列车荷载作用下的高压旋喷桩的桩身模量对复合地基的动力响应影响分析

赵南陆 曹宏 梁永恒

以唐曹铁路的典型断面为例，利用FLAC3D软件对高压旋喷桩复合地基在列车荷载作用下的动力响应进行了数值模拟研究。通过改变桩身模量大小研究其对于高压旋喷桩复合地基的动应力、动加速度和动位移的影响。

列车荷载；

高压旋喷桩复合地基；

桩身模量；

动力响应；

FLAC3D

TU473.1+2 A

［定稿日期］2022-03-22

［作者简介］赵南陆（1994—），男，硕士，从事岩土工程领域的技术研究工作。

高压旋喷桩是一种以静压力注浆的方法为基础，同时将其与高压水射流切割技术相结合而得到的一种地基加固装置［1-3］。其成桩机理是，利用高压喷射装置，让水泥土以较高的速度从该装置的喷枪中喷出，使得喷出的水泥土对其下部的地基土达到高速挤压以及切割的效果，最终形成桩体。高射旋喷桩施工技术通过改变原地层的结构和组成，同时灌入泥浆或复合浆形成凝结体，从而达到加固地基和防渗的目的，该技术可广泛用于淤泥质土、黏土、粉质黏土、粉土、砂土和人工填土等多种土层。随着科学技术的不断发展，对高压旋喷桩的施工提出了更多的要求。20世纪70年代中期，Ruben通过研究得到了一种新的工作法，即JSG工法又叫二重管法，至20世纪80年代，日本又相继研究出了三重管以及多重管法旋喷注浆法［4］。近年，日本学者又将高压喷射注浆和深层水泥液搅拌两者方法结合起来，形成了目前常用的深层喷射搅拌混合法［5］。

1 工程概况

唐曹铁路，是一条连接河北省唐山市丰南区和曹妃甸区的国铁Ⅰ级双线电气客货共线铁路，全长76.3 km，设计时速160 km/h，是北京—秦皇岛城际铁路的重要组成部分。曹妃甸区地处环渤海中心地带，该区地质条件复杂，经过了几个阶段的沧海桑田的更迭之后，形成了以黏土为主的滨海地貌，且进行了大面积的填海造陆，因此非常适合利用吹填技术将曹妃甸地区的地质条件加以改造。该地区吹填土按照其工程特性可分：①距离吹填完成时间较短的砂土，吹填土表现为软塑-流塑状；
②吹填完成后经过一段时间固结沉降的土体；
③吹填完成后经过地基处理后的土体。其中，工程性质最好的为第3种，其孔隙比、含水率以及压缩模量等性质同另外2种吹填土相比，均得到了很大程度的提高。

由于该地区总体上的吹填土的孔隙比高、强度低等性质，使得在这种特殊地基上修建铁路会导致地基的变形大、承载能力不够，还会导致地基内长期存在超孔隙水压力这样类似的技术难点，如果不加以解决，工程将会存在相当大的安全隐患。因此，利用高压旋喷桩施工技术对该地区的地基进行加固以提高整体承载力是比较合适的。本文将基于FLAC3D软件对唐曹铁路DK33+440.52～DK44+205路段中的DK37+700断面进行建模，并模拟其在列车动荷载作用下不同桩身模量的动力响应。

2 模型参数

2.1 几何参数

以唐曹铁路DK33+440.52～DK44+205路段中的DK37+700断面为实际工程背景，模型高30 m，其中包括5 m高的路基和地下25 m的地基，宽100 m，填筑路堤的设计坡度为1∶1.5。根据网格划分的原则，并结合唐曹铁路实际工程断面DK37+700，对数值模拟的模型网格尺寸进行划分，为减轻计算难度，沿y轴方向，划分15个网格单元，单元长度为2 m；
沿x轴，中间复合地基加固部分，每个网格采用与桩径相等的尺寸即为0.5 m；
沿z方向，随深度增加，动力荷载的影响可以忽略，故上部取较小网格尺寸，约为0.5～0.8 m，距地面6 m及以下部分网格尺寸约为2～3 m。模型网格划分结果见图1。

