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(中鐵十二局集團(tuán)有限公司，太原 030024)

1 概述

水泥粉煤灰碎石樁是由粉煤灰、碎石、水泥、砂或石屑加水拌和，在地基中利用各種成樁機(jī)械制成的強(qiáng)度等級(jí)為C5～C20的高粘結(jié)強(qiáng)度的樁，簡(jiǎn)稱CFG樁(cement fly-ash gravel pile)［1］。褥墊層技術(shù)是 CFG 樁復(fù)合地基的關(guān)鍵性技術(shù)之一，褥墊層厚度的設(shè)計(jì)直接影響到CFG樁復(fù)合地基的承載力和沉降變形，所以，要優(yōu)化設(shè)計(jì)CFG樁復(fù)合地基深入分析研究褥墊層技術(shù)是十分重要的［2－5］。

2 有限元的可靠度分析

參數(shù)可靠度分析是基于京滬高速鐵路北段李窯試驗(yàn)段A區(qū)樁帽網(wǎng)結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)工況(原設(shè)計(jì)采用:樁徑0.5 m，樁間距1.7 m，樁長(zhǎng)24 m，樁帽直徑1.0 m，樁帽高度0.4 m，褥墊層厚度0.6 m)。為了直觀全面理解整個(gè)路基沉降和荷載分擔(dān)變化特征，本文利用三維模擬，研究了路基沉降和荷載分擔(dān)變化規(guī)律，模型計(jì)算寬度與深度分別取200 m與100 m;路基沿著路基中心向兩側(cè)方向延伸，所以長(zhǎng)度取1倍樁間距，由樁間距確定具體取值，計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1、表2。

模型中，土體均為庫(kù)侖模型，CFG樁是在先設(shè)置土體中替換單元材料屬性實(shí)現(xiàn)，樁土間考慮了接觸效果，單元替換過(guò)程中，自動(dòng)激活接觸單元。

表1 各土層參數(shù)

表2 路基、墊層、混凝土板和樁的物理及力學(xué)參數(shù)

柔性荷載下CFG樁復(fù)合地基模型計(jì)算的施工過(guò)程可以分為10個(gè)階段:初始地應(yīng)力平衡階段→CFG樁、樁帽及碎石墊層施工階段→填筑基床下1 m路堤→填筑基床下2.15 m路堤→填筑基床下4.15 m路堤→填筑基床底層5.15 m→填筑基床底層6.45 m路堤→預(yù)壓→卸載→填筑基床表層7.15 m路堤→施工軌道板→運(yùn)營(yíng)期。預(yù)壓過(guò)程是在路基面施加3.5 m土柱高度實(shí)現(xiàn)，即施加56 kPa荷載。

利用 MIDAS/GTS 對(duì)模型進(jìn)行有限元分析［6－9］，列車荷載作用在CFG樁復(fù)合軟土地基上，模型最終的沉降云圖(等值線圖)及樁、樁帽應(yīng)力云圖見(jiàn)圖1、圖2;樁間土、樁帽頂中心沉降與應(yīng)力變化曲線見(jiàn)圖3。

圖1 復(fù)合地基的最終沉降云圖

圖2 樁帽、樁計(jì)算結(jié)果應(yīng)力云圖

圖3 路基中心樁間土及樁帽頂中心沉降和應(yīng)力變化曲線

西南交通大學(xué)課題組對(duì)京滬高速鐵路李窯試驗(yàn)段A區(qū)進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)［10-13］，利用剖面管和液位沉降儀測(cè)試了CFG樁復(fù)合地基樁間土和樁帽頂?shù)某两底冃危绫?所示，利用土壓力盒測(cè)試了樁間土和碎石墊層下樁頂各點(diǎn)處的應(yīng)力值，如表4所示。

表3 路基中心樁間土和樁帽頂?shù)某两盗?/p>

表4 路基中心樁間土和樁帽頂?shù)膽?yīng)力值

對(duì)比現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果曲線可知，沉降和變形的變化趨勢(shì)相類似，隨荷載的增加，樁間土、樁帽的應(yīng)力值和沉降量都增大。其中，數(shù)值模擬結(jié)果中，樁間土路堤填土完成后路基中心處樁帽的最終沉降量分別為51.4 mm和41.1 mm，應(yīng)力分別為83.7 kPa和166.5 kPa，軌道荷載(換算土柱)作用后樁間土和樁帽頂最終沉降量分別為57.8 mm和47.5 mm，應(yīng)力為96.0 kPa和191.8 kPa;然而現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試的樁間土沉降量為54.09～66.31 mm，樁帽處的最終累積沉降量為44.55～55.51 mm，樁間土的應(yīng)力測(cè)試值為72.5～95 kPa，樁帽頂?shù)钠骄鶓?yīng)力值為383 kPa。數(shù)值計(jì)算結(jié)果略小于現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果的原因是因?yàn)楝F(xiàn)場(chǎng)路基面上的荷載是預(yù)壓荷載(63 kPa，路基面上均勻分布)，然而模擬計(jì)算時(shí)路基上部荷載為列車和軌道荷載(59 kPa僅分布在左右線附近一定范圍內(nèi))，其值與現(xiàn)場(chǎng)路基上部荷載相比較小，而且分布的方式也略有不同。

