楊成忠 陸思逵 王威 羅坤
(華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院,南昌 330013)
近年來,我國高速鐵路正處在高速發(fā)展階段。為保障高速鐵路的運(yùn)行速度和運(yùn)行質(zhì)量,高速鐵路路基相較于普通鐵路、公路路基對沉降的控制更為嚴(yán)格,在特殊地段(如軟土、凍土地段)對沉降要求也十分嚴(yán)格。過大或不均勻沉降都會造成軌道的不平順性,影響高速鐵路列車運(yùn)行穩(wěn)定性,因此,路基的沉降控制是高速鐵路設(shè)計(jì)時重點(diǎn)考慮的因素[1]。
為達(dá)到高速鐵路路基嚴(yán)格的沉降控制要求,高速鐵路在穿越不良地段時往往采用復(fù)合地基的手段進(jìn)行加固[2]。水泥粉煤灰碎石(Cement Fly-ash Gravel,CFG)樁復(fù)合地基是上世紀(jì)80 年代研發(fā)的一種地基處理技術(shù),并首先用于建筑行業(yè)地基的處理[3]。CFG 樁復(fù)合地基主要由樁身、樁間土和褥墊層構(gòu)成。該地基處理方法效果好、施工速度快、工程造價低,得到了廣泛的應(yīng)用,并于2002 年首次應(yīng)用于鐵路地基的處理中,取得了良好的加固效果。盡管CFG 樁復(fù)合地基在鐵路行業(yè)地基處理已得到廣泛運(yùn)用,但其理論研究仍未完善。主要是由于建筑行業(yè)基礎(chǔ)多為剛性基礎(chǔ),荷載傳遞方式明確,理論分析相對簡單,而鐵路基礎(chǔ)為柔性基礎(chǔ),各結(jié)構(gòu)層次的相互作用,還沒有形成完整的理論體系和計(jì)算方法;其次建筑行業(yè)荷載多為靜力荷載,而鐵路路基承受列車動力荷載作用,樁土應(yīng)力比在工后階段很可能發(fā)生變化;另外鐵路路基相較于建筑行業(yè)對沉降的控制更為嚴(yán)格[4-5]。影響CFG 樁復(fù)合地基沉降的因素種類復(fù)雜,在設(shè)計(jì)時應(yīng)考慮主要影響因素。目前CFG 樁復(fù)合地基沉降的研究中,多以現(xiàn)場試驗(yàn)和理論計(jì)算為多,然而由于現(xiàn)場研究和理論計(jì)算的局限性,很難將多個影響因素分析完全并找出關(guān)鍵影響因素[6-10]。此外,針對CFG 樁復(fù)合地基沉降變形的理論研究較為欠缺,尤其是針對動荷載作用下CFG 樁復(fù)合地基研究開展較少。而我國高速鐵路建設(shè)數(shù)量多,面臨的軟弱地基等不良地質(zhì)條件多。因此,研究列車移動荷載作用下樁網(wǎng)復(fù)合結(jié)構(gòu)對地基加固效果的影響就顯得特別重要。
本文結(jié)合昌贛客運(yùn)專線試驗(yàn)段中的CFG 樁復(fù)合地基現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果,通過有限差分軟件FLAC 3D 進(jìn)行模擬計(jì)算,分析列車運(yùn)行速度、樁長、墊層厚度、樁身彈性模量等因素對復(fù)合地基沉降的影響,確定影響CFG樁復(fù)合地基沉降的主要因素。
