道路与铁道工程大论文 - 图文

分类号 U 416 学号 131304060003 密 级 无 U D C 625

硕 士 学 位 论 文

高路堤软基预应力管桩加固现场试验与

数值模拟分析

牛永前

指导教师姓名： 吴建涛 副教授 河海大学道路与铁道工程研究所 南京市西康路一号 申请学位级别： 工学硕士 专 业 名 称：道路与铁道工程 论文提交日期： 2016.4.24 论文答辩日期： 2016.5.28

学位授予单位： 河海大学 学位授予日期： 2016.6.22

答辩委员会主席： 李国维 论文评阅人: 张坤勇、李健

2016年 5 月 中 国 南 京

分类号（中图法） U416 UDC（DDC） 625 密级 无

论文作者姓名 牛永前 学号 131304060003 单位 河 海 大 学

论文中文题名 高路堤软基预应力管桩加固现场试验与

数值模拟分析

论文中文副题名 无

论文英文题名 Field tests and numerical simulation analysis on the PHC pile reinforced soft foundation under high embankment 论文英文副题名 无

论文语种 汉语 论文摘要语种 汉、英 论文页数 77论文字数3.8(万)

论文主题词 PHC管桩、软土地基 、高填方路堤、原位试验 、

稳定性、 数值模拟

申请学位级别 硕士 专 业 名 称 道路与铁道工程

研 究 方 向 软基高填方路堤

指导教师姓名 吴建涛 导师单位 河海大学道路与铁道工程研究所

论文答辩日期 2016年5月 28日

Field tests and numerical simulation

analysis

on the PHC pile reinforced soft foundation

under high embankment

Dissertation Submitted toHohai University

In Fulfillment of the Requirement

For the Degree of

Master of Engineering

By Niu Yongqian

(Institute of Highway & Railway Engineering)

Dissertation Supervisor: Associate Professor Wu Jiantao

May, 2015 Nanjing, P. R. China

学位论文独创性声明

本人声明所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作和取得的研究成果。除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果。也不包含为获得河海大学或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同学对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。

学位论文作者签名： 签字日期： 年 月 日

学位论文使用授权说明

河海大学、中国科学技术信息研究所、国家图书馆、中国学术期刊（光盘版）电子杂志社有权保留本人所送交学位论文的复印件或电子文档，并可以采用影印、缩印或扫描等其它复制手段保存论文。本人学位论文电子文档的内容和纸质论文的内容相一致。除在保密期内的保密论文外，允许论文被查阅和借阅。论文全部或部分内容的公布（包括刊登）授权河海大学研究生院办理。

学位论文作者签名： 签字日期： 年 月 日

摘要

摘 要

较高的路堤填土对地基的承载力有较高的要求，当高路堤路段位于承载力很差的软土地基时，必须进行地基处理。预应力管桩(PHC)以施工便捷、质量有保证的优势被广泛应用于软土地基的加固工程当中。采用PHC管桩作为路基地基的竖向增强体，可发挥PHC桩质量保证率高、抗压性能好的优势。然而现有的大部分规范和资料都是针对刚性基础的，而路堤填土作为柔性基础，其自身存在不可忽略的较大变形，且存在桩顶向上部路堤填土刺入后的应力重分布等问题。在满足地基承载力的条件下，软基高填方路基还存在整体失稳破坏可能。

本研究依托包头至茂名国家高速公路粤境段工程，采用原位监测方法监测不同填土荷载作用下刚性桩复合地基中的PHC桩的桩顶荷载、桩身沉降、桩间土沉降与桩间土水平位移、桩身水平位移、路堤填土水平位移差。结合数值计算软件对现场工况进行简化建模计算，研究刚性桩复合地基加固的软基高填方路堤的变形特征和柔性基础下的刚性桩的作用机理。

研究表明：对于软土深约6~7m，且置换率为6.3%的刚性桩复合地基，其桩土应力比范围在20~40左右，远大于散体材料竖向增强体的桩土应力比。桩间土应力折减系数在填土达到15m之后趋于稳定，说明在填土达15m时管桩上部的路堤填土形成完全土拱。实测桩顶荷载稳定值远小于规范计算的单桩承载力极限值，说明在路堤柔性基础下的PHC管桩，由于桩顶向路堤刺入变形导致PHC桩出现负摩阻力工作区。在填土高度较低时，刚性桩加固的软基高填方路基的水平变形最大点位于路堤坡脚；随着填土高度的增大，水平位移场最终形成“中间大，两头小”的分布特点。通过强度折减法对刚性桩加固的软基高填方进行稳定性计算，发现在地基水平位移最大的中间地带会出现最为明显的塑性区，说明在软土地基与路堤填土交界的中间地带，且更靠近中线的区域产生了滑动失稳的趋势，认为该区域的地基软土发生了桩间土水平变形明显大于管桩的“桩土绕流”现象。“桩土绕流”的出现导致该区域附近的桩间土承载能力降低，路堤荷载向桩身传递，表现为桩顶荷载增大，桩身沉降加剧。

关键词：高填方；PHC管桩；刚性桩复合地基；数值模拟；稳定性

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Abstract

High earth-filled embankment has relatively higher requirements on the bearing capacity of its foundation, if the high earth-filled embankment is located on soft soil foundation which has poor bearing capacity, it is necessary to carry out treatment to foundation. Prestressed high-strength concrete pile (PHC) is widely used in the reinforcement engineering of soft soil-composite foundation due to its advantages of convenience and high quality. PHC pile can be adopted as the vertical reinforcement of the foundation of embankment as it has assured quality and good compressive performance. However, most of the existing specifications and data are only applied to the rigid foundation, the soil embankment may deform greatly, and the strain may redistribute when the pile top entrusts into embankment. Under the condition of meeting the bearing capacity of foundation, soft soil-filled foundation of high embankment may lose stability and collapse in a whole.

This thesis studies the case of the the Gungdoung section of expressway from Baotou to Maoming by in situ monitoring method to test the load on the top of PHC pile, settlement of pile and soils between PHC piles, horizontal displacement of soils between PHC piles, as well as the horizontal displacement differences of the soil embankment. Numerical simulation software is also adopted to simplify construction procedures and conduct modeling calculation, based on which, the deformation characteristics of high fill embankment whose composite foundation is reinforced by rigid pile and the working mechanism of rigid pile under flexible subgrade are studied.

Results indicate that the pile-soil stress ratio of composite foundation reinforced by PHC pile to soft soil whose depth is 6 to 7 m ranges from 20 to 40, which is greatly bigger than that of foundation vertically reinforced by discrete material pile. The reduction factor of the stress of soils filled among piles will stabilize when the filling depth reaches 15 meters, indicating a complete soil arch on the top of piles can be formed only the filling depth reaches 15 meters. The measured load stable value of pile top is far smaller than the limited value of single pile bearing capacity calculated by standard method, indicating that negative frictional resistance is generated due to deformation of PHC pile as it thrusts into the flexible foundation of embankment. When the filling height is low, the biggest horizontal deformation point of high fill

II

Abstract

embankment whose soft foundation is reinforced by rigid pile is located at the slope toe of embankment. With the increase of filling depth, obvious changes have taken place in the horizontal displacement field, featuring \while smaller at both ends\finally. Strength subtraction method is adopted to calculate the stability of high fill embankment whose soft foundation is reinforced by rigid pile, finding that the area bordering foundation and soil shows the highest plasticity, and the area closest to middle line of pile slides. it can be concluded that horizontal deformation of soil among piles in soft foundation is bigger than that of tubular pile which is caused by \flowing around piles\\flowing around piles\can reduce the bearing capacity of soil among piles, and pass load to pile, increasing the load on the top of pile, and enhancing the settlement of piles.

Keywords: High embankment; PHC pile; rigid-pile composite foundation;Numerical simulation; Stability

III

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目录

摘 要 ......................................................................................................................................................................... I

ABSTRACT ..................................................................................................................................................... II 目录 ................................................................................................................................................................. IV 第一章 绪论 ..................................................................................................................................................... 1 1.1研究背景 ..................................................................................................................................................... 1 1.2 发展概况 .................................................................................................................................................... 2

1.2.1 PHC管桩发展................................................................................................................................ 2 1.2.2刚性桩复合地基的发展 ................................................................................................................ 3 1.2.3高填方路堤的应用 ........................................................................................................................ 4 1.2.4小结 ................................................................................................................................................ 5 1.3 国内外研究现状......................................................................................................................................... 5

1.3.1单桩竖向荷载承载力研究现状 .................................................................................................... 5 1.3.2刚性桩复合地基的研究现状 ........................................................................................................ 7 1.3.3高路堤软基复合地基稳定性分析研究现状 ............................................................................... 11 1.4 本文主要研究内容和技术路线 ............................................................................................................... 15 1.5 本文研究的目的和意义 ........................................................................................................................... 15 第二章 PHC管桩加固高路堤软土地基现场原位试验 ............................................................................... 17 2.1 工程概况 .................................................................................................................................................. 17 2.2施工工艺 ................................................................................................................................................... 18

2.2.1静压桩施工工艺 .......................................................................................................................... 18 2.2.2高路堤填筑工艺 .......................................................................................................................... 19 2.3 试验路段与地质情况介绍 ....................................................................................................................... 20 2.4 试验内容与测试方法 ............................................................................................................................... 23

2.4.1原位试验内容 .............................................................................................................................. 23 2.4.2测试方法和试验仪器的选用与安装........................................................................................... 25 2.5本章小结 ................................................................................................................................................... 29 第三章 现场试验结果分析 ............................................................................................................................ 30 3.1荷载数据分析 ........................................................................................................................................... 30

3.1.1桩间土和桩的荷载分担 .............................................................................................................. 30

IV

目录

3.1.2桩间土应力折减系数 .................................................................................................................. 32 3.1.3桩顶荷载实测与建筑规范值的对比分析 ................................................................................... 35 3.2 水平变形分析 .......................................................................................................................................... 39

3.2.1 K24+985路段地基土水平变形分析 ........................................................................................ 39 3.2.2 K22+180路段多点位移计位移差值数据分析......................................................................... 42 3.2.3 对比分析 ..................................................................................................................................... 43 3.3 沉降数据分析 .......................................................................................................................................... 43

3.3.1 桩身沉降数据分析 ...................................................................................................................... 43 3.3.2 桩身桩间土沉降对比分析 .......................................................................................................... 44 第四章 有限元ABAQUS模型计算与现场试验数据对比分析.................................................................. 49 4.1 ABAQUS在岩土工程上的应用方法 ...................................................................................................... 49

4.1.1 ABAQUS简介 ............................................................................................................................. 49 4.1.2数学单位选用 .............................................................................................................................. 49 4.1.3 地应力平衡的实现方式 .............................................................................................................. 50 4.2 高路堤软基PHC管桩加固数值模型的建立......................................................................................... 51

4.2.1 模型的建立与简化方式 .............................................................................................................. 51 4.2.2 本构模型的简介与材料参数的选取 .......................................................................................... 52 4.3 数值计算与现场试验结果对比分析 ....................................................................................................... 55

