高速铁路软土路基纠偏整治探索

潘振华

高速铁路软土路基纠偏整治探索

潘振华

(上海铁路局工务处,上海 210075)

软土地区的高速铁路受施工、堆载等外部因素的影响,路基和桥墩可能发生位移,这不仅威胁高速铁路行车安全,而且要纠正这种位移(纠偏)十分困难。现以某高速铁路K45路基发生横向位移整治工程为例,分析产生路基偏移的原因,研究探索影响纠偏的各个因素,通过6次整治方案的调整,实现了路基的纠偏。最后提出高压旋喷桩进行纠偏整治的关键要点,为软土地区桥梁桩基纠偏提供了思路。

高速铁路;路基;纠偏

我国幅员辽阔,软土分布极为广泛;随着高速铁路大规模兴建,高速铁路必将以不同形式通过软土地区。华东地区的杭深、沪宁、沪杭及杭甬高速铁路均位于地质条件复杂的软土地区,由于地方经济发达,其土木工程建设往往给高速铁路安全带来一定威胁。例如:在桥墩一侧堆载2 m以上的建筑垃圾所形成的单侧偏压,可给桥梁桩基造成数十毫米横向位移;河堤加高同样对桥梁桩基造成偏压使桥梁桩基沿线路纵向发生位移;大型建筑的深基坑开挖也会造成路基发生横向位移;还有因打桩施工、高压旋喷桩施工不当,也可能造成路基横向位移。因此,高速铁路的周边环境安全极其重要。本文以某高速铁路K45工点为例,分析因高压旋喷桩施工造成路基的横移机理以及在纠偏过程中纠偏量与路基边界条件、土体超静孔隙水压力、外力作用时间等因素的相关性。

1 路基发生横移的机理分析

1.1 高压旋喷桩对周边软土作用特点

上海地区的淤泥质软黏土具有强度低(c为6 kPa)、含水量大(42%)和压缩系数高的特点,一般情况下,软土地层呈水平状。若采用单管高压旋喷桩机施工,旋喷的提升速度在15～20 cm/min时,则在提升或复搅过程中将产生20～24 MPa的喷射流压力,并且喷射流压力具有脉冲振荡的特点;高压喷射流对桩周软土结构将产生冲切破坏[1],使土体颗粒与水泥浆混合成絮状混合体,形成直径为60～80 cm的重塑区(Ⅰ区),这也是高压旋喷桩成桩直径范围,其水平剖面如图1所示。

图1 高压旋喷桩影响分区

在高压旋喷桩喷射流对土体产生冲切作用后,其压力必然衰减,当压力衰减至1～2 MPa时,喷射流将对Ⅰ区外的土体结构产生劈裂破坏作用,同时水泥浆将沿劈裂裂隙渗入土体,形成塑性区(Ⅱ区)。根据现场桩体挖探,塑性区的厚度一般在40～60 cm。

根据动量原理,喷嘴压力P0为

P0=rQVm, Q=AVm

其中,A为喷嘴面积;Vm为平均流速;Q为流量。

喷射压力在Ⅰ、Ⅱ区的衰减公式可表示为

P=kD0.5P0/Xn

其中,k、n为系数;D为喷嘴直径;X为距喷嘴距离。

随着高压旋喷桩的喷射压力进一步衰减,虽然它不能劈裂土体,但可使土体产生较高超静孔隙水压力,这将对周围土体产生挤推作用力[2],形成扰动区(Ⅲ区)。扰动区的软土在高压旋喷桩喷射压力的持续扰动下,可能发生触变,强度衰减,由软塑体变成流塑体,而流塑体能较好地传递喷射压力,特别在软土基底倾斜的地层条件下,流塑体在自重(W·sinα)和高压旋喷桩喷射压力f(t)共同作用下将对土体或地基中的结构物产生挤压推动作用,使之产生侧向变形,形成挤压变形扰动区(Ⅲ区)。Ⅲ区的宽度与软土地层倾角、软土的力学参数、高压旋喷桩施工时间等因素有关。根据现场高压旋喷桩施工对铁路路基影响的案例调查,上海软土地层水平,其Ⅲ区宽度一般在30d～40d范围内(d高压旋喷桩桩径)。Ⅳ区是非扰动区,在该区中建筑物不受高压旋喷桩施工的影响。

