)場(chǎng)施工圖如圖1所示。

1.2 沉降觀測(cè)點(diǎn)位布置

本次CFG樁復(fù)合地基DK23+200～DK23+350工程段沉降觀測(cè)共選取4個(gè)斷面設(shè)置路基沉降觀測(cè)樁,斷面標(biāo)號(hào)分別為DK23+200、DK23+250、DK23+300、DK23+350,每個(gè)斷面設(shè)置3個(gè)沉降觀測(cè)樁,沉降觀測(cè)樁命名規(guī)則為斷面里程數(shù)+G1(G2、G3),其中G1代表該斷面左側(cè)觀測(cè)點(diǎn),G2代表該斷面右側(cè)觀測(cè)點(diǎn),G3代表該斷面中間觀測(cè)點(diǎn);同時(shí)設(shè)置沉降板觀測(cè)斷面四處,斷面標(biāo)號(hào)分別為DK23+210、DK23+230、DK23+332、DK23+350,沉降板命名規(guī)則為斷面里程數(shù)+L1,路基沉降觀測(cè)標(biāo)及路基沉降板布置如圖2所示。

圖2 沉降變形監(jiān)測(cè)點(diǎn)位布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of the layout of monitoring points for settlement and deformation

1.3 高填方復(fù)合地基沉降觀測(cè)數(shù)據(jù)分析

為了探究高填方復(fù)合地基沉降量隨時(shí)間的變化規(guī)律,選取3個(gè)具有代表性的斷面數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,斷面里程標(biāo)號(hào)分別為DK23+210、DK23+230、DK23+332。復(fù)合地基沉降量隨時(shí)間變化曲線如圖3所示。

圖3 各典型監(jiān)測(cè)斷面沉降量時(shí)程圖Fig.3 Time history diagram of settlement of each typical monitoring section

由圖3可以看出,3個(gè)典型監(jiān)測(cè)斷面的沉降量隨時(shí)間發(fā)展曲線具有一定的“臺(tái)階”形狀,即當(dāng)填筑高度增加時(shí),復(fù)合地基的沉降量也隨之增大,隨著現(xiàn)階段路堤填筑的完成,復(fù)合地基沉降量增速也隨之減緩。此外還可以看出,3個(gè)典型監(jiān)測(cè)斷面的沉降速率表現(xiàn)出相似的規(guī)律:初始填土階段,復(fù)合地基沉降速率隨時(shí)間增長(zhǎng)而快速變大,伴隨著路堤填筑高度的不斷增大,復(fù)合地基沉降速率隨著時(shí)間增長(zhǎng)而緩慢下降。說明在路堤填筑的早期,復(fù)合地基土體的固結(jié)速率較快,隨著上部荷載的增大,復(fù)合地基土體逐漸壓密,從而沉降速率逐漸變緩,并最終保持穩(wěn)定。

2 數(shù)值模擬方案

2.1 數(shù)值模型的建立

2.1.1 基本假定

在模型的建立與模擬過程中,鑒于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際工程的復(fù)雜性,模型各部位不可能完全與實(shí)際工程保持一致,為了了解CFG樁復(fù)合地基沉降變形的主要規(guī)律,減少計(jì)算難度,對(duì)模型作出以下假定:

①路堤填土與地基土各土層為理想彈塑性體,采用摩爾-庫倫模型[18-19]進(jìn)行模擬;

②將CFG樁樁體視為理想彈性體,采用線彈性模型進(jìn)行模擬;

③模擬初始階段,各土層呈水平均勻分布,CFG樁呈垂直分布;

④不考慮地下水位變化的影響。

2.1.2 幾何尺寸選取

筆者建立的CFG樁復(fù)合地基三維模型主要包括CFG樁樁體、各地基土層、褥墊層及路堤填土等幾部分,為了確保計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,模型各部位幾何參數(shù)與實(shí)際工程保持1∶1比例。根據(jù)施工設(shè)計(jì)圖紙和地質(zhì)勘測(cè)資料,確定典型斷面幾何尺寸如圖4所示,并依此建立典型斷面CFG樁復(fù)合地基各組成部位的三維數(shù)值模型。

