中國高速鐵路通用建造技術研究及應用

趙 國 堂

(中國鐵路總公司， 北京 100844)

自2008年8月1日京津城際高速鐵路開通以來，經過10多年的快速發展，我國高速鐵路運營里程已經超過29 000 km，占世界高速鐵路運營總里程的2/3，位居世界第一。我國高速鐵路建設面臨的自然環境非常復雜，建設標準高，在國內外均沒有成熟經驗可借鑒，需要解決的科學問題和技術難題比較多。一直以來，堅持原始創新，以重大工程為平臺，通過科技攻關取得重大突破，形成了先進、適用、經濟的高速鐵路建造技術體系，總體居世界領先水平。

高速鐵路建造的主要內容是橋梁、路基、隧道和軌道工程的設計與施工，其工程投資一般占建設項目總投資的80%以上。本文從控制標準、設計理論、結構原理、材料技術和施工方法等方面介紹了工程關鍵通用建造技術的創新成果，闡述了創新成果對解決建設速度與工程質量控制之間矛盾的意義。

1 標準跨度橋梁建造技術

我國從1990年開始針對高速鐵路橋梁特點、設計原則和設計標準開展研究。1999年秦沈客運專線開工建設，研制了跨度24 m預應力混凝土雙線整孔簡支箱梁并第一次大規模應用，箱梁質量達550 000 t。2003年原鐵道部高速辦組織開展京滬高速鐵路設計暫行規定的研究編制工作，提出了適用于我國移動裝備水平和發展方向的ZK荷載圖式及橋梁設計技術參數與控制標準[1]，為高速鐵路橋梁設計提供了支撐；組織開展了京滬高速鐵路全部橋式橋跨的動力學仿真計算分析與評估[2-3]，對標準跨度橋梁采用連續梁與簡支梁進行了研究和國際咨詢，根據靜動力分析結果和技術經濟比較，考慮快速建造及復雜地質條件下養護維修的需要，以標準化、系列化、預制架設為目標，選擇了截面剛度大、整體性能好的24，32 m跨度簡支箱梁作為標準跨度梁型；組織制定了900 t整孔箱梁制運架設備標準；在京滬高速鐵路全線開展樁基試驗，對比分析了正反循環鉆機與旋挖鉆機成孔技術，得到不同成孔技術的效率及樁基參數[4]。系列成果支撐了我國高速鐵路橋梁建設，目前我國已經建成并開通運營的高速鐵路橋梁長度占總營業里程的近50%，其中，以32 m標準跨度為主的簡支箱梁橋長度約占橋梁總長度的95%。

1.1 剛度控制技術

高速鐵路橋梁和軌道的力學關系較路基、隧道區段復雜。橋梁在各種荷載作用下產生的變形和變位對軌道平順性的影響非常敏感，橋梁與軌道相互作用是制約跨區間無縫線路發展的重要因素[5]；梁體在列車通過時的振動頻率與其自振頻率接近時將會產生共振，導致橋梁出現過大的振動響應及軌道失穩，有砟軌道出現“液化”現象[6]，影響高速列車運行安全性和乘坐舒適性。從橋梁結構來說，控制變形和振動的技術參數實質上都屬于剛度范疇，因此，高速鐵路橋梁結構設計由既有的強度控制轉變為剛度控制。在標準跨度橋梁創新體系中，提出了基于剛度控制的梁體技術參數指標，主要包括梁體的豎向撓度、梁端轉角、徐變變形及自振頻率(基頻)等，并提出了控制標準：設計速度350 km/h高速鐵路32 m雙線整孔無砟軌道簡支箱梁豎向撓度不大于20 mm，撓跨比不小于1/1 600，梁端轉角不大于1.0‰，徐變變形不大于10 mm，自振頻率不小于4.67 Hz。

為保證橋梁剛度，設計時標準跨度橋梁必須有合理的高度(高跨比)和寬度，其中350 km/h高速鐵路32 m雙線無砟軌道簡支箱梁的梁高為3.05 m(高跨比1/10左右)、頂寬為13.4 m、底寬為5.50 m，梁體剛度的設計值：撓度為6.2 mm、撓跨比為1/5 276、梁端轉角為0.7‰，與標準剛度相比，設計剛度更大。施工時應嚴格控制混凝土強度和彈性模量不低于設計值，并控制預施應力時間，確保梁體實際剛度。在試驗速度420 km/h內豎向撓度基本上不超過0.4 mm，換算至設計荷載下撓跨比為1/9 000，梁端轉角最大值為0.35‰，見圖1[7]。可以看出，實際的豎向剛度值約為設計值的2倍，表明橋梁剛度得到很好的控制。