1.2 路基产生横移病害的机理和特点

1.2.1 路基结构及地基地质条件

某高速铁路运营时速为300 km,无砟轨道。路基高度为4.6 m,路基表层为0.4 m的级配碎石层,路基底层为2.3 m厚A、B填料。地基采用40 m PHC管桩加0.5 m厚C30钢筋混凝土筏板加固,桩尖持力层为④3粉土层,其中PHC管桩按两次焊接而成。工区轨道车出入库线W1、W2地基采用砂井联合搅拌桩(桩长6～10 m)加固。K45+105～K45+230的上行线路坡脚外侧10 m处为河流。上、下行线路基与W1、W2的路基等高平行。见图2。

图2 研究工点布置示意(单位:m)

地基的土质分层如下:

①0(Qml)种植土、人工填土:灰黄色,稍湿,松散;

①(Q4al+1)黏土:黄褐色、软塑;

②(Qm)淤泥质黏土:灰色,软塑～流塑;

③1(Q4al+m)黏土:黄褐色、硬塑;

③2(Q4m)粉土:黄褐色、稍密;

④1(Q3al+1)黏土:灰褐色、硬塑;

④2(Q3m)粉质黏土:灰褐色、软塑;

④3(Q3al+m)粉土:灰褐色、稍密、饱和;

⑤2(Q3m)黏土:灰褐色、软塑;

⑤3(Q3al)粉土:灰褐色、稍密、饱和;

⑥1(Q3al+1)粉质黏土:灰色,硬塑。

各地层呈水平分层,无明显倾斜角度。

水文条件:站场区地表水为河流水,水深约1.5 m;地下水为孔隙潜水,水位埋深1.0～1.6 m。

潮汐影响,河水具氯盐侵蚀,作用等级为L1。

1.2.2 路基发生横移的特点分析

由于K45+105～K45+230地基与相邻地段的最大差异沉降达60 mm,其沉降原因分析如下:由于高速铁路的线位与原有河道斜交50°,该地段线路地基位于河道中,其地层较复杂。当PHC管桩的摩擦力不足以抵抗上覆路基轨道荷载和高速列车运行时的动荷载时,桩底发生下沉,最终导致轨道的沉降。

为减缓地基沉降速率,在上下行线两侧用高压旋喷桩加固地基,进行侧向约束施工,每侧两排,喷射压力为24 MPa,高压旋喷桩桩长为23 m,即自钢筋混凝土筏板以下23 m。其中下行侧的高压旋喷桩在砂井加固区内施工,因砂井施工完成时间仅2年,软土固结时间较短,从钻孔取样可知软土仍呈软塑状,具有软土特性。下行侧的高压旋喷桩距离下行轨道中心10.8 m,上行侧的高压旋喷桩距离上行轨道中心16 m。

为防止高压旋喷桩施工引起地基、路基和轨道的变形,特别要求:①建立测量系统,分别要求高速铁路轨道水平、高低累计不超过2 mm和4 mm;②由于只能在夜间列车停止运行条件下进行施工,为防止施工发生轨道偏移超限后,没有时间进行轨道调整,而将白天列车的运行速度限制为80 km/h;③在同侧的高压旋喷桩机施工时保持间距为10 m,并在两侧对称布设桩机进行施工;④在第一排高压旋喷桩完成施工后且当无侧限抗压强度达8 MPa后,进行第二排桩的施工。

由于高压旋喷桩在软土地层中施工控制困难,路基及轨道发生了横向位移,其中轨道最大横移达69 mm,严重影响轨道线形。

(1)路基横向位移与高压旋喷桩作用的关系

在按对称方式布设桩机位置方案施工时,桩筏结构在两侧所受的水平推力相对平衡,因此未发生线路结构较大偏移,轨道水平不超过1.6 mm,满足施工安全要求。但在7月8日～10日施工中,上下行线的路基、轨道同时向上行侧横向移动,见图3。其中K45+ 180处产生了最大69 mm的横向位移。分析其原因可能主要是:由于7月8日在下行侧K45+175处施工, PHC管桩结构的水平抗力较低,当受到高压旋喷桩机喷射的水平推力后,管桩结构发生挠曲变形,如图4所示,并带动筏板、路基及轨道结构产生了横向位移。拟合(σ取5.8)。在未进行地基处理的软土路基,由单台高压旋喷桩机施工引起的线路水平位移也是正态分布型曲线,另一个典型实例是: 2009年9月4日在京沪线下行K1455+190至K1455+ 205当高压旋喷桩以旋喷压力8 MPa施工时,线路在水平方向发生了最大偏移达8 mm的情况。

