馬志勇

國能寶日希勒能源有限公司，內(nèi)蒙古 呼倫貝爾 021000

高速鐵路列車具有運(yùn)行速度快、對軌下基礎(chǔ)要求嚴(yán)格的特點(diǎn)，而嚴(yán)格控制路基的變形是保證穩(wěn)定的軌下基礎(chǔ)的關(guān)鍵。我國黃土分布廣泛，主要以全新世坡積黃土為主，土質(zhì)結(jié)構(gòu)主要表現(xiàn)為疏松多孔、穩(wěn)定性差、濕陷特性等，復(fù)合地基沉降控制相對困難［1］。螺桿灌注樁作為一種新樁型，樁身是由上半部分直桿段和下半部分螺紋段組成的組合式灌注樁，該樁改變了傳統(tǒng)直型樁的樁土相互作用模式，增加了螺紋與土體的相互咬合協(xié)同作用，具備環(huán)保性能突出、適用范圍廣、樁身質(zhì)量可靠、樁身承載力高、工程造價(jià)低、施工效益高等特點(diǎn)，以其巨大的優(yōu)勢被使用至全國各地［2-5］。但相關(guān)學(xué)者對螺桿灌注樁的研究較少，僅開展其在西南及東部地區(qū)的承載特性試驗(yàn)研究［6-7］，目前僅有海南、重慶等幾個(gè)省市制定了相關(guān)的地方標(biāo)準(zhǔn)，其承載機(jī)理、變形特性等方面的理論滯后于工程實(shí)踐。對于西北黃土地區(qū)，螺桿灌注樁的應(yīng)用面臨無據(jù)可依的困境。

在路基沉降計(jì)算采用理論計(jì)算時(shí)，對參數(shù)和邊界的選取具有一定的局限性［8-9］。在工程實(shí)踐和研究過程中，總結(jié)得到沉降的預(yù)測方法主要分為兩類：一類是靜態(tài)預(yù)測方法，另一類是動態(tài)預(yù)測方法。采用曲線擬合沉降的方法主要有指數(shù)曲線法、雙曲線法、拋物線法、三點(diǎn)法等［10-11］。動態(tài)預(yù)測方法主要有遺傳算法、灰色理論預(yù)測法、人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)法等［12］。對于新型復(fù)合地基，采用合適的沉降預(yù)測方法開展分析和預(yù)測是其應(yīng)用中的難點(diǎn)之一。

本文采用數(shù)值分析的方法，結(jié)合實(shí)際工程及單樁承載力靜載荷試驗(yàn)，基于樁身荷載傳遞規(guī)律，建立計(jì)算模型，分析不同荷載作用下螺桿灌注樁的承載特性。以西北黃土地區(qū)路基工程（直線段、路橋過渡段、路涵過渡段）為研究對象，采用不同沉降預(yù)測方法對沉降數(shù)據(jù)進(jìn)行分析和預(yù)測，以避免黃土地區(qū)高速鐵路路基沉降過大。

1 工程概況

研究區(qū)段位于銀吳（銀川—吳忠）客運(yùn)專線吳忠車站附近，直線段、路橋過渡段和路涵過渡段在1 km范圍內(nèi)，均位于利通區(qū)郭家橋鄉(xiāng)。其中工程區(qū)地下35 m范圍內(nèi)主要為第四系地層，三段路基的各土層厚度及計(jì)算參數(shù)接近，見表1。直線段、路橋過渡段和路涵過渡段最大路基填筑高度分別為5.0、4.9、4.9 m。采用螺桿灌注樁進(jìn)行地基處理。螺桿灌注樁樁徑0.4 m，螺距0.4 m，螺牙寬度0.05 m，端部厚度為0.05 m，根部厚度為0.1 m，螺紋截面呈梯形；樁長為15 m，其中螺紋段長度為10 m，樁身混凝土強(qiáng)度等級不低于C20［13］。每段路基監(jiān)測斷面布置3 個(gè)測點(diǎn)（L1、G1、G2），L1測點(diǎn)位于線路中心、復(fù)合地基墊層頂部，G1和G2分別位于左右路肩、基床表層頂部。