昌贛客運(yùn)專線位于江西省中南部,由南昌出發(fā),經(jīng)由京九線向南延伸,途經(jīng)宜春市、吉安市終至贛州市。其中路基樣板段里程為DK172+376—DK172+835,前接?xùn)|邊嶺特大橋,后接雙村隧道。該段路基位于剝蝕低丘及丘間谷地,谷地呈狹長帶狀,地形平坦略有起伏,地面自然高程為69.48~81.95 m,地表坡度10°~20°,地勢開闊。線路沿線屬中亞熱帶丘陵山區(qū)季風(fēng)濕潤型氣候,區(qū)域內(nèi)氣候溫和濕潤,四季分明,雨量充沛,日照充足,無霜期長。地表水發(fā)育,以水塘水和溪水為主,地下水不發(fā)育,多為空隙潛水,水位埋深0.1~3.5 m。多年平均降水量為1 459.8 mm,年最大降水量為2 183.1 mm,年最小降水量為982.8 mm,最大日降水量為198.8 mm。天氣潮濕悶熱,春秋季節(jié)多北風(fēng),夏季多西北風(fēng)。
為復(fù)核路基樣板段工程地質(zhì)情況,驗(yàn)證長螺桿鉆機(jī)泵送混合料的成樁方式及確定符合路基樣板段CFG 樁的施工質(zhì)量控制要點(diǎn)、施工參數(shù),選擇具有代表性的路基斷面,采用長螺旋桿孔管內(nèi)泵壓混合料灌注成樁施工工藝進(jìn)行CFG 樁試樁。CFG 樁采用C15混凝土,施工配合比為(水泥+粉煤灰)∶砂∶碎石∶減水劑∶水=(222+95)∶823∶1 110∶3.17∶130,試樁混凝土由2#拌和站集中拌和。現(xiàn)場長螺旋鉆機(jī)鉆出的土樣依次為:全風(fēng)化千枚巖,褐黃色,Ⅲ級;強(qiáng)風(fēng)化千枚巖,褐黃色,Ⅳ級,見圖1。全風(fēng)化千枚巖巖性松軟,遇水易泥化、軟化,有漲縮性,工程地質(zhì)條件不好,會導(dǎo)致沉降較大。
圖1 CFG樁鉆出的土樣
鉆孔灌注樁施工前應(yīng)進(jìn)行成樁工藝試驗(yàn)并進(jìn)行單樁載荷試驗(yàn),掌握該場地的成樁經(jīng)驗(yàn)及各種操作技術(shù)參數(shù),樁基施工完成28 d 后進(jìn)行相關(guān)檢測,合格后方可進(jìn)行上部填筑工作。現(xiàn)場單樁靜載試驗(yàn)采用慢速維持荷載法,由千斤頂、油泵、反力梁和配重組成反力系統(tǒng)。通過反力系統(tǒng)將豎向荷載逐級施加在樁頂,通過放置在千斤頂上的傳感器測試荷載并實(shí)時進(jìn)行監(jiān)測?,F(xiàn)場單樁靜載試驗(yàn)所用CFG 樁的樁徑為0.5 m,樁長15 m,靜載試驗(yàn)荷載共分7級進(jìn)行加載,分級荷載為150 kN,最大靜載為1 200 kN。DK172+376.09—DK172+835 段48-10#CFG 樁豎向靜載試驗(yàn)結(jié)果見表1??芍?,該樁最終荷載1 200 kN 的最終沉降為15.6 mm,現(xiàn)場靜載試驗(yàn)曲線未出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),可以認(rèn)為單樁承載力大于1 200 kN,加載完畢后進(jìn)行逐級卸載,最終穩(wěn)定沉降為13.32 mm,回彈量為2.28 mm,回彈率為14.6%。
表1 單樁豎向靜荷載試驗(yàn)結(jié)果
依據(jù)試驗(yàn)段代表性斷面DK172+675.4 的設(shè)計(jì)圖,運(yùn)用有限差分法數(shù)值模擬軟件FLAC 3D 建立了CFG樁復(fù)合地基三維動力響應(yīng)分析模型,其網(wǎng)格劃分(線路橫斷面)如圖2所示。
圖2 有限元網(wǎng)格劃分
地基土體按工程鉆芯取樣分為軟弱層和持力層2層模擬,均采用Mohr-Coulomb 本構(gòu)模型。該地基采用CFG 樁復(fù)合地基進(jìn)行加固,采用正方形形式布置3 排樁,樁長15 m,樁徑0.5 m,樁間距2.5 m;路堤高3 m(其中路基表層0.8 m、底層2.2 m),邊坡坡度為1:1.5,同樣采用Mohr-coulomb本構(gòu)模型。軌道板、CA砂漿、混凝土支撐層以及墊層采用線彈性模型。各結(jié)構(gòu)材料參數(shù)見表2。
