高速鐵路強夯地基沉降的離心模型試驗研究

張崇磊,劉 琪,李 丞,蔣關魯

(1.中國科學院山地災害與地表過程重點實驗室,成都 610041； 2.中國科學院、水利部成都山地災害與環境研究所,成都 610041； 3.西南交通大學土木工程學院,成都 610031；4.中國科學院大學,北京 100049)

離心模型試驗通過重力場模擬工程物理現象，是巖土工程研究的重要試驗手段。離心模型試驗慣性力與重力絕對等效，高加速度不會改變巖土材料性質，從而使模型與原型應力分布、變形特征以及破壞機理相同，再現原型工程狀態的力學特性。強夯加固法(動力固結法)，具有施工簡便、經濟有效和適用性廣等特點。近些年，強夯法在重要基礎設施淺層地基加固中得到廣泛應用。然而，強夯加固理論計算高度依靠經驗，較為欠缺定量分析和可靠設計方法，其工程適用性受到制約[1-2]。高速鐵路強夯加固地基的沉降控制技術研究具有重要理論與工程實踐意義。

國內外學者采用離心模型試驗對不同加固處理方式的地基變形、穩定以及附加應力等進行了初步探索。在地基沉降控制方面，蔣關魯等[3]針對天然地基，采用停機加載和變加速加載對地基沉降特性和應力分布進行了離心模型試驗研究；陳建峰等[4]開展了加筋和不加筋石灰土路堤的離心模型試驗，對比分析了軟土地基沉降規律；王長丹等[5]采用離心模型試驗，研究了濕陷性黃土樁網結構，對比了不同樁間距下地基沉降特性；梅源等[6]基于離心模型試驗，分析了超高黃土填方地基在施工期和工后期的變形規律；張良等[7]基于離心模型試驗，研究了深厚軟基修筑路堤的沉降控制技術；馮研等[8]基于離心模型試驗，分析了樁網復合地基沉降的預測精度；Wang等[9]通過離心模型試驗，模擬不同樁間距對濕陷性黃土地基沉降的影響；Allersma等[10]改進了離心機填筑裝置，土堤模型旋轉時實施、控制填筑過程，分析了不同填筑速率對土堤變形的影響。地基穩定性分析方面，周小文等[11]基于離心模型試驗，研究了快速填筑路堤時軟土路基的穩定控制；Bassett等[12]選用萊頓-布扎爾德砂填筑堤岸，實現了離心機高速穩定運轉時堤岸的分級填筑過程模擬。采用相同方法，Daives和Sharma等[13，14]實現了離心機運轉過程軟弱地基上部路堤的分層填筑，研究了加固路堤的穩定性。此外，吳麗君等[15]基于離心模型試驗，分析了天然地基附加應力修正方法。強夯加固地基抗震方面，翁效林等[16]基于離心模型試驗，定量評價了強夯黃土地基的抗震性能。可見，中等壓縮性土地基現場填筑試驗實例尚不多見，通過離心模型試驗研究強夯加固地基沉降特性的定量分析較少，離心模型試驗預測強夯地基沉降精度有待深入探索。

上述模型試驗成果為強夯法在地基加固處理中的應用奠定了技術支撐。然而，高速鐵路路堤荷載下中等壓縮性土地基采用強夯加固，其加固機理尚無先例借鑒，如何保證此類地基在強夯加固后，既能高效地控制沉降，又能具備較高承載力和穩定性值得深入探索。本文基于離心模型試驗相似理論，結合海南東環客專(海東線)全風化花崗巖地基以及膠濟客專(膠濟線)粉土、粉質黏土地基強夯加固試驗工點，開展了強夯加固地基的離心模型試驗，分析了填筑、靜置及鋪軌階段強夯地基分層沉降演變特征，給出了基底應力和地基附加應力分布，研究了離心模型試驗預測強夯地基沉降的精度，最后，根據現場實測沉降，提出了沉降修正系數取值范圍。

