萝莉身体发育检察官_
罗书学
15
群桩工后沉降
张松岩1 胡德贵2 罗书学1
(1. 西南交通大学木工程学院, 四都610031;2. 四川省交通厅计院, 四川成
Subsidence C alculation of the pile G roup
Zhang S ongyan 1 Hu Degui 2 Luo Shuxue 1
摘 要 针对直荷载作用下桥梁群桩基础提出了一种计算工
维固结理论的基础上, 结合加载实情况对固结公式重新行推导, 计算出群桩在意时刻的固结度, 从而达到预测沉的目的。论结果与目前的实测数据相
关键词 群桩基础 垂直荷
近年来, 由于高速铁路、公路以
发展, 群桩基础越来越多的被采用, 识也越来越深少, , 要么还采用1925, 理结果与实测据相差较远; 要么就是根据目前已经发生沉降测数据预估将来某时刻降或最终总沉降(即灰色理论法) , 对指导工程设计具有一定事后性及局限性; 而多维有限元的法于依赖所采用参数, 试验室得到试验参数不宜接采用, 且计算机硬件的要求极高, 目还不能推广应用。总的, 在工后沉降
本文在太沙基一维固结理论的基础, 对加载方式进行一合理设, 对粘性的渗流固结过程重新进行理论推导, 计算出任时刻土的固结度, 从而
, 孔隙比化与有效应力的变, 压缩系
(2) 群桩基础是由各个离散的桩、承台和土体组成的共同体, 将和土折成统一的渗流性等价土体, 折后的流系数为:K cz =nK pz +(1-n ) K sz , n 为打桩率, K pz 为桩的渗透系数; 若为混凝桩, 则K pz =0, K sz 为桩周土的渗透系数; 价土层在压
(3) 假定在建筑竣工前, 土层中加应力随时间和深度线性增加, 竣后附加应力只随
2
均质土固结方
1 基本假定
(1) 假定土的排水和压缩限竖直方向, 水平向不, 不发生压缩, 即简化为一维固结问题, 此只有z 方向渗透系数不为零, 土
图1 土的固结
收稿日期:20041013
) , 男, 硕士研究生。第一作者简介:
如图1, 设土体单元体积为1,
υ, 单元挤出的水量为Δq , 单元
体底面渗流
z
[4]
排出的水量为
铁 道 勘 察 2004年第6期16
Δq =[(υ+d z -υ]d x d y d t
z
(1) =d x d y d z d t z
根据达西定
z
式中, h 为孔隙水力水头, K cz 是z 方向的折算渗流系数。因孔隙
2
Δq =2d x d y d z d t
γ5z w
而孔隙体积的
H 等于该
一半, 即
σ(t ) =(σ0+
σσH
u (0, t ) =0
z ) ?min (1,
) t c
(9) (10)
对于两面排水
u (H , t ) =0
(3)
对于顶面排
=0t z =H
(11)
ΔV =d V v =d (nV ) =d (
d x d y d z ) 1+e
(4) =d (d x d y d z ) =d x d y d z
d x d y d z 1+e
令σ′为有应力, σ为总应力(
假定初始超隙水压力为零, 根据
以解出相对于公式(9) 和公式(10) 或公式(11) 的
H (7) ∞T v =
2
T c =
Z =
H
力) 则
d e =-a d σ′=-a d (σ-u ) =a d u -a d σ
u , ) =(n Z ) (11)
)
5d t -d t
t t
式中, a , (4) ΔV =) z d t (1+e ) t () d x d y d z d t (6) =-E s t t
对饱和土体, d t 时间内Δq =ΔV , 可以得到2(7) =C v +t t 5z 2
=a (
(8)
γw
式(7) 就是所求的均质土固结方程。中, u 是超孔隙水, σ是附应力, C v 等价体的固结系数, K cz 是等价体z 方向的
C v =
λn T c
T n (T v ) =
3
2
[1-exp (-λn T v ) ] T v ≤T c
λn T c
3
22
[1-exp (-λn T v ) ]exp [-λn (T v -T c ) ]
T v >T c
(13)
λ式中, b n 、n 为常数。
对应于边界条件(10) , 有
n
λπ b n =2[σn =n 0-(-1) σ1]
对应于边界条件(11) , 有
n
(σσ) ()
λπ- b n =2[σ]n =n 0+(2n -1) π2
这样, 根据式(12) 和(13) 就可以求出均土中超隙水压。相应地, 由式(12) 可得到任意时的平均固
3 均质土固结方
设附加应力随时间和深度线性增加, 在时间t c (从施工到竣工的时) 过后, 应力不再增加, σ0是在时间t =t c 时, 压缩土层顶部的附加力值, σ1
-T c
n =1, 3, 5…
U (t ) ==
S ∞
[σ(t , z ) -u (t , z ) ]m d z σ(t =∞, z ) m d z ∫
v
H
H
(14)
v
相应于公式(10) ,
Σ
n πT c
44
[1-exp (-n πT v ) ] T v ≤T c
(15)
22
U (T v ) =
1-
n =1, 3, 5…
Σ
n πT c
44
22ππ(T v -T c ) ] T v >T c [1-exp (-n 2T c ) ]exp [-n 2
相应于公式(11) ,
U (T v ) =U 1(T v ) +
σU 2(T v )
σ0-σ1
(16)
群桩工后降计算探讨:张松岩
17
(16) 式中
-T c
n =1, 3, 5…
Σ
4πn 4T c
[1-exp (22
π22
U 1(T v ) =
4
) ] T v ≤T c
1--
n =1, 3, 5…
ΣA n exp (-n πT c
44
4
(T v -T c ) ] T v >T c
(n +1) /2
U 2
(T v ) =
-
n =1, 3, 5…
Σ[1+(-1)
(
π][1-exp n
22
π22
4
) ] T v ≤T c
n =1, 3, 5…
ΣA n [1+(-1)
π22
(n+1) /2
(π]exp -n
4
(T v -T c ) ] T v >T c
A n =
n πT c
44
[1-exp (
4
) ]
式(15)
) 收敛很, 一般计算到第3项就可
行对比, 总体上比较吻合, 究课题初步报告已通过验收, 得到了在场
4 算例
图3 固结沉降实
5 结论
图2 群桩固结沉
该模型试验是在一个直径为590mm 、深为480mm 的筒中进行(如2) , 顶部和底部均为排水, 试验使用的是高岭粘性土, 土的变形模量为13. 8MPa , 泊松比为0. 35, 固结系数
2
从上可以看出, 该方法具有以下优点:①将群桩基础看成等价流体, 思路新颖合理; ②考虑了加方式工后沉降的影, 相对传统的荷载骤然施加相, 与实际更符合, 结果更合理; ③采一维固结理论, 使计算推导对简单, 便于工的应用; ④在此基础上导出的成层土理论也与