4.3.1 沉降分析 ..................................................................................................................................... 55 4.3.2 荷载分析 ..................................................................................................................................... 57 4.3.3 水平变形分析.............................................................................................................................. 61 4.4 基于强度折减法的高路堤软基稳定性分析 ........................................................................................... 65

4.4.1 强度折减法在ABAQUS中的实现............................................................................................ 65 4.4.2 计算结果分析.............................................................................................................................. 66 第五章 结论与展望 ....................................................................................................................................... 71 5.1小结 ........................................................................................................................................................... 71 5.2展望 ........................................................................................................................................................... 72 参考文献 ......................................................................................................................................................... 71 致谢 ................................................................................................................................................................. 71

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第一章 绪论

第一章 绪论

1.1研究背景

在全面建设小康社会和社会经济均衡房展的指导精神下，越来越多的高等级公路选在经济欠发达的山地丘陵地区进行建设。在山区高速公路建设过程中，为了满足选线的要求，同时降低因路堑和隧道开挖产生的废弃土方的运输和场地堆放的代价，高填方路堤的设计形式已经越来越多地被采用。目前，相当多的路堤设计高度达到20m以上，有的甚至达到50m[1]。

高填方路堤的失稳破坏通常发生在施工和试运营期，究其原因主要是高填方路堤修筑技术还不还不完善，缺乏相应的施工和设计规范。目前的高填方路堤并没有严格定义，《公路路基设计规范》做出了如下的规定：对于土、石质边坡，当填土总高度达到20m时需要进行稳定性验算；对于以碎石、粗砂、中砂为路堤填料的路堤，当填土高度达到12m时需进行稳定性验算[2]。因此可以理解为填土高度大于20m的路堤属于高路堤的范畴，在参照较为笼统的土质路堤设计和施工规范的基础上，更多的是靠施工人员和设计人员的经验来进行的，存在较大的安全隐患。

较高的路堤填土高度对于地基的承载力有较高的要求，高路堤路段位于地基承载力很差的软土路基时，就必须进行地基处理。高强预应力混凝土管桩（PHC管桩）软土复合地基是刚性竖向增强体复合地基的一种常用形式，在建筑工程领域已经较多应用，但是现有的大部分资料规范都是针对刚性基础（如条形基础，桩—筏基础，高承台桩基础）的[3~4]，而填土路堤作为柔性基础，其本身存在不可忽略甚至较大的变形，且桩顶存在刺入路堤后的应力重分布的问题，从而影响整个路堤和地基的稳定性。而且上部路堤的较大位移与地基软土本身的较大沉降甚至可能导致PHC管桩本身的破坏，从而使整个复合地基承载力丧失。

在满足地基承载力的同时，路堤本身还存在不均匀沉降和失稳破坏的风险。高填方路堤的不均匀沉降不但会导致路基本身的损坏，还会因路基顶面的不平整在路面结构内产生附加应力，附加应力本身或与车辆荷载等共同作用，将导致路面结构的损坏。此外，当路堤和地基内部不均匀沉降达到无法协调的程度后，则会产生高路堤和地基的整体失稳破坏。从作用机理上讲，土体的滑动剪切破坏才

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是失稳破坏的内在原因[5]，当路堤和复合地基沿某一滑动面塑性应变过大，产生滑动趋势时，则整个软基高填路基就会有失稳的危险，甚至会出现滑坡，垮塌等危害生命财产安全的重大事故。

本文依托包茂高速公路粤境段的PHC管桩加固的软基高填方路基进行现场原位试验，结合通用有限元软件ABAQUS的数值模拟分析，对高路堤软基PHC管桩的竖向受力特征、高路堤的变形特性、软基高路堤刚性桩复合地基的整体稳定性进行研究分析，为工程实践提供参考。

1.2 发展概况

1.2.1 PHC管桩发展

预制桩的发展有100多年的历史。最早的预制混凝土桩于1884年诞生于德国；1915年澳大利亚发明了离心密实混凝土成型方法；日本在1934年采用离心法制造出第一根混凝土管桩，1962年又通过试验研究了预应力混凝土管桩。 而目前应用最为广泛的高强度预应力混凝土管桩，即PHC管桩，诞生于1970年。PHC管桩凭借其以下优点，越来越多的应用于工业与民用建筑，水利工程，道路与铁路工程，等各项工程建设领域。

PHC管桩优点：

①单桩承载力高：PHC 管桩采用混凝土强度等级大于或等于C80，其强度大，υ600的PHC管桩的单桩允许承载力达到2500 kN ~3200kN 。因其较大的强度，在土的挤密作用影响下，桩端承载力比原状土质提高70%~80%,侧摩阻力提高20%~40%。因此，PHC管桩的承载力设计值比同直径的沉管灌注桩、钻孔灌注桩和人工挖孔桩都要高[6]。

②应用范围广：PHC管桩是由侧阻力和端阻力共同承担上部荷载，可选择强风化岩层，全风化岩层，坚硬的黏土层或密实的砂层等多种土质作为持力层，且对持力层起伏变化的地质条件适应力强，因此适用地域广，建筑类型多。

③沉桩质量可靠：管桩是工业化、专业化、标准化生产，桩身质量可靠；运输吊装方便，接桩快捷；机械化施工程度高，操作简单，易控制。

④工程造价低：通过对多项工程实例的总结，PHC管桩单位承载力的造价比预制混凝土方桩和钻孔灌注桩都要低，仅为钢桩的1/2~1/3。PHC管桩施工速度快、工期短，且管桩施工机械化程度高，现场整洁，施工环境好，不会发生钻

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第一章 绪论

孔灌注桩泥浆满地的脏乱情况，施工较为文明。由此可见，管桩的直接成本和间接成本都相对较低。常用地基处理桩型主要指标见表1-1。

表1-1 不同桩型主要指标比较[7]

主要指标 主要承力方式 持力层 造价

PHC管桩

端阻力与侧摩阻力共同

承受荷载 软质岩、强风化岩1-3m

3.20元/kN

水泥搅拌桩 主要靠桩体承担荷载 硬粘土密实砂层等承载力比

较大的土层 6.15元/kN

CFG桩

主要靠桩体承担荷载 选择承载力相对较高

的土层 8.05元/kN

目前先张法预应力混凝土管桩的生产过程可做如下的简述：（1）制作管桩受力钢筋；（2）将钢筋笼放入模具后，封闭模板并进行预应力张拉；（3）在模具中浇筑高强混凝土，高速离心10分钟；（4）将管桩和模具一起放入80摄氏度的温水中养护6小时后，拆模，再将管桩放入10个大气压的高压仓内继续养护，仓内温度控制在180摄氏度。具体制作过程见图1-1。

(a) 钢筋骨架成型

(b) 高强混凝土入模

(c) 高速离心成型

(d) 高压蒸养

图1-1 先张预应力高强混凝土管桩生产过程

1.2.2刚性桩复合地基的发展

PHC管桩加固的软土地基属于竖向增强体复合地基的一种。复合地基的涵义随着工程应用的发展在不断变化。最早的时候，在天然地基中设置碎石桩而形成了复合地基的概念。随着施工工艺的不断进步，深层搅拌法和高压喷射注浆法开始逐步推广，水泥土桩成为了复合地基的重要形式之一。碎石桩和水泥土桩分别属于散体材料和粘结体材料，目前已经有较为完备的理论基础和可靠的实际设

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计和操作的规范。随着PHC管桩的出现，刚性桩加固软土地基成为软基处理的常用形式。学术上对于刚性桩加固的软土地基是否属于复合地基一直存在争论，有一种观点一直坚持认为刚性桩加固的软弱地基属于复合桩基而非复合地基。龚晓南教授指出，经典桩基理论认为刚性桩属于摩擦桩，采用摩擦桩基是不考虑桩间土直接参与承担荷载的，而复合地基的本质是基础下的桩和土共同直接承载荷载，因此PHC管桩加固的软弱地基在荷载传递路径上、在受力性状上与复合地基的定义是一致的[8~9]。综上所述，复合地基的分类如图1-2所示。

柔性桩复合地基粘结体材料桩竖向增强体复合地基复合地基水平增强体复合地基图1-2 复合地基的分类

刚性桩复合地基散体材料桩

1.2.3高填方路堤的应用

高填方在水利工程中运用相当普遍，技术工艺也较为成熟，其中以土石坝最为典型。由于路堤与土石坝在功能上有显著的区别，高路堤的理论发展速度滞后于实际的应用。

普通细粒土填筑的填土路堤和石块等无粘性大颗粒坚硬材料填筑的填石路堤统称为填方路堤。普通填方路堤设计只要求：填方路堤的填料的压实度；填方路基填料加州承载比CBR(土壤颗粒锤击试验指标)；地基土表面的荷载——弯沉关系和其得到的地基模量、回弹反应模量[2]。

由此可知，在普通填方路堤设计中，并未对地基承载力做出要求。而高填方路堤由于填土自重要远大于一般路堤，且当填方路堤处于不良地质条件下时，就必须要在一般路堤的基础上，再对地基承载力和路堤稳定性进行设计验算[3]。相对一般路堤而言，高路基具有以下几个特点[10]：

①高路堤填方高、荷载大，在公路工程中一般较受重视。在满足坡面防冲刷要求的同时，高路堤的稳定性和地基承载力需专门进行分析论证。土路堤的稳定安全系数需达到1.25。特殊地质条件下，填方路堤本身的强度和稳定性应达到要求，路堤和特殊地基的整体稳定性同样应予考虑。

②由于路堤填土高，为了满足整体稳定性的要求，路堤必须有足够的放坡。

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第一章 绪论

因此，高路堤的填筑截面远大于一般路堤，填筑工程量巨大，填筑质量较难保证，所以压实度较一般路堤应予提高。

③高路堤的土石混合料，由于较大的自重，会引起较大的自身压缩沉降和地基沉降。加之高路堤占地较大，地基地质条件较为复杂，增加了不均匀沉降的风险。常常会出现因填筑体自身差异沉降过大而导致的路面结构的破坏。

④高路堤施工期较长，路堤的破坏更多的发生在施工期间，因此，配套的安全监测必不可少。通过安装监测仪器，如土压力测试计、路基分层沉降观测计、孔隙水压力计、连续式侧向位移传感器等，实时监测填方过程中位移和应力的变化过程。

⑤目前各类高填方工程地基的处理指标尚无统一工程标准，各种指标的确定也存在争论，尤其是工后沉降的计算仍然是学术研究的热点。 1.2.4小结

综上所述，刚性桩复合地基、高填方路堤，二者单独的出现在实际工程中已经十分普遍，但都面临理论研究落后于实际应用的尴尬问题。而PHC管桩加固软土地基上填筑高填方路堤作为二者的组合形式，是属于较为罕见的工况，会带来更多值得研究、探讨、深思的问题。