研究結果表明[8-11]，對于跨度32 m及以下的簡支梁，梁體基頻限值是梁體剛度的控制性指標。按梁體基頻為120/L進行車橋耦合動力分析，跨度24，32 m簡支梁在高速列車通過時將產生較大的動力響應，表明120/L的基頻限值偏低；當梁體基頻不小于150/L時，能夠避免梁體自振頻率與列車通過時的激振頻率接近而發生共振，實現高速行車條件下梁體的穩定。因此，提出當基頻不小于150/L時，可以對標準跨度橋梁不進行車橋耦合動力分析，形成了標準跨度橋梁動力性能簡化評定方法[12-13]。按既有簡支箱梁高度和寬度等主要設計參數檢算，32 m無砟軌道簡支梁梁體基頻實測值見圖2[14]。由圖2可見，設計基頻為4.73～5.07 Hz，與標準限值相當，其實測值為6.2～7.2 Hz，高出標準限值33%，是設計值的1.22倍。跨度32 m簡支梁豎向加速度與試驗速度的關系，見圖3[7]。由圖3實測的加速度看，在試驗速度420 km/h內不超過0.3 m/s2，遠小于橋面鋪設無砟軌道的標準限值5 m/s2，表明我國高速鐵路簡支梁動力問題得到有效控制，提出的動力性能簡化評定方法是可行的。

1.2 徐變變形控制技術

徐變上拱變形是預應力混凝土橋梁變形控制的重要內容，也是高速鐵路連續多跨簡支梁軌道出現周期性高低不平順的根源，其將導致車體豎向加速度和列車減載率的增大，影響列車高速運行安全性和平穩性[15-16]，見圖4。梁體徐變上拱與梁體自重撓度、預加應力產生的拱度、二期恒載產生的撓度以及預加應力與二期恒載上橋時間密切相關。因此，在橋梁設計中采取以下措施：梁體混凝土最大壓應力控制在棱柱體抗壓強度的0.4倍以內，以使徐變變形與應力呈線性發展；控制恒載作用下梁體上、下截面應力差在3～4 MPa以內，盡量減小未平衡彎矩的數值；施工中加強對高性能混凝土配合比的優化以及過程控制，在混凝土強度和彈性模量達到設計值時方可進行預應力束的張拉；梁體施加二期恒載的時間與預施應力的間隔在60 d以上。這些形成了簡單有效的橋梁徐變變形控制技術，實測結果也表明[17-18]，在設計、施工方面采取措施以后，標準跨度橋梁的徐變變形可控制在7 mm以內。

1.3 施工技術

在國外開通運營的高速鐵路線路上，日本新干線橋梁比例達45%左右，歐洲高速鐵路橋梁比例在10%以內。日本新干線高架橋約占橋梁總長的70%以上，由于地震多發，采用標準的小跨度鋼筋混凝土連續剛架結構，跨度多為8 m，當橋梁高度較高時采用10 m跨度，采用橋位現場澆筑方法施工；其他跨度40 m及以下的橋梁以4片預應力混凝土T梁組成的整孔簡支梁為主，采用T梁預制、輪胎吊架設、現場灌注混凝土聯成整體。法國高速鐵路15～25 m小跨度橋梁采用標準的剛構連續梁形式，一般采用鷹架法施工。德國高速鐵路主要采用標準跨度的25，44，58 m的預應力混凝土簡支箱梁，一般采用現場澆筑、移動支架或連續頂推等方法施工。

為提高橋梁建造速度，我國標準跨度簡支箱梁一般采用預制架設技術。由于梁體預制可以與橋梁下部平行作業，在下部結構完成以后，平均每月可完成50～60孔梁的架設，而采用支架現澆和造橋機施工，完成1孔梁分別需要20，10 d左右，預制架設施工進度是現澆梁的20倍以上。橋梁下部結構施工進度主要受樁基控制，針對我國標準跨度橋梁樁基以鉆孔灌注樁為主的實際，推廣應用鉆進速度快、自動化程度高、成孔質量好、現場污染少的旋挖鉆機，大大提高了成孔效率，綜合考慮旋挖鉆機鉆進和轉場速度，其成孔效率是循環鉆機的近10倍[19]。

標準跨度橋梁剛度和變形控制技術以及梁體和樁基快速施工技術已經在高速鐵路大規模建設中得到全面應用，有效解決了建設速度與工程質量的矛盾。

2 地基剛性樁加固技術

我國鐵路路基自秦沈客運專線開始按土工結構物設計，分為基床表層、基床底層、路基本體和地基等部分。通過對路基基床和本體材料及填筑標準的控制，保證了路基剛度和強度滿足高速鐵路動力作用的要求，因此，路基沉降變形成為工程質量和工期控制最關鍵內容。

由于高速鐵路路基基床和本體的沉降在施工期能夠完成，工后沉降主要是地基的沉降變形。為研究地基沉降控制技術，2003年在京滬高速鐵路設立了昆山路基試驗段，圍繞高速鐵路有砟軌道路基工后沉降控制標準對地基采用塑料排水板加真空預壓、粉噴樁、漿噴樁、砂樁等方式進行處理，經過18個月的穩定期，采用塑料排水板處理區段最大累計沉降量為1 863 mm，采用樁體處理區段最大累計沉降量為301 mm。放置48個月后按鋪設無砟軌道進行評估，不能滿足路基工后沉降15 mm標準的要求。從而再次對路基進行了堆載預壓，歷時9個月后卸載，累計沉降量為70～94 mm，預測工后沉降最大值為8 mm。昆山路基試驗段試驗結果表明，增加放置時間對軟土地基工后沉降中占比重較大的次固結沉降影響很小，采用樁體加固技術有利于加快地基沉降穩定。