2.2 物理力学参数

计算模型包括填筑路基、地基土层、水泥土搅拌桩、土工格栅褥垫层等组成部分。模型中忽略土工格栅的影响，其他各结构层均通过实体单元进行模拟，实体单元与实体单元之间通过节点的相互连接来实现力的传递。沿线路方向对桩体以及桩间土体进行简化，采用其复合模量进行计算，高压旋喷桩的平面布置见图2。根据现场得到的该断面的监测数据，高压旋喷桩的相关计算参数见表1。

本文采用FLAC3D中弹塑性本构模型对地基以及路基土层进行模拟。需要提供土层参数中的体积模量K和切变模量G，体积模量K和切变模量G与弹性模量E存在关系：

K=E3（1-2μ）（1）

G=E2（1+μ）（2）

式中：K为体积模量；
G为剪切模量；
E为弹性模量；
μ为泊松比。

选取唐曹铁路中的DK37+700断面为工程背景，建立有限差分模型，分析在动荷载下的动力响应，断面的土层参数见表2。

3 模型建立

按照图1进行建模，模型四周设置自由场边界，在模型底部施加静止边界。FLAC3D中的接触面采用的是无厚度接触面单元，其本构模型为库伦剪切模型。接触面的接触性体现在接触面的节点上，且接触力仅在节点上传递。接触面参数与每个节点都有联系，且每個节点也可以有自己独立的参数。

根据工程实际，当桩顶荷载增大时，桩侧摩阻力的变化和桩端阻力的变化是不相同的，桩侧接触面和桩顶接触面节点会发生分离，故在桩侧和桩端采用不同ID号的接触面，更能模拟桩的受力机理，得到更接近实际的结论。本文在桩侧建立Interface1、桩端建立Interace2，以此反应两者不同的受力情况。对于列车荷载的模拟，笔者则考虑为2节车厢及其相邻转向架间的荷载叠加，在路堤顶部相应节点处施加激励荷载，得到相邻车厢轮载叠加后动荷载［6］，如图3所示。其中考虑2节车厢相邻转向架荷载时，动荷载作用时长为0.8 s，以分析路堤以及地基内部的动力响应，主要包括各土层中动应力、动位移以及动加速度的变化规律。

4 结果分析

在列车移动荷载下，动力响应发生最强烈的位置为模型的路堤顶面［7-8］。故取路堤顶面中心附近节点为研究对象，对模型相关参数的影响效果进行讨论。除桩身模量外，数值计算的因素的取值恒定，采用桩身弹性模量为60 MPa，80 MPa，100 MPa 3种工况进行数值计算。

4.1 动应力

如图4所示，为不同桩体模量时的复合地基路堤顶部动应力时程曲线，由图4可知，桩体模量变化时，动应力的变化规律基本一致，桩体模量的增加，对路基顶部动应力幅值基本无较大影响。在路堤顶部表面中心位置，加之桩体模量设计值，按照桩体弹性模量从小到大的顺序，即60 MPa、68.69 MPa、80 MPa、100 MPa，路堤顶部中心位置动应力幅值分别为：9.96 kPa，9.95 kPa，10.07 kPa，9.98 kPa，见图5。列车移动荷载下，高压旋喷桩复合地基及其上部路基内部的动应力主要由列车移动所产生的周期性动荷载引起，与其下部路基以及地基本身的刚度没有直接的关系，而由于列车移动荷载并未发生改变，故模型内部动应力变化较小，当桩身模量增大时，动应力时程曲线的形状同其幅值均无较大变化。

4.2 动加速度

如图6所示，为不同桩身模量时的路基顶部中心位置的动加速度时程曲线，由图6可知，桩身模量增大时，动应力的变化规律基本一致，随着桩身模量的增大，路基顶部动应力幅值基本恒定。

