箱式路基端承式复合地基静动力性能室内模型试验研究

2023-11-17王亚威

铁道建筑 2023年10期

王亚威

中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉 430063

中国铁路工程建设的高质量发展是今后交通建设的主要方向。路基作为轨道结构的承载部位，是一种典型的线下支撑结构。相对于传统路基结构，箱式路基可以避免大体量路基填料的运输以及大体量填料的分层压实，节约了物料和用地，可以有效降低我国桥隧比，是一种迎合低碳、装配式发展的新型路基结构。因此对拼装式箱式路基及其基础的工后沉降、静动力性能的研究尤为重要。

铁路路基结构的典型工程问题为路基沉降控制及力学特性研究，因此在我国软土、黄土等特殊土地区，国内外众多学者提出了多种新型路基结构来控制整体变形和提高路基承载能力，其中包括X 形桩复合地基［1-2］、桩筏桩网结构［3-6］、桩板结构［7-9］等，针对新型路基结构研究其动力响应特征、长期累积变形特性与承载机制等。詹永祥等［10］在遂渝线针对非埋式桩板结构采用理论分析、循环动态加载试验与离心模型试验等开展沉降变形与动力特性研究。苏谦等［11-12］针对京沪高速铁路浅埋式桩板路基结构，通过数值分析与原位激振试验，系统地研究了深厚软土浅埋桩板式低矮路堤结构的长期变形与动力稳定性。杜广印等［13］利用模型试验研究透水混凝土桩复合地基的承载力。刘宏扬等［14］采用离心模型试验研究水泥粉煤灰碎石（Cement Fly-ash Gravel，CFG）桩失稳破坏特性。

当前对于高速铁路路基、高速公路路基复合地基加固技术已进行了较多研究。由于箱式路基结构是拼装式预制混凝土结构，对变形和地基各项力学性能要求甚高，但对箱式路基新结构下复合地基变形及静动力学性能研究鲜有报道。因此本文依托室内模型试验，以新建箱式路基端承式复合地基的静载和长期疲劳加载变形，复合地基中垫层、桩间和桩底土压力分布为观测指标对其动静态性能进行研究，以期为相关工程建设提供参考。

1 试验方案设计

1.1 模型设计

本次室内模型试验在西南交通大学陆地交通地质灾害防治技术国家工程研究中心进行，采用实验室先进的加载和测试设备完成加载步骤和测试内容。受实验室加载条件限制，在保证试验可靠性与安全性的前提下，按照相似比1∶6 确定箱式路基模型结构尺寸。单节箱式路基箱体长度为1.66 m，高度为1.17 m，宽度为2.02 m，见图1。路基箱体下方有垫层高度为0.1 m（包含0.067 m 碎石 + 0.033 m 中粗砂）夹铺两层土工格栅，在垫层里掺3%的水泥。箱式路基室内模型见图2。

图1 箱式路基横截面（单位：m）

图2 箱式路基室内模型试验

箱式路基为钢筋混凝土结构，混凝土采用C45 混凝土。地基拟采用CFG 桩加固，CFG 桩桩径0.08 m，高度拟定为0.95 m，桩间距0.32 m（垂直线路方向） ×0.33 m（线路方向）。桩帽长度0.15 m，宽度0.15 m，高度0.06 m。CFG 桩体原材料采用碎石、石屑、粉煤灰、水泥配合而成，材料按C15 混凝土配比；桩顶铺设垫层（碎石+中粗砂），垫层粒径不大于30 mm。同时，桩顶采用C35 混凝土桩帽。地基桩间土质为粉质黏土，桩底为基岩。模型试验中，基岩采用现浇混凝土层，桩基嵌入混凝土层模拟端承效果。

1.2 试验工况

本模型试验加载模式分静力加载试验和动力加载试验两部分，首先开展静力加载试验，然后进行动力加载试验。

1）静力加载试验

静力加载试验所选取的加载量级不能超过试验模型承受极限，不能造成试验模型产生破坏。根据荷载的相似关系，采用单个转向架模型，模型荷载为原型荷载的1/36。根据TB 10002—2017《铁路桥涵设计规范》采用ZKH 标准活载，一个转向架对轨面上的荷载为500 kN，故对结构施加的模型荷载为13.89 kN，竖向静荷载加载形式见图3。竖向静荷载分为跨中截面加载和边侧截面加载这两种试验工况。

图3 静力荷载加载时程曲线

2）疲劳加载试验

箱式路基结构模型疲劳试验为循环荷载试验，模拟双线铁路列车反复荷载作用下对其长期性能的影响。列车荷载的大小是通过液压伺服激振器的输出荷载来反映的。试验时加载控制系统输出荷载频率拟采用5 Hz，输出的波形为正弦波，荷载加载次数拟定为100 万次。根据模型相似比，波峰值和波谷值分别为20、3 kN。静载和疲劳加载作用位置见图4（实际加载时静载和疲劳分开加载），图中编号为位置编号。