3 褥墊層厚度對(duì)復(fù)合地基受力與沉降影響規(guī)律研究

考慮褥墊層厚度對(duì)復(fù)合地基的影響時(shí)，其模型尺寸分別為:樁徑0.5 m，樁長(zhǎng)度24 m，樁間距1.8 m，樁帽直徑 1.0 m，樁帽厚度0.4 m，分別取0、0.2、0.4、0.6和0.8 m為褥墊層的厚度，其他參數(shù)同基本工況。

(1)褥墊層厚度對(duì)CFG樁復(fù)合地基的沉降影響

圖4和圖5分別是樁帽中心處和樁間土(兩樁中心)在不同厚度的褥墊層下的沉降變化曲線。

圖4 不同厚度褥墊層樁帽頂中心沉降變化曲線

圖5 不同厚度褥墊層CFG樁樁間土沉降變化曲線

由圖4、圖5不同厚度褥墊層CFG樁樁間土、樁帽頂中心沉降變化可知:①取褥墊層厚度分別為0、0.2、0.4、0.6 m和0.8 m時(shí)，樁間土和樁帽頂中心沉降變化趨勢(shì)相類似，路基中心位置大，沿兩側(cè)路肩方向逐漸減小，呈“U”形;②樁間土沉降量小于樁帽頂中心處沉降量，差值最大約為10 mm，即路基中心樁間土沉降量為55～60 mm，兩側(cè)路肩為35 mm左右;路基中心樁帽頂中心處沉降量為45～50 mm，兩側(cè)路肩位置為27 mm左右;③不同厚度樁帽的樁間土處與樁帽頂中心的沉降特征類似，表現(xiàn)為:S0.8m＜S0.6m≈S0.2m≈S0.3m≈S0.4m，說(shuō)明樁帽直徑對(duì)調(diào)節(jié)CFG樁復(fù)合地基的沉降作用非常明顯，但不是樁帽的直徑越大其調(diào)節(jié)作用越明顯。

(2)CFG樁復(fù)合地基受力與褥墊層厚度的關(guān)系

圖6是不同褥墊層厚度CFG樁樁帽、樁頂中心應(yīng)力值變化曲線;圖7是不同褥墊層厚度CFG樁樁間土(兩樁中心)應(yīng)力值曲線;圖8是不同厚度褥墊層CFG樁應(yīng)力與沉降對(duì)比曲線。

圖6 不同褥墊層厚度CFG樁樁帽頂中心應(yīng)力值變化曲線

圖7 不同褥墊層厚度CFG樁復(fù)合地基樁間土應(yīng)力值變化曲線

圖8 不同褥墊層厚度CFG樁復(fù)合地基應(yīng)力與沉降對(duì)比曲線

由圖6～圖8不同褥墊層厚度CFG樁復(fù)合地基樁間距與樁帽頂中心處應(yīng)力變化曲線可知:①取褥墊層厚度分別為0、0.2、0.4、0.6 m 和0.8 m 時(shí)，CFG 樁復(fù)合地基樁間土與樁帽、頂中心應(yīng)力值變化不相同;②樁間土應(yīng)力小于樁帽頂中心處應(yīng)力，最大差值約為90 kPa，即路基中心樁間土應(yīng)力值在110 kPa左右，路基中心樁帽頂中心處應(yīng)力值在200 kPa左右;③在樁帽頂中心處的不同褥墊層厚度的應(yīng)力值關(guān)系為:P0.8m≈P0.6m≈P0.4m＞P0.2m?P0m，且不同厚度褥墊層的復(fù)合地基在樁帽頂中心處的最大應(yīng)力比值關(guān)系是:P0m∶P0.2m∶P0.4m∶P0.6m∶P0.8m=1∶3.56∶6.13∶4.46∶5.58;④在樁間土處的不同厚度褥墊層的復(fù)合地基應(yīng)力值大小關(guān)系是:P0.4m≈P0.6m≈P0.8m?P0.2m?P0m，且在樁間土處的不同厚度褥墊層的復(fù)合地基最大應(yīng)力比值關(guān)系是P0m∶P0.2m∶P0.4m∶P0.6m∶P0.8m=1∶1.78∶2.56∶2.94∶2.92。

4 褥墊層厚度對(duì)復(fù)合地基設(shè)計(jì)優(yōu)化的影響

《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB10621—2009)明確指出:在鋪軌工程完成以后，基礎(chǔ)設(shè)施產(chǎn)生的沉降量為無(wú)砟軌道路基的工后沉降，其中對(duì)路基工后沉降量的規(guī)定為:無(wú)砟軌道地段路基在無(wú)砟軌道鋪設(shè)完成后的工后沉降必須滿足扣件調(diào)整和線路豎曲線圓順的要求，工后沉降不應(yīng)超過(guò)扣件允許的沉降調(diào)高量(即15 mm)。上述工后沉降是指無(wú)砟軌道鋪設(shè)完成后路基面上繼續(xù)發(fā)生的沉降量，即圖9中A點(diǎn)(輔軌完成)以后發(fā)生的沉降量 ΔS［14-15］。