為此，2005年開展了CFG樁復合地基系統研究，并在京滬高速鐵路設立了青縣、鳳陽路基試驗段，在CFG樁復合地基作用機理、沉降計算方法、施工技術等方面取得系列成果[20-31]。2008年京滬高速鐵路開工建設以后，結合廊坊、濟南、宿州等路基工程開展預制管樁、載體樁等剛性樁復合地基試驗研究，進一步完善了剛性樁復合地基技術。

由于軟土、松軟土在我國廣泛分布，剛性樁復合地基技術在高速鐵路地基加固處理中得到全面應用。

2.1 剛性樁復合地基作用機理

典型的剛性樁加固地基結構主要有樁網和樁筏兩種形式：樁網結構由上部路堤、加筋碎石褥墊層、樁(帽)、樁間土和下臥層組成；樁筏結構由上部路堤、筏板、碎石褥墊層、樁、樁間土和下臥層組成。作用機理主要包括3個方面的內容：

(1) 樁頂面樁土荷載分擔機理。樁網結構隨著路堤填筑高度的增加，樁和樁間土沉降出現差異，樁間土上部路基質量向樁頂轉移，剩余荷載將作用于土工格柵表面，引起拉伸變形產生拉力，并通過拉力豎向分量進一步傳遞到樁體，見圖5。以上應力重分布作用稱為土拱效應和拉膜效應[20,25-26,32]，從而可以有效均化上部填土荷載，協調樁和樁間土的荷載分擔[20,27-28]，提高復合地基承載力，減少復合地基總體沉降量。

樁筏結構主要通過筏板均化其上填土傳遞到地基的荷載，再通過褥墊層調節樁土荷載分擔比。由于褥墊層厚度較小，調節分配到樁間土的荷載主要取決于樁頂刺入量，荷載主要由樁體承擔，從而使樁分擔荷載的比例高于樁網結構，見圖5。荷載將傳遞到比較堅硬的下臥層，加固區沉降量較小，可減少地基總沉降量，并使路基橫截面上沉降變形趨于一致。根據京滬高速鐵路青縣路基試驗段測試結果[20,22]，在地層條件基本一致條件下，A區的樁網結構樁體分擔荷載為60%左右，而不同樁長、樁間距、樁徑的B，C，D區樁筏結構樁體分擔荷載在80%以上，且樁筏結構在橫截面上的沉降盆矢跨比和樁頂刺入量均明顯小于樁網結構[20,29]，見圖6。

(2) 加固區樁土相互作用機理。我國高速鐵路剛性樁以水泥粉煤灰碎石(CFG)樁和預制預應力鋼筋混凝土管樁(PHC樁)為主要樁型，特殊情況下采用鉆孔灌注樁。相比于傳統的散體材料樁和低黏結強度樁(柔性樁)，剛性樁剛度和強度較高，可以施工的樁長更長，能進行地基加固的深度更大。在剛性樁加固區內，見圖7，樁間土承擔了部分荷載，樁周軟弱土于上覆填土荷載作用下在一定范圍內的沉降量超過樁身，使得樁側產生豎直向下的負摩阻力[30]；而樁和樁間土相對位移為零的位置，樁周不產生摩阻力，該截面軸力最大，稱為樁土等沉面，也是樁土沉降中性點；中性點以下位置的樁間土沉降量低于樁體結構，樁體表面摩阻力表現為豎直向上的正摩阻力。樁側負摩阻力提供了抵抗樁間土下沉的阻力，有利于減少樁間土的沉降。

(3) 下臥層支承作用機理。剛性樁加固區傳遞到下臥層的荷載包括剛性樁傳遞荷載和樁間土傳遞荷載，由于樁端下刺作用，將在樁端形成應力集中。總之，由于下臥層土體比加固區土體堅硬，從而可以減少深厚軟土地基總沉降量；而且一般情況下下臥層力學性質較好、滲透系數較大，其固結速度較快，總體上減少了地基固結時間，地基沉降能在短時間內趨于穩定。

2.2 剛性樁復合地基沉降計算方法

復合地基的總沉降包括加固區沉降和下臥層沉降兩部分。既有計算方法假設同一土層內的受力和變形的關系服從胡克定律，總體上可歸納為分層總和法，即

( 1 )

式中：Si為第i層土層沉降量；σi為第i層土層上附加應力增量；Ei為第i層土層的壓縮模量；Hi為第i層土層厚度。

加固區壓縮沉降的計算一般采用復合模量法和應力修正法。其中，復合模量法考慮了加固區內剛性樁的加強作用，采用面積置換率加權模量作為復合模量Ecsi，將Ecsi代入式( 1 )中替代Ei計算各分層沉降變形，Ecsi表示為