1 離心模型試驗方案

1.1 試驗工點地質概況

試驗工點選取海東線DK67+620和膠濟線DK226+875兩處強夯工點，夯錘重力、點夯次數、夯點間距分別選用150～300 kN、8～15次、3.5 m，滿夯分3次夯實，夯擊能量為1 000 kN·m。工點斷面土層和路基設計見圖1。表1給出了模型地基的物理參數。海東線DK67+620工點路基填高5.0 m，頂寬13.4 m，坡度1∶1.5，強夯深度6.0 m。測段上覆硬塑狀黏土，一般厚度0～2 m屬Ⅱ級普通土；下臥花崗巖全風化層(W4)呈硬塑～堅硬土狀、砂石狀，厚5～30 m不等，屬Ⅲ級普通土。花崗巖全風化層平均天然密度1.99 g/cm3，大多為飽和狀態，呈硬塑～堅硬狀，塑限17.7%～31.4%，液限26.0%～49.3%；地基壓縮系數為0.14～0.28MPa-1，屬中等壓縮性土地基。

膠濟線DK226+875工點路基填高7.43 m，頂寬12.5 m，坡度1∶1.5，強夯深度5.9 m，墊層采用“二八”灰土夾土工格柵。地表為1 m軟土，下部分別為4.46 m粉質黏土、7.91 m粉土以及18.3 m深厚粉質黏土。地基主要為非飽和粉質黏土和粉土，飽和度一般在67%～80%；地基壓縮系數為0.12～0.22 MPa-1，呈硬塑狀，屬于中等壓縮性土地基；孔隙比粉質黏土為0.56～0.88，粉土為0.65～0.86。離心機模型箱尺寸為80 cm×60 cm×60 cm，鑒于模型箱尺寸限制，選用與現場路堤填高一致的單線標準路堤。海東線、膠濟線模型比尺n分別選用60、80。

圖1 海東線、膠濟線現場強夯加固斷面(單位：m)

試驗斷面海東線膠濟線土體類型層厚/cm容重/(kN·m-3)含水量/%花崗巖風化土(1)10.018.932.0花崗巖風化土(2)20.019.127.8花崗巖風化土(3)10.019.432.1黃土質粉質黏土5.618.79.32粉土9.918.813.1粉質黏土18.319.218.7

土壓力盒埋設于路基中心下不同深度地基中。路基中心處布置9組，用于監測地基附加應力的分布，路肩下布置1組，用于對比基底橫向應力分布的差異。土壓力盒為電阻應變式傳感器，靈敏度滿量程時為1 mV·V-1。沉降板埋設于路基中心下地基中，分3個深度布置，外接LVDT位移傳感器，用于監測地基分層沉降。模型尺寸和傳感器布置見圖2。

圖2 模型尺寸與儀器布置(單位：cm)

1.2 試驗設備與試驗過程

選用TLJ-2型土工離心試驗機，最大容量、最大加速度以及有效運行半徑分別為1gt、100g和2.7 m，電機運行功率為185 kW。強夯區采用容重和含水量控制，容重20.3 kN/cm3，含水量8%。海東線現場強夯深度6.0 m，換算模型加固區深度10 cm。膠濟線現場強夯深度5.9 m，換算模型加固區7.4 cm。取現場原狀黏土碾碎過篩，按原型地基土體密度和含水量配置模型重塑土，分層填筑、壓實強夯區以下地基。地基填筑完成后，為模擬原型地基固結過程，消除地基重塑土影響，獲得地基自重應力，海東線、膠濟線分別在設計加速度60g、80g下運轉5 min，控制地基填筑厚度。之后，按現場路基實測密度2.0 g/cm3分層填筑和壓實路基，如圖3所示。

圖3 模型制作過程

采用變加速度加載，路基模型一次填筑完成，離心模型填筑過程見表2。

表2 路基填筑加載歷程

模擬過程包括施工階段和路基長期運營階段，施工階段分為路基填筑、放置期間。路堤實際靜置90 d，海東線、膠濟線離心模型運轉時間分別為36，25 min。路基長期運營階段則通過路基面放置鋼板模擬。工后階段設計為3年，海東線、膠濟線換算離心場時間分別為438，250 min，全程監測地基沉降與應力時程。

