陳仁朋， 汪焱衛(wèi)， 陳金苗， 邊學成

(1. 浙江大學 巖土工程研究所，浙江 杭州 310027; 2. 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點試驗室，浙江 杭州 310027;3. 寧波建工股份有限公司,浙江 寧波 315040)

樁網(wǎng)結構路堤在高速鐵路中應用廣泛，如武廣線、隧渝線、貴廣線、京滬高鐵線等[1-6]。樁網(wǎng)結構路堤中，樁土差異沉降在路堤中產生的土拱效應及樁頂鋪設的土工格柵受力狀態(tài)直接影響樁土之間荷載分配和路堤沉降。許多學者開展了室內縮尺模型試驗研究。Low和Hewlett[7-8]在室內模型試驗驗證了土拱效應的存在，提出了空間和平面土拱分析模型。曹衛(wèi)平等[9]開展了室內平面土拱模型試驗，用水袋模擬樁間軟土，發(fā)現(xiàn)樁土應力比隨樁土相對位移變化，且存在上下限值；認為樁頂加筋材料能夠提高樁的荷載分擔比。費康等[10]用橡膠材料模擬樁間軟土進行室內三維土拱模型試驗，用數(shù)值手段分析了土拱效應的發(fā)揮過程。

上述研究側重靜力荷載作用，對動力荷載作用下土拱效應的研究尚處于起步階段。葉陽升等[11]在某高速鐵路線用激振機模擬路堤上部動荷載進行路堤內部動荷載傳遞特性研究，發(fā)現(xiàn)長期動荷載作用下土拱較為穩(wěn)定，土拱內部動應力基本按均質體傳遞，樁頂和樁間上方路堤中的動應力衰減趨勢基本一致，動應力影響深約3 m；測試得到的樁頂動變形和樁間動變形接近，說明樁間土質較好。肖宏等[12]在遂渝線現(xiàn)場對3 m高樁網(wǎng)結構路堤進行現(xiàn)場實測研究，認為樁頂較樁間承擔更多的動應力，動應力隨路堤深度衰減，經過3 m高的路堤衰減后對下部墊層幾乎沒有影響。張崇磊等[13]用量綱分析法對遂渝鐵路線某工點進行幾何相似比為1∶13的樁網(wǎng)結構路堤室內大比例動態(tài)模型試驗研究，動力加載波形為正弦波，在路堤中心和路肩下方不同高度處埋設了動土壓力盒。試驗結果表明，路堤內部動應力均隨路堤深度呈衰減趨勢；由于其路堤中心正好對應樁間中心，沒有測試樁頂上方的動應力分布；振動初期樁土應力比隨振動次數(shù)增大并且趨向于平穩(wěn)。韓高孝等[14]通過室內三維模型試驗研究動荷載作用下的土拱效應，模型槽長寬高分別為55、55、100 cm，用鋸末模擬樁間軟土，用激振器結合載荷板進行單點加載試驗，加載波形為正弦波；填土完成后樁土應力比為2.7。試驗結果表明，在拱頂上方，樁頂和樁間的動應力隨填土深度衰減；在土拱范圍內，樁間上方的動應力加速衰減，樁頂上方的動應力隨路堤深度基本保持不變；在動荷載做用下，土拱發(fā)生弱化，樁間上方一部分荷載轉移到樁頂上方。

綜上，針對動荷載下土拱效應的研究主要在現(xiàn)場及室內試驗方面，且這些研究結論存在矛盾。本文按文獻[15]要求建造了3.2 m高單線樁網(wǎng)路堤，開展樁網(wǎng)結構路堤足尺模型試驗研究；施加120萬次列車動軸載，研究樁網(wǎng)結構路堤中動應力傳遞規(guī)律及土拱對路堤內部動應力傳遞的影響規(guī)律，獲得長期動荷載作用下的樁土荷載分擔比的變化規(guī)律，為我國高鐵樁網(wǎng)路堤設計提供參考。

