鐵路客運專線超載預壓路基變形特征與卸載時間確定方法

余 飛,樂 紅,韓 卓,陳善雄

(中國科學院武漢巖土力學研究所巖土力學與工程國家重點實驗室,武漢 430071)

1 概述

鐵路客運專線線路長,不可避免地要穿越大量的湖、江、河相沉積的軟土分布區域,而無砟軌道的鋪設對路基工后沉降提出了嚴格的控制要求(一般小于15 mm),基底沉降和穩定控制問題十分突出。為解決這一問題,設計上多采用CFG樁、注漿、旋噴樁等措施對原軟土地基進行加固處理,然后再通過超載預壓來加速地基土層的壓縮變形,以減小工后沉降。這就決定了鐵路客運專線超載預壓路基與以往的鐵路、公路軟土路基存在較大的區別,主要體現在兩個方面：一方面,鐵路客運專線路基沉降變形量較小,如武廣鐵路客運專線軟土路基超載預壓段的地基變形量多在60 mm以內,與一般的軟土路基的沉降量不在一個量級上；另一方面,在已加固地基上進行超載預壓,其基底沉降變形特征和規律與常規的軟土地基存在較大的差異。因此,有必要針對鐵路客運專線路基工程的特點,研究超載預壓路基的變形特性。

超載預壓路基的一個關鍵問題是卸載時間的確定,它關系到設計過程中預壓時間的設置和施工組織的優化調控。目前,關于卸載時機的分析方法已研究得比較多。《地基處理手冊》[1]認為超載預壓過程中路基土層固結度達到等載與等載加超載之比時即可卸載,工程實踐表明,這是一種偏于保守的方法,預估的卸載時間要大于實際需要的時間；潘秋元提出用有效應力比法進行超載卸荷控制,并建議有效應力比取0.75作為控制標準[2]。張光永[3～4]等根據室內試驗給出了卸載控制曲線,即超載卸除前地基應達到的最佳平均固結度與超載比的關系曲線。鐘才根[5]、楊濤[6]等人通過建立沉降速率與工后沉降的關系曲線,提出了卸載時機的沉降速率控制法[7]。

這些方法基本上都是依據軟土固結理論而提出的,對于鐵路客運專線軟土路基而言,填筑前地基已進行了加固處理,超載預壓的目的更多的是從控制變形的角度出發的,即進一步加速地基土體的壓縮變形,減小工后沉降量。因此,鐵路客運專線超載預壓路基的變形機理與傳統的固結理論并不完全相同。鑒于目前鐵路客運專線超載預壓控制理論不完善,有必要從實際工程的觀測數據出發,在總結認識超載預壓路基的變形發展規律的基礎上,探討其卸載時機的分析方法[8]。

本文以武廣鐵路客運專線大量實測數據為基礎,分析超載預壓路基的變形發展規律,研究基于實測數據回歸分析的卸載時機控制方程及計算方法,最后通過工程實踐來檢驗其適用性和有效性。

2 超載預壓路基沉降變形特征

以武廣鐵路客運專線大量超載預壓路基的實際觀測資料進行分析,基底沉降變形表現出類似的變化規律,其發展過程基本可以劃分為4個階段(圖1)。

圖1 超載預壓路基沉降變形過程示意

(1)填筑階段：地基沉降變形隨填筑高度的增加而增大,沉降速率比較大。這一階段,填筑加載量和加載速率是控制沉降變形發展的主要因素。

(2)恒載階段：考慮到施工組織的協調,較多的路基工點在填筑完成后都有一個恒載階段。恒載階段的沉降變形速率明顯減小,沉降變形量呈緩慢增長的趨勢,由于恒載階段的變形增長量較小,觀測誤差會引起部分斷面的變形過程曲線出現較大的波動；另外,沉降速率變化點與停載時間點基本吻合,一般在停止加載幾天后,沉降速率會馬上減小,反映原地基經過地基處理后,剛度較大。

(3)超載預壓階段：在路基本體上堆載浮土,一般堆載速度要較路基本體的填筑速度大。隨著上覆荷載的快速增加,沉降變形速率陡然增大,變形曲線出現明顯的拐點,超載填筑完成后,沉降變形量逐漸增大,在沉降過程曲線上表現為下凹曲線。

