移動荷載作用下樁承式加筋路堤的動力特性

劉飛禹，余 煒，楊鳳云，張孟喜

（上海大學 土木工程系，上海200072）

作為一種經濟、有效的軟土地基處理方法，樁承式加筋路堤已引起廣泛關 注［1－4］。Quang等［5］研究了樁承式加筋路堤中設置斜樁對路堤整體穩定性的加強作用。Huang等［6］研究了樁承式加筋路堤在靜荷載作用下的承載力性能。Jenck等［7］采用二維模型試驗和平面應變有限元分析，研究了影響樁承式加筋路堤的相關參數。芮瑞等［8］通過對剛性樁加固軟土地基的對比研究，揭示了不同處理方式樁頂平面沉降變形的特性。但以上研究都是針對靜力特性的。

隨著高速公路和鐵路的快速發展，動荷載作用下路堤的工作性能越來越受到重視［9－10］。但對樁承式加筋路堤動力特性的研究，目前主要集中在現場監測和試驗方面，理論研究還很少。肖宏等［11］通過現場試驗，研究了樁承式加筋路堤在機車荷載作用下的動應力、變形和加速度等的響應。Chebli等［12］通過現場試驗，研究了路基中橫向和豎向加速度隨時間及頻率的變化規律。

然而，由于移動荷載作用下樁承式加筋路堤的現場試驗比較復雜，影響結果的因素很多，導致目前很多現場試驗的結論并不統一，有的甚至相互矛盾，因此有必要采用數值分析的方式進行系統的研究。

1 數值建模

1.1 幾何模型及邊界條件

圖1為本文樁承式加筋路堤計算模型的尺寸及網格劃分圖。假設行駛中的汽車的中軸線與路面中軸線重合，輪距為2m。利用對稱性，路堤在橫向取一半進行計算，綜合考慮樁間距、車軸間距以及電腦的計算能力等因素，路堤縱向長度取12m。模型的邊界條件如圖2所示，地下水位設于軟土地基表面處。為了減小波在邊界面處的反射所帶來的計算誤差，在模型底部設置靜態邊界，模型四周設置自由場邊界。要模擬天然路堤（無樁無筋），只需在上述模型中去掉樁體與土工格柵單元即可。

圖1 三維計算模型示意圖

另外，通過軟件Config fluid命令，將模型設置為在滲流模式下進行完全流固耦合計算。在計算過程中，流體計算引起的孔隙水壓力變化被傳遞給力學計算過程，引起相應的土體有效應力的變化；而在更新后的有效應力場中完成的力學計算所產生的土體體積應變，又被傳遞回流體計算模式，導致新的孔隙水壓力的改變。

圖2 y＝6m剖面邊界條件示意圖

1.2 模型參數選取

采用線彈性模型來模擬面層，采用莫爾 庫倫模型模擬路堤和軟土地基，分別采用geogrid和pile結構單元來模擬土工格柵和樁體的特性。其中，pile結構單元通過分別設置切向與法向耦合彈簧來模擬樁與土體間的粘結與摩擦特性；geogrid結構單元通過在法線方向上與土體單元表面設置剛性連接，在切線方向設置切向彈簧，來模擬土工格柵與土體在法向上其節點隨土體網格的運動而運動，在切向上與土體相互摩擦的界面特性。模型中樁長、樁徑、樁間距分別為15、1、2m，其中第一根樁從距離縱向對稱面1m的地方開始布置，土工格柵則被鋪設在軟土層頂面與路堤交界的位置。計算參數主要引自文獻［13－15］，路堤層黏聚力為10kPa，內摩擦角為40°；軟土地基層的黏聚力為8kPa，內摩擦角為15°，滲透系數為1.0×10－7m／s，其它參數如表1所示。

表1 模型計算參數

1.3 荷載形式

輪胎與路面的接觸面簡化為0.30m×0.22m的矩形，輪胎壓力取0.7MPa，設計車速為V＝60km／h。移動荷載作用中心為距路堤對稱中心1m處，取距路堤中心1m處所在網格為行車線路。設移動荷載起始點在y＝0處，隨后沿y正方向運動。為了模擬車輛移動荷載，采用階躍式載荷進行加載。首先將荷載施加在行車線路起始端的第1個網格單元上，輪載持續時間為0.018s，求解結束后將第1個單元上的荷載刪除，向前移動一個單元再持續0.018s，重復執行上述步驟直到最后一個單元為止。采用不同車速時，只要改變載荷的持續時間即可。由于三維動力流固耦合計算量很大，限于計算機硬件條件，本文只模擬了移動荷載初次單程加載過程。選取路面中點A為監測點，其坐標為（1，6，18.3），見圖2。為了確保計算結果的正確性，采用本文所用建模方法，對室內試驗進行了對比驗證［16］，在此基礎上再進行計算分析。