1 模型試驗概況

1.1 樁網(wǎng)結構路堤模型

樁網(wǎng)加筋結構路堤模型及實物見圖1。模型橫斷面長15 m，線路方向長5.5 m，路堤上部寬5 m，下部寬13.1 m，高3.2 m，其中路堤本體高2.7 m；坡高比1.5∶1?；炷恋鬃?.3 m，平面尺寸5 m×3 m；采用CRTSⅠ型軌道板，規(guī)格4.962 m×2.4 m×0.19 m；扣件為WJ-7型；鋼軌型號CHN 60。路堤嚴格按照文獻[15]要求建造。

樁帽尺寸和間距由杭長客運專線杭州蕭山段的典型設計工況確定。樁帽尺寸1 m×1 m×0.2 m，正方形布置，中心間距1.8 m，共15塊，見圖2。樁帽中間放置PVC水袋，充水后與樁帽等高。路堤填筑之前水袋充滿水，試驗中通過放水體積控制水袋沉降，模擬樁網(wǎng)結構路堤樁土差異沉降。

水平加筋墊層從下至上分別為15 cm厚砂礫石、10 cm厚細砂、一層單向土工格柵、10 cm厚細砂及15 cm厚砂礫石。土工格柵上下鋪設細砂是為了保護土工格柵不被砂礫石破壞，保護埋設于土工格柵上的布拉格光纖光柵及土壓力盒。土工格柵的抗拉強度130.6 kN/m，抗拉剛度2 459.5 kN/m，延伸率為8.22%。基床底層厚2.3 m，由粒徑小于40 mm的碎石組成，級配良好，為A組填料[15]，最大干密度2.3×103kg/m3，最優(yōu)含水量5.9%?；脖韺雍?.4 m，由粒徑小于40 mm的碎石組成，級配良好。路堤填料用壓實機壓實，每20 cm進行一次壓實，含水量控制在4%～7%之間，用壓實系數(shù)及K30指標進行壓實質量控制?；驳讓?、表層的壓實系數(shù)分別為0.978、0.983，K30分別為158、273 MPa/m，均滿足要求[15]?；驳讓印⒈韺蛹皹俄攭|層填料的顆分曲線見圖3。

1.2 加載系統(tǒng)以及列車移動荷載模擬

軌道結構上部安裝有8個作動器， 作動器間距0.625 m。通過鋼軌上的分配梁、作動器及反力橫梁對路堤施加荷載。作動器上安裝有荷載傳感器，實時監(jiān)測作動器實際施加的荷載。單個作動器最大能夠施加的荷載200 kN，響應頻率30 Hz。通過控制作動器的加載頻率及相鄰作動器之間的相位差模擬不同的列車運行速度[16-19]。本次試驗所模擬的列車速度為324 km/h,荷載波形為M型波。圖4為試驗過程中某一作動器實測加載時程曲線。

1.3 傳感器布置

土壓力測試采用光纖光柵土壓力盒，其抗電磁干擾能力強、精度高。土壓力盒直徑23.5 cm，厚1 cm，適合路基粗顆粒填料的土壓力測試，其布置見圖1、圖2。樁頂平面布置7個土壓力盒，分別位于樁帽中心(T1、T4)、邊緣(T2)、角落(T3)及樁間(T5～T7)，測試樁土荷載分擔比及樁帽不同位置土壓力分布規(guī)律；在加筋墊層高度，樁頂、樁間在土工格柵上下表面均布置土壓力盒，測試土工格柵對土壓力分布的影響；加筋墊層以上，每40 cm布置1個，樁頂、樁間分別布置4個，基床表層和基床底層接觸面布置了1個，測試動應力在路堤內部的傳遞規(guī)律。

1.4 試驗過程和測試物理量

試驗包括路基填筑、軌道靜力加載、樁間土沉降模擬(水袋放水)、列車動力加載等4個階段。本文重點介紹列車動力加載試驗路堤內部動應力部分的成果。

樁間土沉降模擬試驗中，分9個階段對水袋放水，每個階段放水約1 h，各階段放水間隔約2 h。根據(jù)總放水體積估算水袋沉降量，同時根據(jù)水袋上事先預埋的沉降板測試水袋沉降量。在水袋放水全部完成后，計算所得水袋累計下沉量為3.5 cm，實測下沉量為2.3 cm、3.2 cm，二者較為接近，說明用水袋放水模擬樁間土沉降是可行的。