圖9 無(wú)砟軌道路基工后沉降簡(jiǎn)圖

在試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)已經(jīng)通過(guò)單樁豎向荷載試驗(yàn)測(cè)試了樁間土的極限承載力，通過(guò)平板荷載試驗(yàn)測(cè)試了樁帽的極限承載力，測(cè)得復(fù)合地基中的樁間土的承載力特征值為112 kPa、天然土的承載力特征值為107 kPa;當(dāng)樁帽直徑為1.0 m時(shí)，褥墊層厚度為0.3 m時(shí)的極限承載力達(dá)270 kN，褥墊層厚度取0.4 m時(shí)的極限承載力為540 kN。

下面根據(jù)樁帽、樁間土的承載力發(fā)揮系數(shù)及路基的工后沉降對(duì)柔性荷載下CFG樁復(fù)合地基設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化分析［15］。

在CFG樁復(fù)合地基中，樁的荷載發(fā)揮系數(shù)是指樁體實(shí)際承擔(dān)荷載與單樁載荷試驗(yàn)測(cè)得的單樁承載力特征值的比值，而樁間土荷載發(fā)揮系數(shù)則指樁體實(shí)際分擔(dān)荷載與載荷試驗(yàn)得到的承載力特征值的比值。

(1)褥墊層厚度對(duì)路基工后沉降的影響

不同厚度的褥墊層，路基工后沉降曲線見(jiàn)圖10。

圖10 不同褥墊層厚度路基工后沉降曲線

由圖10可知，不同厚度的褥墊層CFG樁地基工后沉降的關(guān)系為:S0.4m≈S0.6m≈S0.8m＜S0.2m＜S0m，當(dāng)褥墊層厚度大于0.2 m時(shí)，工后沉降量小于15 mm，滿足規(guī)范要求。

(2)樁帽、樁間土承載力發(fā)揮與褥墊層厚度的關(guān)系

不同厚度的褥墊層路基中樁帽頂中心與樁間土的承載力的發(fā)揮系數(shù)見(jiàn)表5。

由表5可知，復(fù)合地基樁帽與樁間土的承載力發(fā)揮系數(shù)將隨褥墊層厚度增加先逐漸增大后減小;當(dāng)不設(shè)置褥墊層時(shí)，樁間土與樁帽的承載力發(fā)揮系數(shù)均很小，樁帽幾乎沒(méi)有發(fā)揮作用;當(dāng)褥墊層的厚度為0.2 m時(shí)，樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)達(dá)到了0.62，樁帽承載力發(fā)揮系數(shù)為0.34，說(shuō)明兩者的強(qiáng)度沒(méi)有充分利用;當(dāng)褥墊層的厚度＞0.4 m時(shí)，樁間土的承載力發(fā)揮系數(shù)＞0.88，樁帽的承載力發(fā)揮系數(shù)＞0.54，兩者的強(qiáng)度均得到了充分的利用。

表5 不同褥墊層厚度路基樁、樁帽承載力及發(fā)揮系數(shù)

綜上所述二者結(jié)果，認(rèn)為當(dāng)褥墊層厚度大于0.4 m時(shí)的CFG樁復(fù)合地基，樁間土的承載力的發(fā)揮系數(shù)在0.88～0.98，且可以滿足設(shè)計(jì)要求的工后沉降(＜15 mm)，樁帽的承載力發(fā)揮系數(shù)大于0.54，表明二者都得到了很好的利用。

5 結(jié)論

(1)在不同褥墊層厚度的復(fù)合地基中，CFG樁樁間土與樁帽頂中心沉降量變化關(guān)系為:兩者沉降量大小關(guān)系一致，均為S0.8m＜S0.6m≈S0.2m≈S0.3m≈S0.4m，表明樁帽直徑對(duì)調(diào)節(jié)復(fù)合地基沉降的作用非常明顯，但并不是樁帽的直徑越大調(diào)節(jié)作用就越明顯;

(2)在樁帽頂中心處不同厚度褥墊層的復(fù)合地基的應(yīng)力值大小關(guān)系為:P0.8m≈P0.6m≈P0.4m＞P0.2m?P0m，在樁間土處的應(yīng)力值大小關(guān)系:P0.4m≈P0.6m≈P0.8m?P0.2m?P0m;

(3)當(dāng)褥墊層厚度大于0.4 m時(shí)的CFG樁復(fù)合地基，樁間土的承載力的發(fā)揮系數(shù)在0.88～0.98，且可以滿足設(shè)計(jì)要求的工后沉降(＜15 mm)，樁帽的承載力發(fā)揮系數(shù)大于0.54，二者得到了充分利用。

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