图3 轨道随时间发生横向变形

图4 PHC管桩挠曲变形示意

(2)路基横向位移与高压旋喷桩机位置的关系

将轨道、路基和桩板结构简化为横梁,在高压旋喷桩机喷射压力作用下失稳,发生横向变形,轨道变形接近正态分布型曲线,此时高压旋喷桩机所在位置是线路结构横向位移量最大的点,见图5。

K45+105～K45+230线路结构横向位移可以用

图5 轨道变形曲线

(3)路基横向位移与施工时间的关系

K45软土地层呈水平状,从测量数据知,线路位移发生在高压旋喷桩机施工期间,当高压旋喷桩机的水平喷射推力大于桩筏结构的水平抗力时,桩筏结构发生侧向变形;当高压旋喷桩施工停止,则线路变形基本停止,没有产生继续变形的滞后效应。从图4知,7月10日发生路基横移后,直到8月22日进行纠偏工程前,其最大变形量仍是69 mm,说明线路变形的反弹量很小。又如2007年6月,宣杭线竹丝港桥的21号桥墩桩基处于软土地层中,且软土地层与水平成30°倾角,因采用高压旋喷桩围护施工中导致桥墩发生位移,当高压旋喷桩停止施工后,桥墩桩基的纵向位移也基本停止。

(4)路基横向位移与路基地基结构的关系。

京沪线K1449的路基位于未加固的软土地基上, 2009年9月4日,高压旋喷桩机用8 MPa喷射压力在上行线一侧施工了14根φ30 cm的桩后,造成了路基8 mm的横向位移。而沪杭高速铁路K45+080处的地基采用了长40 m的PHC管桩加筏板结构,2014年元月2日,用12 MPa喷射压力施工了10根桩后,造成了路基5.2 mm的横向位移。无论软土地基是否加固,只要软土性质未发生根本性的改变,地基单侧受高压旋喷桩水平喷射压力作用时,流塑状的软土传递水平喷射压力,而地基中管桩的水平抗力极低,最终导致路基发生横向位移。因此,高压旋喷桩导致路基发生横移,其横移量与路基的地基结构没有明显的关系。

2 路基纠偏

2.1 路基纠偏原理及施工关键因素

K45+105～K45+230线路为直线段,当轨道结构在125 m范围内出现矢度为69 mm的正态分布型曲线时,可以推断管桩、筏板和路基也产生了至少69 mm的横向变形量。从《建筑桩基技术规范》知:预应力管桩弯曲不得超过1/1 000[3],显然管桩挠曲变形已超限。因该段线路的高程没有发现异常变化,故可判断管桩暂时没有发生剪切破坏,但若不能及时得以纠偏,在长期弯矩作用下管桩有可能产生局部裂缝,并影响其承载能力,加速路基结构的沉降。同时,无砟轨道直线段变成为矢度为69 mm的正态分布型曲线,使线路允许的行车速度由原来的300 km/h降至160 km/h及以下。因此,对该段路基结构进行纠偏整治十分迫切。

根据文献[4]可知,目前大部分纠偏多在施工阶段进行,主要采用千斤顶顶推法与堆载(或卸载)法。堆载(或卸载)法是利用堆载反压使线路结构连续变形,达到纠偏的目的,然而这种方法存在纠偏量不能控制和预测、连续变形对运行中的列车安全构成威胁和施工持续时间长等问题。顶推法虽然可行,但也存在千斤顶的后靠背在软土地层中无法固定,且变形无法控制等问题,因此这些方法未在该项目中采用。

高速铁路路基的纠偏需利用夜间封锁时段进行,还需保证白天列车正常运行,因此纠偏必须满足轨道线形圆顺的要求。同时,因40 m长的PHC管桩由2根13 m PHC管桩和1根14 m PHC管桩焊接而成,因此如何保证焊接部位不被剪断也是施工中的一项关键。综合考虑多种因素,最后决定在充分利用软土地基特点的前提下,利用高压旋喷桩施加横向推力[5]将能使路基发生横向变形,实现对路基结构进行纠正的目的。