(4)卸載階段：卸載后沉降變形速率明顯減小,沉降變形很快趨于穩定,回彈變形不顯著。

上述變化規律反應出超載預壓措施能加速基底壓縮土層的變形,減小工后沉降。對武廣鐵路客運專線大量堆載預壓路基段的觀測數據進行統計分析表明：由于原地基已進行了加固處理,其基底觀測總沉降量一般較小,多在20 mm以內,少數工點由于軟土層較厚,觀測沉降量超過20 mm,最大值在60 mm左右；在超載高度與路基本體填筑高度基本相同的條件下,由超載引起的沉降增量一般小于路基本體荷載引起的沉降增量,反映地基在路基本體荷載作用下,經過一段時間的恒載預壓,其變形模量有所提高；卸載后基底未出現明顯回彈變形,反映出卸載階段土體的次固結變形與由負孔隙水壓力和土顆粒蠕動引起的回脹變形相當,沉降過程曲線上表現為一條平緩的曲線,卸載后變形趨于穩定。

上述過程是超載預壓路基沉降變形的基本類型,另一種較普遍的類型是超載和路基本體連續填筑完成,期間沒有恒載預壓階段。這種類型的超載預壓斷面的沉降變形特征主要表現為：①填筑和堆載階段的基底沉降變形顯著,沉降速率較大；②超載預壓階段沉降變形繼續發展,沉降速率變化不明顯；③卸載后沉降速率明顯減小,沉降變形逐漸趨于穩定。這些特征反映了基礎土體在路基本體和超載的共同作用下,先期沉降變形發展較快,且這種變形趨勢會在預壓期間持續很長一段時間,這雖然加速了基底的沉降變形,但容易引起地基失穩破壞。因此,在路基填筑完成后,應根據變形增長量和增長速率,適當控制超載施加的時間和堆載速度,對路基的整體穩定是有利的。

3 超載預壓路基卸載時機確定方法

3.1 卸載時機分析思路和方案

鐵路客運專線超載預壓路基沉降變形特征與一般軟土路基存在一定的差異,這主要是由于其變形機理與固結理論不完全相同。對于鐵路客運專線超載預壓路基而言,基于固結理論的卸載控制方法具有一定的局限性。

以下從武廣鐵路客運專線實測曲線出發,總結能很好地反應沉降變形趨勢的回歸擬合方法,引入工后沉降量控制條件,推導和建立超載預壓路基卸載時間控制方程,從而確定卸載時機；同時,采用比較保守的理論計算方法——有效應力面積比法,進行對比驗證,卸載時機分析方案如圖2所示。

圖2 鐵路客運專線卸載時機分析方案

3.2 曲線回歸擬合方法的優選

采用曲線回歸預測分析工后沉降和卸載時機,首先需要能反映鐵路客運專線路基沉降變形趨勢的擬合方法。

筆者與同事以武廣鐵路客運專線路基沉降變形實測數據為基礎,對工程上廣泛采用的常規雙曲線法、指數曲線法、三點法、Asoaka法、拓展雙曲線法進行了系統的對比驗證分析[9]。分析結果表明,三點法和拓展雙曲線法能較好地反映沉降變形的趨勢,預測精度較高,對數據波動的適應性較強,并在實際沉降評估分析中取得了較好的效果。

因此,在推導超載預壓區段卸載時間控制方程時,選用拓展雙曲線法或三點法進行回歸擬合。

3.3 沉降控制標準和要求

路基超載預壓卸載時機的確定與具體工程沉降變形的控制標準是相對應的。對于鐵路客運專線而言,一般鋪設的是無砟軌道,我國《客運專線無砟軌道鐵路設計指南》[10]、《客運專線鐵路無砟軌道鋪設條件評估技術指南》[11]對路基工后沉降和變形觀測分析預測提出了以下幾個具體控制要求。

(1)無砟軌道路基在鋪軌后發生的工后沉降一般不應大于15 mm；

(2)在路基完成或施加預壓荷載后應有6～18個月的觀測和調整期,即設計荷載包括預壓荷載到位后的恒載期一般不應少于6個月；

(3)路基填筑完成后,預測時的沉降觀測值s(t)與預測的最終沉降量s(∞)之比應大于75%,即s(t)/s(∞)≥75%。在超載預壓情況下,預測最終沉降s(∞)指包括預壓荷載在內的總荷載。

