红层软岩在我国华南、西南、西北以及华东地区广泛分布，具有力学性能较差、亲水性强和遇水软化的特点[1-3]，在红层软岩深挖方路段易导致较严重的上拱变形[4]。而我国高速铁路营业里程已突破4.37万km，其中不可避免会穿越红层软岩分布区。同时，我国高速铁路铺轨后轨道扣件容许的上拱量仅为4 mm，如果扣件上拱变形超过容许值，将会影响高速列车的运行舒适性，甚至威胁运行安全[5-6]。故研究经济有效的红层软岩路基上拱调控方法并揭示其调控机制，具有重要的理论和工程实际意义。近年来，已有不少学者针对红层软岩路基发生上拱变形的影响因素展开研究，认为湿化作用[7-9]、构造应力[10-12]、开挖卸荷[13]和流变[14-15]等因素是引起上拱变形的主要原因。可见红层软岩上拱变形是多因素耦合作用的结果，这导致铁路路基设计中不能全面而系统地确定处治方案。目前，在高速铁路建设期，常采用跨越式措施来预防红层软岩上拱问题[16]，即采用路基桩筏和桩板结构来跨越红层软岩，并在桩板与红层软岩之间预留足够的上拱变形空间。然而，这种结构的造价较高。在铁路运行期，通常采用基床换填[17]和切割减薄支承层[18]的方法来治理上拱。基床换填是通过挖除路基填料后灌注高性能聚合物，从而调整轨道板至设计标高的措施；切割支承层则是通过切除支承层混凝土来降低轨道标高，进而达到降低上拱的目的。但上述2个方法均只适用于上拱变形已稳定的情况。鉴于目前处治方法的不足，有学者对微型桩调控红层软岩路基上拱的效果进行了初步研究，罗辉等[19-20]开展了微型桩原位静载试验，从桩长、荷载传递、上拱变形量、桩身轴力和桩侧摩阻力等方面分析了微型桩在红层软岩路基中的抗隆起机制；GUPTA等[21]基于遗传算法对微型桩加固后的铁路路基变形量进行了预测，分析指出微型桩能在最短的时间内对既有铁路路基进行加固。但微型桩注浆施工成型后，其内力和变形便难以再次调整。因此，本文提出一种新的治理方法，即利用可动态调节预应力大小的微型桩，实现对软岩路基上拱变形的动态调控。另一方面，颜宏毅等[22]根据监测数据和工程经验，将路基上拱0～10 mm列为低上拱等级，10～30 mm列为中上拱等级，30 mm以上列为高上拱等级。可动态调控上拱变形的预应力微型桩对于上拱变形在0～10 mm的低上拱等级的红层软岩路基，有可能是一种经济有效的调控措施，但有效性和作用机理还有待研究。本文基于“应需控胀、动态调胀”的调控思想，研发可动态调控上拱变形的预应力微型桩，通过室内模型试验揭示预应力与桩顶竖向位移的相关关系；通过数值模拟，分析预应力桩处治后的红层软岩路基上拱变形演化和分布规律。研究可为红层软岩地区高速铁路路基设计及上拱变形治理提供参考。
1 工程地质概况与岩性参数
本文依托工程为南宁至衡阳高速铁路衡阳市雨母山附近的某场站，该场站位于红层软岩深挖方段，最大挖深34.0 m。铁路为无砟轨道，路基宽度为13.6 m，双轨间距为5.0 m，单轨距路基边线距离为4.3 m，截面如图1所示。场地为丘陵地貌，边坡体主要为白垩系强风化粉砂质泥岩，是典型的红层软岩。岩石的试验基本物理指标如下：天然重度为23.5 kN/m3，天然含水率为2.1%～4.2%，抗压强度为3.2～6.5 MPa。其矿物成分主要为黏土类矿物，含少量石英、方解石、长石，不含蒙脱石，属于非膨胀岩。其中粉砂含量约40%～50%，粒径为5～60 mm，泥质矿物主要为粘土，粒径小于4 mm，总含量大于50%，定名为粉砂质泥岩。
2 预应力锚头及试验验证
2.1 预应力锚头及验证装置
自研的一种可通过施加预应力调节上拱变形的锚头如图2所示。该锚头通过在桩身施加的预应力，使桩身具有一定的压缩变形，抵消部分或全部岩土体的上拱变形。同时，可对路基上拱变形或预压应力进行动态监测。当上拱位移监测值接近容许上拱变形，通过管钳或扳手现场拧紧预紧螺母，实现动态调控；当轴力监测值大于可施加的最大轴向预应力设计值时，进行报警提示。
在钢管桩顶部设计有螺纹，通过配置垫块和螺母构建起锚固系统，有效控制上拱变形，便于后期调整。拧紧力矩T和预应力F0满足如下关系式[23-24]：
