高速鐵路軟土路基糾偏整治探索

潘振華

高速鐵路軟土路基糾偏整治探索

潘振華

(上海鐵路局工務處,上海 210075)

軟土地區的高速鐵路受施工、堆載等外部因素的影響,路基和橋墩可能發生位移,這不僅威脅高速鐵路行車安全,而且要糾正這種位移(糾偏)十分困難。現以某高速鐵路K45路基發生橫向位移整治工程為例,分析產生路基偏移的原因,研究探索影響糾偏的各個因素,通過6次整治方案的調整,實現了路基的糾偏。最后提出高壓旋噴樁進行糾偏整治的關鍵要點,為軟土地區橋梁樁基糾偏提供了思路。

高速鐵路;路基;糾偏

我國幅員遼闊,軟土分布極為廣泛;隨著高速鐵路大規模興建,高速鐵路必將以不同形式通過軟土地區。華東地區的杭深、滬寧、滬杭及杭甬高速鐵路均位于地質條件復雜的軟土地區,由于地方經濟發達,其土木工程建設往往給高速鐵路安全帶來一定威脅。例如:在橋墩一側堆載2 m以上的建筑垃圾所形成的單側偏壓,可給橋梁樁基造成數十毫米橫向位移;河堤加高同樣對橋梁樁基造成偏壓使橋梁樁基沿線路縱向發生位移;大型建筑的深基坑開挖也會造成路基發生橫向位移;還有因打樁施工、高壓旋噴樁施工不當,也可能造成路基橫向位移。因此,高速鐵路的周邊環境安全極其重要。本文以某高速鐵路K45工點為例,分析因高壓旋噴樁施工造成路基的橫移機理以及在糾偏過程中糾偏量與路基邊界條件、土體超靜孔隙水壓力、外力作用時間等因素的相關性。

1 路基發生橫移的機理分析

1.1 高壓旋噴樁對周邊軟土作用特點

上海地區的淤泥質軟黏土具有強度低(c為6 kPa)、含水量大(42%)和壓縮系數高的特點,一般情況下,軟土地層呈水平狀。若采用單管高壓旋噴樁機施工,旋噴的提升速度在15～20 cm/min時,則在提升或復攪過程中將產生20～24 MPa的噴射流壓力,并且噴射流壓力具有脈沖振蕩的特點;高壓噴射流對樁周軟土結構將產生沖切破壞[1],使土體顆粒與水泥漿混合成絮狀混合體,形成直徑為60～80 cm的重塑區(Ⅰ區),這也是高壓旋噴樁成樁直徑范圍,其水平剖面如圖1所示。

圖1 高壓旋噴樁影響分區

在高壓旋噴樁噴射流對土體產生沖切作用后,其壓力必然衰減,當壓力衰減至1～2 MPa時,噴射流將對Ⅰ區外的土體結構產生劈裂破壞作用,同時水泥漿將沿劈裂裂隙滲入土體,形成塑性區(Ⅱ區)。根據現場樁體挖探,塑性區的厚度一般在40～60 cm。

根據動量原理,噴嘴壓力P0為

P0=rQVm, Q=AVm

其中,A為噴嘴面積;Vm為平均流速;Q為流量。

噴射壓力在Ⅰ、Ⅱ區的衰減公式可表示為

P=kD0.5P0/Xn

其中,k、n為系數;D為噴嘴直徑;X為距噴嘴距離。

隨著高壓旋噴樁的噴射壓力進一步衰減,雖然它不能劈裂土體,但可使土體產生較高超靜孔隙水壓力,這將對周圍土體產生擠推作用力[2],形成擾動區(Ⅲ區)。擾動區的軟土在高壓旋噴樁噴射壓力的持續擾動下,可能發生觸變,強度衰減,由軟塑體變成流塑體,而流塑體能較好地傳遞噴射壓力,特別在軟土基底傾斜的地層條件下,流塑體在自重(W·sinα)和高壓旋噴樁噴射壓力f(t)共同作用下將對土體或地基中的結構物產生擠壓推動作用,使之產生側向變形,形成擠壓變形擾動區(Ⅲ區)。Ⅲ區的寬度與軟土地層傾角、軟土的力學參數、高壓旋噴樁施工時間等因素有關。根據現場高壓旋噴樁施工對鐵路路基影響的案例調查,上海軟土地層水平,其Ⅲ區寬度一般在30d～40d范圍內(d高壓旋噴樁樁徑)。Ⅳ區是非擾動區,在該區中建筑物不受高壓旋噴樁施工的影響。