(4)采用的回歸擬合曲線預測工后沉降時,應滿足其相關系數大于0.92。

上述這些要求，應在分析評估路基填筑超載預壓區段工后沉降的過程中加以充分考慮。

3.4 基于曲線回歸的卸載時機控制方程

仍以圖1所示的典型堆載預壓路基的沉降變形過程示意圖進行表述。圖中H為堆載前填筑高度,ΔH為堆載高度,t1為超載施作開始時間點,相應的沉降量為s(t1),tX為卸載時間點。

由于堆載會引起觀測曲線出現明顯的拐點,且堆載速度與路基本體填筑速度一般不同,采用堆載以前的數據進行擬合會帶來較大的偏差。因此,一般采用超載施加后的觀測數據進行擬合。

根據工后沉降控制要求,卸載時預測工后沉降sR應小于控制標準sR,p,即

(1)

對于超載預壓路基,工后沉降為設計荷載條件下的最終沉降變形預測值s2(ξf,∞)與卸載時沉降值s2(ξmax,tX)之差,預測工后沉降等于控制標準[sR,p]時所對應的時間tX1為最短預壓時間。在計算工后沉降時,為了減小由于擬合曲線的不確定性引起的偏差,最終沉降值采用加權系數ηs=1.1,而卸載時的沉降變形值則采用加權系數1/ηs=0.91。則工后沉降控制條件為

(2)

若采用拓展雙曲線法擬合堆載后的實測沉降s(t),擬合方程為

(3)

其中t′=t-t1,ξ=h/(H+ΔH)為地基荷載水平,堆載前的恒載階段荷載水平為

(4)

預壓階段地基達到最大荷載水平ξmax=1.0,在鋪軌完成后(設計荷載下)的荷載水平為

(5)

式中：ps為無砟軌道上部結構自重；γ為填土平均容重。

按照拓展雙曲線擬合方程計算,卸載時沉降量為

(6)

設計荷載條件下的最終沉降變形預測值

(7)

將式(6)、(7)代入控制條件式(5),得到

(8)

推導得到

(9)

上式即為基于拓展雙曲線法回歸擬合的卸載時間控制方程,按同樣的思路可以推導基于三點法回歸擬合的卸載時間控制方程。將ξmax=1.0，加權系數ηs=1.1以及工后沉降控制值[sR,p]=15 mm代入式(9)得到

(10)

即只要準確擬合堆載后的觀測數據,確定擬合參數a,b很容易按式(10)計算與工后沉降等于15 mm的最短預壓時間tX1。

3.5 基于有效應力面積比的卸載時機控制方程

有效應力面積比R定義為：受壓土層范圍內結構物荷載引起的附加總應力面積與卸載前相同厚度土層內預壓荷載引起的有效應力面積之比。一維壓縮變形條件下,有效應力面積比R可簡化為

(11)

式中,Pf為設計荷載；ΔP為超載；U(t)為卸載時t時間壓縮層內土的平均固結度；

《地基處理手冊》[1]以地基土層固結度和實際荷載比來控制卸載時間,即超載預壓過程中地基土層固結度達到設計荷載與設計荷載加超載之比時即可卸荷。而軟土路基20年殘余變形與有效應力面積比R的相關關系的研究表明[8],當有效應力面積比R≤0.8時,卸載后土層的殘余變形為“0”或發生少量回彈。

對于鐵路客運專線而言,基底壓縮土層大量采用CFG樁、巖溶注漿和換填等方式進行了地基處理后,其變形雖然與傳統的固結過程不完全相同,但作為一種對工后沉降直接分析的補充,是值得嘗試的。而且大量實際工程表明,這是一種偏于保守的估算方法,預估的卸載時間要大于實際需要的時間,對于客運專線工程建設而言,是偏于安全的。

為了工程安全,按R≤0.8予以控制

(12)

即t時實際發生的沉降s(t)和預測最終沉降s(∞)之比應≥ξf/0.8。對于超載預壓路基而言,有效應力面積比控制條件為

(13)

同時,應滿足《客運專線無砟軌道鐵路設計指南》給出的第三個具體要求,即t時實際發生的沉降和預測最終沉降量之比應≥75%,即核準

(14)

