大振次列车动荷载作用下桩网加筋路堤土拱效应模型试验研究

陈仁朋， 汪焱卫， 陈金苗， 边学成

(1. 浙江大学 岩土工程研究所，浙江 杭州 310027; 2. 软弱土与环境土工教育部重点试验室，浙江 杭州 310027;3. 宁波建工股份有限公司,浙江 宁波 315040)

桩网结构路堤在高速铁路中应用广泛，如武广线、隧渝线、贵广线、京沪高铁线等[1-6]。桩网结构路堤中，桩土差异沉降在路堤中产生的土拱效应及桩顶铺设的土工格栅受力状态直接影响桩土之间荷载分配和路堤沉降。许多学者开展了室内缩尺模型试验研究。Low和Hewlett[7-8]在室内模型试验验证了土拱效应的存在，提出了空间和平面土拱分析模型。曹卫平等[9]开展了室内平面土拱模型试验，用水袋模拟桩间软土，发现桩土应力比随桩土相对位移变化，且存在上下限值；认为桩顶加筋材料能够提高桩的荷载分担比。费康等[10]用橡胶材料模拟桩间软土进行室内三维土拱模型试验，用数值手段分析了土拱效应的发挥过程。

上述研究侧重静力荷载作用，对动力荷载作用下土拱效应的研究尚处于起步阶段。叶阳升等[11]在某高速铁路线用激振机模拟路堤上部动荷载进行路堤内部动荷载传递特性研究，发现长期动荷载作用下土拱较为稳定，土拱内部动应力基本按均质体传递，桩顶和桩间上方路堤中的动应力衰减趋势基本一致，动应力影响深约3 m；测试得到的桩顶动变形和桩间动变形接近，说明桩间土质较好。肖宏等[12]在遂渝线现场对3 m高桩网结构路堤进行现场实测研究，认为桩顶较桩间承担更多的动应力，动应力随路堤深度衰减，经过3 m高的路堤衰减后对下部垫层几乎没有影响。张崇磊等[13]用量纲分析法对遂渝铁路线某工点进行几何相似比为1∶13的桩网结构路堤室内大比例动态模型试验研究，动力加载波形为正弦波，在路堤中心和路肩下方不同高度处埋设了动土压力盒。试验结果表明，路堤内部动应力均随路堤深度呈衰减趋势；由于其路堤中心正好对应桩间中心，没有测试桩顶上方的动应力分布；振动初期桩土应力比随振动次数增大并且趋向于平稳。韩高孝等[14]通过室内三维模型试验研究动荷载作用下的土拱效应，模型槽长宽高分别为55、55、100 cm，用锯末模拟桩间软土，用激振器结合载荷板进行单点加载试验，加载波形为正弦波；填土完成后桩土应力比为2.7。试验结果表明，在拱顶上方，桩顶和桩间的动应力随填土深度衰减；在土拱范围内，桩间上方的动应力加速衰减，桩顶上方的动应力随路堤深度基本保持不变；在动荷载做用下，土拱发生弱化，桩间上方一部分荷载转移到桩顶上方。

综上，针对动荷载下土拱效应的研究主要在现场及室内试验方面，且这些研究结论存在矛盾。本文按文献[15]要求建造了3.2 m高单线桩网路堤，开展桩网结构路堤足尺模型试验研究；施加120万次列车动轴载，研究桩网结构路堤中动应力传递规律及土拱对路堤内部动应力传递的影响规律，获得长期动荷载作用下的桩土荷载分担比的变化规律，为我国高铁桩网路堤设计提供参考。

1 模型试验概况

1.1 桩网结构路堤模型

桩网加筋结构路堤模型及实物见图1。模型横断面长15 m，线路方向长5.5 m，路堤上部宽5 m，下部宽13.1 m，高3.2 m，其中路堤本体高2.7 m；坡高比1.5∶1。混凝土底座厚0.3 m，平面尺寸5 m×3 m；采用CRTSⅠ型轨道板，规格4.962 m×2.4 m×0.19 m；扣件为WJ-7型；钢轨型号CHN 60。路堤严格按照文献[15]要求建造。

桩帽尺寸和间距由杭长客运专线杭州萧山段的典型设计工况确定。桩帽尺寸1 m×1 m×0.2 m，正方形布置，中心间距1.8 m，共15块，见图2。桩帽中间放置PVC水袋，充水后与桩帽等高。路堤填筑之前水袋充满水，试验中通过放水体积控制水袋沉降，模拟桩网结构路堤桩土差异沉降。