表2 各結(jié)構(gòu)材料參數(shù)
為驗(yàn)證本模型的可靠度,根據(jù)現(xiàn)場單樁靜載試驗(yàn)的路基斷面形式并結(jié)合現(xiàn)場工程地質(zhì)資料,使用FLAC 3D 有限差分軟件建立單樁靜載試驗(yàn)?zāi)P?,依?jù)現(xiàn)場靜力加載時程曲線進(jìn)行單樁靜載試驗(yàn)?zāi)M,與現(xiàn)場試驗(yàn)段單樁靜載試驗(yàn)荷載沉降結(jié)果進(jìn)行對比,見圖3??芍?,模型模擬的單樁靜載試驗(yàn)荷載-沉降曲線與現(xiàn)場實(shí)測值基本吻合。最大靜載處兩曲線的沉降差異最大,樁頂沉降計(jì)算值達(dá)到16.34 mm,現(xiàn)場實(shí)測值為15.6 mm,沉降差異為0.74 mm,沉降差異小于5%。表明本文所建模型合理,計(jì)算結(jié)果較為可靠。
圖3 單樁靜載試驗(yàn)沉降云圖及荷載-沉降曲線
列車荷載由于涉及到列車、軌道以及路基之間的相互耦合作用,因而較為復(fù)雜。本文采用一個與高、中、低頻對應(yīng)的,可以反映線路不平順、附加動載和軌面波磨效應(yīng)的激振力來模擬輪軌之間的相互作用力作為列車荷載[11]。其表達(dá)式為
式中:F(t)為隨時間變化的列車荷載;t為時間;P0為車輪靜載;Pi為3 種振動頻率對應(yīng)的振動荷載;ωi為不平順振動波長的角頻率;M0為列車簧下質(zhì)量;ai為高、中、低頻對應(yīng)的矢高;v為列車行駛速度;Li為高、中、低頻對應(yīng)的軌道不平順波長。
根據(jù)我國高速鐵路運(yùn)行車輛(CRH380AL)所要求的軸重一般小于16 t,取P0=80 kN,M0=850 kg。低、中、高頻對應(yīng)的不平順波長(L1,L2,L3)分別為10.0,2.0,0.5 m,矢 高(a1,a2,a3)分 別為3.50,0.50,0.08 mm。圖4 中列舉了列車速度為200,300 km/h 時的激振力時程曲線。
圖4 列車激振力時程曲線
為研究列車移動荷載作用下各結(jié)構(gòu)層的沉降規(guī)律,選取右側(cè)半幅路基作為研究對象。列車運(yùn)行速度為300 km/h 時,線路橫向路基各結(jié)構(gòu)層沉降曲線見圖5。可知,各結(jié)構(gòu)層在路基中線附近沉降較為明顯,且距路中線距離越遠(yuǎn),列車移動荷載的影響程度越小,沉降最終趨于穩(wěn)定。其中列車對基床表層沉降影響較大,最大沉降位于距路基中線1.5 m 處,其值為0.552 mm;最小沉降位于距路基中線10 m 處,其值為0.277 mm;基床表層不均勻沉降為0.275 mm。列車移動荷載對路基底層的影響較小,沿線路橫向沉降變化幅度不大,未出現(xiàn)明顯的峰值點(diǎn)。沿路基深度方向,列車移動荷載對CFG 樁復(fù)合地基沉降的影響越來越小,路基底層距路基中線1.5 m 處的沉降為0.268 mm,較基床表層沉降衰減51.4%。
圖5 線路橫向路基各結(jié)構(gòu)層的沉降曲線