1.2 路基產生橫移病害的機理和特點

1.2.1 路基結構及地基地質條件

某高速鐵路運營時速為300 km,無砟軌道。路基高度為4.6 m,路基表層為0.4 m的級配碎石層,路基底層為2.3 m厚A、B填料。地基采用40 m PHC管樁加0.5 m厚C30鋼筋混凝土筏板加固,樁尖持力層為④3粉土層,其中PHC管樁按兩次焊接而成。工區軌道車出入庫線W1、W2地基采用砂井聯合攪拌樁(樁長6～10 m)加固。K45+105～K45+230的上行線路坡腳外側10 m處為河流。上、下行線路基與W1、W2的路基等高平行。見圖2。

圖2 研究工點布置示意(單位:m)

地基的土質分層如下:

①0(Qml)種植土、人工填土:灰黃色,稍濕,松散;

①(Q4al+1)黏土:黃褐色、軟塑;

②(Qm)淤泥質黏土:灰色,軟塑～流塑;

③1(Q4al+m)黏土:黃褐色、硬塑;

③2(Q4m)粉土:黃褐色、稍密;

④1(Q3al+1)黏土:灰褐色、硬塑;

④2(Q3m)粉質黏土:灰褐色、軟塑;

④3(Q3al+m)粉土:灰褐色、稍密、飽和;

⑤2(Q3m)黏土:灰褐色、軟塑;

⑤3(Q3al)粉土:灰褐色、稍密、飽和;

⑥1(Q3al+1)粉質黏土:灰色,硬塑。

各地層呈水平分層,無明顯傾斜角度。

水文條件:站場區地表水為河流水,水深約1.5 m;地下水為孔隙潛水,水位埋深1.0～1.6 m。

潮汐影響,河水具氯鹽侵蝕,作用等級為L1。

1.2.2 路基發生橫移的特點分析

由于K45+105～K45+230地基與相鄰地段的最大差異沉降達60 mm,其沉降原因分析如下:由于高速鐵路的線位與原有河道斜交50°,該地段線路地基位于河道中,其地層較復雜。當PHC管樁的摩擦力不足以抵抗上覆路基軌道荷載和高速列車運行時的動荷載時,樁底發生下沉,最終導致軌道的沉降。

為減緩地基沉降速率,在上下行線兩側用高壓旋噴樁加固地基,進行側向約束施工,每側兩排,噴射壓力為24 MPa,高壓旋噴樁樁長為23 m,即自鋼筋混凝土筏板以下23 m。其中下行側的高壓旋噴樁在砂井加固區內施工,因砂井施工完成時間僅2年,軟土固結時間較短,從鉆孔取樣可知軟土仍呈軟塑狀,具有軟土特性。下行側的高壓旋噴樁距離下行軌道中心10.8 m,上行側的高壓旋噴樁距離上行軌道中心16 m。

為防止高壓旋噴樁施工引起地基、路基和軌道的變形,特別要求:①建立測量系統,分別要求高速鐵路軌道水平、高低累計不超過2 mm和4 mm;②由于只能在夜間列車停止運行條件下進行施工,為防止施工發生軌道偏移超限后,沒有時間進行軌道調整,而將白天列車的運行速度限制為80 km/h;③在同側的高壓旋噴樁機施工時保持間距為10 m,并在兩側對稱布設樁機進行施工;④在第一排高壓旋噴樁完成施工后且當無側限抗壓強度達8 MPa后,進行第二排樁的施工。