在路堤顶部表面中心位置，加之桩体模量设计值，按照桩体弹性模量从小到大的顺序，即60 MPa、68.69 MPa、80 MPa、100 MPa，路堤顶部中心位置动应力幅值分别为：15.62 m/s2、15.60 m/s2、15.79 m/s2、15.65 m/s2，对比见图7。

列车移动荷载下，高压旋喷桩复合地基及其上部路基内部的动加速度主要由列车移动在土体内产生的动应力引起，与其下部路基以及地基本身的刚度没有直接的关系，而由于列车移动造成的土体内动应力并未发生改变，故模型内部动应力变化较小，当桩身模量变大时，动加速度时程曲线的形状及其幅值均无明显的增减。

4.3 动位移

图8为不同桩体模量时的复合地基路堤顶部动位移变化的时程曲线，有图可知，当桩身模量变大时，三者动位移时程曲线形状基本一致，即动位移的变化规律基本保持一致，但动位移幅值有所不同，由于桩体模量的增大而致使路基顶部动位移的幅值趋向减小，同时动位移幅值的增量也趋于减小。在路堤顶部中心位置，加之桩体模量设计值，按照桩体弹性模量从小到大的顺序，即60 MPa、68.69 MPa、80 MPa、100 MPa，其动位移幅值分别为：1.05 mm、0.93 mm、0.87 mm、0.83 mm。

列车移动荷载作用下，高压旋喷桩复合地基上部路基表面的动位移主要由路基沉降及其下部高压旋喷桩加固区动位移两部分组成，因为旋喷桩模量的加大，故加固区整体模量增加，软弱地基加固区的动位移减小。

当桩身模量变大时，加固区模量增大，复合地基的整体动位移将逐渐减小，从而导致其上路基顶部动位移幅值减小；
由于上部列车动荷载并未发生改变，传到地基处时，土层内部的动应力也不发生变化，若桩体模量继续增大，由下部地基所产生的位移增量将会逐渐减小，此时路基顶部动位移主要由路堤本身产生，由于路堤本身的性质并未发生改变，因此其动位移幅值的增量将逐渐减小且趋于路堤总沉降。

5 结论

本文利用有限差分软件FLAC3D模拟高压旋喷桩复合地基的桩身模量对列车动荷载作用下路基表面动应力、动位移以及动加速的影响，得出结论：

（1）桩体弹性模量对列车荷载下陆地表面中心位置的动应力和动加速度影响较小，但对于其控制路基和地基动位移的作用比较明显。

（2）当桩体弹性模量增大到一定程度时，其控制动位移的效果将开始减弱，此时继续增加桩体弹性模量以控制变形的意义不大。

（3）实际工程中，通过增减水泥的掺入量来控制高压旋喷桩弹性模量，在充分利用桩体承载力的同时，应充分发挥桩间土的承载特性，实现桩-土共同作用。

参考文献

［1］ 苏弦.高压旋喷桩复合地基的设计与施工［C］//第二届全国岩土与工程学术会论文集（下册）， 2006.

［2］ 周建国.浅议高压喷射注菜技术的應用［J］.福建建材，2009 （3）：13-42.

［3］ 蒋炳亮.浅谈高压旋喷桩注浆法地基处理的施工［J］.山西建筑，2008 （7）：20-51.

［4］ 余暄平.国内外高压旋喷技术的发展现状与趋势［J］.成果应用，2006 （4）：185-191.

［5］ 史佩栋.日本高压与超高压喷射注浆技术现状［J］.地基基础工程， 1996 （2）：15-19.

［6］ 陈果元.客运专线路桥过渡段动力特性的试验研究与数值分析［D］.长沙：
中南大学， 2006.

［7］ 潘昌实， G.N. Pande.黄土隧道列车动荷载响应初步数定分析研究［J］.土木工程学报， 1984，17（4）：18-28.

［8］ 陈震.高速铁路路基动力响应研究［D］.北京：
中国科学院：2006.

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