桩承式加筋路堤设计方法比较

2018-09-21林浛宇章定文

现代交通技术 2018年4期

彭涛，林浛宇，章定文

(1. 苏交科集团股份有限公司，南京 210019； 2. 东南大学交通学院，南京 210096)

桩承式加筋路堤是处理高速公路软基的有效办法。桩承式加筋路堤组成包括：桩体(常为刚性桩，如预制管桩)、加筋体、上部填土、垫层，可选择设计桩帽，增大承受上部荷载的面积。桩间土上部的填土与桩帽顶部土体二者受力的差别会产生差异沉降，从而发生应力重分布，土体上的大主应力发生偏移，路堤土体将会被进一步压实逐渐形成拱形壳体，此种现象称为土拱效应[1]。桩承式加筋路堤的大部分填土荷载能通过土拱效应传递到桩体之上，降低了对桩间土承载能力的要求，减小了地基沉降[2]。

土拱效应的发挥与路堤填土高度、填料性质、桩间距、桩帽大小等相关。如果桩间距过大且桩帽尺寸设计不合理，则导致土拱效应不能充分发挥，桩与桩间土的差异沉降过大引起路面不平整。反之，过小的桩间距也会使工程造价增加，经济效益不佳。目前土拱效应计算理论主要有：Terzaghi的平面土拱模型[3]，Anderson的等沉面模型[4]；Hewlette和Randolph的半球模型[5]，Jones对Maston的三维改进法[6]，Kempfert的多重拱模型[7]，北欧规范的三角楔形拱模型[8]和日本规范提出的楔形拱模型[9]。Guido[10]认为土拱模型应该是类似于锥形，桩间土只负责承担金字塔部分的荷载，其余荷载均由桩承担。

本文通过3个工程案例，采用荷载分担比及应力折减系数两个评价指标，分析比较了不同工况下各种土拱效应计算方法与实测值之间的差异，评价了各种方法的适用性。

1 桩承式加筋路堤设计理论

1.1 桩承式加筋路堤设计理论

Terzaghi[3]在1943年通过著名的Trapdoor试验发现了土拱效应的存在，并且建立平面土拱模型。Terzaghi认为土拱效应的产生需要满足两个条件：Trapdoor上部的土体需要发生不均匀沉降；在发生沉降的土体需要有支撑端，在桩承式加筋路堤中通常为两侧桩体。

Hewlett[5]根据室内模型实验结果，认为在正方形布桩情况下，桩承式加筋路堤的土拱模型应该为半球形。半球模型由两个部分组成：四桩中心处土上三维球形拱和四个位于四边桩间条带上的平面土拱。Hewlett和Randolph[5]认为半球拱模型只有当拱顶处或桩(帽)顶部处达到极限状态时才会发生破坏，因此，分析时需计算这两个位置的荷载分担比，取二者较小值为实际值。

陈云敏[11]发现当路堤填土高度较低时，土拱顶部和桩帽顶部的土均未进入极限塑性破坏状态，因此使用极限平衡状态公式σθ=KpσR进行计算是不合理的，桩顶与桩间土压力的和将小于路堤重度。因此，陈云敏对Hewlett理论作了修正。

Low[12]的土拱理论使用与Hewlett类似的方法进行求得，认为桩与桩之间是由梁连接起来的，因此形成的土拱模型为二维平面土拱问题，在进行土拱理论分析时，他考虑了加筋体对土拱效应的影响。

Van Eekelen[13]的土拱模型为同心圆土拱模型，土拱是由多个圆心相同、半径不同的圆拱组成，在四桩中心处(GR square)为三维同心球土拱，两桩间加筋体条带部分(GRstrip)，Van Eekelen使用二维平面土拱计算。

英国规范BS8006[14]对于路堤的最小高度有一定要求，路堤高度H必须满足H≥0.7(s-a)。BS8006桩顶应力的计算方法基于Marston的沉管理论。BS8006不适用于桩净距过小的工程，即桩帽尺寸过大或桩间距过小的工程。

德国规范[15]基于Zaeske&Kempfert的多重拱模型。该模型认为土拱不是一个圆拱构成的，而是由多个拱形叠加组成的。

北欧规范[8]是基于Carlsson的三角楔形模型制定的，假设土拱模型为等腰三角形，顶角为30°。

日本细则[9]基于Collin的金字塔模型制定，土拱模型覆盖范围由分散角α决定。当路堤高度不同时，日本细则将荷载的范围分为了A、B、C三块。当路堤高度位于A时，土拱完全形成。