動荷載試驗振動次數(shù)分成9組，每組振動次數(shù)依次增加，具體見表1。在動力試驗過程中，實時監(jiān)測土壓力盒及土工格柵上光纖光柵數(shù)據(jù)。

表1 振動組數(shù)劃分

2 試驗結果分析

2.1 樁間土沉降模擬試驗結果

由于樁帽的壓縮性遠遠小于水袋的壓縮性，加之水袋未完全填滿樁帽之間的空間，所以填筑過程中水袋仍存在一定的變形，導致樁土之間豎向土壓力分布不均勻。水袋放水前后樁頂平面土壓力見表2。從表2可知，路基填筑完成后，樁頂、樁間平均豎向土壓力分別為175.36、16.56 kPa，樁土荷載分擔比(樁帽承擔的荷載除以單個樁帽影響范圍內的路堤總荷載)為77.3%。水袋放水后，模擬地基發(fā)生了約3.5 cm的沉降，樁頂平均土壓力增長約30 kPa，樁間平均土壓力減少約14 kPa，減少到2.24 kPa，樁間幾乎不承擔上部路堤荷載。由于樁土差異沉降的擴大，路堤土壓力進一步從樁間轉移到樁頂上方，樁頂荷載分擔比增加到90.4%。

表2 水袋放水前后樁頂平面土壓力統(tǒng)計表 kPa

圖5為不同樁土差異沉降下樁頂和樁間土壓力豎向分布。從圖5中可以看出，隨著樁土差異沉降的擴大，樁頂上方不同高度處的土壓力均有所增加，樁間上方不同高度處的土壓力逐漸減小，土拱效應隨樁土差異沉降的擴大而持續(xù)發(fā)揮。當水袋下沉量從32.5 mm擴大到35 mm時，樁頂、樁間上方的土壓力基本不變化，說明此時土拱效應已經完全發(fā)揮。水袋下沉量為35 mm時，路堤表面至路堤1.6 m深度范圍內，樁頂、樁間土壓力較為接近，和無土拱時的土壓力較為接近；路堤1.6 m深度下方，樁頂上方土壓力迅速增長，越靠近樁頂平面土壓力越大，樁間上方土壓力則迅速衰減，小于無土拱發(fā)生時的土壓力。因此，土拱高度約為1.6 m，即2倍的樁帽凈間距。

2.2 動荷載試驗結果

圖6為路堤0.4 m深度處的動土壓力時程圖。從圖6中可以看出，動應力時程曲線為典型的M形波，其他部位的土壓力時程曲線形狀與圖6類似。為研究動應力在路堤內部的分布規(guī)律以及動應力隨振動次數(shù)的變化規(guī)律，本文以M形波最大幅值(扣除靜土壓力)作為路基的動應力。

樁帽平面位置處動應力隨振次變化見圖7。樁帽不同位置動應力變化見表3。在動荷載作用下，傳遞到中心樁帽中心(T1)、邊緣(T2)、角落(T3)及路肩下方樁帽中心(T4)的動應力分別約為26、27、35、15 kPa；路堤中心下方樁帽上的動應力明顯比路肩下方樁帽上的動應力大，動應力為未施加動荷載時樁帽相應位置靜土壓力的0.15倍；路堤中心下方樁帽平均動應力為30.4 kPa，受土拱效應影響，樁帽上的動應力不但沒有衰減，反而比基床表層的動應力大；樁間上方動應力不大，約1.5 kPa，隨振次基本上不發(fā)生變化；樁土動應力比為20.3，樁帽承擔了90.1%的動荷載，樁間基本不承擔動荷載。

表3 樁帽不同位置動應力

位置靜土壓力σ/kPa動應力σd/kPa動應力增幅σd/σT1167.35260.15T2186.48270.14T3232.96350.15T490.32130.14

因此，對低矮樁網(wǎng)結構路堤，樁會承受較大的動荷載作用，如果動荷載在樁頂產生的循環(huán)荷載比CLR超過一定的數(shù)值，樁會出現(xiàn)較大的累積沉降[20]。