由于高壓旋噴樁在軟土地層中施工控制困難,路基及軌道發生了橫向位移,其中軌道最大橫移達69 mm,嚴重影響軌道線形。

(1)路基橫向位移與高壓旋噴樁作用的關系

在按對稱方式布設樁機位置方案施工時,樁筏結構在兩側所受的水平推力相對平衡,因此未發生線路結構較大偏移,軌道水平不超過1.6 mm,滿足施工安全要求。但在7月8日～10日施工中,上下行線的路基、軌道同時向上行側橫向移動,見圖3。其中K45+ 180處產生了最大69 mm的橫向位移。分析其原因可能主要是:由于7月8日在下行側K45+175處施工, PHC管樁結構的水平抗力較低,當受到高壓旋噴樁機噴射的水平推力后,管樁結構發生撓曲變形,如圖4所示,并帶動筏板、路基及軌道結構產生了橫向位移。擬合(σ取5.8)。在未進行地基處理的軟土路基,由單臺高壓旋噴樁機施工引起的線路水平位移也是正態分布型曲線,另一個典型實例是: 2009年9月4日在京滬線下行K1455+190至K1455+ 205當高壓旋噴樁以旋噴壓力8 MPa施工時,線路在水平方向發生了最大偏移達8 mm的情況。

圖3 軌道隨時間發生橫向變形

圖4 PHC管樁撓曲變形示意

(2)路基橫向位移與高壓旋噴樁機位置的關系

將軌道、路基和樁板結構簡化為橫梁,在高壓旋噴樁機噴射壓力作用下失穩,發生橫向變形,軌道變形接近正態分布型曲線,此時高壓旋噴樁機所在位置是線路結構橫向位移量最大的點,見圖5。

K45+105～K45+230線路結構橫向位移可以用

圖5 軌道變形曲線

(3)路基橫向位移與施工時間的關系

K45軟土地層呈水平狀,從測量數據知,線路位移發生在高壓旋噴樁機施工期間,當高壓旋噴樁機的水平噴射推力大于樁筏結構的水平抗力時,樁筏結構發生側向變形;當高壓旋噴樁施工停止,則線路變形基本停止,沒有產生繼續變形的滯后效應。從圖4知,7月10日發生路基橫移后,直到8月22日進行糾偏工程前,其最大變形量仍是69 mm,說明線路變形的反彈量很小。又如2007年6月,宣杭線竹絲港橋的21號橋墩樁基處于軟土地層中,且軟土地層與水平成30°傾角,因采用高壓旋噴樁圍護施工中導致橋墩發生位移,當高壓旋噴樁停止施工后,橋墩樁基的縱向位移也基本停止。

(4)路基橫向位移與路基地基結構的關系。

京滬線K1449的路基位于未加固的軟土地基上, 2009年9月4日,高壓旋噴樁機用8 MPa噴射壓力在上行線一側施工了14根φ30 cm的樁后,造成了路基8 mm的橫向位移。而滬杭高速鐵路K45+080處的地基采用了長40 m的PHC管樁加筏板結構,2014年元月2日,用12 MPa噴射壓力施工了10根樁后,造成了路基5.2 mm的橫向位移。無論軟土地基是否加固,只要軟土性質未發生根本性的改變,地基單側受高壓旋噴樁水平噴射壓力作用時,流塑狀的軟土傳遞水平噴射壓力,而地基中管樁的水平抗力極低,最終導致路基發生橫向位移。因此,高壓旋噴樁導致路基發生橫移,其橫移量與路基的地基結構沒有明顯的關系。

2 路基糾偏

2.1 路基糾偏原理及施工關鍵因素

K45+105～K45+230線路為直線段,當軌道結構在125 m范圍內出現矢度為69 mm的正態分布型曲線時,可以推斷管樁、筏板和路基也產生了至少69 mm的橫向變形量。從《建筑樁基技術規范》知:預應力管樁彎曲不得超過1/1 000[3],顯然管樁撓曲變形已超限。因該段線路的高程沒有發現異常變化,故可判斷管樁暫時沒有發生剪切破壞,但若不能及時得以糾偏,在長期彎矩作用下管樁有可能產生局部裂縫,并影響其承載能力,加速路基結構的沉降。同時,無砟軌道直線段變成為矢度為69 mm的正態分布型曲線,使線路允許的行車速度由原來的300 km/h降至160 km/h及以下。因此,對該段路基結構進行糾偏整治十分迫切。