表1 各土層厚度及計(jì)算參數(shù)

2 樁身荷載傳遞規(guī)律

對于豎向樁基，在上部荷載作用下，其承擔(dān)作用主要表現(xiàn)為樁側(cè)摩阻力和樁端阻力，對于摩擦樁主要為側(cè)摩阻力，端承樁則主要為樁端阻力。如圖1所示，當(dāng)荷載較小時(shí)，樁頂受力較小，僅上部出現(xiàn)變形，上部樁土接觸產(chǎn)生相對滑移，樁周土體出現(xiàn)彈性變形；隨著荷載增加，樁身變形增加，上部樁周土體由彈性狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄詷扼w，樁身側(cè)摩阻力向下延伸，下部開始發(fā)揮作用；當(dāng)樁頂荷載增加到一定值時(shí)，樁周土體塑性區(qū)不斷增大，樁身側(cè)摩阻力向下發(fā)展到樁底，樁端阻力開始發(fā)揮作用。

圖1 荷載傳遞過程示意

3 計(jì)算模型

采用有限元軟件建立單樁復(fù)合地基樁土模型，見圖2。考慮螺桿樁影響區(qū)域［5］，模型為5 m（長）× 5 m（寬）×24 m（高）。模型邊界為水平約束，底部采用固定邊界，其中土體采用摩爾-庫倫彈塑性模型，螺桿樁采用線彈性本構(gòu)模型。模擬過程采用14個(gè)分析步（單樁承載力靜載荷試驗(yàn)加載值→1 500 kN→1 800 kN→2 100 kN→2 400 kN）。螺桿樁直線段及螺紋段與土體接觸采用摩擦接觸模擬，摩擦因數(shù)為0.5。

圖2 計(jì)算模型

4 螺桿灌注樁承載特性

4.1 單樁承載力靜載荷試驗(yàn)

針對該區(qū)段單樁承載力靜載荷試驗(yàn)數(shù)據(jù)，直線段、路橋過渡段和路涵過渡段各樁的荷載-沉降曲線見圖3?？芍涸诩虞d階段，樁頂沉降隨著荷載增加而增加，線性平滑，接近直線，沒有發(fā)生突變現(xiàn)象，直線段、路橋過渡段和路涵過渡段樁頂沉降均在最大荷載1 240 kN時(shí)達(dá)到最大，分別為10.24、10.30和9.97 mm；在卸載階段，卸載完成時(shí)螺桿樁頂殘余變形分別為5.71、6.88、7.70 mm。

圖3 樁基荷載-沉降曲線（靜荷載試驗(yàn)）

4.2 計(jì)算分析

樁基模型計(jì)算所得荷載-沉降曲線見圖4?？芍弘S著樁頂荷載的增加，樁頂豎向沉降呈增加趨勢，荷載小于1 800 kN 時(shí)樁頂沉降隨荷載增加而線性增加，荷載超過1 800 kN 時(shí)樁頂沉降突增，樁頂荷載達(dá)2 400 kN時(shí)樁頂沉降達(dá)到92.4 mm。與單樁承載力靜載荷試驗(yàn)結(jié)果對比，相同荷載作用下，模型計(jì)算得到的沉降偏大。采用α 理論、規(guī)范法、圓柱形剪切法、支盤樁法、糙面摩擦剪切變形法五種計(jì)算方法，得到單樁豎向極限承載力分別為2 021.1、2 045.4、2 465.6、2107.8、2 234.4 kN。對于突變荷載1 800 kN，滿足JGJ 79—2012《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》相關(guān)規(guī)定（單樁豎向極限承載力大于1 240 kN，且樁頂沉降較?。瑫r(shí)與理論計(jì)算所得單樁豎向承載力值相比，該值偏低。