Ecsi=mEpsi+(1-m)Essi

( 2 )

式中：Epsi為第i層土層內樁體的彈性模量；Essi為第i層土層的壓縮模量；m為加固區面積置換率。

應力修正法忽略加固區內剛性樁增強體的存在，根據樁間土的附加應力增量和樁間土壓縮模量計算天然地基的沉降量，乘以修正系數得到復合地基的沉降量。修正系數μs與加固區面積置換率m和樁土分擔比n有關，可表示為

( 3 )

下臥層沉降的計算一般采用應力擴散角法和Boussinesq方法求解各土層附加應力，由式( 1 )計算下臥層壓縮沉降。

采用既有沉降計算方法計算圖6中4個區的沉降值見表1，與實測結果相比，計算值是實測值的5～10倍。可以看出，用其指導設計施工將會采取更為強化的措施，需增加施工工程量，將增加工程投資，并影響工程進度。

表1 總沉降計算值與實測結果對比

為提高剛性樁復合地基沉降計算的精確性，在京滬高速鐵路技術創新中，考慮樁和樁間土共同承受荷載，地基應力是兩部分荷載作用結果的疊加，提出了采用Mindlin-Boussinesq(M-B)聯合求解地基附加應力的方法[20-21,24，31]。采用M-B方法對京滬高速鐵路青縣路基試驗段A，B區地基附加應力進行計算，兩區地層條件一致，樁長為24 m，樁徑為0.5 m，樁間距A區為1.7 m，B區為1.8 m，得到的地基附加應力分布規律見圖8。由圖8可以看出，Boussinesq解沒有反映出樁端集中荷載的作用，在路基填筑荷載作用下隨深度呈單一的衰減規律；Mindlin解則在加固區內出現土體受拉現象，與重力作用下土體不會發生受拉相矛盾，但是其樁端附加應力突增與實際情況相符。為此，將Mindlin解和Boussinesq解相疊加，得到的附加應力變化規律與剛性樁復合地基數值分析結果和實測的土中應力場相近[33]，能夠反映地基附加應力實際分布規律。

在采用M-B聯合求解地基附加應力基礎上，提出運用e-lgp曲線法求解地基沉降的方法[20,31]。由于次固結是軟弱土體最重要的特征，在壓縮沉降中占比較大，在壓縮沉降計算中引入反映土體固結和次固結的e-lgp曲線不僅直接表征了軟弱土體變形特點，還能夠反映出軟弱土體的固結變形主要是孔隙比變化導致土體骨架變形的機理。M-B聯合e-lgp曲線計算地基沉降的步驟：(1) 由M-B求解各土層的附加應力增量p；(2) 再由e-lgp曲線得到孔隙比及其變化值。由下式得到各土層的壓縮沉降值

( 4 )

式中：Δei為第i層土層孔隙比在附加應力增量p下的變化量；e0i為第i層土層初始孔隙比。

采用M-B聯合e-lgp曲線方法計算圖6中4個區的沉降值見表2，與實測結果在同一量級內，與表1相比，計算值和實測值更為接近，可以作為軟弱土體剛性樁復合地基沉降的計算方法。

表2 地基沉降計算值與實測結果對比

隨著剛性樁復合地基創新成果的推廣應用，軟弱土層地基的沉降和穩定得到有效控制。京滬高速鐵路青縣路基試驗段A，B區沉降曲線[20,34]見圖9，由圖9可以看出，路基土填筑完成后沉降趨于穩定的時間樁筏結構約為70 d、樁網結構約為90 d，樁筏結構由于筏體的荷載均化作用，有利于路基沉降的收斂。目前，經過7年多的運營檢驗，路基變形一直處于穩定狀態。

3 隧道建造技術

隧道工程一般是高速鐵路建設中的控制性工程。目前，我國高速鐵路運營線路上隧道長度超過5 000 km，占線路總長度的23%左右，隨著鐵路建設向中西部地區的擴展，隧道的比例越來越大。由于我國高速鐵路需要穿過高地應力、高地溫、深部巖溶、活動斷裂帶、斷層破碎帶、濕陷性黃土等復雜地層，設計速度350 km/h的雙線隧道斷面積達到100 m2，開挖面積超過130 m2，在復雜地層超大斷面隧道建造技術方面開展了大量工作，逐步形成了中國隧道建造理論，并在鉆爆機械化施工技術方面取得突破，支撐了大規模隧道建設。