根據文獻[4]可知,目前大部分糾偏多在施工階段進行,主要采用千斤頂頂推法與堆載(或卸載)法。堆載(或卸載)法是利用堆載反壓使線路結構連續變形,達到糾偏的目的,然而這種方法存在糾偏量不能控制和預測、連續變形對運行中的列車安全構成威脅和施工持續時間長等問題。頂推法雖然可行,但也存在千斤頂的后靠背在軟土地層中無法固定,且變形無法控制等問題,因此這些方法未在該項目中采用。

高速鐵路路基的糾偏需利用夜間封鎖時段進行,還需保證白天列車正常運行,因此糾偏必須滿足軌道線形圓順的要求。同時,因40 m長的PHC管樁由2根13 m PHC管樁和1根14 m PHC管樁焊接而成,因此如何保證焊接部位不被剪斷也是施工中的一項關鍵。綜合考慮多種因素,最后決定在充分利用軟土地基特點的前提下,利用高壓旋噴樁施加橫向推力[5]將能使路基發生橫向變形,實現對路基結構進行糾正的目的。

2.2 高壓旋噴樁糾偏主要方案

由于K45+150～K45+210偏移量均超過40 mm,是拋物線的“鍋底”,也是整治的關鍵區段,為了有利于軌道線形和管樁受力的改善,先糾偏該段路基結構是必要的。在方案實施中的總體思路是:充分利用多臺高壓旋噴樁共同作用效果及樁板結構的整體性,以期帶動相鄰路基結構的糾偏。初期,4臺高壓旋噴樁機按7 m間距在上行線路基坡腳排列,并考慮充分利用4.5 h施工時間(夜間天窗時間)完成8根樁的施工;高壓旋噴樁的施工深度定為10 m,上部5 m的噴射壓力24 MPa、下部5 m的噴射壓力為22 MPa。

對施工影響范圍內軌道和軌道板橫向及垂向變形進行監測,測點間距5 m,每天施工前和施工結束后各測量1次,在K45+155、K45+180、K45+205設測斜管和孔隙水壓力計(原地面以下2、5、8、11、14 m和17 m處埋設孔隙水壓力計)。

本工程自2013年8月22日施工,至12月20日糾偏完成,歷時4個月,從中研究分析了糾偏量與線路結構邊界條件的關系、與施工壓力和時間關系、與孔隙水壓力關系及施工順序的關系。

2.2.1 糾偏量與線路結構邊界條件的關系

高壓旋噴樁機在上行線對樁板結構施加噴射壓力以期推動樁板結構,但8月24日至26日連續3 d進行試樁施工,線路結構的糾偏量在1.4 mm左右。從圖2可知下行線與W1、W2專用線并行,約束了線路結構的變形,只有解除對線路結構的側向約束,才有可能達到糾偏的目的。

為此,在下行線與W1線間用挖掘機開挖出寬0.8 m,深至筏板以下0.3 m的變形槽,這樣可使線路結構有橫移變形的空間。在上述基礎上,9月4日開始施工至28日累計糾偏量達到16 mm,平均每天0.6 mm。由于上行線一側施工場地限制,高壓旋噴樁施工空間有限,如按此糾偏進度施工,則達不到整治目的,應考慮進一步調整方案。由于變形槽僅為筏板橫向變形提供空間,而管樁的橫向位移仍受約束。為了克服上述問題,隨后在大筏板和樁帽間進行了連續鉆孔,深度自筏板向下20 m,以保證線路結構有充分的自由位移空間,徹底解除線路結構的側向約束;同時也虛擬了帶傾斜基底的軟土地層,有利于線路結構的橫向變形。在這樣的條件下,每日的糾偏量大幅提高,平均每天可達1.4 mm。

2.2.2 糾偏量與旋噴壓力、樁長和樁機數量的關系

在施工時,前4排高壓旋噴樁采用24 MPa壓力,樁長10 m。為了提高每日糾偏效果,在第5排試驗時高壓旋噴樁加長至16 m,壓力增加到26 MPa,但試驗效果不明顯,主要原因是原來4排10 m的高壓旋噴樁形成了“旋噴樁地下連續墻”,當高壓旋噴樁加長到16 m時,超過10 m的部分的側向沒有地下墻約束,旋噴壓力向四周擴散較快,沒有形成定向推力。因此,加長高壓旋噴樁長度并沒有明顯效果。隨著糾偏量加大,根據軌道線形分步增加高壓旋噴樁機數量,9月4日起增加到8臺,從而保證了軌道線形變形圓順,見圖6。