1.3 国内外研究现状

1.3.1单桩竖向荷载承载力研究现状

PHC管桩作为刚性桩复合地基的竖向增强体单元，对其单桩工作性状的深入理解，是理解刚性桩复合群桩工作机理的关键，而每根PHC管桩在地基中的工作性状与单桩的荷载承载能力、荷载传递机理有必然的内在关系。PHC管桩长桩作为标准的摩擦桩，竖向荷载主要由侧摩阻力承担。影响单桩竖向承载力的因素有很多，一般来说，取决于两个方面：其一，桩身的材料强度；其二，底层的支持力。设计时分别按这两个方面确定后取最小值[11]。目前常用的确定单桩竖向极限承载力的方法主要有以下三种： （1）静荷载试验

原型静载试验是传统的、最常用的、最可靠的确定单桩承载力的方法。该方法的基本原理是以一组完全的单桩竖向抗压静载荷试验Q—S曲线为基础，取该曲线的前几级荷载下沉降原始数据进行分析，进而对Q—S曲线的发展趋势做出

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预测。这种方法也有自身的局限性，其操作过程较为繁琐，成本较大，且对操作人员的素质要求很高，因此并不适合所有的工程采用，推荐在重要的建筑和新型桩上采用。

（2）静力学计算法（按土的抗剪强度指标确定）

以土力学原理为基础的单桩极限承载力公式在国外广泛采用，主要是以Poulos等[12]有关学者研究成果得出的计算公式：Qu= Qsu+ Qpu-G。式中，Qsu为桩侧总极限摩阻力，Qpu为桩端总极限阻力，G为桩体自重。

Qsu取值的依据是土的抗剪强度理论（摩尔库伦理论），表达式为：

Qsu=ò0up(ca+KSs式中： up—桩身周长；

lVtanja)dz （1.1）

ca—桩土之间附着力， Tomlinson [13]以附着因数α与cu联系起来，定义为ca = αcu；

Ks—土的侧向土压力系数； σv—土的竖向有效应力；

υa—土的有效内摩擦角；

Qpu取值是根据土体极限平很理论，例如可根据Skempton [15]极限荷载的半经验公式，结合Meyerhof 单桩承载力破坏模式得到[13~14]。由于计算公式是建立在各种弹塑性理论的基础上，而各种假定理论的地基地质条件各有不同。由于实际工程现场地质情况的复杂性，该方法得到的计算结果只能作为初期勘测的参考，必须结合其它方法综合确定地基承载力。 （3）经验公式法

按照该方法确定单桩竖向承载力时，只考虑了土（岩）对桩的支承阻力，而尚未涉及桩身的材料强度。使用该方法确定单桩竖向极限承载力的基本公式为：

Qu=Qsu+Qpu=?UiLiqsui+Apqpu式中：

（1.2）

Qsu、Qpu —总极限侧阻力标准值和总极限端阻力标准值； Li、Ui —桩周第i层土厚度和相应的桩身周长； Ap—桩端底面积；

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第一章 绪论

qsui、qpu—第i层土的极限侧阻力和持力层极限端阻力； Qu、qsui、qpu通过以下2种方法进行确定[16]：

Ⅰ.原位测试法：桩侧阻力和端阻力会通过原位测试的各种参数来确定。常见的原位测试的方法有：静力触探试验(CPT)、标准贯人试验(SPT)、旁压试验。

Ⅱ. 根据静载荷试验结果与桩侧、桩端土层的物理性能指标进行统计分析，建立桩侧阻力、桩端阻力与土的物理性能指标间的经验关系，根据这种关系预估单桩承载力。该方法简单且经济，适合设计等级丙级的建筑物。

现行的单桩承载力的确定是综合权衡的结果，科研工作者依然在对单桩竖向承载力的影响因素进行研究：刑皓枫等人[17]通过在桩身埋设光纤传感器、静载荷试验和静力触探的方法，发现桩身的轴力竖向非线性递减分布。上部荷载越大，非线性越明显，从桩顶到2/3桩长处轴力减少超过70%。所以，用忽略桩体埋设深度的土侧阻力来计算单桩承载力不够严格，同时，也证实了侧摩阻力深度效应

[18]

的存在；刘毓康和陈华强采用Vesic圆孔扩张理论，得出土的侧阻深度效应表

明了临近桩周的竖向有效应力未必等于覆盖应力，而是线性增加到临界深度时达到的一个限值的结论[19]；Lukas等[20]通过H型钢桩和钢管桩进行试验研究,结果表明在坚硬土中,沉桩完成后的第32天的桩侧阻力比第10天大25%,而在软弱地基土中,第82天的桩侧阻力比第10天时的大50%。说明软土地基的固结对桩侧摩阻力有不可忽略的影响。 1.3.2刚性桩复合地基的研究现状

目前对于什么是复合地基，或者说哪些地基基础形式可以称为复合地基，学术界和工程界看法是不一致的。一种意见认为各类砂石桩复合地基和各类水泥土桩复合地基属于复合地基，其他形式不能称为复合地基；另一种意见认为桩体与基础不相连属于复合地基（如PHC管桩加固软土地基上的路堤），相连接就不是复合地基（如高层建筑基础下的群桩）；还有一种意见认为是否属于复合地基与桩体的刚度大小，与桩体与基础是否连接均无关系，而视其在工作状态下，能否保证桩和桩间土共同承担荷载。龚晓南教授[9]通过给出复合地基定义，即复合地基是指天然地基在地基处理过程中部分土体得到增强，或被置换，或在天然地基中设置加筋材料，加固区由基体和增强体共同组成。龚晓南教授支持从广义的角度理解复合地基。

桩承式路堤虽然出现的时间并不长，但其在高等级公路和铁路中的应用已经

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非常广泛，朱自强[21]总结的桩承式路堤的主要应用范围如下：

①高速公路和高速铁路经过的软土地基必须经过地基处理。 ②为了防止出现“桥台跳车”现象，桥台过渡段的软土地基处理。 ③旧路堤改造的路段，如高速公路的路堤加宽，以避免新老路堤出现较大的差异沉降。

④房屋，码头等地基下的软弱下卧层的地基处理。

⑤大面积堆载下的软土地基处理，典型例子为大型储油罐下的地基处理。 工程实践中已经广泛应用的基本概念有： （1）复合地基的复合模量

天然地基沉降的计算通常是按照不同土层的模量，采用分层总和的办法进行计算。对于刚性桩复合地基，一般的设计计算通常是将桩和土看作是统一的整体，求出桩和土的复合模量，也就是说将桩土地基看做是一种复合材料，采用复合地基的模量评价地基的变形性能。目前广泛采用的表达式是按照面积加权进行复合的[9]：

Esp=mEp+(1-m)Es （1.3）

式中：

Esp——复合地基的复合模量； m——复合地基的面积置换率； Es——加固后桩间土的压缩模量； Ep——桩体的压缩量。

由式上式可知，若保证桩和桩间土的压缩量相等，则该式明显适用。建筑设计中采用的群桩基础由于有刚性承台的存在，采用上式用来计算工后沉降较为合适。按照上式计算各种散体材料桩复合地基的复合模量物理意义也是明确的。然而刚性桩桩承式路堤在实际中与以上复合模量的假设条件相差甚远，只有当桩端落在基岩才可认为桩体没有发生向下的刺入变形，即便桩端落在坚硬基岩层，对于高填方路堤而言，桩顶铺设的垫层能否起到限制桩、地基、填土过大的相对变形，出现桩顶向路堤的“刺入”，也无法确定。再且，复合地基的加固深度对于复合地基承载力的影响，公式中也没有反映[22]。由此看来，复合模量在刚性桩复合地基的使用是否合适是值得商榷的。

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第一章 绪论

（2）复合地基承载力计算

桩体复合地基承载力的计算思路通常是先分别确定桩体的承载力和桩间土的承载力，然后根据一定的原则叠加这两部分承载力得到复合地基的承载力。复合地基的极限承载力pcf可用下式表示：

pcf=k1l1mppf+k2l2(1-m)psf （1.4）

式中：

Pcf——天然地基承载力，kPa； Psf——天然地基承载力，kPa；

k1——反映复合地基中桩体实际极限承载力与单桩极限承载力不同的修正系数；

k2——反映复合地基中桩间土实际极限承载力与天然地基极限承载力不同的修正系数；

λ1——复合地基破坏时，桩体发挥其极限强度的比例，称为桩体极限强度发挥度；

λ2——复合地基破坏时，桩间土发挥其极限强度的比例，称为桩间土极限强度发挥度；

m——复合地基置换率。

上式中的系数k1主要反映复合地基中桩体实际极限承载力与自由单桩载荷试验测得的极限承载力的区别，前者一般要比后者大。其机理是作用在桩间土上的荷载和作用在邻桩上的荷载两者对桩间土的作用造成了桩间土对桩体的侧压力增加，使桩体实际极限承载力增高[23] 。该现象对于散体材料的复合地基，体现的较为明显。式（1.4）中系数k2主要反映复合地基中桩间土实际承载力与地基土未加固之前的天然承载力的区别，其中加固前的天然地基承载力可根据天然地基载荷板试验或根据其它室内外土工试验结果确定[24]。若无试验资料，天然地基极限承载力也可采用Skempton极限承载力公式进行计算[15]，即：

bdfu=Cu?NCq=5Cu(1+0.2)(1+0.2)+gD （1.5）

lb式中：

D——基础埋深； Cu——不排水抗剪强度；

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Nc——承载力系数，当摩擦角为0时，Nc取5.14； B——基础宽度； L——基础长度。

式（1.4）中影响系数k2的因素有很多，比如：打桩过程中桩间土对桩的挤密作用，其中震动挤密成桩法的复合地基最为明显；在软土地基设置桩体的过程当中，由于扰动、振动、挤密等原因，地基土的结构强度有所降低；碎石桩和砂桩等具有良好的透水性的桩体，有利于桩间土的固结排水，桩间土的抗剪强度提高，使桩间土承载力提高；所有因素除施工扰动外，其它因素都有利于提高地基土的承载力。总而言之，系数k1和k2与工程地质条件、桩体埋设方式、桩体材料选取等因素有关。然而令人遗憾的是目前还不能准确给出这两个系数的参考值

[9]

。

以上论述都是通过载荷试验得以印证的，然而高填方路堤下的刚性桩由于桩

土之间过大的相对位移，侧摩阻力会突变而产生负摩阻力。若桩身沉降小于桩间土沉降，土会对桩产生向下作用的摩阻力，这种摩阻力称之为“负摩阻力”。高路堤下的刚性桩软土复合地基的桩土变形方式恰好表现为：软土地基沉降较大，相对而言桩端的沉降远小于桩间软土，由此产生的刚性桩则相对向上“刺入”上部路堤甚至发生桩顶的刺入破坏[25]，该现象产生的“负摩阻力”会抑制甚至完全抵消群桩复合地基本身对于每根单桩承载力的提高作用。