图4 模型加载点位及位置编号

2 试验结果与分析

2.1 地基静力变形特性

箱式路基结构变形较小，位移主要是由地基沉降引起的，地基沉降不便于直接准确监测，故以箱式路基位移反映地基变形。静力载荷从0开始分级加载到20 kN，每次增长5 kN。跨中加载过程中，激光位移计实时监测箱式梁结构在静力载荷加载作用下跨中竖向位移的变化规律，见图5。可知：当荷载施加到设计载荷13.89 kN 时，箱式梁结构跨中截面的竖向位移为0.16 mm，以相似比换算到实际最大竖向位移仅为0.96 mm，且箱式路基结构的位移分级增长，与荷载基本处于同步变化。判定在未超出正常服役荷载13.89 kN 时，箱式路基结构整体可看作处于弹性阶段。

图5 箱式路基结构跨中竖向位移

2.2 垫层静载土压力分布

静力加载位置分跨中加载和边侧加载两种工况，而土压力监测位置也分边侧截面（编号1—6）位置和跨中截面（编号13—18）位置。垫层土压力沿横向分布曲线见图6。可知：在模型横向方向上（以最左编号位置为原点），垫层土压力由靠近加载点一侧向另一侧逐渐衰减，存在偏峰现象，且边侧加载引起的土压力要比跨中加载引起的土压力大。在跨中加载工况下，垫层跨中土压力和边侧土压力接近，土压力最大值在26 kPa 左右。在边侧加载工况下，垫层边侧土压力要明显大于跨中土压力，边侧土压力最大值在61 kPa左右，跨中土压力最大值在32 kPa 左右，相差接近50%，该结果符合结构偏心受力规则，且最大应力并未超过混凝土的抗压强度，这说明在铁路静载下箱式路基整体性良好，传力正常。

图6 垫层土压力分布曲线

2.3 桩间与桩底静载土压力

复合地基桩间（桩底）土压力盒布置与垫层内对应，即边跨截面编号1—6，跨中截面编号13—18。复合地基桩间中部土压力分布曲线见图7，复合地基桩底土压力分布曲线见图8。

图7 复合地基桩间中部土压力分布曲线

图8 复合地基桩底土压力分布曲线

由图7、图8 可知：桩中和桩底土压力在模型横向上变化规律相同，均是由靠近加载点一侧向另一侧逐渐递减，也存在偏峰现象。边侧加载工况下的土压力要比跨中加载工况下的土压力大。在边侧和跨中加载下，桩中部土压力均在0.2 kPa 以内，分布起伏不大；桩底土压力在边侧加载工况下，边侧土压力比跨中土压力大，边侧土压力最大值在205 kPa 左右，跨中土压力最大值在90 kPa 左右。桩底土压力在跨中加载工况下，跨中土压力与边侧土压力大小相差非常小，土压力最大值在90 kPa左右。

相比桩底土压力，桩中部土压力与之相差4 个数量级，说明端承式复合地基桩中部土几乎不承担荷载，荷载主要通过桩基传递至下部基岩，这基本符合端承桩的传力机制。

2.4 沉降特性

选取加载频率为5 Hz 情况下的动力累积沉降测试结果进行分析，动位移计安置于图4 中的2（左边侧）、14（中部）和26（右边侧）位置。箱式梁结构的沉降随循环加载次数的变化曲线见图9。可知：荷载循环次数在0 ～ 10 万次时，测点竖向累积沉降逐渐增加，当循环次数达到10万次后，箱式路基结构各测点的竖向累积沉降基本保持稳定。在跨中两台作动器的双线对称加载下，对称位置处的累积沉降接近。在变形稳定后，边侧截面测点累积沉降在0.22 mm左右，跨中截面测点累积沉降在0.29 mm 左右。根据相似比换算得实际工程边侧的累积沉降为1.32 mm，跨中为1.74 mm。跨中截面和边侧截面的累积沉降差异较小，满足目前已有研究［15］的高速铁路箱式路基沉降限值要求，即说明在单节梁体内基本不会发生不均匀沉降。

图9 箱式梁结构沉降随循环加载次数变化曲线

2.5 复合地基长期动应力

2.5.1 垫层动应力

垫层中动土压力盒布置在边侧截面（编号1—6）和跨中截面（编号13—18）。垫层土压力分布曲线见图10。可知：垫层土压力在模型横向上对称分布，土压力大小由中间向两侧逐渐增大，土压力最大值在60 kPa左右。这是由于应力在箱式路基中是通过两侧的腹板向下传递到垫层，故在垫层中两侧土压力要比中间大。对比跨中和边侧土压力可知，跨中和边侧土压力基本相差不大，整体处于均匀状态，说明箱式结构对列车动载分散性较好，在长期服役过程中垫层中的土压力演化仍处于稳定状态。

图10 垫层土压力分布曲线

2.5.2 桩间和桩底土压力分析

桩间和桩底动土压力盒布置与垫层内相对应，即边侧截面（编号1—6）和跨中截面（编号13—18）。桩间和桩底土压力分布曲线见图11。可知：桩间土压力在跨中截面和边侧截面大小均非常小，在0.2 ～ 0.3 kPa左右，几乎可以忽略不计，说明端承式复合地基桩中部土体在双线疲劳加载下基本不承担荷载。桩底土压力在模型横向上跨中截面与边侧截面的土压力大小相差并不大，均在180 kPa 左右，可知端承式桩土复合地基荷载主要由桩基承担。这种力的分担模式，在整个复合地基中均处于稳定分散状态，说明端承桩复合地基在长期加载过程中，传力路径稳定，没有出现退化现象，复合地基整体工作良好。