高鐵懸臂式擋墻路基對既有路基變形控制研究

徐鑫洋，金超奇，?？∪A，程 超

（1. 華東交通大學土木建筑學院，江西 南昌 330013； 2. 華東交通大學江西省防災減災及應急管理重點實驗室，江西南昌 330013； 3. 華東交通大學江西省巖土工程基礎設施安全與控制重點實驗室，江西 南昌 330013；4. 華東交通大學江西省地下空間技術開發工程研究中心，江西 南昌 330013）

隨著高速鐵路網不斷發展完善，新建鐵路不可避免地會與既有鐵路發生并行、交叉或幫寬。 這些臨近既有鐵路的施工，不可避免會對既有鐵路產生擾動。

目前在新建并行鐵路路基的研究，Caverson 等[1]針對加拿大多倫多西區GO Transit 鐵路線路基擴建工程，采用了倉式重力式擋土墻和土工合成材料加筋土對新建路基邊坡進行加固，實踐效果表明其加固效果良好。 劉俊飛[2]通過對復合地基中附加應力的分布特征和路基外側新增荷載的附加應力分布特征的分析，提出外側堆土對路基沉降的影響機理和沉降變形估算方法。 李帆等[3]分析并線高速鐵路間的隔離樁樁長、樁徑、樁間距、排數對既有路基附加沉降隔離效果的影響，提出并線高速鐵路隔離樁關鍵設計參數確定方法。 宋緒國等[4]研究復雜工況下的既有高鐵沉降評估問題，采用數值模型確定地基附加應力，基于分層總和法實現對既有并線高鐵附加沉降的精準評價。

對于大部分巖土工程問題，Attewell 等[5]認為土體在工作荷載下實際上處于小應變狀態。 Bens[6]提出了HSS 模型（小應變剛度模型）。有學者采用HSS對實際工程進行數值模擬，并與現場實測數據對比分析，證實了HSS 模型的優越性[7-10]。 除此之外，王衛東等[11]和木林隆等[12]根據位移反分析結果確定了較為完整的HSS模型參數。

目前大部分研究[13-22]基于有限元法軟件進行數值模擬，然而對于高于既有線的懸臂擋墻式路基的案例較少。 另外在進行施工控制分析時，僅以《鐵路路基設計規范》[23]等為控制標準值，導致所提出的措施方案不合理。 針對上述研究存在的問題，本文以南昌昌景黃鐵路鄰近懸臂擋墻式路基段施工為背景，以施工單位的專項施工方案短期沉降值進行控制。 其次結合實際工況， 基于有限元分析平臺（PLAXIS 3D）建立三維數值模型，采用HSS 模型分析了新建懸臂擋墻式路堤對鄰近既有線的影響，對擾動產生的原因進行解釋，并進一步分析了地基處理，隔離樁等手段對既有線所帶來的擾動，基于控制效率進行評估，提出了對于控制鄰近既有線沉降的施工措施建議。 研究成果既可直接應用于昌景黃鐵路標段工程， 又可為今后的高速鐵路新建工程，提供建設經驗。

1 工程背景

新建昌景黃鐵路為南昌經景德鎮至黃山高速鐵路， 設計時速350 km/h，CJHZQJX-7 標為連接新建南昌東站和既有南昌西站的聯絡線工程，設計時速200 km/h；聯絡線從南昌東站由橫崗聯絡線分左右線，分別與京九上下行線并行接入橫崗站，再由向莆聯絡線左右線引出橫崗站。

橫崗右線上跨京九線后，以路基形式順接沿京九上行線接入橫崗站，路基順接高出營業線部分采用懸臂擋墻式路基， 見圖1。 設置范圍位于京九上行側K1460+230～K1461+570， 懸臂擋墻高度2.6～6.6 m，擋墻底面位于既有路基面以下0.8 m， 底部以下設0.5 m 墊層，墻頂高出既有路基面5.8 m，與京九上行線中心距為4.1～9.7 m。 鄰近范圍營業線地形地貌：鄰近營業線范圍高差起伏不大，表層多為雜填土和粉質黏土，為挖填施工。