從圖7中還可以看出，當振動次數(shù)較小時，樁帽上3個位置的動應力均隨著振次的增加而增加，說明振動次數(shù)較小時土拱效應在一定程度上得到了強化；振動次數(shù)較大時，樁帽中心處的動應力趨于平穩(wěn)，幾乎不發(fā)生變化，樁帽邊緣和樁帽角落處的動應力均隨振動次數(shù)逐漸減小，說明土拱在一定程度上弱化，且對于樁頂平面上的樁帽，土拱最初弱化區(qū)域主要是在拱腳區(qū)域，即樁帽邊緣和角落位置，尤其是樁帽角落區(qū)域。因為當振動次數(shù)較小時，土拱拱身填料在動荷載作用下不斷受到擠壓而更加密實，土拱在一定程度上得到強化；振動次數(shù)繼續(xù)增大時，土拱逐漸發(fā)生弱化，但是弱化并不明顯。

樁土平均動應力比隨振動次數(shù)變化見圖8。從圖8可以看到，振動次數(shù)較小時，樁土動應力比小幅增加，隨后樁土動應力區(qū)域穩(wěn)定；振動次數(shù)繼續(xù)加大，樁土動應力比持續(xù)下降，從最初的20.3下降到18.2。

樁頂上方格柵上、下表面動應力隨振次變化見圖9。從圖9可以看出，樁頂上方格柵上、下表面的動應力分別約為23、27 kPa，差約4 kPa，說明在樁帽位置，由于格柵張拉膜效應，樁帽上方的動應力增加；樁間上方格柵上、下表面的動應力約1.5 kPa，振動過程中基本上不發(fā)生變化，差值很??；振動次數(shù)較小時，格柵下表面的動應力持續(xù)增加，上表面的動應力小幅增加，前者的變化幅度較后者大；隨振動次數(shù)增加，格柵上下表面的動應力從最初的2.8 kPa增加到振動100萬次后的4.2 kPa，說明土工格柵在受到長期的動荷載作用下，將更多的動荷載轉移到樁帽。

通過對土工格柵的拉力測試發(fā)現(xiàn)，在長期動荷載作用下，格柵拉力增長較為明顯，路堤中心處的格柵拉力從振動前的12.2 kN/m增長到振動后的13.4 kN/m，約增長了9.8%，其他位置的格柵拉力均有所增長。這可能是引起格柵將更多動荷載轉移到樁帽上的原因。格柵拉力變大的同時，格柵撓度變大，將更多的格柵拉力轉移到樁頂上方，使樁頂上方格柵上下表面的動應力差值隨動荷載逐步增大。

圖10為路堤表層靜荷載為20 kPa時靜應力分布和動荷載作用下的動應力分布對比圖。從圖10可以看出，在路堤深度2 m內，即拱頂上方，動靜應力均隨路堤深度衰減；在路堤深度2 m至樁頂深度即土拱范圍內，樁頂上方的動靜應力越靠近樁頂越大，均沒有隨深度衰減趨勢；樁間上方的動靜應力都呈現(xiàn)衰減趨勢。說明土拱對動靜荷載的轉移都起到了明顯作用，將更多荷載轉移到樁頂上方。

振動50萬次以后，樁頂上方不同高度處的動應力大于開始振動時的動應力；振動次數(shù)達到100萬次時，樁頂上方不同高度處的動應力小幅衰減。說明在大振次作用下，土拱在不同高度處都有所衰減，與圖7一致。振動次數(shù)較少時，由于土體之間的擠密作用，土拱在一定程度上強化；振動次數(shù)較多時，在長期動荷載的作用下，土拱開始弱化，但弱化程度不高，土拱總體上是穩(wěn)定的。