若采用拓展雙曲線法來擬合觀測數據,則將相應的沉降量擬合方程代入式(13)、(14),得到

(15)

并核準

(16)

由式(15)、(16)可以計算有效應力面積比R=0.8對應的最短預壓時間tX2。

3.6 卸載時機確定方法

由于不同的超載預壓路段施工過程的差異性,在應用上述方法計算其卸載時間點時,應根據鐵路客運專線超載預壓路基的沉降變形的類型具體進行分析。

對于超載施加前有較長的恒載期的路段,可直接采用式(10)、式(15)和式(16)得出由工后沉降和有效應力面積比控制的容許卸載時間點tX1和tX2,選擇較大者作為最終卸載時間控制點tX,即

(17)

對于路基本體和超載連續填筑完成,沒有恒載期的路段,工后沉降控制條件式(10)不變,僅需在有效應力面積比控制式(15)、式(16)中將s(t1)=0代入,得到

(18)

即按式(10)和式(18)分別容許卸載時間點tX1和tX2,選擇較大者作為最終卸載時間控制點tX。

對于超載預壓期間觀測沉降量較小,基底最終沉降量小于20 mm的路段,采用式(10)進行控制,得到的超載預壓時間可能出現負值。因此,可以在分析工后沉降和容許卸載時間點時,考慮在鋪軌完成后計算預估的工后沉降為“0”進行控制,即工后沉降控制條件式(10)變為

(19)

有效應力面積比控制條件tX2根據有無恒載期分別選擇(15)或式(18)予以確定,并與式(19)計算的tX1進行比較,選擇較大者作為最終卸載時間點tX。

4 卸載時機確定方法的驗證

為了驗證上述方法的有效性,下面以武廣鐵路客運專線典型的超載預壓路段進行驗證分析,分別選取不同沉降變形類型的典型斷面進行分析。

路段1堆載前有較長的恒載期,最終沉降量小于20 mm,代表斷面為DK1 671+440、DK1 671+518、DK1 672+850。

路段2堆載前沒有恒載期,沉降量較大,最終沉降量為20～60 mm,代表斷面為DK1 403+693、DK1 404+600、DK1 404+900。

首先采用超載預壓階段的觀測數據,按上述方法計算卸載時間點及工后沉降量,然后采用卸載后的實際觀測數據進行對比驗證。

4.1 路段1卸載時機分析

路段1的3個超載預壓斷面均屬于武廣鐵路客運專線土建三標范圍,堆載地帶地形以丘坡和谷地相間為主,地形起伏較大,丘坡自然坡度一般為10°～25°,植被較發育；谷地地形狹長,地勢較低洼,多辟為水田,分布水塘及居民。基底地層情況基本類似：丘坡上、谷地上覆黏土/粉質黏土,軟塑～硬塑,下伏全風化花崗巖。基底采用CFG樁和沖擊壓實進行地基處理,樁底持力層為全風化花崗巖,預壓高度分別為2.5 m和3.0 m,設計預壓時間為6個月和7個月。

DK1 671+440、DK1 671+518斷面位于同一工點,2008年1月6日填筑至基床級配碎石第一層,2008年2月25日開始堆載預壓。DK1 672+850斷面于2007年10月27日填筑至基床級配碎石第一層,2007年12月11日開始堆載預壓。

3個斷面沉降變形過程基本相同,以DK1 671+440斷面超載預壓階段的沉降曲線來說(圖3),路基填筑完成至堆載前存在一個恒載期,恒載期內沉降變形逐步趨于穩定。但堆載后沉降變形明顯增長,沉降速率增大,在沉降過程曲線上表現為下凹曲線。

圖3 DK1 671+440超載預壓階段的沉降變形過程曲線

針對超載前有較長恒載期,且總沉降量較小的情況,按式(15)和式(19)得出由工后沉降和有效應力面積比控制的容許卸載時間點tx1及tx2。計算結果列于表1。

表1 武廣鐵路客運專線DK1 671+426～DK1 672+850超載預壓路基段容許卸載時間點分析

從表1可以看出,DK1 671+440和DK1 671+518斷面的卸載時間分別為26 d和35 d,并按較大值予以控制。由于上述計算是按工后沉降為“0”的標準確定的,過于嚴格,實際超載預壓時間取30 d,即該工點于2008年3月25日卸載。DK672+850斷面的卸載時間為80 d,實際按3個月控制,即于2008年3月11日卸載。