参 考 文 献
1 高大钊. 土
2 钱家欢, 殷宗. 土工原理与
3 哲学森. 软土地基沉降计算. 北京:人民交通出版所,1998. 104～1234 刘成宇. 力
G eotech. Enging Div. ASCE 1980,107(7) :767～783
的桩和承台均为青铜制造, 桩的直径为9. 6mm , 桩为249mm , 桩距63. 6mm 。试验时为消除偶然误, 以初始荷载490N 作为试测量曲线的起点, 以每级荷载增加445N , 在施加了第一级荷载后在一个小
[5]
, 计算在施
加了第一级荷载后整个基础的固结情况。由荷载是瞬时施加的, 故令t c =0, 沉降随时间变
可以看出, 理论曲线和实测线总体上是相近的, 说该计算方法是可行的。应用成层土固结理论计出的理结果与秦沈线桥梁群桩
工后沉降报告01
泉州市滨江路（39号~南环路）新建道
工后沉降预估报告
福建省建专岩土工
2011年9
目 录
1 工程概况 ............................................................ 2
1.1、道路概况 ....................................................... 2 1.2、处理方案 ....................................................... 2 1.3、施工工况 ....................................................... 2 2
2.1监测点的布设 .................................................... 3 2.2 监测
3.1双曲线法估算 .................................................... 6 3.2AsaoKA 法估算 .................................................... 7 3.3路面结构荷载沉降估 ............................................ 7 3.4工后沉降值 ...................................................... 7 4
1 工程概况
1．1道路概况：
泉州市滨江路(39号路～南环路) 新建道路工程属于滨路（324国道～南环路段）的一部，于泉州市城东，沿洛阳江西岸布置，总线型基本为南北走向，沿岸主要地貌有海积平原，山前冲洪积扇，坡地，滨海漫滩，势相对平坦，地面高程一般为3～20m 。
1．2处理方案：
本道路软基加固处理路段里程桩号为：K11+600～K12+250，中K11+600～K12+240采用了塑料排水板-堆载压配合反
塑料排水板采用B 型，粘合式结构，厚度4mm ，宽度10cm 。采用正形置，路堤内间距1.10m ，反压坡道范围内间距为1.30m ，塑料排水板应插粉质粘土或残质粘土不小于0.50m ，深度距
路堤采用“薄层轮加法”进行填筑，由监测控制加载速率的分加载法，每层加载厚度按0.50m 控制，每级荷载加载间歇期
填土速率控制标准为：路堤中心沉降速率小于15mm/d，测管侧向位移速率小于3mm/d，位移边桩侧位移速率小于5mm/d，加载期间单级孔压系数小于0.6，合孔压系数小于1.0，当单级孔压系数0.4或单级孔压系数增量消散大于50%时可
位移发展趋势进行
当中心沉降小于0.5 mm/天，可进行构物的反开挖施工。当沉降<>
K12+240～K12+250泥深度为5m ，先将淤泥清理2.5m 后
1.3施工工况：
填筑时间于2010年6月28日起，每层荷加载间间期一般在7～10d 右时间。K11+600～K11+720段未超载， K12+165～K12+240段，超1.5m 填
2 监测成果：
2.1监测点的布置
本道路工程针对路基预压处理共埋设沉降盘29根。沉降板埋设在路基底或垫层。沉降钢板为500mm×500mm×2mm 的钢板，杆为一根φ40mm的钢管，并由块互成120度三角钢板焊接在沉降板上，护套管为80mmPVC 塑料。沉降杆应随填土高逐渐接高，每段接管的长度为200～300mm ，两
面埋设沉降盘29个。
2.2监测时
本公司于2010年6月21日对泉州市滨江路(39号路～南环路) 新建道路工程K11+600～K12+250路段预压处理路基进行
年9月21日457天，进行沉降观测69次。监测主要
表1路基沉降监测主要
限于篇幅，列举典型面k11+720、k11+800、k12+200进行典型的地
图-1 C-3.C-4.C-5（K11+720) 典型表层沉
图2 C-7.C -8.C-9（K11+800) 典型表层沉
图3C-27.C-28.C-29（K12+200)典型表层沉
表层沉降监测结果表明：k11+720、k11+800、k12+200堆载过程中各沉降板沉降著，沉降曲线陡降，恒载80-100d 左后，沉降速率减缓，沉降曲线趁于平缓，计算软土的各区平均固结均达到87%以上。恒载达到150d 后。曲线平缓，沉降速率
3、工后沉降的计算
3.1 曲线法估算最终沉降量
计算公式为：s t -s 0=( S∞- s0) ×(t-t0)/[a+( t-t0)]
其中，s t 为t 时刻的沉降量，mm ；s 0为初期沉降量（t= t 0刻,mm ）; S ∞为路基最终沉降量，mm ；t 0为沉降预测的起时间，d ；t 为距t 0的时间，d ；a 为综
按照又曲线法原理，据恒载后的沉降际观测值，用最小二乘法原理，估最终沉降量。
3.2 AsaoKA 法计算最终沉降量
S ∞代表最终沉降量，b 为截局，a 为斜，取恒载后等时间段沉降，做t-s 线性线；t1时间点的
表2 最终沉降量
3.3路面结构荷
本道路工程机动车道路面结构采用24cm 厚C35水泥砼+20cm厚5%水泥稳定石20cm 后级配碎石垫层，共64cm ，其度按24kN/m3，其路面
按照分层总和法行路面结构荷载引起淤泥层的沉降进估算，其结
表3路面荷载引起路基沉
3.4工后沉降值
根据现场情况，K11+600～K11+720段未超载， K12+165～K12+240，超载1.5m 填土高度, K11+720～K12+165段1.0m 的填土高度。 超载段需要超载部分土挖除后，行路面施工，由于软土的存在，挖超后，不会出现反弹，其后在路面构施工加载后，仍会出现程度的沉降，因此其工后沉量应包括路堤的工后和路面结构荷
表4工后沉降估
4 结束语
4.1采用塑排水板，通过控制路堤填筑加载预法处理本
土路基是可行有效的，取得了非常明显的效果。过对监测
可以看出，路基填筑加载过程中，土体表层沉降显著，沉降线陡降，到恒载80-100d 左右时，沉降速率减缓，沉降线趁于平缓，恒载150d 后，沉降已达到或接近设计求的5mm/要求，200d ，达到连续两个月，