樁頂上方的拱內區(qū)域，動應力比靜應力大；樁間上方的拱內區(qū)域，動應力比靜應力小。說明和靜荷載相比，動荷載更容易傳遞到樁頂上方。由于動荷載和靜荷載在路堤內部的傳遞都受土拱影響，而動荷載的傳遞同時受土體剛度影響，土體剛度越大動荷載更容易轉移。由于土拱效應的影響，拱腳和拱圈土體受到較大的壓應力，土體相對密實；拱圈內的土體應力水平降低，土體變得相對松散。因此，樁頂上方的土體剛度比較樁間上方的土體剛度大，樁頂上方的動應力大于靜應力，樁間上方的動應力小于靜應力。

3 試驗結果討論

試驗中，土拱對動荷載在路堤內部中的傳遞起到明顯的作用。這一結果和現(xiàn)場測試結果[11-12]不同。本試驗樁土差異沉降3.5 cm，由2.1節(jié)可知，在完全放水后，路堤中的土拱幾乎已經發(fā)揮完全，樁頂幾乎承擔了全部的上部荷載。文獻[11]現(xiàn)場所做的動荷載試驗中，其路堤填筑完成后樁頂荷載分擔比為70.6%，小于本文中的樁頂荷載分擔比90.4%；其樁頂和樁間土中測試所得動變形較為接近，說明其現(xiàn)場樁間土質情況較好，且土拱高度約1 m，說明土拱發(fā)揮程度不夠高，使得樁頂樁間的動應力呈衰減趨勢。在韓高孝等[14]的模型試驗中，采用鋸末模擬樁間軟土，樁土剛度差異較大，樁頂上方的動應力在土拱范圍內，隨路堤深度基本不發(fā)生變化，土拱對動荷載的傳遞依然有效。綜上，土拱對動應力在路堤內部中的傳遞有影響，影響程度和樁土差異沉降、土拱發(fā)揮程度及樁間土質情況等因素有關，有待今后進一步研究。本試驗所得到的結論主要適用于深厚軟土樁土差異沉降較大的情況。

用Boussinesq公式對路基內部的動應力進行計算[21]。從圖10可以看出，對于土拱上方區(qū)域，Boussinesq公式能較準確計算拱頂上方的動應力；在土拱區(qū)域內，Boussinesq公式計算所得到的動應力很難反應在該區(qū)域內動應力的傳遞規(guī)律。說明在計算樁承式路堤內部動應力傳遞時，要考慮土拱效應的影響，尤其是樁土差異沉降較大的情況。

本文建議對樁土差異沉降較大的樁網(wǎng)結構路堤動應力的傳遞按照如下原則進行計算：

(1) 混凝土底座至土拱拱高范圍內動應力按Boussinesq公式計算；

(2) 拱高至樁帽頂范圍內，動應力在樁帽和樁間的分擔比與靜應力相同。

4 結論

本文通過高鐵樁網(wǎng)加筋路堤足尺物理模型試驗，研究了長期列車動荷載作用下路堤土拱效應對動土壓力的影響，分析了土拱效應的演化規(guī)律。通過試驗得到了以下結論：

(1) 模型試驗土拱高度約1.6 m，為2倍樁帽凈間距；在土拱上方，路基內部的動靜應力隨深度衰減；在土拱區(qū)域內，樁帽上方路基動應力沒有衰減，反而隨深度遞增，土拱增加了樁帽上方動應力、減小了樁間土上方動應力。

(2) 在土拱上方區(qū)域內采用Boussinesq公式計算所得的動應力分布與實測結果接近；在土拱范圍內，計算結果差異較大，需要考慮土拱對動應力分布的影響。土拱內動應力分布與樁土差異沉降有關，本試驗樁土差異沉降3.5cm，樁帽承擔90%的動荷載、89.9%的路堤靜荷載。

(3) 對于一定樁土差異沉降形成的土拱，振動次數(shù)較小時，土拱不但沒有弱化反而有所強化，表現(xiàn)為土拱拱底即樁帽上的動應力有所增長；振動次數(shù)較大時，樁頂上方的動應力開始減小，樁土動應力比降低。

(4) 對樁土差異沉降較大的樁網(wǎng)結構路堤動應力的傳遞建議按照如下原則進行計算：混凝土底座至土拱拱高范圍內動應力按照Boussinesq公式計算；拱高至樁帽頂范圍內，動應力在樁帽和樁間的分擔比與靜應力相同。

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