吴慧明[26]对刚性基础和柔性基础下单桩复合地基进行了模型试验，得出两者在桩体荷载集中系数，桩土荷载比等方面的差异十分显著，并对两者的破坏机理都进行了研究。俞建霖[25] 通过有限元模拟的方式，论证了柔性基础（路堤）下的刚性桩向路堤的刺入规律，随着地基土模量的减小刺入量将增大，随之在桩顶附近产生明显的“负摩阻力工作区”，并提出弹性模量并不是区分柔性基础与刚性基础的唯一指标，在分析基础刚度对复合地基变形性状的影响时，采用基础相对刚度的概念更具有合理性；武崇福,郭维超[27]通过对刚性桩复合地基各组成部分的沉降变形关系，推导了垫层-桩-土的变形协调方程，同时考虑桩顶刺入路堤垫层，结合推导的方程计算出侧摩阻力中性面的深度比在0.15~0.35之间；陈健，陈宝国[28]等在前人对Vesic球形孔扩张理论应用的基础上，建立假设，认为桩间土是理想弹塑性体，材料服从Mohr-Coulomb准则，桩顶向上刺入时，将塑性区视为半球形且球面上均匀分布初始内压力p，计算得出的刺入量可带入推导出的

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第一章 绪论

桩土应力比公式，进而求出桩土应力比，这种半解析的方法同样可以求出中性面深度比λ，λ取值范围在0.34和0.41之间。王律明和吴慧明[29]在陈宝国等人的基础上，对柔性基础下的刚性桩复合地基采用Mindlin解和Bossinesq解联合求解，考虑了桩侧阻力的实际分布，求出地基土的附加应力分布，并用小孔扩张理论计算出的桩顶刺入量对Mindlin解和Bossinesq解进行修正，更符合实际情况。

柔性基础下刚性桩桩承式路堤加固区的应力应变规律，国内外学者建立了一套比较完善的理论体系。基于总应力法的复合地基弹性变形理论考虑桩土相互作用，多以单桩Mindlin解和Bossinesq解为基础[30]，Geddes导出了桩端阻力及桩侧阻力所产生的附加应力计算公式。Cooke[31]提出的剪切位移法和荷载传递法等方法。Hewlett等人[32]认为对于桩体加固的软土地基，主要存在两个问题：第一，桩体在周围土体过大的横向变形的作用下，可能会出现破坏，这种破坏的形式他并没有明确给出，后续学者如郑刚等则认为对于刚性桩而言，桩体的弯曲破坏才是主要破坏模式[34]；第二，路堤与周围土体的差异沉降问题，且当路堤填土高度较低时，桩顶平面的桩土相对位移会反映到路面[35]。Hewlett [32]通过模型试验，研究方形布置的带桩帽单桩的土拱效应。他们将土拱假设为空间内的半球形，根据土拱上力的平衡，推出了土拱内部应力的分布特点。同时还讨论了填土内摩擦角对荷载分担比的影响，认为摩擦角越小，桩帽上的应力集中越明显，桩土应力比也就越大。Lehane和Gavin[33]对砂中的静压桩安装了传感器，用来研究应力与管桩尺寸的关系。费康和刘汉龙[36]通过对桩承式加筋路堤的现场试验数据，并结合数值模拟的分析，得出随填土高度增高，荷载向桩顶转移；当路堤填土大于2.5m之后，应力折减的现象与Hewlett和Randolph土拱效应计算方法较为符合，而填土高度较小时，Russell和Pierpoint[37]方法则更为接近实测结果。 1.3.3高路堤软基复合地基稳定性分析研究现状

高填方路堤的破坏主要表现在路堤失稳和不均匀沉降而引起的路面破坏，其主要外观表现为挖交界带、半填半挖交界带的裂缝[38]。路基边坡失稳是路基特定部位不均匀沉降发展到一定程度之后的破坏形式，在施工和通车初期路堤失稳的情况时有发生。因此，对于路堤边坡稳定性的判断的分析，国内外学者做了很多研究，归纳起来有力学验算法和有限单元法两类[39~40]。

力学验算法又叫极限平衡法，假定边坡沿某一形状滑动面破坏，按力学原理计算。力学计算的基本思路为: ①破裂面以上的不稳定土体沿破裂面作整体滑

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动，不考虑其内部的应力分布不均和局部移动; ②根据滑裂土体的静力平衡方程和Mohr-Coulomb破坏准则计算沿该滑动面破坏的可能性，即确定安全系数 。通过反复计算多个滑动面，最小安全系数对应的滑动面即为破坏面。为简化计算，用力学验算法进行边坡稳定性分析时，通常按平面问题来处理[41]。常用的极限平衡法有1915年瑞典Petterson提出的圆弧分析法，后人更多的称之为“瑞典条分法”，该方法是将假定滑动面的土体分成n个土条，对作用于各土条上的力进行力和力矩平衡分析，求出在极限平衡条件下土坡的安全系数。这一方法适用于各向同性的岩体或松散的岩体和均质土坡，计算中忽略了土条之间相互作用力的影响，另外，对于摩擦角大于0的粘性土坡，特别是土坡由多土层构成时，求w和重心较为复杂，因此，该方法有较大的局限性[42~43]。1955年毕肖普在瑞典条分的基础上，提出了另一种条分法，该方法与瑞典条分法最明显的区别是仅仅忽略了各土条之间的切向力，而将法向力考虑进去，计算结果更为精确。以条分法为基础的Sarma极限平衡法，斯宾塞平衡法等边坡稳定分析法也有长足的发展。除条分法以外，楔体极限平衡分析法作为最近出现的方法，适用于高填不均匀材料的稳定性分析，施建勇[44]分别采用5楔体和3楔体对垃圾坝做破坏面转移和非转移的的稳定性分析，得出“坝背破坏”和与条分法有明显区别的“坝底破坏”破坏形式。

有限单元法的基本思想是把连续区域离散为有限个按一定方式相互联结的单元组合体，它们在节点上相连接，根据每个节点的平衡条件，近似逼近真实的连续区域。使用有限单元法不仅能计算出各单元节点的应力、位移，还能兼顾到土体的非均匀性和各项异性。在以往的有限元分析中，是没有办法分析软土高路堤边坡稳定性的，通常是根据边坡的位移场，应力场，塑性区等间接地评价，或者根据有限元计算出应力分布之后再利用极限平衡分析法得到一个安全系数指标[45]。强度折减法的出现解决了以上的问题，强度折减法是通过逐级减小土的抗剪强度，即摩擦角和粘聚力，使土体产生剪切变形和出现塑性区，当塑性应变过大导致塑性破坏处单元节点的计算不收敛时，可认为土体产生了失稳破坏。可直接得到安全系数，概念明确，结果直观，在稳定性分析中占有至关重要的地位[41]。

高填方路堤和刚性桩加固的软土地基作为一个路基的整体，现行的整体稳定性分析依然沿用传统的极限平衡法并假定圆弧滑动面，认为加固桩体和土体同时在滑动面上产生剪切破坏。龚晓南教授[9]在《复合地基理论及工程应用（第二版）》

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第一章 绪论

一书中给出的复合地基复合抗剪强度：

tc=(1-mt)s+mt。p （1. 6）

该计算方法对于散体材料的复合地基有较好的适用性[8]。按照该理论，《GDJTG/T E01-2011广东省公路软土地基设计与施工技术规范》做出了如下规定[3]：刚性桩复合地基应分别采用复合抗剪强度法和折减荷载法验算稳定安全系数，并取两者中的较小值。

复合抗剪强度法采用圆弧滑动法计算路堤稳定安全系数，未加固区采用天然地基土体抗剪强度，加固区复合抗剪强度采用下式计算：

tc=(1-m)ts+mxt式中：

τc——滑弧处加固区复合抗剪强度，kPa； m——复合地基置换率；

τs——滑弧处桩间土抗剪强度，kPa； ξ——桩身抗剪强度折减系数，0.5~0.8；

τp——滑弧处桩身抗剪强度，取其抗压强度的0.5倍。

折减荷载法忽略刚性桩的抗滑强度，路堤荷载乘以路堤荷载折减系数μ后进行稳定分析（图1-3）。μ采用下式计算：

m=(1-1-mcHmH)+m （1. 8） H(1-mc+mcnc)(1-m)Hp （1. 7）

式中：

mc——桩帽覆盖率； m——复合地基置换率；

nc——桩帽底面标高处桩土应力比；

H——包括汽车荷载、路面、工作垫层的等效填土高度，m； H m——工作垫层厚度，通常取为0.5~1.5m。

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路堤折减荷载后的路堤桩帽潜在滑弧桩体图1-3 圆弧滑动法和折减荷载法示意图

huh 14

根据现有规范给出的计算方法可知，圆弧滑动面上的复合地基的抗剪强度随桩体强度和桩体置换率线性增加。可是，PHC管桩与软土地基的刚度差异巨大，且也远大于散体散料的竖向增强体（如水泥土搅拌桩、CFG桩），适用于散体材料竖向增强体的复合地基稳定性计算方法能否机械地代入刚性桩，是学者一直关注的问题。Han[46~47]和Navin等[48]通过数值模拟的方法，发现对深层搅拌桩加固的路堤按桩体抗剪强度计算过高估计了地基稳定性。郑刚[49]分别对钢筋混凝土桩和素混凝土桩加固的路基进行三维和平面的数值计算，发现复合抗剪强度极限平衡法不能反映不同位置钢筋混凝土桩的刚度和强度对路堤稳定性的影响和桩，处于某些位置的桩，弯曲破坏比剪切破坏更容易发生，剪切破坏并非是刚性桩最危险的破坏方式，而素混凝土桩按照抗剪强度进行极限平衡法稳定性分析则更接近工程实际。在此基础上，提出了考虑路堤趋于失稳破坏过程中桩弯曲破坏cut-off退出方法[49] ，认为任意位置的桩首先发生弯曲破坏，该桩所承担的弯矩和剪力会产生释放，并向邻近的桩土转移，进而引起邻近的桩发生弯曲破坏，更合理地评估路堤稳定性。李帅等[50]通过微缩模型离心机试验发现：柔性基础下的刚性桩破坏模式不仅与地基的外部荷载条件有关，还与各桩的位置有关，各位置上桩体的破坏模式包括很多，除剪切破坏以外，还有桩体倾斜、桩体测移、桩体受弯破坏和桩周土体绕流破坏；位于路堤坡脚和路基中线的桩对路堤的变形影响不大；桩身最大弯矩出现在软弱土层与硬层的交界面处，对于抗弯刚度较大的桩，桩体会产生明显的弯曲变形，土体会在弯曲处发生绕流甚至出现绕流破坏；对于抗弯刚度较小的桩，破坏后桩身弯矩会发生重分布，造成破坏点上部的桩体发生二次破坏。

综上所述，目前刚性桩复合地基实际工程中普遍采用的通过复合地基置换率，得到软土地基、刚性桩作为整体的极限平衡稳定性分析法，实际上是排除了

第一章 绪论

桩身弯曲破坏发生在剪切破坏前的可能性，不一定能反映路堤下桩体的真实破坏机理，加之PHC管桩与软土地基之间存在数量级上的刚度差，直接照搬极限平衡稳定性分析法是否合适，是存在极大的争议的。

