包裹式加筋土桥台桩—加筋土体间相互作用数值分析.pdf

75交通科技与管理工程技术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来模拟土体材料。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。收稿日期：2023-09-28作者简介：余晓晓（2000）,男,硕士,研究方向：加筋土桥台。包裹式加筋土桥台桩 加筋土体间相互作用数值分析余晓晓（同济大学,上海 200092）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）23-0075-042023 年第 4 卷第 23 期76交通科技与管理工程技术表 3模型试验方案组名桩体偏移距/m 加筋间距 Sv/m面板前水平约束A1.50.4无B1.50.4有C1.50.6无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 组外面板侧向位表 1模型材料参数材料本构模型参数加筋填土莫尔库伦E=20 MPa，=33.8，=0.3，=18 kN/m3被挡土莫尔库伦E=20 MPa，=35，=0.3，=17 kN/m3，c=1 kPa地基土莫尔库伦E=20 MPa，=48，=0.3，=18 kN/m3桩线弹性E=30 GPa，=0.3，=25 kN/m3墙面砌块线弹性E=2 GPa，=0.25，=15 kN/m3注：E=弹性模量；=内摩擦角；=泊松比；=重度；c=黏聚力。表 2模型界面参数界面参数桩填土i=30，kn=33 MN/m/m，ks=15 MN/m/m桩地基土i=41，kn=15 GN/m/m，ks=15 GN/m/m，ci=230 kPa，ti=640 kPa面板砌块（竖直）i=19.5，kn=40 MN/m/m，ks=40 MN/m/m面板砌块（水平）i=57，kn=40 MN/m/m，ks=40 MN/m/m，ci=46 kPa土工格栅JMD=1 300 kN/m，JCMD=130 kN/m，i=42，kn=95 MN/m/m注：i=界面内摩擦角；ci=界面黏聚力；ti=界面拉伸黏结强度；kn=界面法向刚度；ks=界面切向刚度；JMD=纵向拉伸强度；JCMD=横向拉伸强度。图 1模型示意图图 2面板高度 侧向位移曲线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77交通科技与管理工程技术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。图 3桩体高度 侧向位移图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0.752.25 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 4.86.8 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。图 4加筋区顶部中心沉降分布图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 0.752.25 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。(a)1.2 m(b)3.0 m (c)4.2 m图 5不同高度筋材应变分布图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。（下转第 74 页）74交通科技与管理工程技术平均取 185 mL/min，符合施工技术规范要求，也从侧面反映出该公路段所采取的聚氨酯玛蹄脂碎石混合料拌和、摊铺、碾压施工工艺的适用性。3.4.4抗滑性能通过手工铺砂法检测聚氨酯玛蹄脂碎石路面构造深度。具体而言，清理出长和宽均为 30 cm 的路面作为检测平面；通过勺子将细沙装入金属量筒，装满并密实后使用刮刀刮平表面。将细沙全部倒在试验路表面并摊平为圆形，使细沙均匀填进混合料空隙。测量出所摊平圆形的直径，并计算聚氨酯路面构造深度5。根据结果，该试验段路面构造深度均值取 1.35 mm，符合技术要求。使用摆氏仪进行聚氨酯路面摩擦系数检测。检测前将试验段彻底清理，调试、归零、校准检测仪器。此后将摆氏仪摆杆与其右侧悬臂固定，保证摆杆平行于路面，同时将指针波动至右端。向路面洒水保持湿润状态，并启动开关，释放仪器摆杆；当摆杆回落时读数并记录。按照以上步骤在同一测点展开 3 次平行试验，以试验结果均值为相应测点摆值。所测得的该试验段聚氨酯路面摩擦系数均值为68 BPN，符合设计要求。4结论工程应用结果表明，按照 5.5%的比例掺加聚氨酯胶黏剂，能较好裹覆集料，又能避免胶黏剂流淌浪费和混合料离析。严格按照设计要求拌制混合料，即先掺加集料和纤维持续干拌 30 s，再按比例加入聚氨酯胶黏剂持续湿拌 30 s，最后添加矿粉后拌和 30 s，可以保证聚氨酯玛蹄脂混合料性能质量。工后钻芯取样结果显示，该公路试验段聚氨酯路面施工压实度达到 98%，路面平整度为 1.1 mm，构造深度 1.35 mm，路面摩擦系数 68 BPN，渗水系数 185 mL/min，试验结果完全满足设计及规范要求，也表明聚氨酯玛蹄脂碎石混合料具有较为优异的路用性能，可在类似公路工程中推广应用。参考文献1 李东毅,梁民培,黄小华.机制砂沥青玛蹄脂碎石混合料 SMA-13 设计分析 J.西部交通科技,2023(3):58-62.2 王红祥,陈波,杨杰,等.沥青玛蹄脂碎石混合料压实特性及相关高温性能试验研究 J.武汉理工大学学报(交通科学与工程版),2022(5):889-892.3 刘炳华,金彦鑫,陈望平,等.玄武岩纤维在重载 SBS沥青玛蹄脂碎石混合料路面中的应用 J.公路,2022(4):8-14.4 吴明明.沥青玛蹄脂碎石混合料（SMA-13）配合比设计优化措施分析 J.运输经理世界,2021(30):49-51.5 张倩,吕荣培,马昭,等.聚氨酯玛蹄脂混合料的设计及性能 J.长江科学院院报,2022(2):147-152+158.（上接第 77 页）（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):226-232.2Pierson M C.Modeling Drilled Shafts in MSE Block WallsD.Kansas:University of Kansas,2010.3Rollins K M,Price J S,Bischoff J.Lateral Resistance of Piles near Vertical MSE Abutment WallsC/Geo-frontiers Congress,2011.4Kent R.Nelson.Lateral Resistance of Piles Near Vertical MSE Abutment Walls at Provo Center StreetD.Provo:Brigham Young University-Provo,2013.5Wessam Khaled Mohammed.Factors Influencing performance of a laterally loaded pile with an MSE wall systemD.Kansas:the University of Kansas,2016.6Jawad S,Asce S M,Han J,et al.Numerical Analysis of Laterally Loaded Single Free-Headed Piles within Mechanically Stabilized Earth WallsJ.International Journal of Geomechanics,2021(5).7JieHuang,JieHan,ParsonsRL,etal.Refinednumericalmodeling of a laterally-loaded drilled shaft in an MSE wallJ.Geotextiles and Geomembranes,2013(apr.):6173.8Jie Huang,Parsons R L,Jie Han,et al.Numerical analysis of a laterally loaded shaft constructed within an MSE wallJ.Geotextiles&Geomembranes,2011(3):233-241.9HatamiK,BathurstRJ.Developmentandverificationofa numerical model for the analysis of geosynthetic-reinforced soil segmental walls under working stress conditionsJ.Canadian Geotechnical Journal,2005(4):1066-1085.