2 試驗結果分析

2.1 地基附加應力

圖4為海東線、膠濟線離心模型試驗基底應力分布。由圖4可知，填筑至鋪軌階段基底中心處豎向應力比路肩下結果偏大，與柔性基礎基底應力分布形式接近，鋪軌后路肩下基底應力增長速率慢于路基中心。圖5為路基填筑完成及鋪軌后海東線、膠濟線試驗斷面離心模型試驗地基附加應力分布。由圖5可知，海東線、膠濟線強夯地基附加應力的衰減規律基本相似，隨地基深度的增大附加應力逐漸減小，強夯影響深度范圍內其衰減顯著，而強夯影響深度下附加應力衰減逐漸減緩。

圖4 路基基底應力分布

圖5 地基附加應力分布

2.2 地基分層沉降

(1)路基填筑期與放置期沉降

圖6為路基施工階段填筑、放置期沉降與時間關系曲線。

圖6 路基填筑、放置期豎向沉降與時間關系

由圖6可知，施工階段填筑期沉降較大，放置期沉降較小，隨路基填高增加，填筑期沉降呈現減小趨勢。填筑期內，海東線、膠濟線強夯區沉降占施工階段總沉降分別為15.5%、22.8%，路基荷載下強夯影響深度范圍沉降顯著降低。這是由于強夯加固后淺層地基含水量降低，干密度和壓縮模量增大，從而顯著降低填筑期和放置期地基總沉降。

圖7為路基分級填筑沉降占填筑期總沉降比例關系。由圖7可知，分級填筑沉降占總沉降比例隨填筑級數的增加而減小。第一級加載后，沉降發展最為顯著，至第四級加載后，分級填筑沉降所占比例已小于21%。由此說明，隨路基分級填筑進行，地基沉降已由填筑期產生的瞬時沉降為主，逐漸演變為以放置期固結沉降為主。

圖7 路基分級填筑沉降占填筑期總沉降比例

(2)路基長期運營階段沉降

圖8為路基長期運營階段工后沉降與時間關系。由圖8可知，隨著運營時間增長，工后沉降速率逐漸減小，路基面和地基沉降時程發展規律基本相近。

圖8 長期運營階段工后沉降與時間關系

路基鋪軌200 d后，不同深度處地基工后沉降量占據3年總工后沉降的比例仍然較大，即地基固結過程仍在發展；然而，鋪軌550 d后，工后沉降發展逐漸趨于穩定。此外，長期運營階段的工后沉降遠小于施工階段地基總沉降，運營3年后，海東線路基工后沉降為41 mm，膠濟線為29 mm，工后沉降已滿足相關高鐵規范的沉降要求。

2.3 地基沉降修正系數

表3是填筑期、放置期地基分層沉降與現場監測沉降對比結果。由表3可知，離心模型試驗得到的不同深度地基填筑期沉降占施工總沉降的比例基本接近，海東線均值為90%，膠濟線均值為92.5%；現場填筑試驗得到的地基不同深度處填筑期沉降占施工總沉降的比例較模型試驗結果偏小，海東線均值為83.3%，膠濟線為85.1%。海東線沉降修正系數均值為0.8，而膠濟線均值為1.5，說明海東線離心模型試驗地基沉降結果均要高于現場監測，而膠濟線卻低于現場監測。這是由于海東線地基為近飽和態，而膠濟線地基為非飽和態，飽和狀態的差異造成二者沉降修正系數差距明顯，說明中等壓縮性土地基的飽和度對施工沉降預測精度影響較大。