圖6 高壓懸噴樁布置

2.2.3 糾偏速率與軌道線形、施工時間的關系

在7月8～11日,在路基發生橫向變形期間,高壓旋噴樁在4 h施工時間內使線路結構平均橫向位移達15 mm。可假定在同樣時間、噴射壓力、作業時間條件下,甚至采用更多臺高壓旋噴樁機進行糾偏時,其每日糾偏量也遠小于15 mm,單日糾偏量最大為4mm,平均為1.4 mm;究其原因,在路基發生橫向變形前,可將地基樁筏、路基和軌道結構假定為“橫梁結構”;路基變形后,可將其視為“拱形結構”,從結構力學知,在同樣受力條件下,拱形結構跨中的彎矩遠小于橫梁結構的彎矩,拱形結構抗彎能力大于橫梁的抗彎能力,因此糾偏遠比發生橫移時復雜。

在徹底解除下行線側向約束后,自10月12日起施工進入正常狀態,在施工過程中,發現糾偏施工周期律,同時,存在糾偏后反彈現象,根據統計,實際累計糾偏量與累計反彈量之比為5∶1。見表1及圖7。10月12日至施工結束,即施工5 d左右糾偏量達6 mm,期間必然引起1～2 mm的反彈;如繼續進行施工,則糾偏量沒有增加。如果停工3～4 d,再施工能得到較好的糾偏量。因此,糾偏工程應“三天打魚,兩天曬網”。可能是每次由地基樁板結構、路基本體和軌道構成的“拱形結構”存在變形限值問題。如果需繼續變形,“拱形結構”需進行內部應力調整,以適應下一次變形需要,最終將線路結構偏移糾正到位。

表1 施工過程中糾偏周期分析

圖7 糾偏量與時間關系

2.2.4 糾偏與超靜孔隙水、土體位移的關系

高壓旋噴樁施工時,噴射壓力使樁周圍土體超靜孔隙水壓力[6](以下簡稱超靜孔壓)增加,其中在樁周的塑性區與擾動區交界處的超靜孔壓最大,且隨著距樁中心的距離增加而減小。根據K45+180孔隙水壓力計測試結果,圖8給出在連續高壓旋噴樁施工時,超靜孔壓的變化過程。圖8說明在施工開始后0.5 h,超靜孔壓升至峰值,停噴后1 h內超靜孔壓消散速率較快,以后逐漸減小,平均24 h消散15 kPa超靜孔壓。

圖8 K45+180超靜孔壓與時間關系

通過土體超靜孔壓的增長和消散過程的實測數據,可得出高壓旋噴樁施工過程中超靜孔壓的時程消散模型[7-8](圖9),其將曲線分別劃分為以下3個區。

Ⅰ區:土體受到高壓旋噴壓力,超靜孔壓持續增加,直至最大值umax=u(t0),t0=0.5 h。

圖9 超靜孔壓與時間關系

Ⅱ區:由于超靜孔壓增加,土體有效應力減小,抗剪強度降低,使土體會產生“水裂”[9],形成有利于孔隙水壓力消散的微裂隙,超靜孔壓的消散速度緩慢增加。

Ⅲ區:當高壓旋噴壓力停止后,超靜孔壓繼續消散,消散速度逐漸減小,直至完全消散。

某一深度的超靜孔壓可表達為

式中,u為超靜孔壓;t為時間;a、b、c為常數,可以通過超靜孔壓與時間關系曲線擬合計算得到。

從圖10可以看出,在K45+180斷面沿深度方向,在高壓旋噴樁的作用下,各測點的超靜孔壓呈單駝峰型,即地基表層測點超靜孔壓較小,隨后增大,超靜孔壓最大是在8～12 m深度,這與高壓旋噴樁施工深度10 m接近,然后超靜孔壓減小,其影響深度為17 m。

圖10 超靜孔壓與深度關系

從圖11可知,該測斜管位于下行K45+180處,地基土體受樁板結構橫向變形影響,地表的側向位移最大,地表下20～25 m及以下的土體基本不受高壓旋噴樁施工的影響。

