包裹式加筋土桥台桩—加筋土体间相互作用数值分析

摘要 在包裹式加筋土桥台中桥梁荷载主要由柱式台承担，加筋土体与桩之间存在相互作用受地基变形、加筋土体变形和交通荷载等的影响，使加筋土桥台的工程应用存在不确定性。文章使用PLAXIS 3D软件建立3组包裹式加筋土桥台的数值模型，分析了加筋间距与墙前挡土条件对桩—土相互作用的影响。研究结果表明，桩对土体既有挤压作用也有阻挡作用，但以挤压作用为主，且在上1/3墙高处出现，越靠近顶部挤压作用越明显；增大加筋间距能明显提高上部桩对土体的挤压作用，而墙前挡土对桩土挤压作用没有额外提升。

关键词 包裹式加筋土桥台；桩—土相互作用；数值分析；加筋间距；墙前挡土

中图分类号 U443.21文献标识码 A文章编号 2096-8949（2023）23-0075-04

0 引言

土工合成材料加筋土（Geosynthetic Reinforced Soils，简称GRS）是由压实填土与土工合成材料（主要是土工格栅和土工织物）交替铺设构成的复合体。在加筋土中，加筋材料（下文简称为“筋材”）弥补了填土抗拉强度低的缺陷，通过筋土之间的摩擦、嵌锁作用，限制了筋材周围土粒的侧向位移，为土体提供侧限约束力，从而提高加筋土体的强度和刚度。土工合成材料加筋土技术以其适应性强、节省投资、低碳环保等优势，在公路、铁路等土木工程领域得到了广泛应用。

包裹式加筋土桥台是由加筋材料与填料相互交替形成的桥梁承载结构，因此被广泛运用于道路桥梁系统中。此外该技术还具有施工快速、碳排放少、节约成本良好等特点^[1]。该桥台采用桩体进行桥梁竖向荷载承担，而探究桩体与加筋土体之间的相互作用规律至关重要。

PLAXIS是1987年荷兰Delft Technical University专门研制开发的岩土工程有限元软件，适用于岩土工程变形计算、稳定性分析以及地下水渗流等，能解决岩土工程中的二维和三维稳定性、变形等问题，还能模拟复杂的工程地质情景，具有很强的实用性。

现有关于包裹式加筋土桥台分析桩—土关系的研究主要有原型试验与模型试验。现场试验方面，Pierson等人研究了不同桩体偏移距条件下桩体受水平荷载时桩与加筋土之间的相互作用^[2-3]，结果发现桩体偏移距为2倍桩直径时的水平承载力比桩体偏移距为4倍桩直径时的水平，承载力下降50%，而群桩中单桩水平承载力下降20%。Nelson采用空心桩进行了相似的现场试验^[4]。而模型试验方面，Mohammed通过18个缩尺模型试验^[5]，探究了桩体偏移距、桥台高度、加筋间距、加筋长度、筋材与面层连接方式等因素对桩体水平承载力的影响。试验结果表明，桩体的水平承载力随桩体偏移距和桥台高度增加而增加，而桥台面板处的水平位移和受到的侧向土压力减小；桩体的水平承载力随筋材长度的增加而增加；随着加筋间距的增加，桩体水平承载力逐渐降低，而桥台的水平位移增加。

目前利用PLAXIS 3D对包裹式加筋土桥台的研究较为少见，而该文利用PLAXIS 3D建立包裹式加筋土桥台数值模型，主要探讨了加筋间距与墙前挡土条件对桩—土间相互作用影响规律。

1 模型建立

1.1 本构模型选择

PLAXIS为用户提供了丰富的土体本构模型，如摩尔—库伦模型、节理岩石模型、土体硬化模型、软土模型等。综合对比分析各模型，考虑加筋土复合体可能出现的弹塑性表现，该数值模将采用摩尔—库伦模型來模拟土体材料。