表3 填筑期和放置期地基沉降修正系數

表4為長期運營階段地基工后沉降與現場監測沉降對比。由表4可知，離心模型試驗得到的海東線各深度處工后沉降占施工階段總沉降比例約為29.6%，膠濟線約為28.0%，隨地基深度增大，工后沉降比例逐漸減小。現場填筑試驗得到海東線各深度處工后沉降占施工階段總沉降比例約為4%，膠濟線約為8.1%。此外，海東線各深度處工后沉降小于4.0 mm，膠濟線地表工后沉降為9.8 mm，由于現場監測儀器損壞，4.6 m和12.13 m處監測數據缺失。可見，中等壓縮性土地基工后沉降較小，滿足高鐵規范工后沉降要求[18]。地基工后沉降的離心模型試驗結果均遠遠大于現場監測結果，運營階段沉降修正偏小，即海東線工后沉降修正系數為0.13，膠濟線沉降修正系數為0.31。從施工至運營階段，對于全風化花崗巖強夯地基，用離心機模型預測施工與運營階段地基總沉降的沉降修正系數為0.63，而對于粉土及粉質黏土強夯地基，用離心機模型預測地表總沉降的沉降修正系數為1.1。

表4 長期運營階段地基沉降修正系數

表5是填筑期和放置期單位深度地基分層壓縮量。由表5可知，離心模型試驗得到的海東線、膠濟線填筑期不同深度地基的單位壓縮量分別為5.1 mm/m、3.7 mm/m，現場填筑試驗得到的海東線、膠濟線不同深度地基的單位壓縮量分別為6.0 mm/m、3.6 mm/m，即兩類試驗的單位壓縮量基本接近。此外，地基單位壓縮量隨著地基深度的增大而增大，淺層地基強夯加固效果顯著。

表5 填筑期和放置期地基單位深度壓縮量

綜上所述，離心模型試驗模擬強夯地基的沉降特性與現場填筑試驗存在差異。對于中等壓縮性土地基離心模型試驗得到的單位分層壓縮量的預測精度較高，而對于不同的填筑、放置期離心模型試驗得到的不同深度地基的預測精度差異明顯，經過沉降修正系數定量評價后能夠較為真實地反映地基沉降特性，這主要與離心模型試驗模擬歷程與現場真實填筑過程存在一定差異有關。采用離心模型試驗方法定量預測強夯地基沉降具有一定實用價值。

3 結論

本文針對海東線全風化花崗巖地基以及膠濟線粉土、粉質黏土強夯加固地基，開展了強夯地基的基底應力、附加應力、分層沉降的離心模型試驗測試，研究了離心模型試驗預測強夯地基沉降的精度，并提出了沉降修正系數的取值范圍，得到以下結論。

(1)基底中心豎向應力比路肩下大，符合柔性基礎下應力分布形式，鋪軌后路肩下基底應力增速慢于基底中心。

(2)地基附加應力隨深度增加而逐漸減小，強夯區深度范圍內衰減速率較快，而強夯區以下附加應力衰減速率減緩。

(3)分級填筑沉降占填筑期總沉降比例隨加載級數的增加而減小，說明隨路基分級填筑，地基沉降已由填筑初期的瞬時沉降為主，演變為放置期固結沉降占主導。

(4)與3年總工后沉降相比，鋪軌200 d工后沉降較大，即強夯地基固結沉降仍在發展；然而，鋪軌550 d后工后沉降漸趨于穩定。此外，長期運營階段的工后沉降遠小于施工階段地基總沉降，運營3年后海東線、膠濟線路基工后沉降分別為41 mm，29 mm，已滿足相關高鐵規范沉降標準要求。

(5)由于地基飽和度的差異，填筑階段海東線離心模型試驗地基沉降結果均要高于現場監測，而膠濟線卻低于現場監測。在鋪軌運營階段，離心模型試驗工后沉降結果遠大于現場監測，其沉降修正系數偏小。

(6)中等壓縮性土地基離心模型試驗得到的地基單位分層壓縮量的預測精度較高，而對于不同填筑、放置期離心模型試驗得到的地基沉降預測精度則差異明顯，沉降修正系數能夠較為真實地反映現場強夯地基的沉降特性。