圖4 樁基荷載-沉降曲線（計(jì)算分析）

4.3 螺桿灌注樁承載特性機(jī)理

結(jié)合文獻(xiàn)［14］分析可知，螺桿灌注樁螺紋段作用機(jī)理主要體現(xiàn)為側(cè)摩阻力增大。在進(jìn)行單樁豎向極限承載力計(jì)算時(shí)，可通過增大側(cè)摩阻力系數(shù)、樁側(cè)土采用極限抗剪強(qiáng)度、分節(jié)采用直盤樁受力等方法，闡釋螺桿灌注樁與普通灌注樁相比承載力增加的機(jī)理。

不同荷載作用下螺桿灌注樁螺紋段樁側(cè)塑性云圖見圖5。考慮樁體對稱性，僅取一側(cè)開展分析?？芍寒?dāng)豎向荷載較小時(shí)，僅螺紋段上部受力，塑性區(qū)僅出現(xiàn)在螺紋段上部，且塑性值較小［圖5（a）］；隨著荷載的增加，螺紋段樁側(cè)塑性區(qū)隨樁身深度逐漸下移，直至樁端，其中各節(jié)螺紋斜下側(cè)出現(xiàn)塑性集中區(qū)域，由于塑性區(qū)等值線的疊加，在距離樁側(cè)約3～4倍螺牙長度出現(xiàn)塑性貫通現(xiàn)象［圖5（b）］；當(dāng)荷載豎向荷載大于1 800 kN 時(shí)，由于樁土界面采用摩擦接觸，樁土出現(xiàn)相對滑移，則螺紋段樁側(cè)的塑性區(qū)塑性值增加，塑性區(qū)集中區(qū)域面積降低，但樁端的塑性區(qū)增加更明顯，樁端土出現(xiàn)塑性擠出現(xiàn)象［圖5（c）］。

圖5 不同荷載作用下螺桿灌注樁螺紋段樁側(cè)塑性云圖

螺桿灌注樁在不同土層中具有不同的成樁效果，見圖6。可知：對于低滲透性的粉土，樁體表面可明顯看到螺紋，樁身附著一定的細(xì)顆粒；對于高滲透性的砂土和圓礫石，由于螺桿樁施工的壓力灌注工藝，致使水泥漿向樁周滲透、填充，樁周土膠結(jié)附于樁身，樁體實(shí)際作用直徑增加。該區(qū)段螺桿灌注樁螺紋段位于粉砂、細(xì)砂和圓礫土中，由于前述原因，同時(shí)由于樁體施工時(shí)對樁周土體具有一定的擠密作用，相同荷載作用下，計(jì)算結(jié)果比單樁承載力靜載荷試驗(yàn)結(jié)果沉降大，計(jì)算結(jié)果偏于安全。

圖6 不同土層中的成樁效果圖

5 路基段沉降對比分析

5.1 直線段

直線段各測點(diǎn)沉降及填筑高度隨時(shí)間變化曲線見圖7。可知：L1 位置的沉降隨填筑高度的增加而增加，當(dāng)路基填筑高度達(dá)到最大值時(shí)，沉降先快速增加而后趨于穩(wěn)定，當(dāng)填筑道砟和鋪設(shè)上部軌道結(jié)構(gòu)時(shí)沉降較小，累計(jì)觀測沉降為17.20 mm；對于路基頂部G1和G2 測點(diǎn)，在填筑道砟前，兩測點(diǎn)的沉降均隨時(shí)間而增加，而后趨于穩(wěn)定，在鋪筑道砟、上部軌道結(jié)構(gòu)和聯(lián)調(diào)聯(lián)試后，兩測點(diǎn)沉降再次增加并逐漸趨于穩(wěn)定，累積沉降分別為1.22、1.05 mm。

圖7 直線段各測點(diǎn)沉降及填筑高度隨時(shí)間變化曲線

5.2 路橋過渡段

路橋過渡段各測點(diǎn)沉降-填筑高度隨時(shí)間變化曲線見圖8?？芍郝窐蜻^渡段L1 位置沉降變化規(guī)律與直線段L1 位置相似，累計(jì)沉降為22.22 mm；而路基頂部G1 和G2 測點(diǎn)累計(jì)沉降分別為1.88、1.66 mm。與直線段相比，各監(jiān)測位置的沉降均較大，主要原因?yàn)槁窐蜻^渡段填筑材料為摻加3% ～ 5%的級配碎石填料，其重度與常規(guī)路堤、基床填料相比偏大，對于復(fù)合地基產(chǎn)生的附加應(yīng)力亦較大，造成L1 位置的沉降偏大，同時(shí)由于路橋過渡段壓實(shí)困難，摻加水泥的填料具有整體性，水泥水化產(chǎn)生一定的收縮變形，但路基填料后期產(chǎn)生的次固結(jié)變形（蠕變變形）較小，綜合作用下造成G1位置的沉降偏大。