2.2.5 糾偏與路基本體、軌道結構高程關系

從圖12可知,在施工地段即K45+155～K45+ 210的軌道上下行的高程比未施工地段有明顯的變化,主要原因是:在上行側進行高壓旋噴樁施工時,地基20 m深范圍內的軟土層受擾動作用,使管樁摩擦力下降,承載力降低,加速了管樁的下沉[10],最終使軌面下沉,所以下行線軌面比未施工地段低5 mm。由于上行線進行高壓旋噴樁施工時,在地表面出現返漿現象,致使在路堤坡腳隆起達到3.5 mm,同時部分返漿進入上行線路基本體中,填充了路基本體土體顆粒間的空隙,導致上行線路基本體抬升,因上行線抬升較大,除去管樁下沉量,仍使上行線軌面比未施工地段高2 mm。

圖11 K45+180沿深度位移

圖12 施工區軌面高程變化

圖13 整治前后效果對比

3 結語

K45路基糾偏共進行了6次方案調整,實現了糾偏的目的,見圖13,回顧施工過程,主要以下結論。

(1)對于軟土地區樁板結構發生橫向偏移后,采用高壓旋噴樁糾偏是可行的;也為軟土地區橋梁樁基糾偏提供了思路。

(2)高壓旋噴樁糾偏設計中的噴射壓力、提升速度、樁長度、樁機間距等參數應考慮軌道線形、施工時間、地層條件等綜合因素。

(3)高壓旋噴樁在軟土地層進行加固處理時,應根據軟土地層條件、建筑物環境等綜合條件而慎用。

[1] Yahiro.Induction method utilizing high speed water jet.Proc.8th int. conf.OnsoilMechanicsandFoundationEngineering[M]. Moscow:1973.

[2] 鄧開鴻.高壓旋噴樁的成樁機理和擠土效應研究[D].廣州:華南理工大學,2012.

[3] 中華人民共和國建設部.JGJ94—2008建筑樁基技術規范[S].北京:中國建筑工業出版社,2008.

[4] 胡軍.預應力管樁沖淤水平頂拉糾偏加固施工工法[J].建筑技術,2002,33(4):260-263.

[5] 陳海斌.預應力管樁的糾偏[J].浙江建筑,2005,22(3):30-31.

[6] 李廣信.靜孔隙水壓力與超靜孔隙水壓力[J].巖土工程學報, 2012,34(5):957-960.

[7] 劉長吉.動力沉樁超孔隙水壓力時程消散模型研究[J].吉林電力,2010,38(2):62-67.

[8] 黃曉波.飽和軟弱地基沖壓處理試驗研究[J].巖土力學,2006, 27(4):653-656.

[9] 唐世棟.飽和軟土地基中群樁施工引起的超孔隙水壓力[J].同濟大學學報,2013,31(11):1290-1294.

[10]鄔險峰.PHC管樁靜壓沉樁有限元分析[J].廣東土木與建筑, 2006(12):19-21.

Study on Inclination Correction of Soft-soil Subgrade of High-speed Railway

PAN Zhen-hua
(Track Maintenance Department,Shanghai Railway Administration,Shanghai 210075,China)

In soft soil areas,the high-speed railways are likely to be affected by construction,loads and other external factors,with the result that there may be displacements at the railway subgrade or bridge piers.Those displacements will pose a threat to the safety of trains running on high-speed railway,and even worse,it is very difficult to correct those displacements(inclinations).Based on a case in relation to the correction of the transverse displacement of subgrade of section K45 of a high-speed railway,this paper analyzed the reason of subgrade inclination,and researched the relevant factors which affect the correction of subgrade inclination.As a result,after six times of adjustments on inclination correction scheme,the subgrade inclination was corrected successfully.Finally,this paper proposed the key points of high-pressure chemical churning piles used in inclination correction,providing a way for inclination correction of bridge pile-foundations in soft soil areas.

high-speed railway;subgrade;inclination correction

U238;U213.1+4

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.04.006

1004-2954(2014)04-0022-06

2014-01-08

潘振華(1967—),男,高級工程師,1993年畢業于西南交通大學鐵道工程專業,工學碩士,E-mail:pzh_sh@126.com。