1.2 模型参数确定

加筋填土材料参数通过室内试验获得，桩体与非加筋区填土参数采用Jawad等^[6]研究参数，混凝土砌块的材料参数采用Huang等^[7-8]使用的参数，模型材料参数见表1。模型界面参数采用Hatami等^[9]的研究数据，见表2。设置三组模型，使用不同加筋间距与挡土条件，见表3。模型高度为9.6 m，其中地基土高3 m，挡墙高6 m，柱高9.6 m，桩径1.5 m，模型宽度7.2 m，筋材长度4.8 m，混凝土砌块尺寸为长40 mm×宽20 mm×高20 mm。

1.3 荷载与边界条件

原型工程为非承压加筋土桥台，加筋区域不承受竖向荷载，加筋区域外的区域在正常使用时会承受道路荷载、车辆荷载等，相关规范要求可取荷载值为20 kPa，几何模型上边界为自由边界，四周除挡土墙临空面外均施加活动滑动约束，底部施加完全固定约束。

1.4 模型建立过程

先使用Auto CAD软件建立了三维模型，模型包括实体与面，然后导入至PLAXIS 3D软件中。建立材料库时，使用表1与表2的参数，分别建立正负界面单元，然后在各模型土工格栅对应位置建立土工格栅结构单元，并将材料库中的材料对应赋予相应单元。在挡墙左右两侧、后部及底部赋予边界条件，设置荷载大小为20 kPa。模型建立完成后，进行网格划分，使用PLAXIS自带的自动划分网格功能，单元分布水平为中等。由于该试验不考虑渗流等影响，故不设置渗流条件。分布施工时，先激活边界条件与地基土单元，然后分层激活土体、面板、土工格栅及相应的界面单元，直到挡墙整体结构激活完毕，判定为施工阶段完成。然后重置位移，施加表面荷载，模拟正常使用状态，计算完成后使用此阶段数据进行数值分析。模型建立完成如图1所示。

2 结果分析

2.1 面板侧向位移

面板高度—侧向位移曲线见图2，显示了各组的面板侧向位移随高度的变化而变化。除C组外面板侧向位移最大值均在距离面板顶部H/3处，呈现典型的“鼓肚”形态，与实际情况一致，而三组试验靠近面板顶部均出现面板侧向位移增大的现象，结合桩的侧向位移曲线，推测是因为桩体对土的挤压作用越靠近挡墙顶部越明显，C组表现尤为明显。B组面板侧向位移比A组减少约20%，说明墙前挡土对面板侧向位移有减小作用。C组面板侧向位移较A组增大了约8%，越靠近面板顶部增加率越大，面板顶部增大率为29%，说明增大加筋间距会增加挡墙面板的侧向位移。

2.2 桩体侧向位移

各组桩体侧向位移沿高度分布图见图3，其中桩高从加筋区域底部起算，可知桩体侧向位移随高度增大而增大，且二者呈现良好的线性关系。中下部桩体侧向位移要小于面板侧向位移，上部桩体侧向位移大于面板侧向位移。B组桩体侧向位移比A组减小约20%，说明墙前挡土能显著减小桩体全高度的侧向位移，减小程度与面板侧向位移接近，因此墙前挡土对桩土挤压作用没有额外影响。C组比A组曲线斜率减小，桩体底部侧向位移二者接近。

2.3 加筋区顶部沉降

加筋区顶部中心沉降分布图见图4，图中距面板0.75～2.25 m处为桩所在区域，沉降分布图分为桩前与桩后两部分，距面板4.8～6.8 m处为被挡土区。由于受荷区沉降较大，加筋区靠近受荷区的部分沉降较大，桩前沉降较桩后沉降小。三组数据相比可以得到，B组沉降最小，A组与C组沉降几乎一致，说明墙前有挡土可以减小加筋区顶部沉降。

