黃土地區鐵路近接路基變形分析及監測研究

趙文輝，韓 峰，王瑞琦，劉澤興，王定順

(蘭州交通大學 土木工程學院，蘭州 730070)

隨著中國鐵路網的進一步完善,新建鐵路不可避免地要接軌既有鐵路,形成近接路基段[1]。隨著運營速度的提高,列車對上部軌道結構TQI參數變化更敏感和對軌下結構要求更高[2-3],如何保證近接路段列車的舒適性和安全性,控制軌下結構的變形是近接工程面臨的技術難題[1]。

當黃土地區修筑近接路基工程時,對于既有路基結構在填筑階段和服役階段已發生一定的工后沉降,且強度降現象對沉降控制意義重大[4-7],結合工后沉降控制標準,明確其理論分析模型和工后沉降要求值是新建路基結構形式選取的基礎和前提,近接路基工程斷面見圖1。黃土作為一種特殊土,土體結構在附加應力或水分增加的作用下容易產生顯著的附加變形[8],且缺少黃土地區近接路基相關研究。在近接路段復合地基選擇時,高壓旋噴樁既滿足施工機械凈空要求低、工藝簡單、施工周期短等特點,又可達到加固地基的目的。文獻[9-10]分別結合不同臨近工程研究了高壓旋噴樁施工對既有結構的影響,發現高壓旋噴樁施工過程中主要以側向荷載的形式對既有結構產生影響。結合TB 10001—2016《鐵路路基設計規范》[11]和文獻[12-14],為保證新建-既有路基的協同作用,沿既有路基邊坡位置進行臺階開挖,并于臺階位置布置土工格柵。

黃土地區鐵路工程領域關于此類問題的研究較少,結構形式不明確。本文以黃土地區鐵路近接路基實際工程為背景,結合靜荷載和循環荷載下修正的Burgers模型,基于各階段監測數據,分析既有路基填筑階段和服役階段沉降變化規律,研究新建旋噴樁復合地基施工和路基填筑對既有路基的影響,揭示近接路基結構新建-既有路基變形響應規律。

1 近接工程概況

1.1 工程地質條件

監測工點地層巖性主要為砂質黃土、粗砂、礫砂和下伏泥巖夾砂巖。結合地勘資料,各地層物理力學參數見表1,工程地質特征如下:

1.2 近接段路基工況及監測斷面

近接段路基段位于蘭州市永登縣樹坪鎮,結合既有路基施工和運營資料,復合地基采用雙動力水泥土攪拌樁進行處理,樁徑50 cm,樁長13 m,樁間距1.3 m,設計時復合地基設計承載力要求不小于150 kPa,樁頂設置為0.5 m的開級配碎石墊層,墊層中間位置鋪設一層雙向土工格柵。基床表層、基床底層和基床以下路堤分別采用級配碎石(0.6 m)、摻4%水泥改良土(1.9 m)和滲水土分層填筑,開挖臺階位置布設不小于3 m的雙向土工格柵。

新建路基地基采用高壓旋噴樁復合地基,樁徑50 cm,樁長13 m,樁間距1.4 m,樁平面采用正方形布置,復合地基承載力不小于155 kPa;坡腳外側2 m設置應力釋放孔,樁徑0.5 m,縱向間距1.2 m,機械掏孔后孔內填碎石,孔口三七灰土封閉。基床表層、基床底層和浸水防護高程以下分別采用0.6 m級配碎石+0.1 m中粗砂+復合土工膜+0.1 m中粗砂、B組非凍脹滲水填料(0.8 m,滲透系數>5×10-5m/s)和滲水土(同基床底層)。

對于既有路基與新建路基分別采用沉降板(既有線路中心與路基坡腳位置)和沉降觀測標監測(線路中心與路肩位置),同時新建路基施工前既有路基道砟坡腳位置縱向設置物位計,見圖2。

圖2 典型斷面圖(單位:m)

2 理論分析模型

鐵路路堤結構填筑完成后需不小于6個月的靜置期,保證工后沉降要求,該階段上部荷載僅為上部路堤結構自重。上部軌道結構鋪設完成通車后,增加了上部軌道結構靜荷載和上部列車動荷載。結合文獻[15]可知,路堤結構層豎向動應力值隨時間的變化接近正弦荷載,同時動應力衰減系數至基床底層底部位置已低于0.1,列車動荷載引起的路基累積沉降主要發生在基床部分[16]。

路基結構填料在各階段受到的蠕變應力小于屈服應力,其流變可采用黏彈性流變分析,實測數據表明路基在靜載或靜動載復合作用下流變呈現出加速、等速和減速的變形規律,見圖3。