2.2 高压旋喷桩纠偏主要方案

由于K45+150～K45+210偏移量均超过40 mm,是抛物线的“锅底”,也是整治的关键区段,为了有利于轨道线形和管桩受力的改善,先纠偏该段路基结构是必要的。在方案实施中的总体思路是:充分利用多台高压旋喷桩共同作用效果及桩板结构的整体性,以期带动相邻路基结构的纠偏。初期,4台高压旋喷桩机按7 m间距在上行线路基坡脚排列,并考虑充分利用4.5 h施工时间(夜间天窗时间)完成8根桩的施工;高压旋喷桩的施工深度定为10 m,上部5 m的喷射压力24 MPa、下部5 m的喷射压力为22 MPa。

对施工影响范围内轨道和轨道板横向及垂向变形进行监测,测点间距5 m,每天施工前和施工结束后各测量1次,在K45+155、K45+180、K45+205设测斜管和孔隙水压力计(原地面以下2、5、8、11、14 m和17 m处埋设孔隙水压力计)。

本工程自2013年8月22日施工,至12月20日纠偏完成,历时4个月,从中研究分析了纠偏量与线路结构边界条件的关系、与施工压力和时间关系、与孔隙水压力关系及施工顺序的关系。

2.2.1 纠偏量与线路结构边界条件的关系

高压旋喷桩机在上行线对桩板结构施加喷射压力以期推动桩板结构,但8月24日至26日连续3 d进行试桩施工,线路结构的纠偏量在1.4 mm左右。从图2可知下行线与W1、W2专用线并行,约束了线路结构的变形,只有解除对线路结构的侧向约束,才有可能达到纠偏的目的。

为此,在下行线与W1线间用挖掘机开挖出宽0.8 m,深至筏板以下0.3 m的变形槽,这样可使线路结构有横移变形的空间。在上述基础上,9月4日开始施工至28日累计纠偏量达到16 mm,平均每天0.6 mm。由于上行线一侧施工场地限制,高压旋喷桩施工空间有限,如按此纠偏进度施工,则达不到整治目的,应考虑进一步调整方案。由于变形槽仅为筏板横向变形提供空间,而管桩的横向位移仍受约束。为了克服上述问题,随后在大筏板和桩帽间进行了连续钻孔,深度自筏板向下20 m,以保证线路结构有充分的自由位移空间,彻底解除线路结构的侧向约束;同时也虚拟了带倾斜基底的软土地层,有利于线路结构的横向变形。在这样的条件下,每日的纠偏量大幅提高,平均每天可达1.4 mm。

2.2.2 纠偏量与旋喷压力、桩长和桩机数量的关系

在施工时,前4排高压旋喷桩采用24 MPa压力,桩长10 m。为了提高每日纠偏效果,在第5排试验时高压旋喷桩加长至16 m,压力增加到26 MPa,但试验效果不明显,主要原因是原来4排10 m的高压旋喷桩形成了“旋喷桩地下连续墙”,当高压旋喷桩加长到16 m时,超过10 m的部分的侧向没有地下墙约束,旋喷压力向四周扩散较快,没有形成定向推力。因此,加长高压旋喷桩长度并没有明显效果。随着纠偏量加大,根据轨道线形分步增加高压旋喷桩机数量,9月4日起增加到8台,从而保证了轨道线形变形圆顺,见图6。

图6 高压悬喷桩布置

2.2.3 纠偏速率与轨道线形、施工时间的关系

在7月8～11日,在路基发生横向变形期间,高压旋喷桩在4 h施工时间内使线路结构平均横向位移达15 mm。可假定在同样时间、喷射压力、作业时间条件下,甚至采用更多台高压旋喷桩机进行纠偏时,其每日纠偏量也远小于15 mm,单日纠偏量最大为4mm,平均为1.4 mm;究其原因,在路基发生横向变形前,可将地基桩筏、路基和轨道结构假定为“横梁结构”;路基变形后,可将其视为“拱形结构”,从结构力学知,在同样受力条件下,拱形结构跨中的弯矩远小于横梁结构的弯矩,拱形结构抗弯能力大于横梁的抗弯能力,因此纠偏远比发生横移时复杂。