4.2根据实际监测结果，按照双曲线法和AsaoKA 法，对k11+720、k11+800、k12+200断面进行最终沉和路基工后沉降的估算，AsaoKA 法估算结果偏小，按双曲线法估算果，各断面的最终沉降量和工
4.3由于路面的施工，结构荷载会引起软路基的沉降，按7月取试结果，进路面结构荷载引起
4.4该道路工程的工后沉降为路工后沉降和路面结构荷起沉加，其k11+720、k11+800、k12+200结果
4.5根据沉降观测果，其沉降值经满足设计要求，可以进行超载部的卸载和路面
土方路基工后沉降
·172·
第38卷第33期2012年11月
SHANXI
山西
ARCHITECTURE
建筑
Vol．38No．33Nov．2012
文章编号：1009-6825（2012）33-0172-02
土方路基工后
刘探勤
（山西省交建设工程监理总公司，山西太
要：从施工方面分析路工后沉降原因，针施工方面可能造成路基工后沉降的几种
以减小或消除路工后沉降，确保道路使用安全。原因择最佳的施
关键词：路基，工后
中图分类号：U416．1
0引言
路基在公路设里程中的比例远远大于
城市道路基所占比例会更高。路基
面广、地质情复杂，施工情况复杂，施工不当很容造成路基
展结果有不同的形式，的形成反射裂缝拉面、有的形成大坑突然塌陷、有的整体
坏结果，
都会给公路造成巨大失，影响使用功能，造成安全隐患，影响行车舒适性。现以下几方面探
沉降防治。
1设计与施工不符
由于公路路基建设从勘察设计到施有很长的间隔时间，间进行工监理招投标、地拆迁等工作，在这段时间人们生生活及自环境都可能导致路基工程
变化。如果仍按原设计
就会给工程质量留下安全
1）如附近矿产企业在察设计完施工前正好行地下开采作业，导致地下形成空洞、空。雨水冲开的暗
未能探明，
仍按原设计施工，导致基工后沉降或塌陷。在施工过程中或者通车后，由于荷载的
或者塌陷。在开工前施工现场有矿区的进行一定深度的二次钻，以探明情况有无变化。据地质情况采取一定措施如注浆、开挖并层回填。2）施工时原地面标高与勘察设计
填筑超出路基外地面规
引起土中毛细水上至路床，经冻循环改变和破坏土体结构，而起路基工后
应严格保证路床高出基外或者排水沟顶定的高度，以保证路基不受毛细水上改变路基结构而
2
施工监理员质量责任意识差，参建
质参差不齐
1）《路基工技术规范》规定每层填土最
根据试验段确定，
而施工过程中有的层填筑过厚有的过，同一层及不同层厚度不均匀。而检到的压实度数
大、
没有代表性，不能确反映路基压实。2）对平整度不重视，很多施工员和监理人员
是面子工程，
而忽视了对平整度的制。平整度差，在层压实度检测中能达到合格，但高低不，层层累加，低
上一层下部的
3）现在检测压实度时，灌砂法检测大都只填筑层上部或中部，而对填筑层下部检的少之又少，很
收稿日期：2012-09-03
作者简介：刘探勤（1985-），
文献标识码：A
实度刚合格，
而填筑层下却不合格，也给路基质量
以上三种情况在公路建成通车后，由路基本身自重的静载和路面传的动载断的扰动作用下，压实薄弱环的结构重新排列，致路基下沉。路基施工中施工员应尽量使路基每一层厚度一样。重视路基整度，严格按规范标准要求制。检测压实度时按规程操作，选取有代表性的，薄弱环进行检测。
3施工技术人员知识水平
如土质发生化而施工技术人员未能准
别土的种类，
将特殊土未经改良直进行路基填筑施。1）膨胀土含有丰富的亲水性矿蒙脱石、伊利
它是一种有较高承载力的塑性黏质土，具有吸胀、失水收缩、反复胀缩、浸水承载衰减、
由以上性质可以看出膨胀土的破坏主要来自含水量变化所引起。含水量不变的环使用膨土则不会产生破坏，而路基工后内部体的度不是保持不变的，样就使含水量大的膨胀土，会因为水分产生收缩，水量小的膨胀土，则会吸水后产膨胀，且反复胀缩，最后破坏路基定性、整体性。膨胀生缝，流进雨水加快路基内土体干湿变化，加大体的膨胀潜
没有条件必须使用膨胀土时，应从外因和内因两个方面着手。外因面主要是减水路基内土体干变，路堤部分用不透水材料封闭膨胀土或用加筋纤维。路堑部分完工后及时做护工程封闭，做好路面防排水工程。内因
2）湿陷性黄土呈黄色、黄褐色。根据浸水湿陷时是否有外力，分为自重湿陷性黄土和非自重陷性黄土。水浸湿后，在上部饱和土重力作用下湿陷的为自湿陷，需要外力作用而的称为非自重湿陷。湿陷性黄土为第四纪大松散堆积物，含有大量矿物质，以碎屑矿物质为主，结构体为架颗料，在形成时是极的，靠少数分和颗粒间的擦形成连，经过反复干燥和雨水的作用下，大部分形成了骨架空隙。除少数老黄土
中的盐溶于水中等，
致使骨架强度降低，在结构自重应力外在应力作用下，土颗粒向孔隙大的方移动，内部
最后路基内土结被破坏，路基下沉。所以在干燥时具有较的强度，
铁路路基工后沉降预测
#线路/路基#
铁路客运专线路基工后沉降
姜领发, 陈善雄
(中国科学院武汉土力学研究所
摘 要:利用路基填筑完成后相对较长静置期内的实测沉降值及轨道结构层施工完成后的较短时间内的限次沉降数, 提出一种实用的铁路客运专线路基工后沉降预方法。先, 利用较长静置期路基沉降实测数据进行曲线拟合并判定拟合参否满足要求, 其, 在满足预测曲线的参数条件后, 根据结层的载情况及施工完成后有限实测沉降值, 确定与路基土固结性质有的构层施工完成后的沉降发展曲线拟方程参数, 并给出相应
关键词:武广铁路客运专线; 路基; 工后沉降; 结构层; 测中图分
+
工程全部结束后, 整个路基结构物产生的沉降量, 即路基最终沉降量与铺轨成已有沉降量差。由于工后沉降是指设无砟轨道后出现的, 不能通路基工程本身加以克的沉降, 将后期的运营产生较大的影响, 是路基
工程技术人员对铁客运专线沉降变观测评估方法及路基工后沉降满足件进行了研究
[2]
介绍客运线路基沉降观测内容和
[3]
析评估方和判定标准; 李明领结
专线工程沉降变形评估工作, 系统地介绍了线下构物变形观测的相关技术、数据管理与分析预测系, 探了工后沉降的预测方法
这些研究虽然都认为客运专线工后沉降是由路基在自重条件下产生的铺轨后的剩余沉降与轨道构层产生的轨后附加沉降组成, 但对轨道结构层产生路基加沉降采用的是与前期荷载引起的沉降总值的平均值对比换算, 且没有去除结构层引起瞬时沉降值, 这就使该分析方法所算结构层引起的工后沉降大。在轨道整量一定的情下, 导预的路基自重产生的剩余沉降偏, 为了满足这个条件, 需要延长观测期
本文利用路基填筑完成后相对较长静置期内实测沉降值及结构层铺完后的较间内的沉降数据, 提出一种实用的铁路客运专线路基工后沉降预方法, 工程实例验证并分析该方法的适
由于双曲线法能够在一定程度上反映固结的影此, 建议在保施工质的条件下, 可当缩短路基填筑完成后的观测期(4~6月) 。样就可大大提前铺轨时间和
[1] 铁建设函[2004]157号, 京沪高铁路暂行规定[S].[2] 铁建设[2006]158, 客运专线铁路无砟
指南[S].