1.4 本文主要研究内容和技术路线

本研究的主要内容：对包茂高速公路粤境段的PHC管桩加固的软土地基高填方路基进行现场原位试验，从路堤填土开始采集监测数据，通过对PHC管桩的竖向受力特征、水平变形特征、桩体沉降和桩间土沉降差异、地基土体和路堤填土的水平变形特性进行综合比较分析，找到内在联系。在此基础上，采取基于通用有限元软件ABAQUS的有限元数值建模计算的方式，对刚性桩复合地基和高路堤的应力和变形特征进行分析，同时对整体稳定性进行计算。综合比较现场原位试验数据和数值计算结果，找到内在联系并总结一般性规律。本研究技术路线见图1-4。

高路堤软基PHC管桩加固现场实验 方案设计与实施获得变形和应力监测数据桩顶轴力数据桩身沉降数据 桩间土 桩体和地基沉降数据土体水平变形路堤填土深层水平变形规律采用通用有限元软件ABAQUS进行数值计算基于强度折减法对软基高路堤的 整体稳定分析刚性桩软土地基上高路堤的应力变形分析总结一般 性规律综合对比分析

图1-4 技术路线图

1.5 本文研究的目的和意义

我国高等级公路建设逐渐由东部转向西部，由平原转入山区。由于高等级公路本身对线形和坡度的要求较高，在遇到大量的沟壑时，必需采用高填方或高架桥的方法解决。当高路堤路段通过软土地基时，路堤较大的荷载会导致管桩和软土地基本身的不协调变形，因管桩向上“刺入”而产生软基的相对向下位移，从而出现不利于管桩承载的“负摩阻力”，通过原位试验和理论计算的差异找到负摩阻力在高路堤软基中的表现程度。从此之外，高边坡稳定性是工程设计人员无

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法回避的重要问题，高填方路堤处于软土地基路段，高路堤与软土地基的整体稳定性就显得尤为重要了。对刚性桩复合地基而言，从已有的失稳破坏模式来看，路堤失稳的主要原因是软土层侧向位移或侧向滑移，导致加固桩倾倒或折断造成路堤的整体失稳。因此，通过现场原位试验和结合数值模拟的方式，研究软土复合地基下PHC管桩的桩土作用机理、变形特性和整体稳定性，为将来软基高路基的设计提供第一手资料，是很有意义的。

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第二章 PHC管桩加固高路堤下软土地基现场原位试验

第二章 PHC管桩加固高路堤软土地基现场原位试验

2.1 工程概况

根据《国家高速公路网规划》“7918”的路网布局，包头至茂名国家高速公路（以下简称“包茂高速公路”）是国家高速公路网的第7 条纵线，是连接我国华北、西北、西南的纵向大通道，起于包头，经西安、安康、重庆、桂林、梧州等主要城市，终于茂名。本项目位于包茂高速公路的最南端，是我国广西及内陆省份的重要出海通道之一。包茂高速粤境段工程位于茂名市，起于广西岑溪（省界），经信宜、高州、茂港区，终点接广湛高速公路，全长约122 公里。本项目起点位于云雾山的西南端，地势总体北高南低、西高东低，相对高差较大，北部最高点位于岑溪县南土柱顶，海拔高度1211m。东侧云雾山最高点大田顶海拔1704m，南部平原地区海拔在100m 以下。软土分布范围较广，厚一般0～5m，局部较深，多呈层状及透镜状分布，局部路段夹有薄层细砂、中砂。软土主要为软塑状～流塑状淤泥质土及软～可塑状粉质黏土、粘土，呈灰～灰黑色、浅灰色。软土层孔隙比大，天然含水量高，具有高压缩性，物理力学性质差，地基承载力较低。

K24+985 K22+180

图2-1包茂高速粤境段路线图与现场试验断面位置示意

高路堤软基预应力管桩加固现场试验选址于池洞立交附近，共选取两个断面展开，分别位于粤境段公路工程A1合同段的K22+080～K22+280路段和

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K24+730～K25+030路段。路段具体位置和试验平面图分别见图2-1和图2-2。

K22+180软基高填断面

K24+985软基高填断面

图2-2 现场试验平面图

2.2施工工艺

2.2.1静压桩施工工艺

预应力管桩的施工方法主要有锤击和静压两种，静压法施工工艺流程如图2-3所示。

预制桩进场合格桩基拼装现场堆放桩基就位试桩不合格不合格试桩合格正常施工吊装定位对位插桩调整垂直度打桩接桩继续打桩预制桩退场按设计要求送至标高停止施打桩基移动至下一桩位施工原因设备进场基线放样复合合格桩位放样重新设计地质原因分析原因复合不合格。

图2-3 静压法施工工艺图

具体步骤为：

（1）压桩机就位，认真检查压桩设备各部分的质量和性能，并进行试验运

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第二章 PHC管桩加固高路堤下软土地基现场原位试验

转。（2）桩位放样。（3）吊桩插桩。在桩身每整米处用红色漆标记，压桩过程中及时记录单位深度的压桩力，根据设计桩长选择配桩，起重机按现场施工条件以及顺序吊桩就位，对准设计桩点插桩入孔。（4）压桩。通过压装机夹持油缸将桩体固定、伸直，通过夹持力将力竖直施加到桩上。在压桩前，按设计单桩承载力要求与试桩实际结果，调整桩机配重，下桩桩夹中心与测定桩位中心偏差不得大于20mm，并用线锤和经纬仪调整桩架使桩垂直，其倾斜度偏差不得大于0.5%后开始压桩。（5）送桩。当桩顶压至地面需要送桩时，应测出桩的垂直度并检查桩头质量，合格后应立即送桩，压送桩作业应连续进行；送桩应采用专制钢质送桩器，不得用施工用的工程桩作送桩器，将桩送到设计要求。（6）接桩。接桩前，要检查桩位，发现问题及时校正。焊接时要对称焊接保证桩的垂直性，焊接完毕进行压桩，桩长达到设计要求时停止施工。

包茂高速粤境段高路堤软基预应力管桩加固现场试验路段采用的是静压法施工工艺，管桩规格为PHC-C80-A400，壁厚10cm，现场施工如图2-4所示。

（a）静压施工

（b）开口管桩桩帽施工

图2-4 预应力管桩施工现场图

2.2.2高路堤填筑工艺

高填土路堤施工的工艺流程为：施工准备→运料→摊铺→大粒径石料破碎→采用细粒料填空隙→局部找平→碾压→局部空隙细料找平→碾压→检测→下一层施工。路堤填筑宜采用水平分层填筑法施工，即按照横断面全宽、纵向水平分层逐次向上填筑。如原地面不平，应由最低处分层填起，每填一层，经过压实符合规定要求后再填上一层。填料采用挖掘机配合自卸汽车运输，推土机、平地机进行摊铺，分层填筑，震动压路机碾压。按“三阶段、四区段、八流程”作业法

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组织各项工作均衡进行。“三阶段”包括准备阶段、施工阶段、修整阶段；“四区段”包括填筑区段、平整区段、碾压区段和检测区段；“八流程”包括施工准备、基底处理、分层填筑、摊铺整平、洒水晾晒、碾压夯实、检验验证和路基修整。合理安排施工工序、工序进度和关键工序的作业循环，做到挖、装、运、卸、压实等工序紧密衔接连续作业，尽量避免施工干扰，做到路基施工的标准化。

2.3 试验路段与地质情况介绍

现场试验在K22+180和 K24+985两个典型软基高路堤断面展开。其中，K22+180软基高填方横断面如图2-5(a)所示，路堤填土高达40m，共五级坡。

S=2m1:11:11:2.00多点位移计.50单点位移计.75L=1m管桩软基处理方式测斜管.501:1.501:1多点位移计桩顶轴力计#41#32#25#19#13O106沉降计左60m钻孔轴线钻孔

0-0.8H=40m单点位移计

0-1-3-5-6.8-10.9(a)K22+180软基高填方横断面图

粉质粘土，可塑淤泥质粉质粘土148.67147.87深度/m粉质粘土，硬塑全风化混合岩强风化混合岩40-7.2-8.9标高/m144.07141.47139.77133.67-15.0K22+180 左60mK22+180 轴线

(b)K22+180地质钻孔图

图2-5 K22+180软基高填方横断面与地质钻孔图

在该断面取了两个钻孔进行地基地质勘探，分别位于路基中线和距路基中线60m 处，地基土层分布情况如图 2-5(b)所示。

K24+985软基高填方横断面如图2-6(a)所示，路堤填土高30m，共四级坡。在该断面取了两个钻孔进行地基地质勘查，分别位于距路基中线右20m和距路

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第二章 PHC管桩加固高路堤下软土地基现场原位试验

基中线右60m的位置，钻孔情况如图2-6 (b)所示。

S=2m1:11:1.75测斜管软基处理方式H=30m多点位移计1:2.001:2.00桩顶轴力计 #5 #7 #25多点位移计沉降计右20m钻孔O30O56 (#56)右60m钻孔O78L=1m.50管桩O86 (a)K24+985软基高填方横断面图

0-1114.05113.05111.55耕植土粉质粘土，流塑粉质粘土，可塑0-1112.38111.38耕植土,软塑淤泥质粉质粘土深度/m108.65-5.4105.45深度/m-6.1106.28-2.5强风化混合岩强风化混合岩103.58-8.6

K24+985 右20m

-8.8K25+000 右60m

(b)K24+985地质钻孔图

图2-6 K24+985软基高填方横断面与地质钻孔图

K22+180和 K24+985 路段管桩均按正方形布置，桩距 2m。由图2-5和图2-6可知，以上两截面路堤填土高，尺寸大，因此同一断面下地基地质状况较为复杂，地基土层分布存在差异。如图2-8所示，通过现场钻孔取芯，钻孔结果表明，尽管现场地质情况复杂且不够规则，软土层厚度差别却不大，均为5~7m，加固管桩桩长也略有差异，约13~18m。管桩的尺寸及参数分别见图2-7和表2-1。结合图2-5（b）和2-6（b）的地质钻孔图，可以得到试验段天然地基土平均物理力学性质表2-2。

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表2-1 PHC管桩参数

外径 /m 0.4

内径 /m 0.2

强度 /MPa 80

间距 /m 2

桩帽尺寸 长×宽×厚/m 1×1×0.35

35管桩30/4010040100

图2-7 PHC管桩大样图

(a)

(b)