在彻底解除下行线侧向约束后,自10月12日起施工进入正常状态,在施工过程中,发现纠偏施工周期律,同时,存在纠偏后反弹现象,根据统计,实际累计纠偏量与累计反弹量之比为5∶1。见表1及图7。10月12日至施工结束,即施工5 d左右纠偏量达6 mm,期间必然引起1～2 mm的反弹;如继续进行施工,则纠偏量没有增加。如果停工3～4 d,再施工能得到较好的纠偏量。因此,纠偏工程应“三天打鱼,两天晒网”。可能是每次由地基桩板结构、路基本体和轨道构成的“拱形结构”存在变形限值问题。如果需继续变形,“拱形结构”需进行内部应力调整,以适应下一次变形需要,最终将线路结构偏移纠正到位。

表1 施工过程中纠偏周期分析

图7 纠偏量与时间关系

2.2.4 纠偏与超静孔隙水、土体位移的关系

高压旋喷桩施工时,喷射压力使桩周围土体超静孔隙水压力[6](以下简称超静孔压)增加,其中在桩周的塑性区与扰动区交界处的超静孔压最大,且随着距桩中心的距离增加而减小。根据K45+180孔隙水压力计测试结果,图8给出在连续高压旋喷桩施工时,超静孔压的变化过程。图8说明在施工开始后0.5 h,超静孔压升至峰值,停喷后1 h内超静孔压消散速率较快,以后逐渐减小,平均24 h消散15 kPa超静孔压。

图8 K45+180超静孔压与时间关系

通过土体超静孔压的增长和消散过程的实测数据,可得出高压旋喷桩施工过程中超静孔压的时程消散模型[7-8](图9),其将曲线分别划分为以下3个区。

Ⅰ区:土体受到高压旋喷压力,超静孔压持续增加,直至最大值umax=u(t0),t0=0.5 h。

图9 超静孔压与时间关系

Ⅱ区:由于超静孔压增加,土体有效应力减小,抗剪强度降低,使土体会产生“水裂”[9],形成有利于孔隙水压力消散的微裂隙,超静孔压的消散速度缓慢增加。

Ⅲ区:当高压旋喷压力停止后,超静孔压继续消散,消散速度逐渐减小,直至完全消散。

某一深度的超静孔压可表达为

式中,u为超静孔压;t为时间;a、b、c为常数,可以通过超静孔压与时间关系曲线拟合计算得到。

从图10可以看出,在K45+180断面沿深度方向,在高压旋喷桩的作用下,各测点的超静孔压呈单驼峰型,即地基表层测点超静孔压较小,随后增大,超静孔压最大是在8～12 m深度,这与高压旋喷桩施工深度10 m接近,然后超静孔压减小,其影响深度为17 m。

图10 超静孔压与深度关系

从图11可知,该测斜管位于下行K45+180处,地基土体受桩板结构横向变形影响,地表的侧向位移最大,地表下20～25 m及以下的土体基本不受高压旋喷桩施工的影响。

2.2.5 纠偏与路基本体、轨道结构高程关系

从图12可知,在施工地段即K45+155～K45+ 210的轨道上下行的高程比未施工地段有明显的变化,主要原因是:在上行侧进行高压旋喷桩施工时,地基20 m深范围内的软土层受扰动作用,使管桩摩擦力下降,承载力降低,加速了管桩的下沉[10],最终使轨面下沉,所以下行线轨面比未施工地段低5 mm。由于上行线进行高压旋喷桩施工时,在地表面出现返浆现象,致使在路堤坡脚隆起达到3.5 mm,同时部分返浆进入上行线路基本体中,填充了路基本体土体颗粒间的空隙,导致上行线路基本体抬升,因上行线抬升较大,除去管桩下沉量,仍使上行线轨面比未施工地段高2 mm。

图11 K45+180沿深度位移

图12 施工区轨面高程变化

图13 整治前后效果对比

3 结语

K45路基纠偏共进行了6次方案调整,实现了纠偏的目的,见图13,回顾施工过程,主要以下结论。

(1)对于软土地区桩板结构发生横向偏移后,采用高压旋喷桩纠偏是可行的;也为软土地区桥梁桩基纠偏提供了思路。

(2)高压旋喷桩纠偏设计中的喷射压力、提升速度、桩长度、桩机间距等参数应考虑轨道线形、施工时间、地层条件等综合因素。

(3)高压旋喷桩在软土地层进行加固处理时,应根据软土地层条件、建筑物环境等综合条件而慎用。

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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

潘振华(1967—),男,高级工程师,1993年毕业于西南交通大学铁道工程专业,工学硕士,E-mail:pzh_sh@126.com。