列車荷載作用下的高壓旋噴樁的樁身模量對復合地基的動力響應影響分析

趙南陸 曹宏 梁永恒

以唐曹鐵路的典型斷面為例，利用FLAC3D軟件對高壓旋噴樁復合地基在列車荷載作用下的動力響應進行了數值模擬研究。通過改變樁身模量大小研究其對于高壓旋噴樁復合地基的動應力、動加速度和動位移的影響。

列車荷載； 高壓旋噴樁復合地基； 樁身模量； 動力響應； FLAC3D

TU473.1+2 A

［定稿日期］2022-03-22

［作者簡介］趙南陸（1994—），男，碩士，從事巖土工程領域的技術研究工作。

高壓旋噴樁是一種以靜壓力注漿的方法為基礎，同時將其與高壓水射流切割技術相結合而得到的一種地基加固裝置［1-3］。其成樁機理是，利用高壓噴射裝置，讓水泥土以較高的速度從該裝置的噴槍中噴出，使得噴出的水泥土對其下部的地基土達到高速擠壓以及切割的效果，最終形成樁體。高射旋噴樁施工技術通過改變原地層的結構和組成，同時灌入泥漿或復合漿形成凝結體，從而達到加固地基和防滲的目的，該技術可廣泛用于淤泥質土、黏土、粉質黏土、粉土、砂土和人工填土等多種土層。隨著科學技術的不斷發展，對高壓旋噴樁的施工提出了更多的要求。20世紀70年代中期，Ruben通過研究得到了一種新的工作法，即JSG工法又叫二重管法，至20世紀80年代，日本又相繼研究出了三重管以及多重管法旋噴注漿法［4］。近年，日本學者又將高壓噴射注漿和深層水泥液攪拌兩者方法結合起來，形成了目前常用的深層噴射攪拌混合法［5］。

1 工程概況

唐曹鐵路，是一條連接河北省唐山市豐南區和曹妃甸區的國鐵Ⅰ級雙線電氣客貨共線鐵路，全長76.3 km，設計時速160 km/h，是北京—秦皇島城際鐵路的重要組成部分。曹妃甸區地處環渤海中心地帶，該區地質條件復雜，經過了幾個階段的滄海桑田的更迭之后，形成了以黏土為主的濱海地貌，且進行了大面積的填海造陸，因此非常適合利用吹填技術將曹妃甸地區的地質條件加以改造。該地區吹填土按照其工程特性可分：①距離吹填完成時間較短的砂土，吹填土表現為軟塑-流塑狀；②吹填完成后經過一段時間固結沉降的土體；③吹填完成后經過地基處理后的土體。其中，工程性質最好的為第3種，其孔隙比、含水率以及壓縮模量等性質同另外2種吹填土相比，均得到了很大程度的提高。

由于該地區總體上的吹填土的孔隙比高、強度低等性質，使得在這種特殊地基上修建鐵路會導致地基的變形大、承載能力不夠，還會導致地基內長期存在超孔隙水壓力這樣類似的技術難點，如果不加以解決，工程將會存在相當大的安全隱患。因此，利用高壓旋噴樁施工技術對該地區的地基進行加固以提高整體承載力是比較合適的。本文將基于FLAC3D軟件對唐曹鐵路DK33+440.52～DK44+205路段中的DK37+700斷面進行建模，并模擬其在列車動荷載作用下不同樁身模量的動力響應。

2 模型參數

2.1 幾何參數

以唐曹鐵路DK33+440.52～DK44+205路段中的DK37+700斷面為實際工程背景，模型高30 m，其中包括5 m高的路基和地下25 m的地基，寬100 m，填筑路堤的設計坡度為1∶1.5。根據網格劃分的原則，并結合唐曹鐵路實際工程斷面DK37+700，對數值模擬的模型網格尺寸進行劃分，為減輕計算難度，沿y軸方向，劃分15個網格單元，單元長度為2 m；沿x軸，中間復合地基加固部分，每個網格采用與樁徑相等的尺寸即為0.5 m；沿z方向，隨深度增加，動力荷載的影響可以忽略，故上部取較小網格尺寸，約為0.5～0.8 m，距地面6 m及以下部分網格尺寸約為2～3 m。模型網格劃分結果見圖1。

2.2 物理力學參數

計算模型包括填筑路基、地基土層、水泥土攪拌樁、土工格柵褥墊層等組成部分。模型中忽略土工格柵的影響，其他各結構層均通過實體單元進行模擬，實體單元與實體單元之間通過節點的相互連接來實現力的傳遞。沿線路方向對樁體以及樁間土體進行簡化，采用其復合模量進行計算，高壓旋噴樁的平面布置見圖2。根據現場得到的該斷面的監測數據，高壓旋噴樁的相關計算參數見表1。

本文采用FLAC3D中彈塑性本構模型對地基以及路基土層進行模擬。需要提供土層參數中的體積模量K和切變模量G，體積模量K和切變模量G與彈性模量E存在關系：

K=E3（1-2μ）（1）

G=E2（1+μ）（2）

式中：K為體積模量；G為剪切模量；E為彈性模量；μ為泊松比。

選取唐曹鐵路中的DK37+700斷面為工程背景，建立有限差分模型，分析在動荷載下的動力響應，斷面的土層參數見表2。

3 模型建立

按照圖1進行建模，模型四周設置自由場邊界，在模型底部施加靜止邊界。FLAC3D中的接觸面采用的是無厚度接觸面單元，其本構模型為庫倫剪切模型。接觸面的接觸性體現在接觸面的節點上，且接觸力僅在節點上傳遞。接觸面參數與每個節點都有聯系，且每個節點也可以有自己獨立的參數。