3.1 設計理論

隧道設計理論研究圍巖變形與支護的關系，目前世界上知名的設計理論有新奧法和新意法。其中，新奧法針對的是開挖后的圍巖，通過控制爆破、錨噴支護和施工量測等一系列措施，在支護系統同圍巖共同變形過程中保護、利用和調動圍巖的自承能力，發揮圍巖承載環的主動作用使圍巖成為支護體系組成部分，以控制隧道的收斂變形。新意法則以穩住掌子面前方的圍巖與支護好開挖后的圍巖相兼顧，以巖石變形控制分析為基礎，通過控制開挖面上的擠壓變形和前方的預收斂變形控制隧道的總變形，在措施上不僅采取相應的防護措施及加固手段降低掌子面前方核心圍巖的應力及增加圍巖強度，而且要求二次襯砌和仰拱與掌子面保持適當距離，對隧道提供連續的約束作用。

我國隧道理論研究與工程實踐緊密結合，首先掌握了圍巖變形的時空演化規律[35-38]，為圍巖穩定性控制和支護作業提供了依據。圍巖變形在掌子面前后分為4個階段，見圖10。其中，在第Ⅱ階段末，圍巖變形釋放應力基本結束，應當進行初期支護。隨后圍巖變形速率趨于減小，在第Ⅲ階段末施作二次襯砌，以提供支護體系安全儲備。

其次，掌握了不同圍巖的變形機理。隧道開挖以后，周邊巖層將發生彈塑性變形，表層一定范圍內喪失整體穩定性無法實現長期自穩，形成一定厚度的松動圈，需要進行及時支護。松動圈以外整體穩定性較好而且能夠承擔一定荷載的圍巖，若采取及時有效的支護和干預則可保持其穩定性[39-41]。

通過掌握不同地質特性隧道的全過程圍巖變形特征可以確定合理的支護時機，通過掌握圍巖變形機理可以確定合理的初期支護參數，逐步形成以全過程圍巖變形和穩定性控制理論及支護-圍巖協同作用結構設計方法(圖11)[42-43]，提出 “早預報、管超前、弱爆破、短進尺、強支護、早封閉、勤量測、緊襯砌”的隧道建造總體原則。與新奧法和新意法相比，中國隧道建造方法以控制變形為核心，以圍巖分級分類為基礎，充分發揮支護-圍巖協同作用，對設計施工指導性強、適用面廣。

3.2 鉆爆機械化施工技術

我國高速鐵路隧道主要以鉆爆法施工為主，根據地質條件、斷面開挖寬度的不同，采用了臺階法、環形開挖預留核心土法、中隔壁法(CD 法)、交叉中隔壁法(CRD 法)、雙側壁導坑法等分部方法和全斷面法等開挖方式，其中分部施工法對圍巖適應性強，但步序多、支護封閉不及時、對圍巖擾動大、安全不易保證、質量控制困難、進度緩慢、工效較低；全斷面法適宜采用機械化施工，進度快，工效高，但要求圍巖整體性好，在軟弱破碎圍巖應用時，需要進行超前加固及掌子面封閉。

鉆爆法施工隧道的支護多采用復合式襯砌結構，以噴錨支護為初期支護，與二次襯砌組合而成復合式支護體系。初期支護在洞室開挖后立即實施，通過噴射混凝土直接控制圍巖的松弛，用其強度抵抗發生位移的圍巖，通過與圍巖的黏結把軸力傳遞到圍巖，并及時封閉巖面、填充裂隙、維護和提高圍巖的整體性，防止應力集中、掉塊、坍塌；錨桿支護是通過錨入巖體內部的鋼筋與巖體融為一體，利用錨桿的懸吊、組合拱、減跨及擠壓加固作用，將圍巖中的節理、裂隙竄成一體，提高圍巖的整體性，改善圍巖的力學性能，從而發揮圍巖的自承能力，形成圍巖-支護協同作用體系。二次襯砌位于初期支護內緣，由一定厚度的混凝土或鋼筋混凝土構成，一般認為其是支護體系的安全儲備。

我國高速鐵路鉆爆機械化裝備的基本配置見圖12，其中開挖區的核心裝備是三臂鑿巖臺車，即可以鉆取巖芯實現超前地質預報，又能夠完成爆破孔的鉆進。

初期支護區的核心裝備是濕噴混凝土機械手、錨桿鉆注一體機和自行式液壓棧橋，其中噴射混凝土機械手在控制回彈率、提高作業效率、防治職業病、減少作業環境污染及降低成本等方面具有突出優點。自行式液壓棧橋對復雜繁瑣的仰拱施工極為重要，既可以加快仰拱作業的進度，利于仰拱及時施作，使隧道支護形成完整的斷面受力體系，提高支護結構承載力，保證施工安全，又能夠方便掌子面的設備在仰拱作業時安全通過進入作業區，減少工序間的相互干擾，提高隧道施工總體效率。