圖1 懸臂擋墻圖Fig.1 Cantilever retaining wall

2 模型及控制標準

由于結構和土相互作用的復雜性，本文采用有限元分析平臺（PLAXIS 3D）建立三維數值模型，分析新建懸臂擋墻式路堤對鄰近既有線的影響。

2.1 HSS 模型參數選取

圖2 為HSS 模型主應力空間中的屈服面，引入式（1），進一步考慮了小應變階段時土體剛度增加的特性。 對于位移和沉降預測以及土體與結構相互作用分析，研究表明[16]，宜采用HSS 模型較為合理。

圖2 HSS 模型主應力空間中的屈服面[9]Fig.2 Yield surface of principal stress space in HSS model[9]

式中：G0為初始剪切模量， 可由參考初始剪切模量G0ref根據土體的應力狀態推出；γ0.7為割線剪切模量衰減到初始剪切模量70%時所對應的剪應變。

HSS 考慮土體小應變剛度特性，尤其是小應變狀態下的高度非線性和高模量，可以更加合理地描述施工時引起的土體變形。 為了更好地模擬土體沉降變形，本文模型中的土體采用小應變硬化模型進行模擬土層模型中土體物理力學參數，見表1。另外HSS 模型參數中的K0，pref，vur和m 可參照已有的研究成果取值[22]，如表2 所示。 剩余參數中c′，φ′可根據工程地質勘察報告取得，pref可參照PLAXIS 參考手冊建議取0.9。

表1 地基土小應變剛度模型參數Tab.2 Parameters of small strain stiffness model for foundation soil

2.2 計算模型及參數

模型既有路基左側是路塹開挖，右側是懸臂擋墻式路基填筑，與既有線相距4.53 m。 本文模型路基填土部分則采用摩爾－庫倫模型， 物理參數詳見表2。 擋墻底面位于既有路基面以下0.8 m，底部以下設0.5 m 墊層， 懸臂擋墻采用線彈性模型， 重度24 kN/m3，彈性模量28 MPa，墊層采用摩爾—庫倫模型。

表2 既有線與新建線路基參數匯總Tab.2 Summary of foundation parameters of existing and new lines

在數值模型建立中，為減少模型邊界對仿真分析結果的影響，需要限制模型邊界條件，另外數值模型的豎向及水平向尺寸必須滿足一定范圍， 模型尺寸過大或過小均會引起數值仿真分析結果的差異。故本文模型邊界條件分別為X，Y 方向法向固定，Zmin完全固定，Zmax空閑；大小取100 m×10 m×30 m，如圖3 所示，模型網格劃分時，對路基本體、樁和地基處理樁側部分土體進行加密， 生成15 405 個單元，29 694 個節點。 X 方向為路基橫向方向，Y 方向為路基縱向方向，Z 方向為路基高度方向，如圖3 所示。

圖3 懸臂擋墻式路堤PLAXIS 模型網格劃分Fig.3 Mesh generation of PLAXIS model for cantilever retaining wall embankment

2.3 荷載施加及具體施工步驟

考慮到既有路基的應力歷史，即既有線在長期運營下本身發生的固結沉降；因此在既有線上施加列車荷載計算，并將位移重置為零后再進行新建線施工階段的模擬。施加的荷載換算為荷載土柱[13]，高鐵無砟列車荷載分布寬度為3.1 m， 荷載強度為64.1 kPa；高鐵有砟列車荷載分布寬度為3.4 m，荷載強度為63.3 kPa； 聯絡線的列車荷載分布寬度3.3 m，荷載強度為68.02 kPa。