2 初次加載結果分析

2.1 豎向變形

圖3給出了樁承式加筋路堤與天然路堤監測點A的豎向變形時程曲線。不論加筋與否，在移動荷載作用初期，A點均出現短暫的路面隆起現象，但隆起變形非常小；隨著移動荷載不斷靠近A點，其豎向變形迅速增加；當移動荷載正好作用在A點上時，其豎向變形達到最大，加筋與不加筋時分別為1.39、1.71mm；此后隨著移動荷載遠離A點，A點豎向變形不斷減小并逐漸趨于穩定。至初次加載結束時，樁承式加筋路堤與天然路堤路面A點的豎向變形分別為1.05、1.57mm。因此，在初次加載結束時，兩者的彈性變形分別為0.34、0.14mm，各自占最大豎向變形的24.5%、8.2%。表明與天然路堤相比，由于路堤土拱效應和土工格柵張拉膜效應的共同作用［16］，樁承式加筋路堤不僅可以減小移動荷載作用過程中路面的最大豎向變形，還增大了彈性變形在總變形中的比例，使路面豎向變形在荷載作用結束后有較大程度的恢復，這對于減小路面的工后沉降十分有利。

圖3 路面監測點A豎向變形時程曲線

2.2 樁土應力

圖4 給出了移動荷載作用下，樁承式加筋路堤樁土應力比的時程曲線圖，其中樁頂應力取y＝5剖面上離道路中心線1m處的樁頂單元應力；土的應力取y＝6剖面上離道路中心線1m處的樁間土體單元應力。隨著移動荷載逐漸靠近所監測的點，樁土應力比及其波動幅值逐漸增大；而后，隨著移動荷載逐漸遠離所監測的點，樁土應力比大小開始趨于穩定，其波動幅值也不斷減小。表明在移動荷載逐漸靠近監測點的過程中，原本應由樁間土體承受的部分荷載，通過土拱效應和張拉膜效應逐步轉移到了樁頂，樁體承載能力較大的特點得到了充分發揮，體現了樁承式加筋路堤相對于天然路堤在承載力方面的優勢。

圖4 樁土應力比時程曲線

2.3 軟土地基中的超孔隙水壓力

圖5 給出了樁承式加筋路堤與天然路堤軟土地基中，超孔隙水壓力沿深度方向的變化規律。所取各點為y＝6剖面上，距路堤中心2m處軟土地基中，每隔1m深度所在點的超孔隙水壓力值。由于本文假設軟土地基表面透水，故路基表面處超孔壓為0。不論哪種路堤，軟土地基中超孔隙水壓力沿地基深度方向都呈現先增大后減小的規律，超孔壓最大值都出現在距軟土地基表面1m左右深度處，樁承式加筋路堤與天然路堤軟土地基中超孔壓最大值分別達到347、530Pa；在各相同深度處，樁承式加筋路堤軟土地基中的超孔壓值都小于天然路堤軟土地基中的超孔壓值，表明樁承式加筋路堤樁間土體所受移動荷載的影響要小于天然路堤。

圖5 軟土地基中超孔壓隨深度的變化曲線

2.4 加速度

圖6 （a）、（b）分別為天然路堤與樁承式加筋路堤中，路面A點正下方4m處B點的豎向加速度時程曲線。隨著移動荷載逐漸靠近B點，其豎向加速度值逐漸增大，且當加載點作用至B點正上方時，向下豎向加速度達到最大值，天然路堤與樁承式加筋路堤分別達到0.22、0.10m·s－2。可見，移動荷載作用下，樁承式加筋路堤通過樁體和筋才的共同作用，有效減小了傳遞到軟土地基中的豎向加速度。

圖6 軟土層B點豎向加速度時程曲線

2.5 軸載對豎向變形的影響

圖7 給出了軸載分別為0.7、1.4、2.1、3.5MPa時，路面A點豎向變形隨軸載變化的規律。除軸載變化外，其余各項參數均如前所述，取移動荷載作用過程中A點豎向變形的最大值進行比較。不論加筋與否，隨著軸載值的不斷增大，A點的豎向變形不斷增加。而且軸載越大，相同軸載增幅所引起的豎向變形差越大，表明超載會使路面變形顯著增大，體現了超載對路面破壞產生的嚴重影響。另外，同一軸載作用下，樁承式加筋路堤路面豎向變形都比天然路堤的小；且隨軸載的增加，兩者的變形差距越來越大。當軸載值為3.5MPa時，樁承式加筋路堤與天然路堤的A點豎向變形分別為3.74、5.34mm，前者比后者減小了30.96%。表明樁承式加筋路堤對于減少超重引起的路面變形具有十分明顯的效果。

圖7 軸載對路面A點豎向變形的影響

4 結 語

采用FLAC3D軟件首次建立了移動荷載作用下樁承式加筋路堤的三維流固耦合分析模型，并對樁承式加筋路堤的動力特性和影響因素進行了分析，得到了以下結論：

1）移動荷載作用下，樁承式加筋路堤能有效減小路面豎向變形，增大彈性變形占路面總豎向變形的比例。

2）隨著移動荷載逐漸靠近監測點，樁土應力比及其波動幅值逐漸增大；隨著移動荷載逐漸遠離監測點，樁土應力比大小開始趨于穩定，其波動幅值也不斷減小。

3）樁承式加筋路堤中移動荷載引起的軟土地基超孔隙水壓力要小于天然路堤的情況。

4）移動荷載作用下，樁承式加筋路堤可以有效減小軟土地基中的豎向加速度。

5）移動荷載作用下，隨著軸載的增加，樁承式加筋路堤路面豎向變形不斷增大。

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