式中：F0为所产生的预应力；T为螺母的拧紧扭矩；
在微型桩成桩后，当路基发生上拱变形时，会对桩产生向上的拉力。因此，微型桩能够将路基上拱变形产生的力转化为桩体的抗拔力，从而调控路基的上拱变形。为验证预应力锚头对上拱变形调控的效果，并证明预应力微型桩动态调控高铁路基上拱变形的可行性，自研了预应力微型桩测试装置如图3所示。该装置主要用来模拟桩岩在静摩擦阶段的抗拔特性，即锚固段尚未进入滑动摩擦变形阶段时受力状态。
装置主要由以下几部分组成。
1) 高铁路基模拟。由于路基上拱现象最终表现为轨道板的变形，采用图3中的轨道钢板来模拟。
2) 预应力微型桩模拟。在室内模拟微型钢管桩中，忽略应力松弛、蠕变等与时间相关的因素对桩的性能的影响。模拟装置由钢管桩和锚头组成，其中钢管桩底部与底座钢板焊接，用于模拟微型桩的锚固段。
3) 上拱变形模拟。在底座钢板之上，微型桩两侧对称设置2个千斤顶，通过千斤顶顶升钢板，来模拟软岩岩体引起的上拱变形。
4) 监测系统模拟。通过位移传感器监测钢板上拱位移，通过轴向预应力监测装置监测预应力，同时在锚头处布置3个百分表分别监测钢管、螺母、垫片的位移。
5) 预紧装置模拟。在轨道钢板上设置通孔，让钢管桩自由段穿过通孔，在钢管桩最顶端设置螺纹并安装预紧螺母，通过扭动螺母实现对预应力的控制。
由于装置主要模拟路基在上拱时微型桩受拉的过程，通过开展现场抗拔试验[20]和室内试验对模型试验装置进行验证，试验结果如图4所示。
由图4可知，室内试验的上拱位移与现场试验的上拔位移差异较小，且这部分位移差异主要是因上拔力增大到一定程度时，桩身与岩体之间的摩擦状态由静摩擦阶段转变为滑动摩擦阶段导致的。因此，在上拔试验的弹性变形阶段，室内模拟试验在模拟现场桩体抗拔性能方面具有可靠性。
2.2 试验步骤与方案
施加不同的预应力并监测各个构件变形量，以模拟红层软岩路基上拱变形过程。具体试验步骤如下。
1) 组装试验装置。
2) 拧紧顶部螺母并观测压力传感器，待压力达到所需预应力并稳定后，停止旋转顶部螺母。
3) 安装位移监测系统。在千斤顶作用点、钢管桩顶部、六角螺母和圆环钢垫板上安装百分表监测位移，以千斤顶作用点位移代表路基轨道板位移。
4) 加压顶升。千斤顶缓慢施力，使钢板上升，每上升0.5 mm左右并趋于稳定后，记录所有传感器读数。重复加压步骤，当上拱变形达到预设值时，停止加压。
选择极限抗拔力的0.9倍[25]作为可施加的预应力最大值(Np)，见表1。
| 桩长/m | 极限抗拔承载力实测值/kN | 预应力施加最大值Np/kN |
|---|---|---|
| 8 | 215 | 190 |
| 10 | 255 | 230 |
| 12 | 300 | 270 |
由式(1)通过施加的扭矩数值来反算预应力，进而控制所需的预应力。通过计算选择了50、100、150和200 kN的预应力水平，并评估它们对不同上拱变形的控制效果。
2.3 试验结果及分析
通过试验得到不同初始上拱变形随预应力的演变规律，如图5所示。
图5表明，在模拟路基上拱的过程中，发现施加的预应力越大，在相同的上拱压力下，路基产生的变形越小。例如，对于初始上拱变形为10.0 mm的工况，当施加预应力为50 kN，对应的竖向变形是4.7 mm；然而，当预应力增加到200 kN时，对应的竖向变形显著减少至2.1 mm。进一步分析，当预应力处于较低水平时，上拱变形的降低幅度更为明显。以初始上拱变形为10.0 mm为例，预应力从0增加到100 kN过程中，上拱变形下降了6.5 mm；然而，当预应力从100 kN继续增加到200 kN过程中，上拱变形的降低幅度减小，仅下降了1.2 mm。主要是因为，在较低的预应力范围内，增加预应力可以显著地提高结构的抵抗能力，从而大幅度地减少变形。但当预应力增加到一定程度后，结构的抵抗能力已经接近其极限，此时再增加预应力，其对变形的控制效果不再明显。