圖4 典型斷面幾何尺寸示意圖Fig.4 Schematic diagram of typical section geometry

CFG樁樁長(zhǎng)為15 m,樁徑為0.5 m,樁間距為0.8 m;褥墊層厚度取為40 cm,三維模型計(jì)算寬度B取兩倍的路基底部寬度參與計(jì)算,即B=2×30.7=61.4 m,計(jì)算深度L取三倍的CFG樁有效樁長(zhǎng)參與計(jì)算,即L=3×15.0=45 m,計(jì)算長(zhǎng)度取25 m,即三維模型整體大小為61.4 m×45 m×25 m。模型如圖5、圖6所示。

圖5 群樁模型Fig.5 Pile group model

圖6 整體模型Fig.6 Overall model

2.1.3 主要計(jì)算參數(shù)

根據(jù)設(shè)計(jì)資料及施工地質(zhì)勘查報(bào)告,在模型建立過程中,將路堤填土、墊層土及原地基土體均勻的分為8層,由上至下分別為路基土、墊層土、雜填地表土、淤泥土、粉質(zhì)黏土、粗砂、礫砂、含碎石粉質(zhì)黏土,厚度分別為16 m、0.4 m、2.8 m、3.3 m、4.6 m、2.1 m、2.0 m、15.6 m。各土層物理力學(xué)參數(shù)見表1。模型中所選取的CFG樁樁體的物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表1 模型中土體參數(shù)Table 1 Soil parameters in the model

表2 CFG樁參數(shù)Table 2 CFG pile parameters

2.1.4 荷載情況、邊界條件與網(wǎng)格劃分

由于本工程路堤填土高度較高且軌道及列車荷載在復(fù)合地基中引起的附加應(yīng)力較小,因此建模分析時(shí)暫不考慮軌道及列車荷載對(duì)路基和復(fù)合地基沉降的影響,對(duì)填筑的路堤土體和原復(fù)合地基土體只施加重力荷載。

對(duì)模型底部設(shè)置為固定約束(U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0),垂直于X方向的側(cè)面土體設(shè)置為X向約束(U1=0),垂直于Z方向的側(cè)面土體設(shè)置為Z向約束(U3=0),模型頂面設(shè)置為自由面,無約束。

在ABAQUS相互作用模塊中,將模型中的CFG樁樁體與樁間土體的接觸類型設(shè)置為摩擦接觸(“接觸”-“力學(xué)”-“切向行為”),樁土間摩擦系數(shù)采用樁土界面摩擦角δ進(jìn)行計(jì)算[20],δ一般取土體內(nèi)摩擦角φ的1/3～2/3,摩擦系數(shù)為tanδ,通過計(jì)算摩擦系數(shù)為0.266 7,取0.3;此外,將CFG樁樁端和土體、路堤填土與墊層土以及墊層土與地基土設(shè)置綁定約束類型[21-22]。

模型單元類型采用八結(jié)點(diǎn)線性六面體網(wǎng)格(C3D8R,結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成,減縮積分,沙漏控制)。整個(gè)模型中網(wǎng)格總數(shù)為188 941個(gè),其中CFG樁樁體網(wǎng)格個(gè)數(shù)為157 440個(gè),路堤填土與地基土體網(wǎng)格個(gè)數(shù)為31 501個(gè)。