[3] 铁建设[2007]47, 新建时速300~350km 客运专
行规定[S].
[4] 陈善雄, 余 飞, 刘绍波, 等. 铁路客运线沉降监
分析预测集成
铁路客运专线对路基等线下工程的工后沉降要求十分严格, 而现有的沉降设计计算到多种因的影响, 计算精度不足以控制无砟轨工后降。因此, 工后的控制应以施工期间系统的沉降观测与合分析评估为主, 应通过对沉降观测数据系统综合分评、验证或调整设计措施, 使路等工程达到规定的变形制求, 分析推算出最终沉量和工后沉降, 合定无砟轨道开
按5客运专线铁路无砟轨道铺设条件估技术指南6要求, 基上铺砟轨道前, 对路基变形作系统的评估, 要求沉降测采用曲回归方法, 并满足一定的观
按评估指规定, 路基结构工后
收稿日期:2009-12-30
基金项目:中国科学院知识创新工程重要向性项目(kzcx2-yw-150); 岩土力学
[1]
填高具有相近的工沉降值, 这可保证列车高速、安全、舒适运, 并尽可
(5) 路基填筑完成后, 路基和地基沉降趋近似一致, 其沉降值和沉降速率在其最初的段时间内都要远小
(6) 武广铁路客运专线现有地基和路基填料和施工艺, 路基的大部分(70%~90%) 量在路基填筑过程中已本完成, 路基填筑完成后6个月路基沉降值只占路基
ST AN D ES I G (2)
19
#线路/路基#
姜领发, 善雄) 铁路客运专线路基工
响, 在实际工程中应用非常广泛, 本文拟用双曲线作为线拟合法来讨论客运专路基工后沉降的预测情况。亦即假定路基静期的实测沉降数据拟合的发
假定沉降量s t 随间t 的发展过程符双曲线形式, 如图1所示, 沉降量s t 随时间t 的
s t =s 0+
t -t 0
0)
(1)
s i t =s i 0+
t -t i 0
(s i ]-s i 0)
c i +(t -t i 0)
(6)
根据评估指南求, 采用曲线回归法来预测沉降趋必须满足
(1) 路基填筑完成或载预压后不少于3的实际观测数据才可作曲线回归分析, 回归的相关系数不
(2) 间隔少于3个月的两次预测最终沉降的差
(3) 路基筑完成或堆载预压后, 最终的沉降预时间应满
s(t) /s(t =]) \75%
的最终沉降值。
3 结构层施工后沉降曲
轨道结构可看作路基填筑完成
(7)
式中, s(t) 为预测时的沉降观测值; s(t =]) 为预测
式中:s 0为期沉降量, 即t =t 0时刻的
时刻沉降量; t 0为起点时间, 一般可取填方施
为实测数据经过曲线回归
图1 双曲线法推
载增量, 其引起的基附加沉降可按级荷载下与前一级具有不同参数的一种预测曲线
道结构层施完成后的沉降预测曲线满
s j t =s j 0+
t-t j 0
j +B j (t -t j 0)
(8)
由实测数据绘制(t-t 0) /(s t -s 0) 与t-t 0的关系图(图2), 拟合直线可求得直线的截距A 和斜B ,
t -t 0
=A +B (t -t 0) s t -s 0
s ]
=s 0+(2) (3)
式中, s j 0为结构层施工完成后的降量, 即t =t j 0时刻的沉量; s j t 为t 时刻沉降量; t j 0为结构层施完成后时间; A j 、B j 为结构层施
令c j =A j /B j ,
(4
)
s j t =s j 0+
4 c j 和s j ]的确定
按评估指南相关要求, 沉降测值不能少于3个的观期及一定的观测频次, 否则曲线拟合出的数即使满其他相关要求, 其结
t -t j 0
(s j ]-s j 0)
c j +(t -t j 0)
(9)
令c =A /B , 则式(1) 变为
t -t 0
s t =s 0+(s ]-s 0)
c +(t-t 0)
图2 A 、B 求法
于轨道结构层施工完后, 多数情况下达不到三个静置期就要进行铺轨并锁定, 故不能用道结层施工完成后的实测
按多级加载理论, 轨道结构层施工完成后路基降发展趋势应与前一级沉降发势相同。由(9) 对比分析可知, 在轨道结构层施工完成后至观测一期沉降数据的件下, 若
(1) c j 的确定
根据太沙基一维固结理论, 由文献[4~5]可知, 由两级加载双曲线拟合方程的c 路基土固结系数成
RA ILWAY STAN D DES IGN 2010(2)
2 自重下路基沉降曲
假定路基填筑完成后的实测沉量s t 随时间t 展过程符合双曲线形式, 则由式(4) 得沉量s t 随时间t
t -t i 0
s i t =s i 0+(5)
i +B i (t -t i 0)
式中, s i 0为预测起点时沉降量, 即t =t i 0时的降量; s i t 为t 刻沉降量; t i 0为起点时间, 填筑成时间; A i 、B i 为静置期实测数
令c i =A i /B i ,
姜领发, 善雄) 铁路客运专线路基工
#线路/路基#
R i 1-E i
c j =c i (10)
j 1-式中, R i 和R j 为路基总的竖向有效应力; E i 和E j 为级荷载阶段对应的竖向应变; K 为映土体渗
由于实际工程沉降预测时常常无性参数, 且铁路运专线基沉降属于小变形, 总体沉降量很小, 结合
c j =c i
(2) s j ]的确定
假定轨道结构层施工完成后至少进了两期的沉降实测s j k , 由于其发展势满足式(9) 的双曲线形式, 则由式(9) 及结构层施工完成后
c j
s j ]=s j 0+(s jn -s j 0) (12) +t jn -t j 0
式中, s jn 为轨道结构层施工成后在t jn 时刻测沉降, 当结构层施工后测数据观测期大于2期时, 式(12) 中的s j ]值可用各自计算结果的平均
按铁路客运专线评估指南规定, 基工后沉降是指在铺轨程全束后, 整个基结构物产生的沉降量, 即为路基终沉降量铺轨完成时已有沉降量之
s R =s j ]-s k (13)
式中, s R 为路基工沉降; s j ]为轨结构层施工完成后预测的路基最终沉降; s k 为铺轨完成时的实测
以某一客运专线DK1255+549148~DK1261+305100一段路基为例, 该区段第四系全新广泛分布于垄岗岗间谷地、丘陵谷地和低山谷地, 岩主要为坡洪积、冲洪积的、粉质黏土、砂砾层等, 厚度一般8~20m ; 局部谷地发松黏性土, 其中积水低洼地带具淤泥、淤质土等, 厚度3~15m 。第四系中更新统广泛分布垄岗岗丘、陵、低山坡区, 岩性主要为冲洪积土、粉质黏土及砂砾层, 岩地区黏性土多为