根據工程實際，當樁頂荷載增大時，樁側摩阻力的變化和樁端阻力的變化是不相同的，樁側接觸面和樁頂接觸面節點會發生分離，故在樁側和樁端采用不同ID號的接觸面，更能模擬樁的受力機理，得到更接近實際的結論。本文在樁側建立Interface1、樁端建立Interace2，以此反應兩者不同的受力情況。對于列車荷載的模擬，筆者則考慮為2節車廂及其相鄰轉向架間的荷載疊加，在路堤頂部相應節點處施加激勵荷載，得到相鄰車廂輪載疊加后動荷載［6］，如圖3所示。其中考慮2節車廂相鄰轉向架荷載時，動荷載作用時長為0.8 s，以分析路堤以及地基內部的動力響應，主要包括各土層中動應力、動位移以及動加速度的變化規律。

4 結果分析

在列車移動荷載下，動力響應發生最強烈的位置為模型的路堤頂面［7-8］。故取路堤頂面中心附近節點為研究對象，對模型相關參數的影響效果進行討論。除樁身模量外，數值計算的因素的取值恒定，采用樁身彈性模量為60 MPa，80 MPa，100 MPa 3種工況進行數值計算。

4.1 動應力

如圖4所示，為不同樁體模量時的復合地基路堤頂部動應力時程曲線，由圖4可知，樁體模量變化時，動應力的變化規律基本一致，樁體模量的增加，對路基頂部動應力幅值基本無較大影響。在路堤頂部表面中心位置，加之樁體模量設計值，按照樁體彈性模量從小到大的順序，即60 MPa、68.69 MPa、80 MPa、100 MPa，路堤頂部中心位置動應力幅值分別為：9.96 kPa，9.95 kPa，10.07 kPa，9.98 kPa，見圖5。列車移動荷載下，高壓旋噴樁復合地基及其上部路基內部的動應力主要由列車移動所產生的周期性動荷載引起，與其下部路基以及地基本身的剛度沒有直接的關系，而由于列車移動荷載并未發生改變，故模型內部動應力變化較小，當樁身模量增大時，動應力時程曲線的形狀同其幅值均無較大變化。

4.2 動加速度

如圖6所示，為不同樁身模量時的路基頂部中心位置的動加速度時程曲線，由圖6可知，樁身模量增大時，動應力的變化規律基本一致，隨著樁身模量的增大，路基頂部動應力幅值基本恒定。

在路堤頂部表面中心位置，加之樁體模量設計值，按照樁體彈性模量從小到大的順序，即60 MPa、68.69 MPa、80 MPa、100 MPa，路堤頂部中心位置動應力幅值分別為：15.62 m/s2、15.60 m/s2、15.79 m/s2、15.65 m/s2，對比見圖7。

列車移動荷載下，高壓旋噴樁復合地基及其上部路基內部的動加速度主要由列車移動在土體內產生的動應力引起，與其下部路基以及地基本身的剛度沒有直接的關系，而由于列車移動造成的土體內動應力并未發生改變，故模型內部動應力變化較小，當樁身模量變大時，動加速度時程曲線的形狀及其幅值均無明顯的增減。

4.3 動位移

圖8為不同樁體模量時的復合地基路堤頂部動位移變化的時程曲線，有圖可知，當樁身模量變大時，三者動位移時程曲線形狀基本一致，即動位移的變化規律基本保持一致，但動位移幅值有所不同，由于樁體模量的增大而致使路基頂部動位移的幅值趨向減小，同時動位移幅值的增量也趨于減小。在路堤頂部中心位置，加之樁體模量設計值，按照樁體彈性模量從小到大的順序，即60 MPa、68.69 MPa、80 MPa、100 MPa，其動位移幅值分別為：1.05 mm、0.93 mm、0.87 mm、0.83 mm。

列車移動荷載作用下，高壓旋噴樁復合地基上部路基表面的動位移主要由路基沉降及其下部高壓旋噴樁加固區動位移兩部分組成，因為旋噴樁模量的加大，故加固區整體模量增加，軟弱地基加固區的動位移減小。

當樁身模量變大時，加固區模量增大，復合地基的整體動位移將逐漸減小，從而導致其上路基頂部動位移幅值減小；由于上部列車動荷載并未發生改變，傳到地基處時，土層內部的動應力也不發生變化，若樁體模量繼續增大，由下部地基所產生的位移增量將會逐漸減小，此時路基頂部動位移主要由路堤本身產生，由于路堤本身的性質并未發生改變，因此其動位移幅值的增量將逐漸減小且趨于路堤總沉降。

5 結論

本文利用有限差分軟件FLAC3D模擬高壓旋噴樁復合地基的樁身模量對列車動荷載作用下路基表面動應力、動位移以及動加速的影響，得出結論：

（1）樁體彈性模量對列車荷載下陸地表面中心位置的動應力和動加速度影響較小，但對于其控制路基和地基動位移的作用比較明顯。

（2）當樁體彈性模量增大到一定程度時，其控制動位移的效果將開始減弱，此時繼續增加樁體彈性模量以控制變形的意義不大。

（3）實際工程中，通過增減水泥的摻入量來控制高壓旋噴樁彈性模量，在充分利用樁體承載力的同時，應充分發揮樁間土的承載特性，實現樁-土共同作用。

參考文獻

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