二次襯砌區的核心裝備是模板臺車，其是襯砌混凝土澆筑的平臺，關系到襯砌施工質量和效率。

從鉆爆法施工特點看，超前地質預報、控制爆破、噴錨支護和二次襯砌作業最為關鍵。我國在綜合超前地質預報技術、精準爆破技術和襯砌混凝土技術等方面進行了不斷創新。

(1) 綜合超前地質預報技術

在隧道開挖前及施工過程中對隧道周圍及掌子面前方的地質情況進行探測，識別和預測隧道掌子面前方及周圍的工程地質、水文地質結構，提供準確的斷裂帶、含水帶及巖體工程類別等地質參數，能有效地避免工程地質病害、減少處治費用、確保施工安全和進度、節約成本。超前地質預報是長大隧道確保施工安全、提高施工效率的重要保障。

目前，超前地質預報一般采用綜合預報方法，特別是對掌子面前方含水構造等不良地質，形成了遠、中、近距離結合，二維定性探測與三維精細探測結合，靶向鉆孔驗證的探水技術體系。遠距離采用隧道地震波法(TSP法)，探測距離約100～150 m，可預報斷層、巖性交界和定性探水；中距離采用瞬變電磁法，探測距離約50～100 m，定性探水，二維定位；近距離采用隧道激發極化法(TIP法)，探測距離30 m，周邊30 m×30 m，三維定位，估算水量；TIP法探測完成后，現場采用靶向超前鉆孔雷達與跨孔電阻率CT技術，能夠獲取鉆孔周圍含水構造的空間展布和賦存形態，逐步形成隧道含水構造等不良地質綜合超前預報技術體系，見圖13[44-45]。

(2) 精準爆破技術

減少爆破開挖對圍巖的擾動，防止圍巖產生較大變形和松動圈，是保持和利用圍巖自承能力的關鍵。由于大斷面隧道爆破開挖時單次爆破藥量大，爆破產生的振動對圍巖、初期支護和二次襯砌的影響更加嚴重，爆破在隧道內壁產生的振動損害遠大于常規小斷面隧道。因此，控制爆破技術對圍巖自承能力和支護的影響尤其重要。通過對大量觀測數據的分析[46]，掌握了爆破振動在隧道內壁的衰減規律，以及爆破振動對初期支護及二次襯砌的影響，提出不同圍巖的爆破參數。采用光面爆破與預裂爆破相結合的精準爆破模式能顯著降低爆破振動及對圍巖的損傷，取得了良好的爆破效果，見圖14。

(3) 襯砌混凝土施工技術

一般認為二次襯砌是支護體系的安全儲備，但是高速鐵路隧道受列車高速通過時的空氣動力效應的影響，一旦襯砌存在初始缺陷，很容易發生疲勞傷損，將會產生掉塊、坍塌，對行車安全帶來威脅。因此，確保高速鐵路隧道襯砌質量尤為重要。

襯砌后的空洞或二次襯砌與初期支護間的空隙，是隧道襯砌常見病害，主要是模板臺車后襯砌混凝土不密實所致。最新研制的智能型模板臺車具有自動測量襯砌厚度、計算澆筑混凝土方量、帶壓澆筑、自動振搗作業、自動換管澆筑、實時傳輸數據，顯示灌注進度等功能，其自動振搗和帶壓澆筑功能，能夠保證襯砌混凝土的密實性。

混凝土裂縫是隧道襯砌最為常見的病害。由于以往對襯砌混凝土缺乏養護手段，其質量保障性很差。在襯砌臺車基礎上研發的帶模養護系統可很好地解決襯砌混凝土養護問題，見圖15，該系統密封效果好，加熱升溫快；微米級霧化加溫，水源適應性強；智能化程度高，可實現移動終端遠程控制；隧道斷面適應性強，可快速就位。京張高速鐵路實際應用情況表明，對模筑混凝土進行汽霧養護，促進了混凝土的初期水化反應，增進了初期和長期強度的增長，特別是早期強度的提高，有利于襯砌及時承載和加快施工進度，見圖16。

隨著鉆爆機械化施工技術的應用，隧道施工質量和效率得到大幅提升。特別是采用全斷面法以后，鄭萬高速鐵路Ⅳ級和Ⅴ級圍巖變形較臺階法減小25%～35%，Ⅳ級圍巖月進尺最高達到115 m，較指導性施工組織要求的75 m提高53%；Ⅴ級圍巖月進尺最高達到85 m，較指導性施工組織要求的45 m提高89%，見圖17。成蘭鐵路Ⅳ級圍巖采用全斷面機械化開挖工法施工，最高月進度為160 m，平均月施工進度達到120 m。

4 無砟軌道建造技術

我國高速鐵路確立了設計速度350 km/h線路采用無砟軌道的技術路線。在秦沈客運專線開展板式無砟軌道和長枕埋入式無砟軌道試驗的基礎上，專門設立了遂渝客運專線和武廣高速鐵路無砟軌道試驗段，對CRTSⅠ，Ⅱ型板式無砟軌道和雙塊式無砟軌道進行試驗研究；為適應我國高速鐵路運營環境和全面自主化的需要，研發了CRTSⅢ型板式無砟軌道。通過無砟軌道結構的系統創新，提出了列車荷載、溫度荷載和基礎變形荷載標準，構建了多層結構計算模型，掌握了無砟軌道結構原理，建立了精測精調及機械化施工體系，形成了完善的無砟軌道設計施工成套技術，為建成高平順、高穩定、少維修的線路奠定了基礎。目前，我國高速鐵路無砟軌道鋪設延展長度已經超過30 000 km，占線路總長的50%以上。