具體數值模擬施工步驟如下：第1 步，初始應力平衡；第2 步，既有線的長期沉降，激活荷載；第3步，凍結既有線荷載；第4 步，土體開挖，凍結兩側土體；第5 步，新建線路基分層填筑，依次激活兩側路基土層。

2.4 位移變形控制標準

在進行施工控制分析時，目前研究僅以《鐵路路基設計規范》為控制標準值[13]：有砟軌道鐵路路基工后沉降，當既有線增建新線時，工后沉降控制標準適當提高，一般不大于10 cm。 本項目以“中鐵二局專項施工方案”要求作為既有路基的沉降控制標準：路基累計沉降不大于10 mm，如表3 所示。 可以發現“專項施工方案”中的標準值是《鐵路路基設計規范》的1/10，這是由于需要在新建線完工后，為鄰近既有線預留一定的工后沉降值。 從控制沉降位移安全來考慮，本文以表3 中鐵二局營業線路基沉降控制為標準，H 為邊坡高度。 對于本文的懸臂擋墻段，邊坡單次沉降8.750 mm，累計沉降為3.5 mm。

表3 中鐵二局營業線路基沉降控制標準表Tab.3 Settlement control standard of line foundation

3 沉降變形結果分析及措施研究

根據表3 要求選擇4 個監測點： ①右側既有線；②左側既有線；③右側邊坡；④左側邊坡，如圖4 所示。X 方向為路基橫向方向，Y 方向為路基縱向方向，Z 方向為路基高度方向。

圖4 監測點定位示意圖Fig.4 Schematic diagram of observation point positioning

3.1 只設置懸臂式擋墻變形分析

在擋墻式路堤施工過程中，隨著鄰近新增荷載不斷增大，所產生的擾動也會越大。 通過對懸臂式擋墻路基的施工進行數值模擬得到位移云圖，如圖5。 整個模型最大沉降發生于懸臂擋墻式路基基面的中心位置，即無砟軌道的附近，這是新增填土與荷載共同作用造成。 由于懸臂式擋墻路基在既有線的右側，故右側的位移變化更為明顯。

圖5 位移云圖Fig.5 Displacement nephogram

如圖5（a）所示在受到右側新增填土的荷載作用后， 既有路基右側邊坡坡腳處產生了略微拱起，即向上的位移。 結合圖5（b）分析，這是由于懸臂式擋土墻在土壓力的作用下發生了向左的橫向位移，使得既有路基右側的土體受到擠壓產生的變形，而這是傳統的分層總和法和規范法無法考慮的。 4 個觀測點的計算結果與控制標準進行對比，發現直接填筑懸臂式擋墻路基， 會對既有線產生較大的擾動，見表4。 右側的既有線和邊坡產生變形過大，達到15.658 mm 和32.264 mm，無法滿足控制標準值，需要采取合適的措施進行控制。

表4 既有線位移變形值Tab.4 Displacement and deformation value of existing lines mm

3.2 擋墻下設置高壓旋噴樁變形控制分析

根據上文的分析，我們對懸臂擋墻段下地基進行高壓旋噴樁的群樁地基處理，嘗試通過對減少懸臂擋墻發生的沉降，來降低既有路基坡腳處土體擠壓而產生位移變形。

在限元分析平臺（PLAXIS 3D） 三維數值模型中，對于高壓旋噴樁的群樁地基處理采用埋入樁單元，需要注意的是埋入樁單元本身不占任何體積而是覆蓋在土體單元上。 為考慮這種覆蓋的影響，需要在埋入樁材料中減去土體的重度。 高壓旋噴樁PLAXIS 模型參數，見表5。

表5 高壓旋噴樁PLAXIS 模型參數Tab.5 Summary of PLAXIS model parameter of high pressure jet grouting pile