不同列車運(yùn)行速度時,CFG 樁復(fù)合地基樁頂、樁間土以及下臥層的沉降曲線見圖6??芍?,隨著列車運(yùn)行速度的增加,樁頂、樁間土以及下臥層的沉降均有所增加;其中樁頂?shù)某两底兓畲螅诹熊囘\(yùn)行速度350 km/h 時達(dá)到最大值0.314 mm,列車運(yùn)行速度150 km/h 時為最小值0.258 mm,變化幅度為21.7%。下臥層、樁間土的沉降較樁頂沉降小,且在不同列車運(yùn)行速度下差異較小。
圖6 不同列車運(yùn)行速度時CFG樁復(fù)合地基沉降曲線
不同樁長時,CFG 樁復(fù)合地基樁頂、樁間土以及下臥層的沉降曲線見圖7??芍?,樁頂、樁間土和下臥層的沉降隨樁長的增加呈現(xiàn)下降趨勢。樁長9 m 時樁頂沉降最大,達(dá)到0.542 mm;樁長21 m 時樁頂沉降最小,為0.299 mm。當(dāng)樁長達(dá)到15 m 時有明顯拐點(diǎn),這是由于地基深度15 m下為持力層,當(dāng)CFG樁穿過軟弱地基層到達(dá)持力層時,樁端阻力明顯增大,此時樁長增加對路基沉降的影響不大。因此,對于實(shí)際工程來說,雖然樁長增加可以減小路基的沉降,但也應(yīng)考慮工程成本選擇合適的樁長。
圖7 不同樁長時CFG樁復(fù)合地基沉降曲線
圖8 不同墊層厚度時CFG樁復(fù)合地基沉降曲線
不同墊層厚度時,CFG 樁復(fù)合地基樁頂、樁間土以及下臥層的沉降曲線見圖8??芍S著墊層厚度的增加,樁土間作用力增強(qiáng),樁土應(yīng)力比減小,CFG 樁復(fù)合地基樁頂、樁間土以及下臥層的沉降均有所減小。當(dāng)墊層厚度為0.6 m 時沉降最大,其中樁頂沉降0.324 mm,樁間土沉降0.281 mm,下臥層沉降0.279 mm;當(dāng)墊層厚度超過0.8 m 后,樁頂、樁間土以及下臥層的沉降基本保持不變,差異沉降均小于3%。這說明,墊層越厚復(fù)合地基沉降越小,但隨著厚度的增加,沉降減少的幅度趨于穩(wěn)定。對于實(shí)際工程來說,應(yīng)選擇合適墊層厚度,以節(jié)約成本。
不同樁體彈性模量時,CFG 樁復(fù)合地基樁頂、樁間土以及下臥層的沉降曲線見圖9??芍S著樁身彈性模量的增大,樁頂、樁間土以及下臥層沉降逐漸減小。這是由于樁身彈性模量增大,樁承擔(dān)的荷載增加,樁土應(yīng)力比增加,在相同的列車移動荷載作用下樁體剛度大,所以沉降會減小。但當(dāng)樁身彈性模量大于40 GPa 后,地基各結(jié)構(gòu)的沉降幾乎不會發(fā)生變化。需要說明的是,彈性模量100 GPa 是作為極端值進(jìn)行對比研究。
圖9 不同樁體彈性模量時CFG樁復(fù)合地基沉降曲線
1)列車移動荷載作用對基床表層的影響最大,且運(yùn)行速度越快對路基各結(jié)構(gòu)層的沉降影響越大,隨著路基深度的增加,列車移動荷載的影響明顯減小。
2)增加樁身長度,可增大樁土接觸面積,樁土間相互作用力增強(qiáng),復(fù)合地基各結(jié)構(gòu)層的沉降均有一定幅度的減小,但當(dāng)樁身到達(dá)持力層后,樁端阻力增大,樁長繼續(xù)增加,結(jié)構(gòu)沉降變化不再明顯基本趨于穩(wěn)定。
3)增加墊層厚度,樁土間作用力增強(qiáng),樁土應(yīng)力比持續(xù)減小。由于墊層彈性模量較大,可以有效減小列車移動荷載引起的復(fù)合地基各結(jié)構(gòu)層的沉降。但當(dāng)墊層厚度超過0.8 m 后,墊層厚度的增加對控制沉降的作用并不明顯。
4)增大樁體彈性模量,樁土應(yīng)力比增大,樁體承受荷載增大,復(fù)合地基各結(jié)構(gòu)層的沉降相應(yīng)減小。