圖8 路橋過渡段各測點(diǎn)沉降及填筑高度隨時(shí)間變化曲線

5.3 路涵過渡段

路涵過渡段各測點(diǎn)沉降及填筑高度隨時(shí)間變化曲線見圖9?？芍郝泛^渡段L1 位置沉降變化規(guī)律與直線段、路橋過渡段L1 位置相似，累計(jì)沉降28.89 mm；而路基頂部G1 和G2 兩測點(diǎn)累計(jì)沉降分別為2.11、1.81 mm。

圖9 路涵過渡段各測點(diǎn)沉降及填筑高度隨時(shí)間變化曲線

5.4 各路基段沉降預(yù)測對比分析

自鋪軌完成至監(jiān)測完成，各路基段沉降預(yù)測見表2。對于復(fù)合地基變形基本穩(wěn)定，采用G1 位置變形，其中忽略了上部軌道結(jié)構(gòu)鋪設(shè)造成的非常態(tài)次固結(jié)變形，同時(shí)忽略了降雨、融雪影響。

由表2可知：對于靜態(tài)預(yù)測方法，由于監(jiān)測數(shù)據(jù)量充足，采用指數(shù)模型、雙曲線模型、對數(shù)模型均具有較高的相關(guān)系數(shù)，但對數(shù)模型無法預(yù)測其總沉降，而泊松模型相關(guān)系數(shù)較低，適用性較低，主要是由于監(jiān)測后期測試時(shí)間較長，同時(shí)由于黃土地區(qū)復(fù)合地基固結(jié)和次固結(jié)變形較緩慢；對于動態(tài)預(yù)測方法，非等距灰色模型和BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型均具有較高的相關(guān)系數(shù)；對于直線段、路橋過渡段和路涵過渡段采用不同的預(yù)測方法，預(yù)測工后沉降最大值分別為0.30、0.53 和0.62 mm，均滿足設(shè)計(jì)要求。

表2 各路基段沉降預(yù)測

6 結(jié)論

1）相同荷載作用下，數(shù)值分析得到的沉降與單樁承載力靜載荷試驗(yàn)結(jié)果相比偏大；采用模型計(jì)算得到螺桿灌注樁單樁承載力值為1 800 kN，與理論計(jì)算結(jié)果相比，該值偏低。

2）當(dāng)豎向荷載較小時(shí)，僅螺紋段上部受力，塑性區(qū)僅出現(xiàn)在螺紋段上部；隨著荷載增加，螺紋段樁側(cè)塑性區(qū)隨樁身深度逐漸下移，直至樁端，在距離樁側(cè)約3 ～ 4 倍螺牙長度出現(xiàn)塑性貫通現(xiàn)象；當(dāng)荷載大于1 800 kN時(shí)，由于樁土界面采用摩擦接觸，樁土出現(xiàn)相對滑移，則螺紋段樁側(cè)的塑性區(qū)塑性變形增加，塑性區(qū)集中區(qū)域面積降低，但樁端的塑性區(qū)增加更明顯，樁端土出現(xiàn)塑性擠出現(xiàn)象。

3）對于靜態(tài)預(yù)測方法，采用指數(shù)模型、雙曲線模型、對數(shù)模型均具有較高的相關(guān)系數(shù)，但對數(shù)模型無法預(yù)測其總沉降，而泊松模型相關(guān)系數(shù)較低，適用性較低；對于動態(tài)預(yù)測方法，非等距灰色模型和BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型均具有較高的相關(guān)系數(shù)。