4.1 計算模型及結構特點

我國高速鐵路無砟軌道主要有CRTSⅠ，Ⅱ，Ⅲ型板式無砟軌道和雙塊式無砟軌道等4種類型。從縱向特征劃分，CRTSⅠ和Ⅲ型板式無砟軌道結構為單元結構，CRTSⅡ型板式無砟軌道為縱向連續結構，雙塊式無砟軌道除橋上為單元結構外，路基和隧道內為縱向連續結構；從豎向特征劃分，CRTSⅠ，Ⅱ型板式無砟軌道為3層結構，CRTSⅢ型和雙塊式無砟軌道為2層結構。

對于層狀結構的無砟軌道，構建了彈性地基多重疊合梁、梁-板-板和梁-實體等計算模型，這3種模型的差別在于無砟軌道各結構層及層間連接方式不同，在理論體系上基本屬于彈性力學范疇。3種計算模型中的鋼軌均簡化為歐拉梁或鐵木辛柯梁。無砟軌道結構層簡化為梁或板可以根據計算分析目的確定，從理論上來說，由于各結構層厚度遠小于長度和寬度，符合彈性薄板的結構特點，簡化為彈性薄板模擬更為合理。如果僅分析軌道板/道床板和底座/支承層的受力特征，層間關系采用彈簧模擬是可行的；如果要考察CA砂漿層的受力及傷損特點，則需要將其實體化，可以用薄板進行模擬，層間關系按接觸處理。

梁-實體模型除鋼軌用梁模擬、扣件用彈簧模擬外，無砟軌道結構層及下部基礎均采用有限元實體單元模擬，可以實現精細化的處理，也可以分析彈塑性變形，從而應用越來越多[47]。

列車荷載彎矩一般采用單輪靜荷載加權動力系數后得到的動荷載來計算；基礎變形直接將工后沉降限值作用在路基基床表層是不適宜的，因為工后沉降主要來自于地基，需要考慮地基沉降向基床表層的傳遞，傳遞過程中波長將增大、幅值將有所衰減[48]。

溫度荷載既可以采用Westergaard方法和Winkler彈性地基板計算溫度梯度下的翹曲應力，也可以采用梁-板-板模型和梁-實體模型計算溫度梯度下的翹曲應力和溫度幅度變化下的伸縮變形，從而指導混凝土結構的配筋設計和裂紋控制[49]。

從結構方面分析，CRTSⅠ型板式無砟軌道較為完美，軌道板和底座板均為平板，在承受列車荷載及基礎變形荷載作用時受力較為均衡，在整體溫度作用下單元結構縱向應力自然放散，不存在明顯的結構薄弱處及應力集中點；板下CA砂漿充填層具有隔離和吸能作用，可以均化荷載傳遞。但是，溫度梯度下軌道板翹曲產生的邊角處應力集中會導致CA砂漿層的傷損，同時，由于CA砂漿對原材料和環境的敏感性，質量控制難度大，出現傷損情況比較多，養護維修量大，不能保證軌道結構同壽命。

CRTSⅡ型板式無砟軌道擬通過CA砂漿的黏結形成豎向約束體系，通過板間連接形成縱向連續結構，通過橋上的側向擋塊及路基、隧道區段支承層下摩阻力實現橫向限位。結構體系成立的關鍵在于CA砂漿的黏結作用，一旦黏結失效將威脅結構體系的安全。同時，板間接縫的初始缺陷及接縫澆筑混凝土硬化時溫度差異引起的初始應力不同也使縱向壓桿穩定體系難以維持，高溫下脹板問題將會發生。CA砂漿面臨著CRTSⅠ型板式無砟軌道同樣的問題，由于路基上支承層抗凍脹和抗凍融能力差，不宜在嚴寒地區使用[50]。

CRTSⅢ型板式無砟軌道構建了預制軌道板與現澆充填層協同受力、變形和振動的復合板體系，吸收了CRTSⅠ型板式無砟軌道單元結構的優點，采用自密實混凝土(SCC)替代CA砂漿，可實現軌道結構同壽命。但是，由于凹槽對底座板結構上的削弱，容易形成應力集中區[50]，在施工期和運用中將出現裂縫。

雙塊式無砟軌道結構簡單，橋上為單元結構，限位方式和CRTSⅢ板式無砟軌道的凹槽相同；路基和隧道區段為縱向連續結構，道床板下設支承層，通過層間摩阻力限位。路基上的支承層存在抗凍脹和抗凍融能力差問題，不宜在嚴寒地區應用。

