斜向旋喷桩加固重载铁路路基效果研究

谢小山，陈彦恒，赵春彦，梅慧浩，伍晓伟,

(1. 郑州铁路职业技术学院，河南 郑州 451460；2. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075；3. 广西交通规划勘察设计研究院有限公司，广西 南宁 530012)

货运重载化是当今世界铁路的发展方向，也是我国提高煤炭运输能力的重要途径。重载铁路列车轴重大，在高密度行车作用下已产生了较多的路基病害[1−3]，在既有线扩能改造的背景下，研究适用于既有重载铁路路基的加固强化措施具有重要的现实意义。目前常用的路基加固方法主要包括换填法、注浆法等，然而上述方法存在影响行车，加固效果不佳等缺陷[4]。朔黄重载铁路作为我国西煤东运的第二大通道，在扩能改造工程中首次设计并采用了斜向旋喷桩加固路基技术，该技术具有不影响行车、旋喷压力易保证、能显著提高路基承载力等优点，具有良好的实用性[5]。陈立涛[6]基于朔黄铁路试验段实测数据运用 ABAQUS软件建立了有限元仿真分析模型，分析了旋喷桩角度、密度及加强范围等布设参数与加强效果的影响关系。李懿等[7]采用K30试验、轻型动力触探试验和室内试验对斜向旋喷桩加固后的朔黄铁路第170号桥路桥过渡段质量进行了检测。李海超[8]采用室内模型试验和数值模拟等方法对斜向旋喷桩加固路基技术进行了研究，提出了斜向旋喷桩加固路基的最佳设计参数。狄宏规等[9]结合朔黄重载铁路路基加固前后检测试验数据和斜向高压旋喷桩的加固机理，对斜向高压旋喷桩技术加强既有线路基的综合效果进行了探索研究。狄宏规等[10]对朔黄重载铁路两个过渡段路基进行加固前后路基状态的检测，对朔黄铁路重载扩能的路基强度条件进行了评估。宋绪国等[11]结合朔黄线某路基现场试验段，介绍该加固措施的施工机具、施工工艺、操作参数、施工质量控制措施及施工安全注意事项，证实了采用水平旋喷加筋水泥土桩加固既有重载铁路路基是可行的。虽然斜向旋喷桩加固既有铁路路基获得了广泛应用，并有相关学者开展了研究工作，但整体上该技术还是施工超前于设计理论，仍处于依据加固前后检测结果来优选施工参数的阶段。目前对加固后路基土的应力状态分布还需进一步研究。本文以朔黄铁路斜向旋喷桩加固路基现场施工参数为依据，建立均布静荷载作用下斜向旋喷桩加固路基有限元模型，对加固前后路基内应力分布状态及控制沉降效果等进行研究，为进一步揭示斜向旋喷桩加固效果和朔黄重载铁路扩能改造工程提供参考。

1 均布静荷载作用下斜向旋喷桩加固路基有限元模型

1.1 均布静荷载

朔黄铁路为双线铁路，为减小模型尺寸，本文路基模型为单线线路，通过在朔黄铁路工点K51+250~K51+320现场进行调研，确定了本文单线路路基模型的轨道及路基结构参数，见表1。

表1 路基模型结构参数Table 1 Structure parameters of subgrade model

作用在路基面上的荷载包括两部分：线路上部结构重量作用在路基面上的静荷载以及列车运行时通过上部结构传递到路基面上的动荷载。《铁路路基设计规范》[12]、《高速铁路设计规范》[13]和《重载铁路路基设计规范》中在设计路基面竖向静荷载时，把静荷载和动荷载一并简化为均布静荷载处理。均布静荷载P的组成包括两部分：轨道静荷载S和列车活载Q。具体换算方法如下：

1) 轨道静荷载S

①钢轨重量：0.75×2=1.5 kN；

②道砟重量：30×(3+3+1.75)×0.5×0.5=58.125 kN；

③轨枕重量：1.84×2.5=4.6 kN；

④轨道静荷载(在此忽略扣件的重量)：P=1.5+58.125+4.6=64.225 kN/m。

2) 列车活载Q

列车活载Q=M/L

式中：M为轴重；L为荷载间距。通过在朔黄铁路现场调研，目前主要运行C80型敞车，列车轴重为25 t。考虑到C80型敞车邻轴距较近，列车活载采

用ZH特种活载图式，L=1.4 m。如图1所示，可得Q=156.25 kN/m。

图1 列车活载图示Fig. 1 Train live load representative figure注：z为重载等级系数；z=轴重/25

换算出作用在路基面上的均布静荷载(沿线路纵向单位长度)P=S+Q，自轨枕底两端按45°角向下扩散，与路基面两交点间的水平距离为换算均布荷载的作用宽度。换算出的均布静荷载见表2。

表2 25 t轴重下换算的均布静荷载Table 2 Uniformly distributed static load converted from 25 t axle load