图2-8 钻孔取岩芯现场

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第二章 PHC管桩加固高路堤下软土地基现场原位试验

表2-2 K22+180断面填土以及各钻孔地基土的岩土力学参数

土层分布 粉质粘土

左60m

淤泥质粉质粘土 粉质粘土、可塑 粉质粘土、可塑

轴线

淤泥质粉质粘土 粉质粘土、硬塑

填土

表2-3 K24+985断面填土以及各钻孔地基土的岩土力学参数

右20m

土层分布 耕植土 粉质粘土、流塑 粉质粘土、可塑 耕植土、软塑

右60m

淤泥质粉质粘土

填土

路堤填土

5.1 -

1.23 1.90

19.06 12.0

0.85 25.0

21.0 -

1.78 -

54.8 -

53.4 19 -

-

S /m 1 1.5 2.9 1

ρ /g/cm3 1.82 1.49 1.74 1.82

/kPa

cS /m 0.8 3.8 2.6 1 2 2 -

ρ /g/cm3 1.82 1.42 1.81 1.82 1.44 1.94 1.90

/kPa

cυ /° 15.6 1.15 12.5 14.6 1.02 24.2 25.0

qik /kPa 35.0 19.4 59.3 53.8 22.4 72.6 -

e 0.78 1.46 0.92 0.88 1.75 0.69

ω /% 22.4 48.6 38.3 35.9 49.5 20.8 -

ωl /%

Ip

26.3 17.54 23.9 24.3 19.23 30.5 12.0

28.6 14 41.4 17 30.2 15 27.5 16 42.5 18 - -

- -

路堤填土

υ /° 20.6 4.8 15.6 9.5

qik /kPa 36.2 25.2 55.1 39.6

e 0.83 1.22 0.90 1.05

ω /% 18.9 39.5 32.4 29.4

ωl /% Ip

17.3 20.4 26.8 21.2

20.0 12 29.4 15 25.5 13 26.1 18

注：K22+180和K24+985路段填土均采用路堑开挖后重塑土，物理力学参数相似。表中S为土层厚度；ρ为密度；c为黏聚力；υ为内摩擦角（强度指标试验条件为直剪快剪）；qik为侧摩阻力标准值；e为孔隙比；ω为含水率；ωl为液限含水率；Ip为塑性指数。

2.4 试验内容与测试方法

2.4.1原位试验内容

由前文可知，对于刚性桩加固地基，还没有建立起广泛适用的理论体系。本试验选取的软基高填方路堤的设计和大多数工程一样，套用的是刚性基础下的群桩基础的设计方法。通过对PHC管桩加固软土地基完成后，填土施工过程这一荷载动态变化过程的全方位的监测，全面分析各项监测数据，为后续软基高填方路堤工程决策提供依据。另外，依据现场监测结果，对可能发生的风险，提前采

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取必要的防护措施，确保优化设计施工方案。同时为软基高填方路堤工程的理论分析、优化设计提供依据。

原位试验的目的包括：探究软基高路堤下PHC管桩的竖向受力状态，水平变形特征；探究桩与桩间土差异沉降的发展规律，揭示柔性基础下刚性PHC管桩的变形的“不协调性”对管桩承载力的影响；分析地基土的深层水平变形和各级填土路堤的水平变形，探讨软基高路堤的水平位移场的分布特征，并用试验数据判断地基和坡体内部稳定状态，判断坡体内部潜在滑移面是否出现以及变形状态。为了实现上述目标，原位试验方案包括的测试项目如下：

（1）PHC管桩桩顶荷载监测

随着填土高度的变化，管桩桩顶荷载会随之增加。单桩竖向静载试验只是针对施加于桩顶的集中荷载时，得到桩的竖向极限承载力。刚性桩复合地基的受载模式与之最明显的差异在于管桩与地基同时承受上部柔性基础传来的竖向荷载，地基受载后的变形和与之产生的应力重分布对于桩体受力的影响是单桩静载试验无法考虑的。因此，通过测试管桩桩顶荷载随路堤填土荷载变化的实时数据，与单桩受载情况进行对比分析，揭示高路堤下刚性桩加固软土地基的承载性状。

（2）桩身沉降和桩间土沉降监测

高等级公路对于工后沉降有着较为严格的要求，使用刚性PHC管桩处理复合地基，当管桩和桩间土在上部荷载作用下产生较大不均匀沉降时，复合地基的受力模式可能发生突变，由此导致的刚性桩复合地基的“刺入破坏”则是这种突变的表现形式，桩体发生“刺入破坏”后，由于负摩阻力效应，承担荷载的能力严重下降。通过对管桩和桩间土的差异沉降进行观测，并结合测桩的桩顶轴力数据进行对比分析，找到两者的相关性。

（3）地基土体的深层水平位移

地基深部位移监测是监控路基整体变形的的重要项目，它可以观测土体内部的剪切蠕变，预测滑动控制面，同时可以得到地基的水平位移场分布规律。采用的技术手段是埋设测斜管，定期使用滑动式测斜仪进行测量。

（4）PHC管桩的水平变形监测

高填方下的软土地基会产生较大的侧向变形，根据变形协调原理，置于软土地基的管桩同样会产生较大的挠曲变形。若挠曲变形过大，超过管桩的抗弯刚度，则有可能出现断桩的危险，导致地基承载力丧失和路基的整体失稳破坏。通过在

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第二章 PHC管桩加固高路堤下软土地基现场原位试验

PHC管桩内部埋设测斜管，可实现实时监测管桩的挠曲变形情况，为软基高填方路堤稳定性提供判断依据。

（5）路堤内部水平变形监测

通过埋设多点位移计，测量不同水平位置沿路基的水平位移，监测路基边坡坡体内部不同位置的变化情况。埋设的水平位移计要有较高的精度，监测数据可直接用于判断坡体的稳定状态和水平位移场的分布情况，分析边坡内部滑移面位置及变形状态，为综合分析判断整体稳定性提供依据。 2.4.2测试方法和试验仪器的选用与安装

（1）桩顶荷载通过轴力计（电测压力传感器）测量。单个轴力计是由测力钢筒、保护外护筒、振弦式应变计、引出电缆等组成。轴力计在测力钢筒上均布着数支振弦式应变计，当荷载使钢筒产生轴向变形时，应变计与钢筒产生同步变形，变形使应变计的振弦产生应力变化，从而改变振弦的振动频率。电磁线圈激振振弦并测量其振动频率，频率信号经电缆传输至读数装置，即可测出引起受力钢筒变形的应变量，代入标定系数可算出测力计所感受到的荷载值。

将三个轴力计组合成一组桩顶荷载测试单元，测量时分别记录度数，计算时将轴力值求和即为桩顶荷载。桩顶荷载测试单元的安装要在桩帽制作之前进行，这是为了准确测量桩顶所承受的荷载值,避免桩帽对轴力计的自由压缩起到抑制作用，且能减小桩帽的附近的应力集中现象对测试结果的影响[36]。

图2-9 桩顶荷载测试单元加工过程

安装方法为：第一，通过万能试验机对每个轴力计进行标定，绘制出标定参数K值曲线图，确定仪器参数；第二，将轴力计成三角形对称布置，并固定于2块厚度为2cm的钢板之间，组成一组桩顶荷载测试单元，钢板之间用填充料填充且周边应封死以免混凝土进入。加工过程见图2-9；第三，将桩顶荷载测试单元至于管桩顶部，钢板底部与管桩桩顶用混凝土浇固；第四，待桩帽制作完毕后将导线引出并做好保护；第五，测量初始值并记录。测试单元构造与现场安装示

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意见图2-10。在填土荷载变化的情况下及时测量分析桩顶荷载的数据变化情况。

钢板轴力计管桩

图2-10 桩顶荷载测试单元构造与安装示意图

埋设位置：K22+180断面桩顶荷载测试单元的具体埋设位置见图2-5，分别位于距路基中线13m，19m，25m和32m的管桩桩顶；K24+985断面桩顶荷载测试单元的具体埋设位置见图2-6，分别位移距路基中线5m，7m和25m的管桩桩顶，仪器按照距路基中线的距离值进行编号，如#13即为距路基中线13m的桩顶荷载测试单元。

（2）管桩桩体沉降采用长沙金马单点沉降计和课题组自主研发的大变形位移计进行测量。单点沉降计本来是用以测量路基表面总沉降的电子测量仪，该仪器由固定在路基表面的沉降板，自由伸展的位移测量杆以及埋设在金属管内的传感器组成，沉降计的实物如图2-11所示。

埋设方法为钻孔埋设：第一，采用钻机打孔，打孔深度根据所取土样类别确定深度，孔底必须是坚硬不动点；第二，用钢管与单点沉降计的锚固端连接，将钢管自由端锚固到不动点，锚固稳定后向孔内灌注细砂；第三，沉降计伸缩端用110mm圆管包裹，以防路基沉杂物掉入孔中影响自由伸展段的工作；第四，将自由伸缩端拉至量程最大处；第五，为反映管桩沉降真实状态，在桩帽制作之前，将沉降盘固定在桩帽底部纵向受力筋上，浇筑桩帽时整浇在一起，即可实现测量管桩桩身沉降的目的；第六，引出导线并做好保护，并在路堤填土之前记录初值度数。当沉降发生时，使传感器与测杆之间发生相对滑移，输出电信号，获取位移读数，这种观测方法优点是测试精度高（测试精度0.10mm），同时可避免施工填筑过程对观测点的破坏的优点。安装示意图见图2-12。

传感器导线测量杆沉降板桩帽沉降计管桩

图2-11 长沙金马单点沉降计实物图

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图2-12 桩身沉降计安装示意

第二章 PHC管桩加固高路堤下软土地基现场原位试验

埋设位置：K22+180断面桩身沉降计埋设在距路基中线41m的管桩处，编号为 #41，具体埋设位置见图2-5；K24+985断面桩身沉降计分别埋设在距路基中线

5m，7m和25m的管桩处，同样按照距路基中线距离值进行编号，分别为#5，#7

和#25，具体埋设位置见图2-6。

（3）桩间土的沉降采用课题组自主研发的大变形位移计进行测量[51]。由于

试验路段路堤填土高度很大，软土地基深厚，沉降量很大，甚至会达到米级。因此，长沙金马单点沉降计的量程并不能满足监测需要。软土地基大变形沉降计由本课题组自主研发，工作量程为1m，基本满足对于沉降测量要求。软土地基大变形沉降计的工作原理与安装方法与长沙金马单点位移计相似，只是为了实现对于软土地基沉降的测量，需要将沉降盘固定在桩间土上，用水泥固定。

埋设位置：与桩身沉降计编号方法一致，K22+180断面桩间土沉降计编号为#19和#41，具体埋设位置见图2-5；K24+985断面桩间土沉降计编号为#6，具体埋设位置见图2-6。

（4）软土地基内部不同深度处的水平变形监测通过测斜测量实现。仪器选用固定测斜仪。固定式测斜仪是岩土工程监测的常用设备，常常固定在测斜管内部卡槽上，固定式测斜由测量电缆、探头、连接杆、顶部夹具等组成，实物如图2-13所示。固定式测斜仪有以下优点：避免人工读数和记录引起的人为误差；每天可以进行24小时的连续监测。适合用来连续测量施工过程中土体的水平位移。

导线 滑轮传感器

图2-13 固定式测斜仪

具体埋设方法为：首先，钻孔至不动层，根据实际深度依次连接测斜管，测 斜管连接处用螺丝加固并用胶带绑扎防止泥浆从接缝处进入测斜管内，防止出现

滑轮卡槽；第二，在埋设测斜管过程中及时向测斜管内注射清水，由于测斜管埋

设钻孔不动层一般在地下水位以下，地下水的上升会使测斜管因浮力过

大而无法进入设计深度；第三，压至设计深度后用水泥浆固定钻孔孔口与测

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斜管；第四，在路堤填土之前测量初始值，之后随着路堤填土依次向上连接测斜管。由于填土施工测斜管经常遭到破坏，需要随时切割破坏部分并继续向上连接，会造成路堤内部测斜数据不连续和不准确。由于只需关注软土地基的侧向变形，因此地基上方的测斜数据可截去不予考虑。具体现场埋设情况如图2-14，现场测量见图2-15。