本区段路基长51755k m, 以挖方换填为主, 大挖方深度约1215m, 最大填方高度
地基处理方式主要有换填、CFG 桩、钻孔桩、管桩、冲击压实; 其中CFG 桩、钻孔灌注桩、管桩
ST AN D ES I G (2)
K
对该区段行了沉降监测, 其典型
258+630的表面监测桩实P t s 曲线见3。该面路堤累计填筑高度为217m, 土体容重C =20kN /m 。轨道结构层的
3
R i
j
(11)
图3 DK1258+630的表面监测桩实
(1) 自重情况
该段路基从2007
日填筑完成(填高为217m ) 一直观测到2008年5月18, 共进行了250d 22期观测, 借助该组实测沉数据进双曲线回归, 具体参数及相
图4 沉降发展趋
从图4可知, 相关系R =019957>0192, 满足曲线回归对相关系数的求, 亦即该曲
由A i =10123, B i =013018
则c i =A i /B i =10123/013018=331897。(2) 轨道结构层
由图3可知, R i =54kPa , R j =69kPa ; 将c i 、R i 和R j 代入
R i
c j =c i =331897@54/69=261528
R j
按前面的分析, 借助轨道结构层施工完成后前两期观测数据、间隔时及c j 可s j ]值。即
s j ]=21924mm
将s j 0、s j ]和c j 具体数值式(9) 中, 即可得轨道结构层工完成路基沉降变形与时
s j t =2178+
01162(t -t j 0)
261528+(t -t j 0)
(14)
2
从式(14) 可知, 轨道结构层施
21
#线路/路基#
铁路客运专线超载预压路
与卸载时间确定方法
余 飞, 乐 红, 韩
(中国科学院武汉土力学研究所
摘 要:以我国在建的铁路客运专线实测数据为基础, 总结分析了铁路客运专线超载预压路基沉降变形征和规律, 在此基础上, 结合相关设计规范和控制标准, 导并建了基于实测数据回归拟合载时机控制方程, 以及基于有效应力积比法卸载时机控制条件, 并对不同沉降变形类型, 给出了相应的卸时间算公式, 为铁路客运专线基超载预压段卸载时间点的算提供了具的法, 最后用武广铁路客运专线载预压路基实测数据验证有效性和可靠性。
收稿日期:2009-12-30
基金项目:中国科学院知识创新工程重要向性项目(kzcx2-yw-150); 岩土力学
方法
中图分类号:U 238; U 21311+57 文献标识码:A 文章编号:1004-2954(2010) 02-0022-06
1 概述
铁路客运专线线路长, 不可避免地要穿越大量的湖、江、河相沉积的软土分布区域, 而无砟轨道的铺对基工后沉降出了严格的控制要求(一般小于15mm ), 基沉降和定控制问题十分突出。为这一问题, 设计上多采用CFG 桩、浆、旋等措施对原软土地基行固处理, 然后再通过超载预压来加内的有实沉降数据, 提出一种实用的路客运专线基工后沉降预测法。该方法克了算轨道结层没有剔除瞬时沉降而生的工后沉降预测偏大的缺, 使路基工后沉降
由于本文中所提出的预测工后沉降的方法是借助轨道结构层施工后的有限实测数据求得沉降发展拟合曲线。这要求不但前级路基填筑完成静置期内实测沉降数据要满足曲线回要求, 而且更要保证结构层施工及施工后的实测数据的准确度和精度。为保证实测据的准确度和精度, 笔建议在轨道结构层施工前要对相应观测桩进正确点, 保证测点在施工前后测数据的连性; 结构层施工成后, 要即行沉降测量, 适当增加观测频次, 取各次计算结果的算术平均为最终沉降值;
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指南[S].
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术[J].中国工程科学, 2009(1):48
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[4] 林 鹏, 许镇红, 徐 鹏, 等. 软土压过程中固结
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[5] 杨 涛, 李国维, 杨伟清. 基于双曲线法分级填筑路
[J].岩土
展与时间是一一应的关系, 下面通过具体实测数据来验该拟合曲
从2008年7月5日轨道结构层施工完成至2008年9月15日铺轨完共62d , 其在2008年9月15日实测沉降值是2189mm 。将t -t j 0=62代
绝对误差$189-2188=0101mm 绝=2相对误差$=0135%
对比分析表明, 用本文所建议的方法进行轨道构层施工后的沉降预测是可行, 并且从典断面的预测值和实测沉值的分析可知, 在轨道结构施工完成后路基沉降发展规律趋定, 即使进行后期轨道铺设但对其
(3) 路基工后
借助前面的拟合分析和推导, 路基工后沉可用式(12) 的拟合曲方程来, 具体到DK1258+630断面, 铺轨完成的时间为2008年8月16
s R =s j ]-s j 32=21924-2184=01084mm 满足铁路运专线基工后沉降允许值要
利用路基填筑完成后相对较长静置期内的实沉降值进行双曲线拟合归, 当各项归指标满足评估指要求后, 借助轨道结构层施工完成后的较短
工后沉降的数值分析
郑西高速客运专线填
工程试验研究
报告3
路基工后沉降
兰州交通大学 铁道第二勘察
目 录
1 计算模型……………………………………………………………………………………1 2 计算参数 …………………………………………………………………………………2 3 计
6.1路基本体沉降……………………………………………………………………3 6.2天然黄土地基总沉量工后沉降量……………………………………………4 7强夯地基沉降计算………………………………………………………………………10 8灰土挤密桩和CFG 桩地基沉降量计
湿陷性黄土属于非饱和的欠压土，具有较大