2.1.5 高填方荷載施加方式

由于本工程路堤填筑高度較高,對(duì)CFG樁復(fù)合地基的沉降影響也較大,因此數(shù)值模擬過程中,為了盡可能模擬出高填方荷載對(duì)CFG樁復(fù)合地基的影響規(guī)律,在施加路堤填土荷載時(shí),采用分級(jí)加載的方式,主要過程如下:首先認(rèn)為每一層路基土填筑速度為均勻進(jìn)行,并假設(shè)每一層土體填筑壓實(shí)完成后都有一個(gè)月以上的靜置期,以確保填土能充分達(dá)到固結(jié),最后將高度為16 m的高路堤填土分為8層,每層2 m,從下至上依次加載到模型中去。

上述過程可以通過ABAQUS中的“生死單元”功能實(shí)現(xiàn),即先在“分析步”模塊設(shè)置step.1～step.8共8個(gè)分析步,隨后在“相互作用”模塊將第二層及以上土層設(shè)置為“殺死”狀態(tài)并賦予給step.1分析步,緊接著分別將第二層土至第八層土設(shè)置為“激活”狀態(tài),并依次賦予給step.2～step.8分析步,最后設(shè)置載荷、提交作業(yè)分析。

2.1.6 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果

路堤填筑高為2 m、4 m、6 m、8 m、10 m、12 m、14 m、16 m時(shí),CFG樁復(fù)合地基的沉降云圖如圖7所示。

圖7 不同路堤填筑高度下的復(fù)合地基沉降云圖Fig.7 Contour plots of composite foundation settlement under different embankment filling heights

從圖7可以看出,在路堤土體強(qiáng)大的附加應(yīng)力作用下,CFG樁樁體和樁間土體發(fā)生了壓縮變形和側(cè)向變形,側(cè)向變形的土體不斷擠壓周圍土體,導(dǎo)致路基腳趾外側(cè)發(fā)生了隆起現(xiàn)象,這也預(yù)示著若在路基兩側(cè)存在既有建筑物,為了確保建筑物的穩(wěn)定性,在路堤填筑過程中需要重點(diǎn)關(guān)注地基隆起對(duì)既有建筑物所造成的不利影響。

由各路堤沉降云圖可知,隨著后期路堤填筑高度的不斷加大,土體在自重的作用下逐步實(shí)現(xiàn)了壓密,路基的沉降值從下至上依次減小,路基土體的后期沉降及變形逐步趨于穩(wěn)定。這一結(jié)果說明后期路基土體本身的沉降較小,高填方CFG樁復(fù)合地基工后沉降主要是由復(fù)合地基沉降引起的。

從云圖中加固區(qū)和下臥區(qū)的網(wǎng)格變形情況可以看出,復(fù)合地基下臥區(qū)土體網(wǎng)格變形壓縮較大,而加固區(qū)土體網(wǎng)格整體壓縮變形不明顯,說明復(fù)合地基在路堤填土荷載作用下的沉降值主要發(fā)生于下臥區(qū),同時(shí)也反映出加固區(qū)中CFG樁樁身能承擔(dān)大部分荷載,并可以將荷載通過樁身傳遞至下臥層,從而改變加固區(qū)土體受力機(jī)制,減小復(fù)合地基的整體沉降。這也正是CFG樁復(fù)合地基加固機(jī)理的一種體現(xiàn)。

地基沉降分布曲線如圖8所示。從圖中可以看出,在路堤填筑過程中,CFG樁復(fù)合地基的沉降集中出現(xiàn)在離路基中線較近的區(qū)域,并朝著兩側(cè)路肩方向逐漸減小,整個(gè)沉降曲線呈“U”型分布。這是由于在路基中線位置附近復(fù)合地基土體所受到的附加應(yīng)力值最大,而附加應(yīng)力向著靠近路肩的方向逐漸減小。