水平加筋垫层从下至上分别为15 cm厚砂砾石、10 cm厚细砂、一层单向土工格栅、10 cm厚细砂及15 cm厚砂砾石。土工格栅上下铺设细砂是为了保护土工格栅不被砂砾石破坏，保护埋设于土工格栅上的布拉格光纤光栅及土压力盒。土工格栅的抗拉强度130.6 kN/m，抗拉刚度2 459.5 kN/m，延伸率为8.22%。基床底层厚2.3 m，由粒径小于40 mm的碎石组成，级配良好，为A组填料[15]，最大干密度2.3×103kg/m3，最优含水量5.9%。基床表层厚0.4 m，由粒径小于40 mm的碎石组成，级配良好。路堤填料用压实机压实，每20 cm进行一次压实，含水量控制在4%～7%之间，用压实系数及K30指标进行压实质量控制。基床底层、表层的压实系数分别为0.978、0.983，K30分别为158、273 MPa/m，均满足要求[15]。基床底层、表层及桩顶垫层填料的颗分曲线见图3。

1.2 加载系统以及列车移动荷载模拟

轨道结构上部安装有8个作动器， 作动器间距0.625 m。通过钢轨上的分配梁、作动器及反力横梁对路堤施加荷载。作动器上安装有荷载传感器，实时监测作动器实际施加的荷载。单个作动器最大能够施加的荷载200 kN，响应频率30 Hz。通过控制作动器的加载频率及相邻作动器之间的相位差模拟不同的列车运行速度[16-19]。本次试验所模拟的列车速度为324 km/h,荷载波形为M型波。图4为试验过程中某一作动器实测加载时程曲线。

1.3 传感器布置

土压力测试采用光纤光栅土压力盒，其抗电磁干扰能力强、精度高。土压力盒直径23.5 cm，厚1 cm，适合路基粗颗粒填料的土压力测试，其布置见图1、图2。桩顶平面布置7个土压力盒，分别位于桩帽中心(T1、T4)、边缘(T2)、角落(T3)及桩间(T5～T7)，测试桩土荷载分担比及桩帽不同位置土压力分布规律；在加筋垫层高度，桩顶、桩间在土工格栅上下表面均布置土压力盒，测试土工格栅对土压力分布的影响；加筋垫层以上，每40 cm布置1个，桩顶、桩间分别布置4个，基床表层和基床底层接触面布置了1个，测试动应力在路堤内部的传递规律。

1.4 试验过程和测试物理量

试验包括路基填筑、轨道静力加载、桩间土沉降模拟(水袋放水)、列车动力加载等4个阶段。本文重点介绍列车动力加载试验路堤内部动应力部分的成果。

桩间土沉降模拟试验中，分9个阶段对水袋放水，每个阶段放水约1 h，各阶段放水间隔约2 h。根据总放水体积估算水袋沉降量，同时根据水袋上事先预埋的沉降板测试水袋沉降量。在水袋放水全部完成后，计算所得水袋累计下沉量为3.5 cm，实测下沉量为2.3 cm、3.2 cm，二者较为接近，说明用水袋放水模拟桩间土沉降是可行的。

动荷载试验振动次数分成9组，每组振动次数依次增加，具体见表1。在动力试验过程中，实时监测土压力盒及土工格栅上光纤光栅数据。

表1 振动组数划分

2 试验结果分析

2.1 桩间土沉降模拟试验结果

由于桩帽的压缩性远远小于水袋的压缩性，加之水袋未完全填满桩帽之间的空间，所以填筑过程中水袋仍存在一定的变形，导致桩土之间竖向土压力分布不均匀。水袋放水前后桩顶平面土压力见表2。从表2可知，路基填筑完成后，桩顶、桩间平均竖向土压力分别为175.36、16.56 kPa，桩土荷载分担比(桩帽承担的荷载除以单个桩帽影响范围内的路堤总荷载)为77.3%。水袋放水后，模拟地基发生了约3.5 cm的沉降，桩顶平均土压力增长约30 kPa，桩间平均土压力减少约14 kPa，减少到2.24 kPa，桩间几乎不承担上部路堤荷载。由于桩土差异沉降的扩大，路堤土压力进一步从桩间转移到桩顶上方，桩顶荷载分担比增加到90.4%。

表2 水袋放水前后桩顶平面土压力统计表 kPa

图5为不同桩土差异沉降下桩顶和桩间土压力竖向分布。从图5中可以看出，随着桩土差异沉降的扩大，桩顶上方不同高度处的土压力均有所增加，桩间上方不同高度处的土压力逐渐减小，土拱效应随桩土差异沉降的扩大而持续发挥。当水袋下沉量从32.5 mm扩大到35 mm时，桩顶、桩间上方的土压力基本不变化，说明此时土拱效应已经完全发挥。水袋下沉量为35 mm时，路堤表面至路堤1.6 m深度范围内，桩顶、桩间土压力较为接近，和无土拱时的土压力较为接近；路堤1.6 m深度下方，桩顶上方土压力迅速增长，越靠近桩顶平面土压力越大，桩间上方土压力则迅速衰减，小于无土拱发生时的土压力。因此，土拱高度约为1.6 m，即2倍的桩帽净间距。