图2-14 测斜管安装现场

图2-15 测斜测量

埋设位置：同样按照距路基中线的距离对测斜管进行编号。K22+180断面测斜管位于坡脚，编号为O106，具体埋设位置见图2-5；K24+985断面测斜管的编号为O30，O78,， O86和O56（#56），其中O56（#56）测斜管埋设于#56管桩内部，用以监测该桩不同埋深处的侧向变形，具体埋设位置见图2-6。

（5）路基边坡坡体内部不同位置的水平位移变化情况采用单点和多点位移计进行测量。仪器采用长沙金马位移计，仪器工作原理与桩身沉降计相似，只是在埋设阶段将仪器伸缩端压至量程最小处，当路堤向外移动时，带动伸缩端拉伸。具体埋设方法为：第一，路堤某一级填土完毕后，在该级填土不同位置对位移计固定端进行锚固，锚固端可认为是“不动点”；第二，采用挖掘机械开挖沟槽；

(a)多点位移计布置与埋设

(a)位移计读数

图2-16 多点位移计

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第二章 PHC管桩加固高路堤下软土地基现场原位试验

第三，将丝杠与“不动点”连接 ，并依次连接丝杆并延伸至该级路堤坡脚，丝杆用PVC管进行保护；第四，在坡脚处将位移计伸缩端与丝杆另一端相连，并将伸缩端压缩至最小量程；第五，引出导线后回填沟槽。多点位移计的埋设和测量现场情况见图2-16。

单点位移计和多点位移计的埋设方法一致，多点位移计是多个不同锚固深度的单点位移计的组合，可以得到不同锚固深度处的水平位移差值，用以监测坡体内部不同位置的水平位移的相对变化，埋设示意见图2-17。

单点位移计多点位移计位移计锚固端位移计伸缩端 图2-17 位移计埋设相对位置示意图

2.5本章小结

本章主要介绍了PHC管桩加固的软基高填方路堤的现场试验内容、试验测试方法、现场地质情况以及仪器埋设的设计与现场安装程序。

1） 通过现场钻孔取样，再进行室内试验确定场地的各土层的岩土力学参数指标。

2） 根据现场情况，合理布设各种试验仪器。随着填土过程，各项试验数据采取现场人工测量和度数。

3） 桩顶荷载主要通过轴力计来测量，由于试验条件有限，并没对桩身沿深度方向的轴力进行全面的监测，需要在试验数据的基础上结合规范和经验计算进行综合分析。

4）各级路堤的多点位移计的读数是建立在锚固点为“不动点”的默认条件下的。若“不动点”也随填土增加而移动，则必须对试验度数做差处理，以反映各点的水平位移相对变化。

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第三章 现场试验结果分析

第三章 现场试验结果分析

3.1荷载数据分析

在单桩承受竖向荷载的情况下，管桩的竖向受力平衡表达式为P1= P2+ P3。其中P1即为桩顶荷载；P2为桩端阻力；P3为桩侧摩阻力，单桩轴向荷载传递方式见图3-1。由于本工程中的PHC管桩的最大长径比达到47.5，桩端持力层以强风化混合岩为主，因此，管桩属于标准的摩擦桩，端阻力可以忽略，侧摩阻力可认为等于桩顶荷载。在试验方案设计阶段，是按照单桩轴向受载的受力特征和参考以往的研究[52~53] ，认为桩顶荷载可以作为刚性桩复合地基桩体受力性能标。

P1N+τz侧摩阻力P3P2(a)(b)(c)

（a）轴向受力的单桩（b）摩阻力分布曲线 (c) 轴力分布曲线

图3-1 单桩轴向荷载传递

3.1.1桩间土和桩的荷载分担

复合地基的置换率的定义为：若桩体的横断面积为Ap，该桩所对应的（或有效工作区域）复合地基面积为A，则复合地基置换率为：

m=ApA (3.1)

本文所研究的K22+180和K24+985高路堤复合地基路段，桩在平面上的布置形式均为正方形均布，对应的复合地基置换率为：

pd2m=2 (3.2)

4l式（3.2）中d为圆柱形桩体直径，对应本文为0.4m；l为桩桩间距，对应本文为2m，则在不考虑管桩的土塞效应[54]的情况下，可直接计算得m=6.3%。在

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荷载作用下，用复合地基加固区上表面桩体的竖向应力和桩间土的竖向应力之比来衡量桩与地基土的工作关系，若桩的竖向应力为σp，桩间土中的竖向应力σs，则桩土应力比为：

n=spss (3.3)

用管桩4m2单位工作区域的路堤上部荷载F减去试验得到的各测桩桩顶荷载FP，得到单位工作区域内桩间土荷载FS，进而可得到桩间土表面竖向应力值σs。图3-2 为K22+180断面各测桩附近桩间土表面竖向应力随填土高度变化曲线。

桩间土表面应力/kPa500400H=40m#32#25#19#13300200100001020填土高度/m

图3-2 K22+180断面测桩附近桩间土竖向应力随填土高度变化曲线

#13#2530#19#3240由图3-2可知，#13（距路基中线13m）桩附近的桩间土上部路堤高度为40m，桩间土最大竖向应力448kPa；#19桩附近的桩间土上部路堤高度为36m，桩间土最大竖向应力为321.6kPa，由图可知，在路堤总填土高度达到36m之后，#19桩间土的路堤自重应力将保持不变，桩间土竖向应力也在填土36m后开始保持稳定，并没受路基中线继续填土的影响，说明桩间土应力与自重应力是线性相关的；#25桩附近的桩间土上部路堤高度为32m，桩间土最大竖向应力为360.5 kPa，与#19桩附近的桩间土竖向应力相似，在填土高度达到32m后，桩间土竖向应力虽稍有下降，但总体还是趋于稳定，说明该#25桩附近的桩间土的竖向应力也随填土的自重应力线性增加；#32桩附近的桩间土竖向应力较#13、#19和#32则有

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第三章 现场试验结果分析

明显的差异，在填土较低的时候#13、#19和#32保持着相同的变化规律，但当总填土高度超过其上部路堤高度28m之后，桩间土竖向应力达到最大值364.17 kPa，之后出现一个加速下降的过程后，最终稳定在254.6kPa。

表3-1为各填土高度下各测桩土应力比n值。对于置换率m=6.3%的刚性桩软土复合地基，桩土应力比均比较大，普遍都大于20。尤其是#19的桩土应力比甚至一度超过40。与散体材料增强体的复合地基相比，其桩土应力比可达散体材料的10倍以上[55]，说明刚性桩较一般的散体材料桩（如水泥土搅拌桩、CFG桩、粉喷桩）加固的软土地基而言，桩体承担路堤荷载的能力强很多。根据武崇福等人[56]的研究，由于负摩阻力的存在，中性面处的刚性桩桩土应力比比地基表面还能提高10%~35%。

表3-1 K22+180断面各测桩桩土应力比

填土高度/m

10

#13

20 30 40 10

#19

20 30 40 10

#25

20 30 40 10

#32

20 30 40

桩顶应力/kPa 2375.28 5344.78 8211.35 9914.62 2845.50 6708.49 11271.45 12550.65 2389.52 5331.73 7998.06 8853.66 1804.26 3953.39 7165.78 9624.17

桩间土应力

/kPa 126.54 231.44 326.51 448.00 112.87 187.23 261.90 321.61 121.67 231.86 368.01 361.43 138.18 276.54 333.05 254.59

桩土应力比 18.77 23.09 25.14 22.13 25.21 35.83 43.03 39.02 19.64 22.99 21.73 24.49 13.05 14.29 21.51 37.80

3.1.2桩间土应力折减系数

费康和刘汉龙[36]在LOW等人[57]的研究基础上，提出了桩间土应力折减系数的概念，他将应力折减系数定义为：

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S3d= Pr /γH (3.4)

式中：

S3d ——应力折减系数；

Pr ——桩间土表面竖向应力，kPa； γ ——路堤填土的重度，kN/m3； H ——对应的上部路堤高度，m3；

S3d的取值应处于0~1之间。当S3d等于0时，则桩间土完全没有承担荷载，这样复合地基就失去了存在的意义；当S3d等于1时，则说明桩和桩间土完全按复合地基置换率成比例的承担路堤的填土荷载，也就是说，桩顶没有产生应力集中，即没有出现“土拱”现象。图3-3为K22+180断面各测桩桩间土的应力折减系数曲线。

1.2应力折减系数10.80.60.40.20010#13#2520填土高度/m#19#323040

图3-3 K22+180断面桩间土应力折减系数随填土高度变化曲线

由图3-3可知，当填土高度很低时，S3d出现了略微大于1的情况，说明本文采取的仪器埋设手段存在一定的误差，可能的原因是桩顶荷载轴力计顶端与尺寸较大的桩帽相连，在连接处出现了无法避免的应力集中。该误差并不影响S3d的变化趋势和对于土拱高度的判断。随着填土高度增加，除了#32以外，各测桩附近的桩间土应力折减系数趋近于一个固定值。

#13的S3d在15m填土之前逐渐减小，在15m到28m之间存在一个“平稳期”，“平稳期”的S3d值在0.58左右，填土高度大于28m之后，S3d存在一个“调整期”，相对于“平稳期”S3d略微有些升高。#25的S3d的变化规律与#13相似

33

第三章 现场试验结果分析

度很高，只是 “调整期”的S3d变化不很明显，S3d保持在相对固定的值0.57附近。由此可以得到结论，对于置换率m=6.3%，软基厚度6m左右的柔性基础下的刚性桩复合地基，当上部柔性基础（即路堤填土）高度达到15m左右以后，路堤内已经形成了完全土拱。

#19的S3d在填土高度达到23m之后才趋于稳定，并在填土后期有些许上升，造成该差异的可能原因是：陆晓岑、李国维[52]通过三维有限元模拟的手段得出的对老路堤拓宽加固之后，新路堤边坡下方的应力拱的分布，如图3-4所示。他们认为在三角形荷载的作用下，由于左侧管桩的路堤荷载较右边的大，两侧的差异沉降导致路堤填土产生剪应力，造成了应力拱的偏转和重分布。而对本文所论述的K22+180路段的#19桩的桩间土恰好处于梯形路堤荷载下，发生了同样的情况。

拱轴线拱轴线桩间地表沉降曲线桩间地表沉降曲线

（a）均匀填土荷载下的土拱

（b）偏载下的假想土拱

图3-4 均载与偏载下的平面土拱形态

#32桩的桩间土的S3d的变化趋势在填土达到28m之前与#13和#25相同，“稳定期”的S3d值为0.70，但当填土高度超过28m之后，#32桩的桩间土S3d曲线出现塌陷，加速向下并最终达到0.46后重新趋于稳定。出现这种应力拱的形成、塌陷、再形成的原因是：随着路堤填土的增加，在#32桩附近的路堤填土与地基土处出现了失稳塑性破坏，出现了软土的“绕流”甚至“绕流破坏”[50]，具体分析参考本文3.2节与4.4节的论述。