湿陷性的根本原，湿陷性黄土的最大特点是:在的自重力土的附加压力与自重压共同作用下受水浸时将发生急剧而大量的附加下沉现。新铁路郑州至西安客运专线三门峡市辖区段处于低山丘陵区，沿线大部分地段通黄土堆地貌元。黄土地占线路总长约85%。该线为时速200km/h以上次双线客运线铁路。对路基填 料（含基床底层）的压度和工后沉降要求将会
根据日本和国及德国的经验，满足高铁的轨道平顺性除要严格控制基的均匀沉降外，不均匀降控制更为关键。因此，本报告采用分层总和法和面限元方法对土地段的几种地基处理措施进行了分研究，得出了一些有益的结论，为工设计和施工提
1 计算模型
采用平面有限方法对其进行分析，并采弹性本模型（Drucker －Prager ）。选取的计算区域为：土地基竖向尺寸取为黄土层的厚度，根据不同情况分别选取8m 、12m 、15m ，横向分析长度取为路堤宽度以外20m 。其边界条件如下：顶面为自由表面，两边为向约束，底面为固
采用ANSYS 有限元分析软件，计算基总沉降量。 图1
图1 双线路
图2 计算模型（H ≤8m ）
2 计算参数
计算分析中有关层及路基材料参数，参照程地质手册、铁路路
表1 计算参数
按土体在重作用下的应力计算(重力场) 。同时考虑列车载的作用。列车荷载为ZK 活载和中活载。根据《京沪高速铁路设计行定》，取换算土柱宽为3.4m ，高分别
沉降计算按单线
σz =0.1σcz ，当采用分总和法计算沉降
当黄土层较薄时（本报告取黄土层厚
计算沉降时，不论土
4 工后沉
郑西客运专线要求工后沉
《京沪高速铁路设暂行规定》定义工后沉降量基础设施铺轨时的沉降
根据经验，黄地基因填土自重所产生的压下沉量，大分已在施工期间完成，约占地基总沉降的80％～90％。另外，基的后沉降也仅占路基沉降的小部分，约为10％～20％。所以，计算把地的工后沉降占地总沉降的10％考虑，简称标准二；把地基的工降占地基总沉降的20％考虑，简称标准三。后两标准可以作为标准一
5计算内容
（1）根据郑西实际湿陷性黄土的分布情，选取黄土层厚度分
（2）路堤高度选取了3种有表性的高度，
（3）然黄土的压缩模量取了4种情况，分别为Es ＝2MPa 、3MPa 、5MPa 、8MPa 。当采用强夯、灰土桩或CFG 桩处理时，此模量为未加固部分的
（4）强夯地基的处理厚度
（5）灰土密桩和CFG 桩复合地基，按合模量法进行计算。计算时桩根据不同路堤高度进行选取，别为L=8m、10m 、12m 、14m 。复基
（6）工后沉降量控制标准为3cm 时的地基处理措施及范围。
6计算结果
6.1路基
表2、图3为路沉降量与路堤高度之间的关系，从中可以出，堤的沉降量约为路高的0.14～0.25％, 两种活载差别不大。根据国外高铁路的经验和实测资料，路堤填土压实沉降量当路堤以粗粒土、碎石类土填筑时，为路堤度的0.1～0.3％；当以细粒土填筑时，约为路堤高度的0.3～0.5％。该部分沉降量般在路堤竣工之后一年左右完成，因此控制堤沉降主要是控制地基的
表2 路堤沉降量与
路堤高度/m
400.20.40.60.811.21.41.61.822.2
5678
路堤沉降量/c m
图3 路堤沉降量随
6.2天然黄土地基总沉降及工后沉降
采用分层总和法计地基变形时，地基内的应分布，可采用各向同
n
s=ψs ∑
i =1
p 0E si
(z i i -z i -1i -1)
计算中选取了CK257+280处的坑资料进行计算，
表3 分层总
计算结果如表4所示。可以看出：按标准一算的轨后总沉降量随路堤高度的增加而增大，而工后沉降量随路堤高度的增而减，并且在两种活载作用下都满足工后沉降小于5cm 的要求。标二也满足要求。标准全部不满足要求。按标准一计算，中活载比ZK 活载的工后沉降量大11％左右，按标准二和三算，中活载比ZK
后沉降量大1.4％左右。
表4 天然黄土地基在不同路堤高
表5为不同厚度的然黄土地基在在不同地基模量下铺轨和铺轨的总降量以及按三种标准算的后沉降量。从表中可看出：同一模量下，随地基土层厚度增加，总降量和工后降量都在不断增加，但是按标准一的要求，只有在天然黄土地基的模量为8MPa ，才满足5cm 要求，其余情况皆满足要求，即只要天然黄土地基的模量不大8MPa ，黄地基必须处理； 在两种不同活载的作用下，中活比ZK 活载计算得到的沉
表5 天然黄土地基条件下的总
表6为路高度为4m ，黄土度为8m 时的总沉降量及工后沉降量, 并两者都随地基的模量增加而减小，并且天黄土地基模量大于2MPa ，标准一标准二都能满足工后沉降量小于5cm 的
表7 天然黄土地基条件下的沉降量及工后
表7为路基度为6m ，黄土层厚为8m 时的总沉降量及工后沉量, 并且两者都随地基模量增加而减小，只要天然黄土地基模量大于2MPa ，标准一满足工后沉降量小于5cm 的要求。天然黄土地基模量大于3MPa ，标准二也能满
表8 天然黄土地基条件下的沉降量及工后
地基的量增加而减小，要天然黄土地基模量大于2MPa ，标准一能满足工后沉降量小于5cm 的要求。天然黄土地基模量
表6、7、8为
8m 时，不同度的路堤荷载作用下的总沉降和工沉降，两者都随地基土模的增大而减小，总降量随路堤高度的增大而增大，工后降量却随路堤高度的增大而减小，且在同种情况下中活载作用下的工后沉量比ZK 活载大，并且要天然黄土地基模量大于2MPa ，标准一能满足沉降量小于5cm 的要求。天然黄土地基模量大于3MPa ，标准二也能
表9 天然黄土地基条件下的沉降量及工后
表9为路基高为4m ，黄土层厚度12m 时总沉降量及工后沉降量, 并且者都随地基土的模量增加而减小，在同种情况下中活载作用下的工后沉降量比ZK 活载大，只天然土地基模量大3MPa ，标准一能满足工后沉降量小5cm 的要求。天然黄土地基模量大于5MPa ，标准二也能满
表10天然黄土地基条件下的沉降量及工后
随地基土模量增加而减小，在同况下中活载作用下的工沉降量比ZK 活载大，只要天然黄土地基模量大于2MPa ，标一满足工后沉降量小于5cm 的要求。天然土地基模量大于5MPa ，标准二也能满足
表11 天然黄土地基条件下的沉降量及工后
表11为路高度为8m ，黄土层厚为12m 时的总沉降量及工后沉量, 并且两者都随地基土模量增加而减小，在同种情况下中活载作用下的工沉降比ZK 活大，只要天然黄土地基模量大于2MPa ，标准一能满足工后沉降量小于5cm 的要求。
地基模量大于8MPa ，