圖4為DK1 671+440斷面卸載后沉降變形曲線,從圖中可以看出,卸載后沉降速率明顯減小,沉降變形很快趨于穩定。表2列出了卸載后沉降變形觀測穩定值,對比表1可以看到,卸載后沉降變形增量很小,僅0.1～0.3 mm,采用卸載后觀測數據計算的工后沉降量要小于按超載階段觀測數據計算的工后沉降量,都在1 mm以內,基本接近于零。這與卸載時機控制條件是吻合的,從而驗證了上述卸載時機計算方法的有效性。

圖4 DK1 671+440超載預壓后卸載的沉降變形過程曲線

表2 武廣鐵路客運專線DK1 671+426～DK1 672+850超載預壓路基段卸載時間驗證分析

4.2 路段2卸載時機分析

武廣鐵路客運專線新岳陽站堆載預壓段填筑和堆載總高度在9～11 m,堆載預壓高度均為2.5 m,基底發生的總沉降量級在30～60 mm,填筑和堆載基本在一個工序完成。選取3個典型斷面進行分析,并以相應的控制條件式(10)和式(18)確定由工后沉降和有效應力面積比控制的容許卸載時間點tA和tB,計算參數和結果匯總于表3。

表3 武廣鐵路客運專線新岳陽站超載預壓路基段容許卸載時間點分析

計算結果表明,以超載部分施加完成后的時間點為起點,3個分析斷面同時滿足工后沉降≤15 mm和有效應力面積比條件下的最小預壓時間為7個月、5個月和半個月。

可見,DK1 404+900監測斷面可卸載時間點明顯早于其他兩個斷面。分析比較沉降變形的大小和其隨時間變化的關系可見,DK1 404+900的基底沉降發展較快,前期出現的沉降量約為DK1 403+693監測斷面同一時間段的2倍,但后期趨于穩定。相比之下,DK1 403+693監測斷面其沉降前期發展相對較慢,所以需要更長的穩定期。總體而言,在該地基條件下,采用換填方案沉降相對較大,但發展較快,而CFG樁復合地基方案沉降總量相對較小,可能是樁-土系統的相互作用需要較長的時間才趨于穩定。所以,在這類地基條件下,CFG樁復合地基方案需要的穩定期會長一些。到2008年2月22日,監測斷面DK1 404+900實際預壓時間為54 d,已符合卸載條件。但監測斷面DK1 403+693和DK1 404+600的實際預壓時間為108 d和111 d,尚不符合卸載條件。

繼續預壓并達到上述計算的時間點后卸載,表4列出了卸載后沉降變形觀測穩定值。對比表3可以看到,采用卸載后觀測數據計算的工后沉降要小于按超載階段觀測數據計算的工后沉降量,且小于工后沉降控制標準15 mm,這與卸載時機控制條件是吻合的,從而驗證了上述卸載時機計算方法的有效性。

表4 武廣鐵路客運專線新岳陽站超載預壓路基段卸載時間驗證分析

5 結 論

以我國在建的鐵路客運專線實測數據為基礎,總結分析了鐵路客運專線超載預壓路基沉降變形特征、規律和類型,在此基礎上,探討了常規超載路基卸載控制理論對于鐵路客運專線的適用性。建議從實測曲線出發來分析卸載時機,并采用有效應力面積比等理論計算方法進行對比驗證。

基于對我國在建鐵路客運專線超載預壓路基沉降變形特征的認識,結合相關設計規范和控制標準,推導并建立了基于實測數據回歸擬合的卸載時機控制方程,以及基于有效應力面積比法的卸載時機控制條件,并針對不同沉降變形類型,提出了相應的卸載時間計算公式,為鐵路客運專線路基超載預壓區段卸載時間點的計算提供了具體的方法。

最后采用武廣鐵路客運專線超載預壓路基實測數據進行驗證分析,分析結果表明,按計算卸載時間點卸載后,沉降變形趨勢與預測結果吻合,工后沉降嚴格滿足控制標準,驗證了所提出的卸載時機確定方法的有效性和可靠性,可進一步檢驗、完善后推廣應用于其他鐵路客運專線超載預壓路基卸載時機的分析。

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