圖8 地基沉降“U”型曲線Fig.8 “U” curve of foundation settlement

2.2 CFG樁復(fù)合地基沉降影響因素的有限元分析

2.2.1 墊層厚度對(duì)復(fù)合地基沉降值的影響

不同厚度墊層下復(fù)合地基沉降曲線如圖9所示。從圖中可以得出,墊層厚度為300 mm、400 mm、500 mm時(shí),復(fù)合地基的沉降量分別為31.79 mm、30.78 mm、29.27 mm。表明CFG樁復(fù)合地基沉降隨著褥墊層厚度的增大會(huì)逐漸減小;但計(jì)算結(jié)果也表明,這一減少幅度并不是很大,例如墊層厚度為500 mm時(shí),復(fù)合地基沉降量?jī)H比墊層厚度為300 mm時(shí)的最大沉降量減少了2.52 mm。從工程經(jīng)濟(jì)學(xué)的角度出發(fā),過分增大褥墊層厚度也會(huì)增大工程造價(jià),因此在CFG樁復(fù)合地基的設(shè)計(jì)及施工過程中,通過增大墊層厚度來減少?gòu)?fù)合地基沉降量不應(yīng)作為首選。

圖9 CFG樁復(fù)合地基沉降值與墊層厚度關(guān)系曲線Fig.9 The relationship between the settlement value of the CFG pile composite foundation and the thickness of the cushion layer

2.2.2 樁長(zhǎng)對(duì)復(fù)合地基沉降值的影響

不同樁長(zhǎng)下復(fù)合地基沉降曲線如圖10所示。從圖中可以得出,樁長(zhǎng)為10 m、15 m、20 m時(shí),復(fù)合地基的最大沉降量分別為36.83 mm、30.78 mm、13.55 mm。表明CFG樁復(fù)合地基沉降隨著樁長(zhǎng)的增大會(huì)顯著減小,其中樁長(zhǎng)為20 m時(shí)的復(fù)合地基最大沉降量比樁長(zhǎng)為10 m時(shí)的最大沉降量減少了23.28 m,減少幅度達(dá)63.2%,說明樁長(zhǎng)的變化對(duì)復(fù)合地基最大沉降量的影響較為顯著,在CFG樁復(fù)合地基的設(shè)計(jì)及施工過程中,可以通過加大樁長(zhǎng)來達(dá)到減少地基沉降量的目的。此外,這一現(xiàn)象可以從CFG樁復(fù)合地基的作用機(jī)理角度進(jìn)行解釋:樁長(zhǎng)越大,在上部高填方路堤荷載作用下,“樁體作用”越突出,同時(shí)CFG樁樁體所分擔(dān)的荷載也就越多,從而能顯著減小復(fù)合地基沉降量。

圖10 CFG樁復(fù)合地基沉降值與樁長(zhǎng)關(guān)系曲線Fig.10 Curve of relationship between settlement value and pile length of CFG pile composite foundation

2.2.3 樁徑對(duì)復(fù)合地基沉降值的影響

不同樁徑下復(fù)合地基沉降曲線如圖11所示。從圖中可以得出,樁徑為0.4 m、0.5 m、0.6 m時(shí),復(fù)合地基的最大沉降量分別為40.87 mm、30.78 mm、21.70 mm。表明CFG樁復(fù)合地基沉降隨著樁徑的增大會(huì)顯著減小,其中樁徑為0.6 m時(shí)復(fù)合地基最大沉降量比樁徑為0.4 m時(shí)的復(fù)合地基最大沉降量減少了19.17 mm,減少幅度達(dá)46.9%,說明增大樁徑可以顯著減少CFG樁復(fù)合地基的沉降量。

圖11 CFG樁復(fù)合地基沉降值與樁徑關(guān)系曲線Fig.11 Curve of relationship between settlement value and pile diameter of CFG pile composite foundation