圖3 荷載作用下路基填料層動態變形規律

Burgers模型具有應力-應變關系簡單、參數概念明確、應用方便等優點,但精度不一定高。Burgers模型見圖4。

圖4 Burgers模型

文獻[17]采用其預測靜載作用下路基長期沉降,Burgers模型適合描述應力大于屈服應力時的變形規律,變形為時間近似線性函數,但當應力小于屈服應力時,變形在初期階段加速和等速發展后逐步趨于穩定[18]。基于Burgers模型,非線性修正Maxwell模型黏性元件,將粘壺單元擴展為廣義粘壺,其黏度ηM(t)=AeBt,A、B為粘壺的黏度系數[19]。

2.1 靜荷載下力學模型

由于路基結構層在服役過程中,累積沉降較小,在基于Burgers模型的土體蠕變方程進行求解時,假定應力作用下,土體體積變形受力瞬間完成,不隨時間的延續而變化,同時泊松比保持不變。對于Maxwell模型,其本構方程為

(1)

式中:eij為偏應變;Sij為偏應力;GM為Maxwell模型剪切模量;ηM為Maxwell模型黏滯系數。

將豎向偏應力S11=2(σ1-σ3)/3代入式(1)并對t進行積分,并代入初始條件t=0,e11=(σ1-σ3)/(3GM)時,可得

(2)

對于Kelvin模型,其本構方程為

(3)

式中:GK為Kelvin模型剪切模量;ηk為Kelvin模型黏滯系數。

將豎向偏應力代入式(3)并對t進行積分,并代入初始條件t=0,e11=0時,可得

(4)

式中:K為體積模量。

結合式(2)和式(4),得到靜力荷載作用下,其永久變形為

(5)

2.2 循環荷載下力學模型

在列車循環動荷載作用下,路基的永久變形由兩部分構成:殘余黏彈性變形和黏性流動變形。求解時,可將修正的Burgers模型分為Kelvin-Viogt模型和修正過的粘壺。對于Kelvin-Viogt模型,蠕變量J(t)為

(6)

第i個至第N個循環荷載作用,殘余黏彈性變形εkvi為

(7)

將式(6)代入式(7),積分可得N次循環荷載作用下(t=NT),殘余黏彈性變形εkvN為

(8)

式中:σd為附加動應力。

對于修正的粘壺,第i個循環荷載產生的永久變形εMi為

(9)

對式(9)積分,可得N個循環荷載作用,永久變形εMN為

(10)

綜上所述,N個循環荷載作用下,路基的永久變形ε為

(11)

3 監測結果與分析

3.1 既有路基填筑階段沉降觀測結果分析

圖5為既有線中心沉降板與沉降標沉降-填筑-時間關系曲線。由圖5可知,對于既有線中心位置,2014年7月13日路基開始填筑,至2014年9月8日填筑至3.83 m,由于施工原因,路基本體填筑停滯3.27個月,而后填筑至設計標高4.26 m,經歷6個月靜置期,最后進行道砟及軌道結構鋪設,至2015年7月15日鋪軌完成,沉降量達77.541 mm,結合指數預測模型,預測總沉降量為79.060 mm,預測工后沉降量為1.519 mm;沉降標沉降值均隨著時間的增長呈增大現象,且前期增長速率快,后期增長速率低,在2015年4月至6月道砟、軌道鋪設階段出現沉降快速增長,分析原因主要為冬雪融化、春季降雨及上部附加荷載造成路堤本體產生非常態永久變形[19];對于線路中心(J2)和路肩位置(J1、J3)沉降,J1和J3沉降相當,J2略大于J1和J3,路基橫斷面沉降呈現中心大、兩側小的規律。

圖5 既有線中心沉降板與沉降標沉降-填筑-時間關系曲線

對于路基本體,當填筑完成后,路基結構承受填料和上部軌道結構自重產生的附加應力作用,結合TB 10621—2014《高速鐵路設計規范》[20]可得上部軌道結構自重荷載和線間荷載可簡化為矩形荷載p,其產生的附加應力σz可基于角點法計算,即

(12)

式中:m、n均為關于距離、豎向深度的參數。

疊加路基填料自重,可得到路基結構各層位的豎向應力。表2為路基變形預測模型參數,對于J2沉降表沉降-時間關系曲線,采用式(5)擬合可得到A=49 300 GPa,B=3.366×10-8s-1,相關系數為0.894,擬合度較高。