图3-5为刘汉龙[36]针对较低路堤下的现浇混凝土薄壁管桩（PCC桩）加固的软土复合地基,通过原位试验和数值计算得出的桩间土应力折减系数S3d曲线，软土地基厚度达10.2m，PCC桩桩径1m，桩长16m，路堤填土高度5.6m，复合地

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基置换率为8.7%。除软土层厚度更厚、路堤填土高度较低外，该路段与本文的试验路段工况十分相似（K22+180的复合地基置换率为6.3%,软土最厚处为7m）具体的区别和相似度见表3-2。

表3-2 本文K22+180现场试验段与文献[36]试验段情况对比

K22+180 文献[36]

复合地基置换率m 6.3%

8.7%

刚性桩类型

PHC PCC

桩长 15~18m 16m

软土厚度 5~7m 10.2m

图3-5是刘汉龙通过现场原位试验和数值计算的方法得到的S3d曲线，同时给出了几种常用的土拱效应设计方法的计算结果。根据刘汉龙的研究，桩间土表面的应力折减系数在填土达到该路堤最大填土高度5.6m时才开始趋于稳定。通过与图3-3进行对比可以发现，对于置换率在5%~10%之间的刚性桩复合地基，本试验给出的高路堤软土复合地基的的S3d最终值介于0.46和0.62之间，而一般软土复合地基的的S3d的约为0.42~0.57。而高路堤软土复合地基形成完整土拱的填土高度在15m左右，一般软土复合地基形成完整土拱的填土高度约为5.6m，造成该差异的主要原因是4m左右的软土层厚度差。

刘汉龙试验计算值刘汉龙试验实测值

图3-5 一般刚性桩软土复合地基S3d曲线[36] (费康和刘汉龙，2009)

3.1.3桩顶荷载实测与建筑桩基规范值的对比分析

各断面测桩的桩顶荷载随填土高度变化曲线如图3-6所示。图3-6(a)为K22+180路段桩顶荷载变化情况，图3-6(b)为K24+985路段桩顶荷载变化情况。K22+180路段最大填土高度40m，其中#19桩顶荷载最大，为1576.4kN，#25桩顶荷载最小，为1112.0 kN。由图可知，在填土高度达到32m左右之后，桩顶荷载不再随填土高度增加而线性增加，上部路堤高度40m的#13桩和上部路堤高度

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第三章 现场试验结果分析

36m的#19桩顶荷载几乎停止增长，#25桩顶荷载增速也有所放缓。

图3-6 (b)为K24+985路段桩顶荷载变化情况，其填土高度为30m。其中，#5桩顶荷载为1482.1 kN , #7桩顶轴力计在填土22m左右时失效，#25桩顶轴力计在填土初期损毁。由于K24+985断面最大填土高度为30m，且地质条件与K22+180路段较为相似，因此，#5桩和#7桩的桩顶荷载与填土高度基本成线性增加趋势。

1801601401201008060402000H=40m桩顶荷载/10kN#32#25#19#13#13桩顶轴力r#19桩顶轴力#25桩顶轴力#32桩顶轴力510152025303540填土高度/m(a)K22+180软基高填方断面

H=30m

200桩顶荷载/10kN160120804000510#5#7#25#5 桩顶轴力#7 桩顶轴力152025303540 填土高度/m(b)K24+985软基高填方断面

图3-6 填土荷载和与其导致的桩顶荷载

结合图3-6(a)和(b)进行分析，由于PHC长桩是典型的摩擦桩，一般来说出现桩顶荷载不再增加的原因是：在类似工况下，当填土高度达到32m以上时，桩身达到了侧摩阻力极限值τμ[58]，桩的承载能力达到了极限，填土荷载增量将向地基土传递，因此桩顶荷载增速明显放缓或停止增长。

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图3-7为K24+985的#5桩的单桩静载原位试验曲线。试验采用慢速推荷，逐级加载的方式，每级加载为预估最大荷载的10/1 。测读桩沉降量的时间间隔为：每级加载后，每第5min、10min、15min时各读一次，以后每隔15min读一次，累计1h后每隔半个小时读一次。在每级荷载作用下，桩的沉降量连续两次在每小时内小于0.1mm时视为稳定。

荷载/10kN00102050100150200250300350沉降/mm3040506070K24+985 #5 桩长 17m桩径400mm

图3-7 K24+985 #25单桩静载原位试验

由图3-7所示，在荷载较小时，试验桩沉降量随着桩顶荷载的增大缓慢增大，当桩顶荷载增大到2800kN时，#5桩的桩顶沉降突然显著增加，由18.61mm迅速增大至68.23mm，则认为#5桩已经达到了极限承载力，其单桩极限荷载Qu≥2400kN。

表3-3为现场静力触探资料结合《建筑桩基技术规范JGJ-2008》规定的经验参数计算的单桩极限承载力。静力触探给出的各土层的极限侧摩阻力qsik见本文2.3小节中的“表2-2 和表2-3填土以及各钻孔地基土的岩土力学参数”。现场静探资料并未给出风化岩及以下的极限侧摩阻力，全风化岩和强风化岩的极限侧摩阻力参考《建筑桩基技术规范JGJ-2008》中经验参数法取值。规范[59]规定：对于混凝土预制桩，全风化硬岩qsik取值范围是140~160kPa，本文取160 kPa进行计算。强风化岩qsik取值范围是160~240kPa，本文取200 kPa进行计算。由于用于加固软土地基的PHC管桩的长细比普遍在40左右，属于长摩擦桩范畴，表

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第三章 现场试验结果分析

3-3在计算时忽略了桩端承载力，因此实际承载力比表3-3的计算结果还要大些。

表3-3 现场静探资料结合《JGJ 94-2008》经验参数计算单桩极限承载力

钻孔 K22+180左60m K22+180轴线 K24+985右20m K24+985右60m

3.14创0.4Quk=Qsk+Qpk=u邋qsikli+qpkAP?uqsikli（kN）

2152.7

(0.8?353.8?19.42.6?59.31.7?1406.1?200)3.14创0.43.14创0.4(1?53.82?22.42?72.612?160)2717.7

2423.8

(1?36.21.5?25.22.9?55.110.6?160)5.1?21.09.9?160)3.14创0.4(1?39.62173.8

由图3-7和表3-3可知，通过静载试验和规范计算得到的单桩极限承载力普遍在2100 kN以上，而通过现场原位试验得到的桩顶荷载最大值为1576.4 kN， 且达到最大值之后，随着填土继续增加，桩顶荷载并未增加。造成这种差别的主要原因是：柔性基础下的PHC管桩的受力状态与单桩轴向受载有明显的差异。软土地基的刚度与PHC管桩相比差异巨大，而路堤作为柔性基础，无法像钢筋混凝土承台一样保证基础、桩、地基土的变形协调。对于30m、40m的高填方路堤，这种不协调的变形效应肯定会加剧，最直接的表现是软土地基沉降远大于刚性PHC管桩，造成桩体向路堤填土“刺入”，在刺入过程中会导致应力重分布，当桩承担的荷载达到一定的比例后，继续填土增加的荷载会向桩间土转移，使地基土承受的荷载进一步加大。

造成单桩竖向极限承载力与原位试验的桩顶最大荷载出现30%甚至以上差异的本质原因是：地基土的沉降远大于PHC管桩的沉降，造成管桩桩顶“刺入”上部路堤，这种较大的差异沉降导致的“负摩阻力”现象才是单桩极限承载力与实测桩顶荷载极限值存在巨大差异的原因。如图3-8所示，管桩与桩间土共同承担路堤荷载，由于桩相对于地基软土向上移动，地基软土则必然在某一区域内给桩一个向下的摩阻力，即桩顶和中性点之间产生了“负摩阻力”区，实际上桩身最大轴力出现在中性点所在的截面上，并未出现在桩顶。随着填土荷载的增大，正摩阻力区的侧摩阻力达到极限值τμ，而软土地基的厚度和压缩量有限，负摩阻力的大小也趋于稳定，因此当填土高度达到一定值之后，总的摩阻力达到极限，

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河海大学硕士毕业论文

测桩桩顶荷载保持稳定，新增的填土荷载将向地基土转移。最终表现为该工况下管桩对上部路堤的承载能力较单桩极限承载力有30%左右的降低。

P1N软弱土层厚度h3h1负摩阻力P4中性点τnz-正摩阻力P3h2+τP2z(a)(b)(c)

（a）柔性基础下的刚性桩（b）摩阻力分布曲线 (c) 轴力分布曲线

图3-8 柔性基础下刚性桩的受力状态

3.2 水平变形分析

3.2.1 K24+985路段地基土水平变形分析

为了监测高路堤下地基土的不同深度水平变形，确定软土地基发生剪切差动带的位置，于K24+985软基高路堤路段安装了测斜管。具体安装位置如图2-6（a）所示。图3-9为距路基中线78m处地基土的深层水平位移时程曲线，该处地基顶面水平位移最终稳定在为8.7cm，且没有发现明显的剪切差动带。

水平位移/mm406000-1-2-3-4深度/m20801002014/4/7 填土25m2014/5/2 填土27m2014/6/7 填土30m·2014/7/12-5-6-7-8-92014/8/20填土均到标高2014/10/25H=30m-10-11-12-13-14-15

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2015/1/22测斜管O78

第三章 现场试验结果分析

图3-9 K24+985 O78地基深层水平位移、深度、荷载曲线

图3-10为距路基中线86m，即路堤坡脚处的地基土深层水平位移时程曲线。如图可知，坡脚处地基顶面水平位移最终稳定在6.6cm。如图虚线所示，该断面坡脚处产生了剪切差动带（如图3-10的虚线圆弧所示），尽管如此，坡脚处的水平位移依然小于O78测斜管的水平位移。而剪切差动带以下，即地基深度4.5m以下的水平位移则与O78相同深度处相比小的更多。由此可知路堤坡脚的水平变形小于路堤内部的水平变形。

水平位移/mm00-1-2-3-4-5深度/m204060801002014/3/2 填土12m2014/3/23 填土20m2014/5/3 填土30m2014/6/72014/6/272014/7/122014/10/15H=30m-6-7-8-9-10-11-12-13-14-15填土均到标高2014/12/20测斜管O86 图3-10 K24+985 O86地基深层水平位移、深度、荷载曲线

图3-11为 K24+985路段距路基中线56m处PHC管桩各埋深深度处的水平位移曲线，桩顶水平位移最终收敛于16.6cm。若结合李帅等人通过离心机模型试验发现在刚性桩加固的路堤水平变形最大处出现地基软土水平变形大于桩体水平变形的现象[50]，他们将其称之为“桩土绕流”现象。而与一般刚性桩软土地基路基不同，高填方路堤是在在路堤中间区域出现桩间土水平位移大于桩体水平位移的“桩土绕流”现象，则#56处的桩间土位移还要大于16.6cm 。由于滑动测斜的原理是将测斜管最深处的位移强制归零，因此11m深度处的水平位移始终为0，而随着时间的增加，管桩位于10.5m深度处的水平位移出现“突变”，

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