综上所述，预应力微型桩在控制上拱变形方面发挥重要作用。随着预应力的增大，对上拱变形的调控效果愈发显著，在不同预应力范围内，预应力微型桩系统对上拱变形的控制效果并非线性增加。因此，在工程实际中，应基于实时监测得到的上拱变形值，动态调整微型桩的预应力。当上拱变形接近容许值时，应立即使用管钳或扳手现场拧紧预紧螺母，以抑制路基上拱变形。
3 预应力微型桩处治效果模拟分析
为研究预应力微型桩调控路基上拱变形的效果，通过Midas GTS NX进行三维模型建模。
3.1 分析计算模型与参数
模型水平长度164 m，路基面以下计算深度40 m，平行坡体方向厚度10 m，见图6。采用软件自带的映射划分功能对整个模型的岩土体进行网格划分，划分后共计6.72万个节点和38.1万个单元。模型左、右和底部为固定边界，顶部为自由边界。
在模型中，通过桩单元来模拟预应力微型桩，在预应力微型桩的顶部，设定3 m长的自由段，底部则为锚固段，桩径则采用了微型桩中常见的0.17 m规格。桩岩接触面的剪切刚度可通过在桩岩之间设置接触单元来实现，目前在数值分析中应用较为广泛的接触单元模型为Goodman模型[26]，见式(2)：
式中：Kn为法向刚度，Kt为切向刚度；S为切向相对位移；v为法向相对位移。
通常，在计算中会将法向刚度Kn与切向刚度Kt设为固定值。然而，在实际情况中，切向刚度Kt和法向刚度Kn都随着桩岩相对位移的变化而变化。因此，为了使数值计算的结果更接近实际情况，接触刚度应作为变量进行计算。同时，桩长也影响桩侧摩阻力的发展、传递和分布。在此基础上，提出了考虑桩长影响的微型桩侧摩阻力预测式，见式(3)：
式中：τz为桩侧摩阻力；λ1为形状调整系数；λ2为斜率拟合系数，用于拟合桩侧摩阻力沿桩长度方向变化斜率；λ3为峰值系数，为侧摩阻力最大峰值点对应桩长与桩全长的比值；k为初始剪切刚度，MN/m3；τmax为桩侧极限侧摩阻力，kPa；Sz为桩岩相对位移，mm。
在本课题相关研究中，曾对不同深度处的桩岩相对位移及相应的侧摩阻力通过变剪切刚度进行模拟，并验证发现该方法结果更接近实际情况[20]，拟合参数及结果见表2。
桩长/ m | 深度/ m | 形状调整系数λ1 | 斜率拟合系数λ2 | 峰值系 数λ3 | 初始剪切刚 度k/(MN·m-3) | 桩侧极限侧摩 阻力τmax/kPa | R2 |
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 5 | 2.5 | 1.000 | 2.00 | 0.50 | 157.8 | 221.8 | 0.989 9 |
| 4.5 | 0.813 2 | ||||||
| 7 | 2.5 | 1.073 | 1.85 | 0.42 | 210.5 | 160.0 | 0.963 8 |
| 4.5 | 0.911 3 | ||||||
| 6.5 | 0.923 1 | ||||||
| 9 | 3.0 | 1.120 | 1.75 | 0.36 | 266.7 | 123.1 | 0.911 4 |
| 5.5 | 0.930 4 | ||||||
| 8.0 | 0.807 8 |
在单桩和群桩模拟分析时通过将该公式嵌入接触单元中，实现了变剪切刚度的模拟。据现场原位抗拔试验结果，选择极限抗拔力的0.9倍作为预应力可施加的最大值(预应力上限)，据此得到预应力的可调节范围，见表1。此外，注浆体影响范围设为成孔范围大小，此范围可提供的强度最小，使计算结果偏于安全。在分析过程中，通过对路基面以下岩体施加侧压力模拟侧向地应力的作用；通过植入式梁单元在桩自由段截面施加预应力。
岩体参数采用勘察数据，湿化后岩体参数通过室内三轴剪切试验和在复杂应力状态下湿化变形试验来获取，并采用Mohr-Coulomb本构模型进行分析，计算参数见表3。
| 名称 | 天然重度γ/(kN·m-3) | 弹性模量E/GPa | 泊松比μ | 黏聚力c/kPa | 内摩擦角φ/(°) |
|---|---|---|---|---|---|