2.2 动荷载试验结果

图6为路堤0.4 m深度处的动土压力时程图。从图6中可以看出，动应力时程曲线为典型的M形波，其他部位的土压力时程曲线形状与图6类似。为研究动应力在路堤内部的分布规律以及动应力随振动次数的变化规律，本文以M形波最大幅值(扣除静土压力)作为路基的动应力。

桩帽平面位置处动应力随振次变化见图7。桩帽不同位置动应力变化见表3。在动荷载作用下，传递到中心桩帽中心(T1)、边缘(T2)、角落(T3)及路肩下方桩帽中心(T4)的动应力分别约为26、27、35、15 kPa；路堤中心下方桩帽上的动应力明显比路肩下方桩帽上的动应力大，动应力为未施加动荷载时桩帽相应位置静土压力的0.15倍；路堤中心下方桩帽平均动应力为30.4 kPa，受土拱效应影响，桩帽上的动应力不但没有衰减，反而比基床表层的动应力大；桩间上方动应力不大，约1.5 kPa，随振次基本上不发生变化；桩土动应力比为20.3，桩帽承担了90.1%的动荷载，桩间基本不承担动荷载。

表3 桩帽不同位置动应力

位置静土压力σ/kPa动应力σd/kPa动应力增幅σd/σT1167.35260.15T2186.48270.14T3232.96350.15T490.32130.14

因此，对低矮桩网结构路堤，桩会承受较大的动荷载作用，如果动荷载在桩顶产生的循环荷载比CLR超过一定的数值，桩会出现较大的累积沉降[20]。

从图7中还可以看出，当振动次数较小时，桩帽上3个位置的动应力均随着振次的增加而增加，说明振动次数较小时土拱效应在一定程度上得到了强化；振动次数较大时，桩帽中心处的动应力趋于平稳，几乎不发生变化，桩帽边缘和桩帽角落处的动应力均随振动次数逐渐减小，说明土拱在一定程度上弱化，且对于桩顶平面上的桩帽，土拱最初弱化区域主要是在拱脚区域，即桩帽边缘和角落位置，尤其是桩帽角落区域。因为当振动次数较小时，土拱拱身填料在动荷载作用下不断受到挤压而更加密实，土拱在一定程度上得到强化；振动次数继续增大时，土拱逐渐发生弱化，但是弱化并不明显。

桩土平均动应力比随振动次数变化见图8。从图8可以看到，振动次数较小时，桩土动应力比小幅增加，随后桩土动应力区域稳定；振动次数继续加大，桩土动应力比持续下降，从最初的20.3下降到18.2。

桩顶上方格栅上、下表面动应力随振次变化见图9。从图9可以看出，桩顶上方格栅上、下表面的动应力分别约为23、27 kPa，差约4 kPa，说明在桩帽位置，由于格栅张拉膜效应，桩帽上方的动应力增加；桩间上方格栅上、下表面的动应力约1.5 kPa，振动过程中基本上不发生变化，差值很小；振动次数较小时，格栅下表面的动应力持续增加，上表面的动应力小幅增加，前者的变化幅度较后者大；随振动次数增加，格栅上下表面的动应力从最初的2.8 kPa增加到振动100万次后的4.2 kPa，说明土工格栅在受到长期的动荷载作用下，将更多的动荷载转移到桩帽。

通过对土工格栅的拉力测试发现，在长期动荷载作用下，格栅拉力增长较为明显，路堤中心处的格栅拉力从振动前的12.2 kN/m增长到振动后的13.4 kN/m，约增长了9.8%，其他位置的格栅拉力均有所增长。这可能是引起格栅将更多动荷载转移到桩帽上的原因。格栅拉力变大的同时，格栅挠度变大，将更多的格栅拉力转移到桩顶上方，使桩顶上方格栅上下表面的动应力差值随动荷载逐步增大。

图10为路堤表层静荷载为20 kPa时静应力分布和动荷载作用下的动应力分布对比图。从图10可以看出，在路堤深度2 m内，即拱顶上方，动静应力均随路堤深度衰减；在路堤深度2 m至桩顶深度即土拱范围内，桩顶上方的动静应力越靠近桩顶越大，均没有随深度衰减趋势；桩间上方的动静应力都呈现衰减趋势。说明土拱对动静荷载的转移都起到了明显作用，将更多荷载转移到桩顶上方。