4.2 施工關鍵技術

無砟軌道施工關鍵技術包括軌道板和軌枕等預制構件的生產、結構層的施工以及測量調整等技術。在預制混凝土構件生產方面，形成了成熟的長線臺座和基于流水機組法的軌道板高精度高效率智能制造技術；通過京滬高速鐵路技術創新，突破了混凝土高早強技術，提出了采用非緩凝型聚羧酸減水劑制備高早強混凝土材料的技術路線。

非緩凝型聚羧酸減水劑與普通聚羧酸減水劑相比，其分子結構主鏈相對較短，而側鏈較長(聚氧乙烯側鏈聚合度大于100)，見圖18。分子的形狀由傳統的梳形變成了倒T形，側鏈長度遠遠超過主鏈長度，側鏈之間的距離也大于普通聚羧酸減水劑中短側鏈之間的距離。

普通聚羧酸減水劑摻入混凝土中后，會吸附在水泥顆粒表面并完全覆蓋其表面，從而阻隔了水泥顆粒與水分子的接觸，延遲了水泥水化進程。而非緩凝型聚羧酸減水劑由于具有長的側鏈和短的主鏈，在具有很強的空間位阻分散作用的同時，長的側鏈會改善其在水泥顆粒表面的吸附狀態，可以讓水分進入到水泥顆粒中，保證水泥的正常水化，促進細小鈣礬石晶體的生成。同時主鏈中羧基與鈣離子等形成的絡合物具有較大的溶解性，為水泥的不斷水化提供了條件，加速水泥礦物中C3A和C3S的水化速度，從而提高混凝土早期強度發展[51-54]。京滬高速鐵路采用P·Ⅱ42.5或P·O42.5水泥、粉煤灰和礦粉、粗細集料等通用混凝土原材料，以及非緩凝型聚羧酸減水劑，混凝土16 h強度和彈性模量可以達到強度等級的80%，24 h能夠完成1個生產循環[55]。

應用非緩凝型聚羧酸減水劑的高減水作用，在保持混凝土相同工作性能的情況下，大幅降低混凝土單方用水量，使得混凝土內部水泥石的孔隙率減小，孔結構得到改善，且增強了集料-水泥石之間界面結構強度，從而顯著提高混凝土的耐久性。超早強混凝土抗碳化、氯鹽侵蝕、抗凍融性能比較，見圖19。圖19中標養28 d為摻非緩凝聚羧酸減水劑的混凝土，蒸養12 h+標養28 d為摻普通聚羧酸減水劑的混凝土，其余原材料相同[42]。通過對減水劑性能的優化，采用非緩凝聚羧酸減水劑制備的超早強混凝土28 d碳化深度降低32%，56 d氯離子滲透系數降低14.3%，動彈性模量降至60%時的凍融循環次數由223次提升至278次，耐久性明顯提升。從而解決了一般早強劑帶來的混凝土耐久性差、強度倒縮、收縮增加等問題，也解決了采用超細水泥和復合型早強礦物摻和料存在的原材料產量低、成本高的問題，在無砟軌道預制構件生產中得到全面應用。

在無砟軌道結構層施工方面，創建了基于高精測控的鋪設成套技術和裝備體系，攻克了空間線形復雜、下部基礎多變等條件下無砟軌道高精度建造技術難題。目前，無砟軌道單工作面月進度可達6 km以上，配合鋼軌精調技術，線路均衡質量指標TQI可達2.0 mm以內，為我國無砟軌道成為世界上平順性最好的軌道提供了支撐。

5 結論

論文總結了高速鐵路發展過程中在橋梁、路基、隧道和無砟軌道方面的創新成果，得出以下結論：

(1) 針對我國高速鐵路標準跨度橋梁應用比例大、通過速度高的特點，構建了基于剛度控制的設計理論及成套技術參數體系，建立了基于變形控制、梁軌體系協同結構設計方法，形成了以制運架模式為主的成套施工技術，創立了中國橋梁先進成熟的技術體系，支撐了我國高速鐵路橋梁的建設。

(2) 創建了高速鐵路剛性樁加固地基技術，通過樁頂荷載分配分擔、加固區負摩阻區作用及下臥層支承傳遞，顯著減少了加固區軟弱土層次固結沉降量及時間，可有效控制路基總沉降，加快路基穩定，并提出了沉降計算方法。目前剛性樁加固地基技術已廣泛應用于我國高速鐵路工程，有效保證了高速鐵路路基工后沉降的控制。

(3) 我國已經構建了高速鐵路隧道全過程圍巖變形控制理論及支護-圍巖協同作用設計方法，創新了鉆爆機械化施工技術，高速鐵路隧道施工效率大為提高，圍巖變形得到有效控制。

(4) 我國高速鐵路無砟軌道構建了較為完善的設計計算理論和方法，掌握了4類主要無砟軌道結構原理，創新了高早強混凝土制備路線，形成了無砟軌道施工成套技術，為我國高速鐵路全面、系統應用無砟軌道奠定了基礎，實現了軌道的高平順、高穩定，確保了高速鐵路高速、平穩、正點運行。