1.2 斜向旋喷桩设置参数

朔黄铁路在工点 K51+250~K51+320路涵过渡段作为加固试验段进行了旋喷桩加固[6]，本文以该加固试验段为工程背景，旋喷桩加固参数依据现场施工参数设置。如图2所示，沿路基横断面方向，自路堤两侧路肩以下a=1 m处设置第一排桩，桩与水平方向夹角为15°向下，桩间距沿边坡方向为b=2 m，第一排桩设置到45°扩散线处，以下各排桩交叉长度c=1 m，每个横断面设置5根桩。沿线路纵向方向，路基两侧各设3排桩，路基边坡同一侧桩间距沿纵向d=3 m。路基高度为10 m，地基高度为5 m，旋喷桩加固段沿线路纵向长度为8 m。

1.3 有限元模型的建立

采用有限元 ABAQUS软件建立旋喷桩加固路基静力分析模型，为降低模型边界效应对计算结果的影响，模型沿线路纵向长度为66 m。在Z=0~30.2 m和 Z=35.8~66 m范围内路基面作用均布静荷载P2，在Z=30.2~35.8 m范围内作用均布静荷载P1，P1作用的长度为5.6 m，P1和P2的作用面宽度均为3.5 m。基床表层厚度为0.6 m，在线路纵向Z=29.25，32.25和35.25 m处沿路基一侧边坡各设置5根桩，在线路纵向Z=30.75，33.75和36.75 m在路基另一侧边坡各设置5根桩，如图3所示。

图2 旋喷桩布置横截面图Fig. 2 Cross-section diagram of arrangement of inclined jet grouting piles

考虑到旋喷桩是通过水泥浆切削、搅拌土体形成的加固体，故不考虑桩土间摩擦，将旋喷桩与路基土视为连续体。为方便网格划分，旋喷桩横断面为正方形，边长为500 mm。对模型进行区域分割后，即可实现结构化网格划分，如图4所示。有限元材料模型参数见表3。

图3 斜向旋喷桩加固路基有限元模型三视图Fig. 3 Three view drawing of finite model of subgrade reinforced by inclined jet grouting piles

图4 路基横断面网格划分Fig. 4 Meshing of subgrade cross section

表3 有限元模型材料参数Table 3 Material parameters of finite model

图5 未加固路基静力模型三视图Fig. 5 Three view drawing of unreinforced subgrade

同时，为进行加固前后的对比分析，建立未加固路基模型，如图5所示，模型几何尺寸参数与图3相同，材料参数见表3。

2 斜向旋喷桩加固前后应力分布及沉降规律分析

2.1 应力分布规律分析

在均布静荷载作用下，在路基土体中产生的附加应力以竖直方向正应力为最大，对路基土的变形影响最显著，因此，未经特别指出，本文中应力指竖直方向正应力，以竖直向下为正。

2.1.1 应力随深度的变化规律

对旋喷桩加固路基有限元模型施加均布静荷载后，旋喷桩加固断面处(Z=33.75 m)路基土体附加应力随深度的变化规律如图6所示。

图6 均布静荷载作用下加固断面中心处附加应力−深度关系曲线Fig. 6 Effect of depth on additional stress at center line of reinforced section under uniformly distributed static load

图7 旋喷桩与线路中心线相交深度Fig. 7 Intersection depth of the inclined jet grouting piles and center line

由图6可知，均布静荷载作用下旋喷桩加固断面中心处附加应力整体上随深度的增加而呈衰减趋势，在个别深度处，衰减曲线上存在尖锐的峰点(在图6中以★标记)，应力值增大。与图7对比可知，峰点均发生在桩−土交界区域，由于桩的刚度远大于土体的刚度(桩E=10 000 MPa，土E=110~120 MPa)，在桩−土交界区域刚度发生突变，因此产生了应力集中现象，在桩底处桩−土交界区域应力集中程度最高，在图8上可直观地观察到此现象。

图8 均布静荷载作用下旋喷桩加固断面应力云图Fig. 8 Stress nephogram of reinforced section under uniformly distributed static load

在未加固断面(Z=33 m横断面)中心处，附加应力随深度的变化规律如图9所示。

图9 均布静荷载作用下未加固断面中心处附加应力−深度关系曲线Fig. 9 Effect of depth on additional stress at center line of unreinforced section under uniformly distributed static load

由图9可知，均布静荷载作用下未加固断面中心处附加应力整体上随深度的增加而衰减，衰减曲线在个别深度处也存在峰点(在图 9中以★标记)，在峰点处应力值明显增大。可见在Z=33 m截面处，虽未进行旋喷桩加固，但由于处于两排旋喷桩加固区域内，且桩间距较近(1.5 m)，桩间土在部分区域存在应力集中现象。与图6对比可发现，图9中峰值点数量少于图 6，且尖锐程度小于图 6，可见应力集中程度较弱，图9中峰值点对应的深度基本上与图6中峰值点对应深度相同。