對擋墻下設置高壓旋噴樁后再進行數值模擬，得出位移云圖，如圖6。發現高壓旋噴樁除了降低新建路基的沉降外，還減弱對既有路基所產生的變形。

圖6 位移云圖Fig.6 Displacement nephogram

圖7 給出了高壓旋噴樁樁長為4，6，8，10，12 m時，對既有線4 個對應監測點的控制效果。 可以發現高壓旋噴樁地基礎處理后，既有線的位移變形有明顯的減弱，特別是右側邊坡處的位移，豎向位移由原來的32.264 mm 下降到8.134 mm 左右。 這是由于地基承載力的增加，減弱了既有線右側土體的擠壓，說明在擋墻下設置高壓旋噴樁能有效減弱新建路基對既有路基的位移變形。

圖7 高壓旋噴樁樁長對既有路基的影響Fig.7 Influence of high pressure jet grouting pile length on existing subgrade

當對地基進行高壓旋噴樁處理后能有效減弱監測點產生的變形，其控制效果隨著樁長的增加而增加，但是趨勢在樁長達到8 m 以后平緩基本保持不變。 通過上述分析，建議采用樁長為8 m 左右的高壓旋噴樁進行地基處理，以控制對臨近營業線的影響。 另外可以發現，由于新建線十分靠近既有線，對地基進行高壓旋噴樁處理，并不能使右側邊坡所在監測點達到控制標準，其產生豎向方向位移變形仍有8.134 mm，不符合位移控制標準值。

3.3 高壓旋噴樁+隔離樁變形分析

針對既有路基右側邊坡的影響，本項目在上述研究基礎上加入“隔離樁”技術手段。 在既有線與懸臂式擋土墻之間進行隔離樁施工技術處理，鋼管間距1 m， 鋼管頂部平路基面。 在有限元分析平臺（PLAXIS 3D）三維數值模型中，隔離樁采用板單元近似模擬，其厚度按照抗彎等效原則確定，得出位移云圖，如圖8?？梢园l現既有路基右側的邊坡位移明顯有所改善。

圖8 位移云圖Fig.8 Displacement nephogram

圖9 給出了隔離樁樁長為4，5，8，10 m 和12 m時，對既有線4 個監測點的控制效果。 可以發現既有路基的右側邊坡在設置隔離樁后，豎向位移有效減小，這是由于隔離樁的“路徑隔斷”左右，減少了對既有線的影響。 另外水平位移隨著樁長的增加有略微增大，最后趨于平緩，這是由于設置隔離樁后右側的擋土墻對既有路基的擠壓，不再集中在坡腳處，而使整個路基下的土體整體受到了擠壓，使整個路基水平位移增加。

圖9 隔離樁樁長對既有路基的影響Fig.9 Influence of the length of isolation pile on the existing subgrade

當樁長設置為4 m 時，右側邊坡位移迅速得到控制且低于3.5 mm，但是隨著樁長增加其控制效果變化不明顯。 通過上述分析，建議采用樁長為4 m左右的隔離樁進行處理，以控制對臨近營業線的影響。 右側坡腳處在Z 方向位變形位移由8.134 mm 減少至2.798 mm，減少對既有路基的影響，滿足了表3 的短期施工控制標準值。

4 施工措施控制效率評估

為評估采取措施后對既有線的變形控制效果，定義控制效率η

式中：S0為無措施的情況下既有路基的水平或沉降的變形指標；Sc為有措施的情況下既有線路基對應的變形指標。

由式（2）可知，當η=0 時，高壓旋噴樁控制路基變形無效;當0＜η＜1 時，高壓旋噴樁控制路基變形有效;當η＜0 時，高壓旋噴樁控制路基變形隧道變形。本文分別對高壓旋噴樁水平控制效率和沉降控制效率進行討論，以路基的水平位移和沉降作為變形指標。

將“8 m 高壓旋噴樁”的計算結果表6 與表3 的變形控制標準值對比分析，除了右側邊坡，其他既有線處的位移變形受到了良好的控制，變形控制效率都70%以上。 說明在擋墻下設置高壓旋噴樁，不僅能降低新建路基的工后沉降，還能有效減少新建線對既有線的擾動，進而符合施工短期變形控制標準值要求。