2.2.4 樁間距對(duì)復(fù)合地基沉降值的影響

不同樁間距下復(fù)合地基沉降曲線如圖12所示。樁間距為0.6 m、0.8 m、1.0 m時(shí),復(fù)合地基的最大沉降量分別為16.20 mm、30.78 mm、41.88 mm。表明CFG樁復(fù)合地基沉降隨著樁間距的減少會(huì)顯著減小,其中樁間距為0.6 m時(shí)的復(fù)合地基最大沉降量比樁間距為1.0 m時(shí)的復(fù)合地基最大沉降量減少了25.68 mm,減少幅度達(dá)61.3%,說明減少樁間距可以顯著減少CFG樁復(fù)合地基的沉降量。

圖12 CFG樁復(fù)合地基沉降值與樁間距關(guān)系曲線Fig.12 Curve of relationship between settlement value of CFG pile composite foundation and pile spacing

3 數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果對(duì)比

為驗(yàn)證數(shù)值模型中高填方路堤荷載施加方式的準(zhǔn)確性,將各層填土荷載下CFG樁復(fù)合地基沉降值與監(jiān)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比分析,結(jié)果如圖13所示。

圖13 各層填土荷載下模擬值與監(jiān)測(cè)值對(duì)比分析圖Fig.13 Comparative analysis diagram of simulated values and monitoring values under the loads of each layer of soil filling

從圖13可以看出,每層填土荷載作用下,CFG樁復(fù)合地基的沉降模擬值與實(shí)測(cè)值均較為接近,平均相對(duì)誤差值僅為5.8%,這一結(jié)果表明,筆者采用分級(jí)加載的方式模擬高填方路堤荷載對(duì)CFG樁復(fù)合地基沉降的影響是合理的。同時(shí)還可以看出,在路堤填土高度達(dá)到最高16 m時(shí),高填方CFG樁復(fù)合地基的模擬最大沉降值為30.78 mm,而由沉降實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)可知,該典型斷面CFG樁復(fù)合地基沉降實(shí)測(cè)值為27.52 mm,數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近。可認(rèn)為本模型選取的各個(gè)計(jì)算參數(shù)是合理的,計(jì)算得出的結(jié)果是可信的,在一定條件下,運(yùn)用數(shù)值模擬方法對(duì)CFG樁復(fù)合地基沉降進(jìn)行預(yù)估是可行的。

造成本次模擬最終沉降值略大于實(shí)測(cè)值的原因,分析原因如下:①路堤在早期填土過程中對(duì)路基沉降板的擾動(dòng)破壞較為嚴(yán)重,而數(shù)值模擬過程忽略了這一影響;②路堤填土和原地基土體的各項(xiàng)物理力學(xué)參數(shù)會(huì)隨著施工進(jìn)程不斷發(fā)生變化,而在模擬時(shí)將土體的物理力學(xué)參數(shù)在整個(gè)模擬過程中視為了常數(shù);③實(shí)際工程中,土體不是均勻分布的,且各土層不會(huì)保持完全水平、CFG樁樁體不會(huì)完全保持垂直,模型假設(shè)中簡(jiǎn)化了這一現(xiàn)象。

4 結(jié) 論

(1)高填方CFG樁復(fù)合地基的沉降主要集中在路基中線位置附近,并朝著兩側(cè)路肩方向逐漸減小,呈現(xiàn)出明顯的“U”型分布。

(2)路堤填筑過程中,地基土體的沉降量大于路基土體的沉降量,且在地基內(nèi)部下臥區(qū)沉降量大于加固區(qū)的沉降量。

(3)由數(shù)值模擬結(jié)果可知,當(dāng)高填方CFG樁復(fù)合地基樁長(zhǎng)、樁徑、墊層厚度分別增大100%、33.3%、66.6%,樁間距減少40%時(shí),復(fù)合地基沉降量分別減少63.2%、46.9%、7.9%、61.3%,可據(jù)此對(duì)復(fù)合地基的各設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

(4)各級(jí)荷載作用下的沉降模擬值和實(shí)測(cè)值的平均相對(duì)誤差僅為5.8%,驗(yàn)證了本模型中采用分級(jí)加載的方式模擬高填方路堤荷載的準(zhǔn)確性。