各种桩承式加筋路堤设计理论具体见表1。

表1 桩承式加筋路堤设计理论

(续表)

1.2 土拱效应评价指标

目前土拱效应的评价指标主要包括：荷载分担比E，应力折减系数S3D和桩土应力比n。荷载分担比通过计算传递至桩帽的荷载所占百分比，较为直观地反映了桩顶的承载能力。应力折减系数和桩土应力比则反映土拱效应的发生效果。3种评价指标的计算公式如下。

(1) 荷载分担比

式中，P为作用于桩帽的荷载；γ为土的重度；H为路堤高度。

(2) 应力折减系数

式中，σs为作用于桩间土的应力。

(3) 桩土应力比：

式中，σp为作用于桩帽的应力。

2 工程算例分析

通过3个工程案例，采用荷载分担比及应力折减系数两个评价指标，分析比较不同工况下各种土拱效应计算方法与实测值之间的差异，评价各种方法的适用性。

2.1 工程实例一

长治至安阳高速公路，从长治到平顺段。试验段MCK40+826位于桥台台背处，加固段采用混凝土灌注桩进行加固，桩长10 m，桩径为500 mm，桩间距3.5 m，正方形部桩，桩帽尺寸为1 m×1 m×0.25 m。在路堤顶面下方1 m处及下部上方0.5 m各铺设一层土工格栅。路堤顶面宽度为34 m，路堤填土高度为5 m，边坡坡度为1∶1.5。自上而下土层性质及土质参数见表2。表中，γ为重度，Es为压缩模量，μ为泊松比，φ为内摩擦角，c为黏聚力[16]。

表2 长治至安阳高速公路土质参数

各方法使用此工程算例得到的荷载分担比及应力折减系数结果如图1、图2所示。

图1 长治至安阳高速公路荷载分担比

图2 长治至安阳高速公路应力折减图

由图1可知，日本细则和Van Eekelen法计算所得的荷载分担与实测值较为接近，BS8006与北欧方法与实测值相比较大，其余方法与实测值相比较小。图2应力折减系数中，Hewlett方法与实测值较为接近，Low、日本细则、北欧方法和Van Eekelen方法比实测值小。英国BS8006及EBGEO比实测值大。出现桩间土应力偏差较大的情况，可能由于此工程在路堤顶部布设了一层土工格栅。

2.2 工程案例二

申苏浙皖高速公路试验段选取浙江段的K25+100和K23+135两段，采用管桩加固，三角形布桩，桩长14 m，两试验段桩径分别为0.3 m和0.4 m，壁厚均为50 mm，桩间距分别为2.0 m和2.5 m，桩帽宽度分别为0.9 m和1.0 m。两试验段路堤顶面宽度均为35 m，边坡坡度为1∶1.5，填土高度为4 m。自上而下土层性质及土质参数见表3。表中，γ为重度，Es为压缩模量，μ为泊松比，φ为内摩擦角，c为黏聚力。

表3 申苏浙皖高速公路土质参数

各方法使用此工程算例得到的荷载分担比及应力折减系数结果如图3、图4所示。

图3 申苏浙皖高速公路荷载分担比

图4 申苏浙皖高速公路应力折减系数

由图3可知，当桩间距为2 m，桩帽宽度0.9 m时，德国EBGEO法、日本细则及北欧规范与实测值接近，Van Eekelen比实测值稍大。Low与BS8006方法比实测大较多，Hewlett和Terzaghi法比实测值小。当桩间距为2.5 m，桩帽宽度1.0 m时，Hewlett更为接近，其余方法比实测值大较多，由于此工程为三角形布桩，现有方法基本都是依据矩形布桩建立的模型。图4应力折减系数图中，Terzaghi法的土拱未完全形成，计算值比实测值大，BS8006与EBGEO法在桩间距为2.5 m，桩帽宽度为1 m时计算所得的结果与实测值较为接近，其余几种方法均比实测值小[17]。

2.3 工程实例三

海启高速公路试验段全长102 m，位于桥头路段处。路堤填土高度6.5 mm，坡度1∶1.75，垫层厚度0.4 m，底部铺设两层拉伸屈服力80 kN/m的钢塑土工格栅加固，处理宽度47.6～48.1 m，梅花形部桩，桩径400 mm，壁厚8 mm，桩间距3.2 m，桩长20 m，采用1.5 m×1.5 m×0.4 m的正方形桩帽。自上而下土层性质及土质参数见表4。表中，γ为重度，Es为压缩模量，E为孔隙比，φ为内摩擦角，c为黏聚力。