2.4 筋材应变

各组不同高度处的筋材中心应变分布图见图5，图中筋材应变随高度增加而减小。图中距面板0.75～2.25 m处为桩所在区域，筋材在该处截断。图中数据显示，随着高度增加，筋材整体应变水平减小，即筋材受力减小，符合墙背水平土压力分布。A、B组筋材应变分布基本一致，C组筋材应变较A、B组大，且桩前增大率要大于桩后增大率，说明墙前挡土对筋材应变影响不大，而增大加筋间距会显著增加筋材应变。同时，桩前与桩后筋材应变差值随高度增加而增加，说明桩土挤压作用会将桩前的土楔块推向面板，而土工格栅作为锚固以稳定楔块，故桩前筋材应变较大，同时随着高度增加、挤土作用更加明显，桩前后筋材应变的差异也增大。

2.5 安全系数

使用PLAXIS软件的强度折减法得到A、B、C三组安全系数各为1.845、1.891、1.838，B组安全系数最大，C组安全系数最小，说明设置墙前挡土或减小加筋间距均可以增加挡墙的稳定性。

3 结论

（1）桩对土体既有挤压作用也有阻挡作用，但以挤压作用为主，且基本在上部H/3处出现，越靠近顶部挤压作用越明显。

（2）桩体侧向位移随高度增加而增大，减小加筋间距或设置墙前挡土均能减小桩体侧向位移。但在底部时三者桩体侧向位移相差不大。加筋区顶部沉降从面板至加载区不断增大，而在桩体后部沉降值则逐渐降低，同时可以发现设置墙前挡土能有效减小沉降，而加筋间距对顶部沉降影响不明显。

（3）筋材应变水平随着高度增大而增大，同一高度处筋材应变距离面板越远处越小，同时桩前筋材应变要大于桩后筋材应变，二者差异随加筋间距越小越明显，而增大加筋间距筋材应变也会增大。

（4）最大面板侧向位移一般在距离面板顶部H/3处出现，但桩对土的挤压作用会使上部面板侧向位移增大，减小加筋间距或设置墙前挡土均可减小面板侧向位移。增大加筋间距可以明显提高上部桩对土体的挤压作用，而设置墙前挡土对桩对土的挤压作用基本没有额外提升。

参考文献

[1]罗敏敏， 徐超， 杨子凡. 土工合成材料加筋土柔性桥台复合结构及应用[J]. 土木工程学报， 2019（S1）： 226-232.

[2]Pierson M C. Modeling Drilled Shafts in MSE Block Walls[D]. Kansas： University of Kansas， 2010.

[3]Rollins K M， Price J S， Bischoff J. Lateral Resistance of Piles near Vertical MSE Abutment Walls[C]//Geo-frontiers Congress， 2011.

[4]Kent R. Nelson. Lateral Resistance of Piles Near Vertical MSE Abutment Walls at Provo Center Street[D]. Provo： Brigham Young University - Provo， 2013.

[5]Wessam Khaled Mohammed. Factors Influencing performance of a laterally loaded pile with an MSE wall system[D]. Kansas： the University of Kansas， 2016.

[6]Jawad S， Asce S M， Han J， et al. Numerical Analysis of Laterally Loaded Single Free-Headed Piles within Mechanically Stabilized Earth Walls[J]. International Journal of Geomechanics， 2021（5）.

[7]Jie Huang， Jie Han， Parsons R L， et al. Refined numerical modeling of a laterally-loaded drilled shaft in an MSE wall[J]. Geotextiles and Geomembranes， 2013（apr. ）： 61–73.

[8]Jie Huang， Parsons R L， Jie Han， et al. Numerical analysis of a laterally loaded shaft constructed within an MSE wall[J]. Geotextiles & Geomembranes， 2011（3）： 233-241.

[9]Hatami K， Bathurst R J. Development and verification of a numerical model for the analysis of geosynthetic-reinforced soil segmental walls under working stress conditions[J]. Canadian Geotechnical Journal， 2005（4）： 1066-1085.

收稿日期：2023-09-28

作者簡介：余晓晓（2000—），男，硕士，研究方向：加筋土桥台。