表9、10、11为黄土厚度为12m 时，不同高度的路荷载作用下的总降量和工后降量，两都随地基土模量的增大而减，总沉量随堤高度的增大而增大，工后沉降量却随路堤高度的增大而减小，且在同种情况中活载作用的工沉降量比ZK 活载大，根据标准一的要求，但当路堤高度小于4m 且地基土模量大于3MPa 时，工后沉降量小5cm ，当堤高度于4m 时，只要地模量大于2MPa 时，工后沉降量都小于5cm ，满足要求。根据标准二的要求，当
表12 天然黄土地基条件下的沉降量及工后
表12为路基高度为4m ，黄土层厚度为15m
时的总沉降及工后沉降量, 并且两者都地土的模量增加而减小，在同种况下中活载作用下的工后沉量比ZK 活载大，按标准一的要求，只有当地基土的大3MPa ，后沉降量小于5cm ，按标准二的，只有当地基土的模量大于8MPa ，
表13 天然黄土地基条件下的沉降量及工后
10
表13为路基度为6m ，黄土层厚度为15m 时总沉降量及工后沉降量, 并且两者随地基土的模量增加而减小，在同情况下中活载作用下的工后沉降量比ZK 活载大，按标准一的，只当地基土的模大于3MPa ，工后沉降量小于5cm ，
表14 天然黄土地基条件下的沉降量及工后
随地基土模量增加而减小，在同种况中活载作用下的工后沉降比ZK 活载大，按标一的要求，只有当地基土的模量大于3MPa ，工沉降量小于5cm ，按标准二的要求，只有当
表12、13、14为黄土层厚度为15m 时，不同高度的堤荷载用下的沉降量和工后沉降量，两者随地基土模量的增大而小，总沉降量随路堤高度的增大而增大，工后沉量却路堤高的增大而减小，且在同种情况下中活载作用下的工后沉降量比ZK 活载大，但路堤高度4m 、6m 、8m 时，按标准一的要求，只有当地基土的模量大于3MPa ，工沉量小于5cm ，按标准二的要求，只有当地基土的模量大于8MPa ，工后沉降量小于5cm ，
通过以上不同厚度的天然黄土层沉量以及工后沉降量的计算，不难看出，若考虑一定安全系数，只有当地基土的模量小于5MPa ，堤的工后沉降量就有可能大于5cm ，即基需要加固；以下为不同加固措施的工后沉降量的
7强夯地基
强夯法适用于处理碎土、砂土、低饱和度的粉土与粘土、湿陷性黄土、素填土填土地基。依据经验，强
11
表15 强夯法
天然黄土地基一定夯击参数下的夯击能打后，加区地基承载力、压缩模量等与天然土地基的模量、含水量、孔隙比因素有关，并且在加固深度范围内，其值也是在变化的，所以其值难凭经验确定，只能通过现场载荷试验确定。所以在沉降量时，依据天然黄土的模量取值范围，大概取几可能的模量值进行
表16～19为强夯加固天然黄土地基沉降量随天然黄土地基模量、加固区模量以及加固深度变化关系（黄土层厚度为8m ），可以看出，采标一和标准二，经强夯加固后，地基工后沉降量都足要求。当天然黄土地基的模量较低时，标准三不满
表16 强夯加固天然黄土地基（Es=2MPa）的总沉降量及工后沉降量（D=8m）
表17 强夯加固天然黄土地基（Es=3MPa）的总沉降量及工后沉降量（D=8m）
12
表18 强夯加固天然黄土地基（Es=5MPa）的总沉降量及工后沉降量（D=8m）
13
表19 强夯加固天然黄土地基（Es=8MPa）的总沉降量及工后沉降量（D=8m）
表20 强夯加固天然黄土地基（Es=2MPa）
可以看出，当天然黄土地基的模较低时，只有
14
满足要求。
表21 强夯加固天然黄土地基（Es=3MPa）
表21强夯加固天然黄土基（Es=3MPa）的总沉降量及工后降量（D=12m），可以看出，准可以满足要求，标准二只有路堤高较低时能满足要求，标准三都不满足
表22 强夯加固天然黄土地基（Es=5MPa）
15
可以看出，标准一、标准二能满足
表23 强夯加固天然黄土地基（Es=8MPa）
表23强夯加固天然土地基（Es=8MPa）的总沉量及工后沉降量（D=12m），可以看出，标准一、标准二
表24为强夯加固黄土地基在足要求下的所
表24 强夯加固黄土地基
16
设计中灰挤密桩桩径为30cm ～45cm ，桩间距为桩孔直径的2～2.5倍，正三角形布置；CFG 桩桩径40cm ，桩间距为桩孔直径的3～5倍，正三角形布置，处理宽度为坡角外2m 范
处理后的地基总沉降量为加固区沉
处理后地基沉降量的计算，对于复合地采用复合模量进行
对于灰挤密桩复合地基
表25 灰土挤密桩复
17
ξ倍，ξ值可
ξ=
f spk f ak
其中：f spk 为复合地基承
f spk =m m 为面积置换率；
R a 为单桩竖向承载力
n
R a A p
+β(1-m ) f sk
R a =u p ∑q si l i +q p A p
i =1
具体数值见表26。
表26 CFG桩复
计算中有具体分是灰土密桩或CFG 桩，以及不同的桩径和间距，因为两者加固地基最终归复合地基的模量的不同，所以计
8.1黄土层
表27～30为灰土挤密桩或CFG 加固黄土地基总沉降量和后沉降量随复合地基模以及路堤高度的变化关系。可以看出：地基沉量随合地基加区模量的增大而减小，随下卧层加固黄土层的模量的增大而减小，随桩长的增加而
表27 灰土挤桩或CFG 桩加固天
18
从表27可看出，天然黄土层模量为2MPa ，路堤高度为4m 时，复合地基量在5～25MPa ，桩长8m 或10m ，标准一都能满足要求；对于标准二只有复合基模量大于15MPa ，桩长大于8m 才能满足要求，复合地基模量大于7.5MPa ，桩长于10m 才能满
其他情况描述类似，不再赘述，从表中即可清楚得出。
表28
灰土挤密桩或CFG 桩加固天然黄土
19
8.2黄土层
表31～34为黄层厚度为15m 时，不路基高度，不同复合
表31 灰土密桩或CFG 桩加固天
表33 灰土密桩或CFG 桩加固天
表34 灰土密桩或CFG 桩加固天
表35 灰土挤密桩或CFG 桩加固基工后沉降量在满
表35 灰土挤密桩或CFG 桩加固地
9.1天然黄土
表36 强夯加固天然黄土基的总沉降
表36为天黄土地基厚度为6m 时，用夯加固（加固深度为6m ）后的总沉降量及工后沉降量，可以看出，当天然地基的模量为2MPa 时，只要合基的模量达5MPa ，按标准一、二即可满足工沉降量小于3cm 的要求。 9.2然黄土地基厚
表37 强夯加固天然黄土基的总沉降