在Z=33.75 m和Z=33 m截面处，未加固路基有限元模型在均布静荷载作用下断面中心处附加应力随深度的变化规律相同，如图10所示。

图10 未加固路基有限元模型均布静荷载作用下附加应力−深度关系曲线Fig. 10 Effect of depth on additional stress at center line of unreinforced subgrade section under uniformly distributed static load

由图 10可知，未加固路基有限元模型在均布静荷载作用下断面中心处附加应力随深度的增加而衰减。对比旋喷桩加固前后Z=33 m和33.75 m断面中心处附加应力随深度的衰减曲线，可知，加固后各深度附加应力值有所降低。分析认为，加固后路基整体刚度增大，虽然由于桩−土交界区域存在应力集中现象，但应力值增大幅度较小，由于斜向旋喷桩的支撑加筋作用，桩下处的应力值明显降低，整体上加固后各深度附加应力值均小于加固前附加应力值。

2.1.2 应力沿路基横截面的变化规律

绘制未加固断面(Z=33 m)距中心线距离分别为1.75 m和3.48 m(路肩)处应力随深度的变化曲线，如图11~12所示。

图11 距线路中心线1.75 m处附加应力随深度的关系曲线Fig. 11 Effect of depth on additional stress at 1.75 meters away from center line of subgrade under uniformly distributed static load

图12 距线路中心线3.48 m处附加应力−深度关系曲线Fig. 12 Effect of depth on additional stress at 3.48 meters away from center line of subgrade under uniformly distributed static load

由图11~12可知，距线路中心线1.75 m和3.48 m不同深度处，加固后附加应力值与加固前相比均有所降低，而由前所述，在线路中心线处加固后附加应力小于加固前附加应力，由此可知，加固后沿横截面方向不同位置处的附加应力值均较加固前降低，应力分布更加均匀，从而起到明显的加筋作用。

2.2 路基面沉降分析

提取旋喷桩加固路基有限元模型 Z=27~39 m范围内路基面不同位置处的沉降值，如图13所示。选取Z=33，33.75和35.25 m 3个横断面来分析路基面沉降沿横截面方向变化趋势，如图14所示。

图13 旋喷桩加固路基模型路基面沉降Fig. 13 Settlement of subgrade surface of reinforced subgrade model

图14 路基面沉降沿路基横截面方向变化曲线Fig. 14 Change curves of subgrade surface settlement along transverse direction

沿线路纵向，在Z=33 m处，路基面各位置沉降均达到最大值，沿横截面方向，在线路中心线处路基面沉降值最大，随着与线路中心线距离的增加，沉降值逐渐降低，在距线路中心线3.48 m(路肩)处，沉降值最小，衰减趋势见图14。因在Z=33.75 m处，沉降量值与Z=33 m处相差很小，故在图14中显示两横截面处路基面沉降沿路基横截面方向变化曲线是重合的。

绘制未加固路基有限元模型 Z=27~39 m范围内路基面不同位置处的沉降值，如图15所示。Z=33，33.75和35.25 m 3个横断面处路基面沉降沿横截面方向变化趋势，如图16所示。

图15 未加固路基模型路基面沉降Fig. 15 Subgrade surface settlement of unreinforced subgrade

图16 路基面沉降沿路基横截面方向变化曲线Fig. 16 Change curves of subgrade surface settlement along transverse direction

通过对比可知，斜向旋喷桩加固路基没有改变路基面的沉降分布规律。加固前后，沿线路纵向，在Z=33 m处，路基面沉降值最大，向线路两侧逐渐衰减，衰减趋势基本相同。沿路基横截面方向，路基面沉降均从线路中心线向路肩方向逐渐衰减，且衰减规律基本相同，因在Z=33.75 m处，沉降量值与Z=33 m处相差很小，故在图16中显示两横截面处路基面沉降沿路基横截面方向变化曲线是重合的。

旋喷桩加固后，Z=33，33.75和35.25 m 3个横断面处路基面各位置的沉降值均明显降低，如图17所示。线路中心线处降低幅度最大，达到32.75%~33.32%，路肩处降低幅度最小，为11.44%~12.35%。可见，旋喷桩加固对降低静荷载作用下路基面的沉降具有积极作用。

图17 不同横截面处加固前后路基面沉降对比Fig. 17 Settlement comparison of subgrade surface at different transverse section before and after the reinforcement

3 结论

1) 由于桩的刚度远大于路基土体的刚度，斜向旋喷桩加固路基后，在桩−土交界区域存在应力集中现象，尤其在桩底区域应力集中现象最明显。

2) 斜向旋喷桩加固后沿横截面方向不同位置处的附加应力值均较加固前降低，应力分布更加均匀，斜向旋喷桩起到明显的支撑加筋作用。

3) 斜向旋喷桩加固路基没有改变路基面的沉降分布规律，但路基面各位置沉降值明显降低，斜向旋喷桩对降低静荷载作用下路基面的沉降具有积极作用。

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