| 强风化粉砂质泥岩 | 23.5 | 0.60 | 0.30 | 90 | 30 |
| 湿化后泥岩 | 24.3 | 0.45 | 0.32 | 70 | 24 |
| 钢管 | 78.5 | 208.00 | 0.25 | — | — |
| 注浆体 | 24.0 | 8.00 | 0.20 | — | — |
红层软岩路基在施工阶段的上拱变形主要由开挖卸荷引起，而运营阶段的上拱变形主要由湿化作用和侧向地应力导致[8, 10]。预应力微型桩主要用于控制铁轨建成后运营阶段的上拱变形，即控制由湿化作用和侧向地应力所引起的上拱变形。鉴于预应力微型桩能实时调控上拱变形，而红层软岩湿化过程缓慢，本文在最不利工况(影响区岩石完全湿化且受侧向地应力影响)下，评估了预应力微型桩对红层软岩路基上拱变形的调控效果。因湿化后岩石泊松比为0.32，因此将侧压力系数设定为0.48。同时，将微型桩底部至锚固板以下的范围内岩体均设定为湿化影响区。
单桩分析时，考虑桩长为8、10和12 m这3种情况；群桩分析时，比较不同群桩桩间中心距(3D～6D)下各桩长的处治效果，桩径D均采用微型桩中常见的0.17 m规格。在轨道中心线、行车轨道板左右两侧各布置微型桩，群桩布设方式如图7所示。
3.2 单桩处治效果分析
以路基轨道中心线下方的微型桩为例，在仅考虑湿化作用和侧向地应力的影响下，对单桩处治效果进行分析。桩长为8、10和12 m的单桩处治后的路基表面上拱位移分布如图8所示，桩中心距离为负值表示靠近边坡。
图8表明，路基面上拱变形分布曲线在微型桩成桩位置发生突变，数值急剧减小；随着与成桩位置距离的增大，曲线逐步向无桩条件下的上拱变形曲线靠近。这是因为微型桩施加预应力后，在成桩位置附近形成高刚度的支撑体系，为路基提供了强有力的约束，显著抑制了上拱变形的发生。
同时，通过比较不同桩长的曲线簇，也可以发现越长的桩对上拱位移的控制效果越好。但在试验选取的桩长和预应力范围内，桩长和预应力的增加可使调控范围出现小幅度的增加，调控范围的最大值在2～3倍桩直径范围内波动，超出此范围后，预应力微型桩的控制效果便不再明显。这是因为随着桩长的增加，调控范围会有所增加，但这种增加并非线性，当桩长增加到一定程度后，其影响范围会趋于饱和。同时，预应力在传递过程中会逐渐衰减，随着距离桩体的增加，导致调控效果降低。这说明增加预应力和桩长主要增强了桩对桩周土体的抗隆起能力，但这对桩的调控范围的影响相对较小。针对不同长度的微型桩，在成桩位置处于不同预应力下的上拱变形情况进行分析，试验结果如图9所示。
图9表明，对于不同桩长的预应力桩，其上拱变形量与施加的预应力大小之间呈现线性递减规律。轨道附近某路基在无处治措施的情况下，因湿化作用和侧向地应力引起的上拱变形量为9.5 mm；在8 m长的预应力微型桩处治后，不同的预应力作用下上拱变形量降幅约31.6%～44.2%；而在10 m长和12 m长的微型桩处治后，降幅分别约为31.6%～48.4%、32.6%～52.6%。这是由于较长的微型桩提供了更长的锚固长度和更大的支撑面积，可有效地分散荷载和减少应力集中，进而更有效地抑制上拱变形的产生。分析发现，在单桩处治后，路基上拱变形仍然大于规范要求的4 mm，不满足处治要求。因此，有必要研究沿轨道方向布置群桩的处治效果。
3.3 群桩处治效果分析
为探讨群桩在红层软岩路基中对上拱变形的控制效果，在最大预应力工况下，对12 m桩长在不同桩间中心距(3D～6D)下的预应力群桩对上拱变形的控制效果展开分析。图10为轨道附近处治后的上拱变形分布，其中“中”代表轨道中心线处。