表2 路基變形預測模型參數

3.2 既有路基服役階段沉降觀測結果分析

結合研究資料[21-22],基床表層頂面動應力幅值σmax為

σmax=2.6P0×(1+αV)

(13)

式中:P0為機車車輛的靜軸重,t;α為速度系數,本文取為0.003;V為車輛運行速度。

線路運行列車以CRH2、CRH5型動車組為主,平均靜軸重為12.7 t,平均運行速度為160 km/h,計算可得基床表層頂面動應力幅值為48.9 kPa。路基動應力傳遞系數沿深度的變化規律見表3[5]。

表3 路基動應力傳遞系數

結合文獻[15]可知,在考慮列車荷載作用下進行永久變形計算時,對于基床表層,計算可得T1為0.056 25 s,基床底層和基床以下路堤部分計算可得T2為0.562 5 s,對于作用次數N,基床表層N1為基床底層和基床以下路堤部分N2的4倍。結合既有線路列車運行圖,得到各測試時間內動車組列車對數及編組數。圖6為沉降標沉降-運營時間關系曲線,結合式(11),疊加不同測試時間內路基頂面以下3 m深度范圍內沉降,擬合J2位置沉降可知,三位置沉降均隨著運營時間的增加而增加,且前期增長速度較快,后期較慢;J2位置沉降較J1和J3位置較大,且運營約2.5年時,J2位置沉降基本穩定,穩定沉降值為1.257 mm;由于監測點凍土深度可達1.46 m,且J1和J3路肩位置監測點基礎處于松弛區而非受力區,受自然應力影響較大,與J2位置相比,J1和J3位置沉降穩定時時間較長,且隨著外界環境變化出現一定的波動現象;采用式(11)擬合J2位置沉降,黏度系數A=5.18×108GPa,黏度系數B=1.05×10-4s-1,相關系數為0.996,擬合度較高。

圖6 沉降標沉降-運營時間關系曲線

3.3 近接路基施工階段沉降觀測結果分析

近接路基各階段施工主要包括應力釋放孔施工、高壓旋噴樁復合地基施工、褥墊層施工和路堤本體分層填筑,其中,高壓旋噴樁施工時,結合高壓噴射注漿試驗,注漿壓力為25 MPa,提升速度約為0.2 m/min,施工順序見圖7,高壓旋噴樁采用跳樁法相對既有線由近及遠施工,即先順序施工1→3→5排樁,等樁體強度不低于設計要求的50%后,施工2→4→6排樁。

圖7 高壓旋噴樁復合地基施工順序

基于高壓旋噴樁施工工法對土體破壞的噴射動壓和動量定律,結合文獻[23-24]提出的噴射壓力衰減經驗公式為

(14)

式中:k、n為注漿工藝相關系數;m為擬合系數;d0為注漿設備噴嘴直徑,m,本文取0.001 8 m;p0為出口壓力值,kPa;x為噴嘴距中心軸位置長度,m。

經計算可得,樁周壓力為220 kPa。圖8為道砟坡腳隆起量隨各排高壓旋噴樁施工時間關系曲線,其中,單排樁施工時間為2020年10月8日,雙排樁施工時間為2020年11月25日。由圖8分析可知,分析斷面道砟坡腳位置隆起量隨各排高壓旋噴樁施工均呈現先增加后波動性減小的現象,各排樁中臨近既有線最近的旋噴樁施工對既有線影響最大,P1～P6排樁施工時,監測點附加最大隆起量分別為0.704、0.702、1.472、1.317、0.853、0.600 mm,說明近接段旋噴樁施工對既有線監測點的影響與距離成反比;對于各排樁施工時,當施工至距離頂面1/3～2/3位置時,對既有線影響最大;對于單排樁和雙排樁,距離監測點相同距離時,單排樁施工對既有線造成隆起量相對較大,且施工完成后,單排樁施工完成后隆起量衰減速度較快,分析原因主要是雙排樁施工時,單排樁已具有較高的強度,當施工時造成監測點隆起和施工完成隆起量下降時均起到限制作用;對于該分析斷面,旋噴樁施工引起的最大隆起量為2.307 mm,滿足既有線變形量控制值,說明設置應力釋放孔和跳樁法施工,可減弱旋噴樁復合地基施工對既有線的影響。