振动50万次以后，桩顶上方不同高度处的动应力大于开始振动时的动应力；振动次数达到100万次时，桩顶上方不同高度处的动应力小幅衰减。说明在大振次作用下，土拱在不同高度处都有所衰减，与图7一致。振动次数较少时，由于土体之间的挤密作用，土拱在一定程度上强化；振动次数较多时，在长期动荷载的作用下，土拱开始弱化，但弱化程度不高，土拱总体上是稳定的。

桩顶上方的拱内区域，动应力比静应力大；桩间上方的拱内区域，动应力比静应力小。说明和静荷载相比，动荷载更容易传递到桩顶上方。由于动荷载和静荷载在路堤内部的传递都受土拱影响，而动荷载的传递同时受土体刚度影响，土体刚度越大动荷载更容易转移。由于土拱效应的影响，拱脚和拱圈土体受到较大的压应力，土体相对密实；拱圈内的土体应力水平降低，土体变得相对松散。因此，桩顶上方的土体刚度比较桩间上方的土体刚度大，桩顶上方的动应力大于静应力，桩间上方的动应力小于静应力。

3 试验结果讨论

试验中，土拱对动荷载在路堤内部中的传递起到明显的作用。这一结果和现场测试结果[11-12]不同。本试验桩土差异沉降3.5 cm，由2.1节可知，在完全放水后，路堤中的土拱几乎已经发挥完全，桩顶几乎承担了全部的上部荷载。文献[11]现场所做的动荷载试验中，其路堤填筑完成后桩顶荷载分担比为70.6%，小于本文中的桩顶荷载分担比90.4%；其桩顶和桩间土中测试所得动变形较为接近，说明其现场桩间土质情况较好，且土拱高度约1 m，说明土拱发挥程度不够高，使得桩顶桩间的动应力呈衰减趋势。在韩高孝等[14]的模型试验中，采用锯末模拟桩间软土，桩土刚度差异较大，桩顶上方的动应力在土拱范围内，随路堤深度基本不发生变化，土拱对动荷载的传递依然有效。综上，土拱对动应力在路堤内部中的传递有影响，影响程度和桩土差异沉降、土拱发挥程度及桩间土质情况等因素有关，有待今后进一步研究。本试验所得到的结论主要适用于深厚软土桩土差异沉降较大的情况。

用Boussinesq公式对路基内部的动应力进行计算[21]。从图10可以看出，对于土拱上方区域，Boussinesq公式能较准确计算拱顶上方的动应力；在土拱区域内，Boussinesq公式计算所得到的动应力很难反应在该区域内动应力的传递规律。说明在计算桩承式路堤内部动应力传递时，要考虑土拱效应的影响，尤其是桩土差异沉降较大的情况。

本文建议对桩土差异沉降较大的桩网结构路堤动应力的传递按照如下原则进行计算：

(1) 混凝土底座至土拱拱高范围内动应力按Boussinesq公式计算；

(2) 拱高至桩帽顶范围内，动应力在桩帽和桩间的分担比与静应力相同。

4 结论

本文通过高铁桩网加筋路堤足尺物理模型试验，研究了长期列车动荷载作用下路堤土拱效应对动土压力的影响，分析了土拱效应的演化规律。通过试验得到了以下结论：

(1) 模型试验土拱高度约1.6 m，为2倍桩帽净间距；在土拱上方，路基内部的动静应力随深度衰减；在土拱区域内，桩帽上方路基动应力没有衰减，反而随深度递增，土拱增加了桩帽上方动应力、减小了桩间土上方动应力。

(2) 在土拱上方区域内采用Boussinesq公式计算所得的动应力分布与实测结果接近；在土拱范围内，计算结果差异较大，需要考虑土拱对动应力分布的影响。土拱内动应力分布与桩土差异沉降有关，本试验桩土差异沉降3.5cm，桩帽承担90%的动荷载、89.9%的路堤静荷载。

(3) 对于一定桩土差异沉降形成的土拱，振动次数较小时，土拱不但没有弱化反而有所强化，表现为土拱拱底即桩帽上的动应力有所增长；振动次数较大时，桩顶上方的动应力开始减小，桩土动应力比降低。

(4) 对桩土差异沉降较大的桩网结构路堤动应力的传递建议按照如下原则进行计算：混凝土底座至土拱拱高范围内动应力按照Boussinesq公式计算；拱高至桩帽顶范围内，动应力在桩帽和桩间的分担比与静应力相同。

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