表37为天然黄地基厚度为8m 时，采用强加固（固深为6m ）后的总沉量及工后沉降量，以看出，当路基高度为2、4、6m ，天然地基的模量为2MPa 时，只要复合地基的模量达到5MPa ，按准一即满足工后沉降量于3cm 的要求，如果复合地基的模量达到7.5MPa ，按标一即可满足工后沉降量小于3cm 的要，低路堤也可满足标准
9.3天然黄土地
表38 灰土挤密桩或CFG 桩固天然黄土地基的
表38为天然土地基厚度为12m 时，采用密土桩或CFG 桩加固（加固深度10m ）后的总沉降量及工后降量，可以看出，当路基高度为2、4、6m ，天然地基的为2MPa 时，只复合地基的模量达到7.5MPa ，按标即可满足工后沉降量小于3cm 的要求，标二、标准三都不满
表38 灰土挤密桩或CFG 桩固天然黄土地基的
12m ）后的总沉降量及后沉降量，可以看出，当路基高度为2、4m ，天然地基的模量为2、3MPa 时，只要复合地基的模量大于10MPa ，按标准一、二即可满足工后
小于3cm 的要求，标准三不满足求。当路基高度为6m ，天地基的模量为2、3MPa 时，只要复合地基的模量达到15MPa ，标一、二即满足工后沉降量小于3cm 的要，标准三不满足要求。 9.4天然黄土地基厚度
表39 灰土挤密桩或CFG 桩固天然黄土地基的
表39为天然土地基厚度为15m 时，采用密土桩或CFG 桩加固（加固深度10m ）后的总沉降量及工后沉量，可以看出，当路基高度为2、4、6m ，天然地基的模为2、3MPa 时，要复合地基的模量达到15MPa ，按标一即可满足工后沉降量小于3cm 的要求，标二、标准三都不满
表40 灰土挤密桩或CFG 桩固天然黄土地基的
15m ）的总沉降量及工后沉降量，以出，当路基高度为2、4m ，天然地基的模量为2、3MPa 时，只要复合地基的模量达到15MPa ，按一、二即可满足后沉降量小于3cm 的要求，标准三满足要求。当路基高度为6m ，天然
时，只要复合地基模量达到20MPa ，标准一、二即可满足
10结论
（1）堤的沉降量约为堤度的0.14～0.25％，并且在竣工后一年左右完成，这部分沉降量可以不予虑。因此制路堤沉降主要是控制地基的工后降。 （2）通过对天然黄土地基（未处）总沉降量和工后沉降量的值计，得出以下结论：①对于路来说，同一地基土层厚度下，总沉降量和工后沉量都随地基压模量的增加而减，标准一计算的工后沉量，当土层厚度为8m 时，只有地基土压缩模量大于5MPa 时，才能满足要求，土层较厚时（12m 、15m ），只地基土模量大于8Mpa 时才能满足；按标准计算的工后沉降量，只要地基土模量大于5MPa ，三种厚度地基土都能满足要求；由于标准三要求比较严格，一不能满足要求；同一模量下，总沉量和工后沉降量都随基土厚度增大而增大，只当地基土模量较高时，工后沉降量才能满足要求，即地基土需要处理才能达到此模量值。②对路堤来说，总沉降和工后沉降量随地基土压缩模量的增加而减小，随土层厚度的增加而增大；当黄土层厚度为8m ，路堤高度为4、6、8m ，要天然土地基模量大于2MPa ，标准一能满足工后沉降量小5cm 的要。天然黄土地基模量大于3MPa ，二也满足要求。当黄土层厚度为12m 时，根据标准一的要求，当路堤高度小4m 且地基土模量大于3MPa 时，工后沉降小于5cm ，当路高大于4m 时，只要基土量2MPa 时，工后降量都小于5cm ，满足求。根据准二的要求，当路堤高度分别为4m 、6m 、8m ，地基模量分别大于5MPa 、5MPa 、8MPa 时，工后沉降量都小于5cm ，满足要求。当黄土层厚度为15m ，路堤度4m 、6m 、8m 时，按标准一要求，有当地土模量大于3MPa ，工后沉降量小于5cm ，标准二的要求，只有当地基土的模量大于8MPa ，工
（3）对强夯加固后的基来说，总沉降量和工后沉降量与未处理黄土层比，都有幅度的低，并且减小趋势与天然黄层的律相，从分析结果还可以出，当黄土层较薄时，工后沉降量采用标准一和标二，都能足要；当土层薄时，地基土模量相对较大时，可以选择小能量的夯击能，否则，选大夯击能。土层较厚时，采强夯对降低基沉降作用不大，应当选密灰土桩或CFG 桩进行地基处理。 （4）采用挤密灰土桩或粉煤灰碎石桩加固基时，沉降量和工后沉降量与未处理黄土层相比，都有大幅度降低，且随桩长的增加而降低，复
增大而降低。当层厚度为12m 左右时，未处理土地基模量较时，可以采用桩长8m 或10m 的灰土进行地基加固，若未处理黄土地基模量较时，可以采用桩长为10m 以上的灰土桩进行地基加固，此时工后沉降量按标准标准二模式能满足，但满足标准三，可以采用12m 的桩长；当土层厚度为15m 时，建议采用泥粉煤灰碎石桩（CFG 桩），桩的长短可据未处理土层的模量大小
（5）当土层较厚时（12m 、15m ），若采用以上定的桩的参数还不能足要求，可选择较大的桩径、桩长以及较小间，即合适的面积置换率，使复合地基的模尽可能的提高，这将有利于减小地基的工后沉
（6）过对工后降准为3cm 的情况的计算，建议对不同高度的路、不同厚度的黄地层，选用合适的加固方案。当土层厚度为6m ，路堤高度为2m 、4m 、6m 时，建议用强夯处理部黄土，既可满足标准一和标准二的要求；黄土层厚8m ，路堤高为2m 、4m 、6m 时，用强夯进行地基处理（加固深度为6m ），则天基的模量为2MPa 时，只复合地基的模量达到5MPa ，按准一即可满足工后沉降量小于3cm 的要求，果复合地基的模量达到7.5MPa ，低堤也可满足标准二的要求，若采用灰土挤密桩将全部土层都处理，则标准一和标准二都可满足。当黄土层厚度12m ，路堤高度为2m 、4m 、6m 时，采用挤密灰土桩或CFG 桩进行地基加固（加固深度为10m ），则天然地基的模量为2MPa ，只要复合地基的模达到7.5MPa ，准一即可足工后沉降量小于3cm 的，12m 黄土地基全部加固，则天然地基的模量为2、3MPa 时，只要复合地基的量大于10MPa ，标一标准二即可满足要求；当层厚度15m ，路堤高度为2m 、4m 、6m 时，采用挤密灰土桩或CFG 桩进行加（加固深度12m ），天然地基的模量为2、3MPa 时，只要复合地基的模量达到15MPa ，标准一即可满足要求，若加深度为15m ，天然地基的模量为2、3MPa 时，只要复合地基的模量大于15MPa ，标
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