圖8 道砟坡腳隆起量隨各排高壓旋噴樁施工時間關系曲線

近接路基路堤施工階段主要分為墊層施工階段和路堤本體填筑施工階段。圖9為既有與新建線路基沉降-填筑-時間關系曲線,分析可知,對于既有路基,墊層施工開始時,物位計沉降值為-1.531 mm,沉降標J1、J2和J3沉降值分別為-1.155、0.001、0.224 mm,對于物位計和沉降標變形是既有路基軌道結構自重、列車動荷載、旋噴樁復合地基等復合作用的結果,其中,對于物位計和沉降標J1位置,旋噴樁復合地基施工影響占主導作用,對于沉降標J2位置,旋噴樁復合地基施工和列車動荷載影響相當,對于沉降標J3位置,各因素影響均較小;結合不同填筑高度時附加沉降與距離幫寬側路肩長度關系曲線見圖10,隨著墊層及路堤本體填筑高度的增加,物位計和沉降標J1、J2和J3附加沉降值均逐漸增加,且均隨著填筑高度增加和距離幫寬側路肩長度減小呈現非線性增加,主要原因是其隨著新建路基填筑層填筑高度逐層增加。如圖11所示,假定各層位為均布荷載,其對既有路基影響范圍逐層增大,且對既有路基物位計和沉降標的影響幅值逐漸增加。

圖9 既有與新建路基沉降-填筑-時間關系曲線

圖10 不同填筑高度時附加沉降與距離幫寬側路肩長度關系曲線

圖11 各層位均布荷載對既有路基附加應力等值線示意

至2021年11月1日,沉降標J1、J2和J3附加沉降值分別為15.248、4.019、0.516 mm,沉降值分別為14.093、4.020、0.730 mm,均滿足工后沉降值要求(≤5 cm)。在新建路基逐層填筑過程中,物位計位置附加黏性變形亦逐漸增加;新建路基沉降板沉降隨著填筑高度的增加而增加,結合文獻[25-28],由于作用至監測位置新建路基荷載、下部新建線與既有線復合地基剛度差異性及上部荷載作用下既有線復合地基對新建線復合地基起到側向限制作用,綜合作用下在監測點位置附近出現最大的沉降變形,同時為避免新建-既有路基差異沉降,在新建路基填筑時嚴格控制其壓實度,至2021年11月3日沉降變形為19.041 mm。新建路基本體沉降尚未開展監測,但后期可結合靜動荷載力學模型下修正的Burgers模型,確定各階段新建路基工后沉降值和穩定時間,為近接段施工和運行提供技術支撐。

綜合分析可知,結合各階段觀測結果及機理分析,對于該工點黃土地區近接既有路基工后沉降(≤5 cm)要求,既有路基填筑和服役階段沉降由于結構自重、列車荷載和自然營力的復合作用呈現受力區大,松弛區小的規律。新建線復合地基施工和路堤施工引起既有線變形明顯大于既有路基填筑和服役階段沉降,但隨著填筑高度增加和距離幫寬側路肩長度減小呈現非線性增加現象,對于該工點各監測點各階段沉降值均滿足工后沉降要求。

4 結論

以黃土地區鐵路近接路基實際工程為背景,結合靜荷載和循環荷載下力學模型,基于各階段監測數據,分析既有路基填筑階段和服役階段沉降變化規律,研究近接路基施工階段新建-既有路基變形響應規律,得到以下主要結論:

(1)既有線填筑階段,沉降標沉降值均隨著時間的增長呈增大現象,且前期增長速率快,后期增長速率低,伴隨局部的非常態永久變形;沉降沿路基橫斷面呈中心大、兩側小的現象;對于中心位置,沉降可采用非線性修正Maxwell模型黏性元件的Burgers模型擬合,相關系數為0.894,擬合度較高。

(2)既有線運營階段,沉降標沉降均隨著運營時間的增加而增加,且前期增長速度較快,后期較慢;中心位置沉降較大,且運營約2.5年時,沉降基本穩定。疊加不同測試時間內路基面以下3 m深度范圍內沉降,采用循環荷載下力學模型擬合中心位置沉降,相關系數為0.996,擬合度較高。

(3)分析斷面道砟坡腳位置隆起量隨各排高壓旋噴樁施工均呈現先增加后波動性減小的現象,旋噴樁施工引起的最大隆起量為2.307 mm,滿足既有線變形量控制值;對于各排樁施工時,當施工至距離頂面1/3～2/3位置時,對既有線影響最大;距離監測點相同距離時,單排樁施工對既有線造成隆起量相對較大,且施工完成后,單排樁施工完成后隆起量衰減速度較快。

(4)隨著墊層及路堤本體填筑高度的增加,物位計和沉降標J1、J2和J3附加沉降值均隨著填筑高度增加和距離幫寬側路肩長度減小呈現非線性增加,附加沉降值分別為15.248、12.049、4.019、0.516 mm,均滿足工后沉降值不大于5 cm的要求。