图10表明，预应力微型桩群桩对红层软岩路基上拱控制效果明显。在3D桩距下，轨道右侧附近处治后的路基上拱变形量降至3.4 mm，降幅为64.2%；在4D桩距下，变形量降为3.5 mm，降幅为63.2%；同样，5D桩距下的变形量也保持在3.5 mm；而在6D桩距下，变形量增至3.8 mm，降幅为60.0%。桩距由3D增加到5D后，处治后的上拱变形量仅有微小提升，而桩距由5D增加至6D后，处治后的上拱变形量较大，达到了3.8 mm，且接近规范要求的高速铁路铺轨后容许的4 mm上拱量。同时，可以发现轨道中心线位置在处治后上拱变形要明显小于两侧，这是因为预应力微型桩调控效果受到预应力大小的影响，在轨道中心线处的预应力微型桩受到两侧预应力传递的影响，预应力得以叠加，这种预应力叠加效应显著增强了微型桩的加固效果，从而进一步减小了轨道中心线处的上拱变形。但左右两侧的预应力微型桩也会受到中部预应力传递的影响，当尝试将轨道中心线处的桩长缩短以优化设计方案时，所能施加的最大预应力和传递至左右两侧的预应力也会相应减小。通过数值计算发现，尽管整体上的变形仍在容许值范围内，但已接近容许值的上限，存在安全储备过低的问题。因此，选择5D桩距的预应力群桩处治上拱变形，可同时兼顾安全性和经济性。为进一步分析不同桩长的预应力群桩处治效果，对5D桩距时不同桩长(8、10和12 m)下的预应力群桩对上拱变形的控制效果展开分析。图11为右轨道附近处治后的上拱变形分布图。
图11表明，在处理低上拱等级的上拱变形时，8 m桩长的预应力群桩处治后，存在局部上拱大于容许值的问题，因此不宜选用。而10 m和12 m桩长均能将上拱变形有效地控制在4 mm以内。然而，10 m桩长的预应力群桩处治后，局部的上拱变形达到了3.8 mm，接近了容许值的上限，存在安全储备过低的问题。综上，为兼顾经济性和安全性，选取12 m桩长、5D桩距的预应力群桩为宜。
此外，为分析预应力在调控上拱变形中的作用，以12 m桩长、5D桩距为例，对比在有、无预应力的情况下上拱变形的差异，评估预应力在调控上拱变形方面的作用大小。图12为轨道附近有、无预应力情况下群桩的上拱变形量。
图12表明，即使微型桩群桩未施加预应力，也能对路基上拱变形量起到调控作用，轨道中心线附近的上拱位移量分别为5.9、6.1和6.0 mm；在施加预应力后，群桩对上拱变形的调控能力显著增强，上拱位移调控量分别为3.2、2.9和3.5 mm，相较于无预应力条件下，上拱变形调控量增加了33.3%～42.3%，表明预应力在上拱位移调控中发挥重要作用。
红层软岩路基经过预应力微型桩群桩处治后，治理效果显著。在轨道铺设完成并投入运行的阶段，试验段路基的上拱变形量被成功控制在4 mm以内。另外，从成本角度来看，当每排布置6根预应力桩，每根桩长为12 m，桩间中心距设定为5倍桩径时，双幅轨道每百米的造价约为130万元。相较于跨越式桩板结构，这种方法可节约2/3的成本。综上可知，对于轨道运行期间0～10 mm的低上拱等级情况，预应力微型桩是一种经济有效的调控红层软岩路基上拱变形的手段。
4 结论
1) 预应力微型桩可通过调节锚头来实现对预应力的控制，从而改变桩的受力状态，使其由被动受力转变为主动受力状态来实现对上拱变形的控制。但在不同预应力范围内，预应力微型桩系统对上拱变形的控制效果并非线性增加，应基于实时监测得到的上拱变形值，动态调整微型桩的预应力。
2) 单桩调控下，上拱变形分布曲线在成桩位置会出现突变，其数值急剧减小。桩长和预应力的增加可使调控范围出现小幅度的增加，调控范围的最大值在2～3倍桩直径范围内波动。
3) 预应力在调控上拱位移方面起着重要作用。在施加预应力后，群桩的调控能力得到了显著提升，达到了无预应力条件下的大约1.4倍。
4) 群桩对于控制路基上拱变形具有显著效果。12 m长、桩距5D的群桩调控路基上拱时可同时兼顾安全性和经济性，使轨道左侧、轨道中心线和轨道右侧上拱变形量由9.5 mm分别减小至3.2 mm(降幅为66.3%)、2.9 mm(降幅为69.5%)和3.5 mm(降幅为63.5%)，最终满足规范对上拱变形量的控制要求。
本文在室内试验设计时主要通过桩岩的静摩擦来反映桩的实际受力情况，这在正常工况下是合理的。然而，针对上拱力较大的情况，可能存在部分滑动摩擦，因此，在后续试验中拟设计可反映滑动摩擦的室内模型，以研究桩岩滑动摩擦对上拱变形调控效果的影响。
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