表6 高壓旋噴樁處理后既有線位移變形值Tab.6 Displacement and deformation value of existing line after high pressure jet grouting pile treatment

分析“4 m 隔離樁”計算結果，表7 可知右側坡腳處在Z 方向位變形位移由8.134 mm 減少至2.798 mm，隔離樁變形控制效率為65.6%，有效減少施工對既有路基邊坡的影響，且均滿足表3 的控制標準值。 另外進一步分析，發現既有路基其他監測點的位移量增大。 結合位移變形云圖分析，筆者認為由于隔離樁的作用，使原本右側懸臂式擋墻路基的橫向位移引起坡腳處的應力集中現象消失，避免了邊坡處產生過度變形，而這部分應力向整個路基分布， 使既有路基整體向左側發生了一定的位移，既有路基其他監測點的變形有所增加。

表7 隔離樁處治后既有線位移變形值Tab.7 Displacement and deformation value of existing line after treatment of isolation pile

綜上所述，本文采取高壓旋噴樁、隔離樁的技術措施來控制既有路基的位移變形，使其能滿足相應的施工控制標準值，如圖10 所示。

圖10 監測點位移變化圖Fig.10 Displacement variation of observation point

本案例中，懸臂擋墻在填筑過程中發生了橫向位移，帶動土體使既有路基產生土體擠壓，在該區域引起了應力集中，從而引起了既有路基的拱起產生豎向正向位移變形， 而這是傳統方法無法考慮的。 對于鄰近既有線新建懸臂擋墻路堤段，須進行高壓旋噴樁處理，在擋墻下設置高壓旋噴樁，不僅僅能降低新建路基的工后沉降，同時還能有效減少新建線對既有線的擾動。 對其影響較大的部位還應當進行隔離樁的施工，來避免新建線施工引起對既有線過大的擾動。

另外路基施工期間，需要對施工影響范圍內的既有路基、接觸網桿、鋼板樁防護結構進行沉降、位移監測， 及時掌握施工期間既有結構物的變形情況，對變形超限及時進行控制和處理，待問題解決后方可恢復施工，確保營業線運營安全。

5 結論

采用有限元分析平臺（PLAXIS 3D）建立數值分析模型，依托項目中懸臂擋墻式路堤區段的工程實例， 觀察新建線施工對既有線帶來的擾動， 基于HSS 模型并采取高壓旋噴樁和隔離樁的技術措施來減弱既有路基的位移變形，得出結論。

1） 對于昌景黃鐵路鄰近懸臂擋墻式路基段選用“8 m 高壓旋噴樁+4 m 隔離樁”方案，在擋墻下設置高壓旋噴樁降低了新建路基本身的沉降位移。

2） 在鄰近營業線施工對既有線影響較大的部位，還應當進行隔離樁的施工，來避免新建線施工引起對既有線過大的擾動。 針對所選取的懸臂擋墻式路堤區段中既有路基右側邊坡處的變形控制，采用隔離樁控制對既有線的影響， 使其由8.134 mm減少至2.798 mm，符合位移控制標準值。

3） 通過對控制效率的分析，發現對于高于既有線的新建鄰近路基的填筑， 需要對地基進行處理，減小新建線對既有線的影響。 本案例中，在擋墻下設置高壓旋噴樁不僅僅能加固地基，降低新建路基本身的沉降位移， 還能控制新建線對既有線的影響，控制效率高達70%左右；另外由于懸臂擋墻在填筑過程中發生了橫向位移，帶動土體使既有路基產生土體擠壓，在該區域引起了應力集中，引起了既有路基的拱起，還可能路基相鄰邊坡處產生豎向正向位移變形， 針對這種情況可采用隔離樁處理，控制效率高達65%左右。