新建铁路联络线对既有铁路路基扰动变形影响研究

2021-09-08秦文达

铁道勘察 2021年4期

张红秦文达

(中铁十局集团有限公司,济南 250001)

随着我国“八纵八横”高速铁路网的不断完善,新建线与既有线交叉、并行或合并引入的情况会越来越多[1-3]。然而,当施工工艺或施工组织不当时,新建线地基加固或填筑引发的扰动荷载可能劣化既有线工作性能与轨道几何形态,给既有线的运营品质带来不利影响[4-7]。针对新建线施工对既有线路基变形影响问题,诸多学者结合具体工程案例展开大量研究。黄建陵等结合沪宁城际铁路某工点监测数据,研究新建线地基开挖对既有京沪线路基边坡稳定性影响,发现既有线路基开挖边坡坡脚出现明显应力集中,容易失稳[8];刘维正等对既有线路基的变形与应力进行原位监测,监测表明地基加固过程中既有线路基受到桩体的挤土影响而出现较小侧向变形[9];左珅等结合沪宁城际铁路项的现场试验,采用数值方法分别研究新建路基在开挖、成桩及路基填筑3个阶段对既有路基的影响10-12]。

然而,以上研究工况多针对新建线与既有线平行且相离的情况,而新建联络线引入既有线将直接增加既有线路基附加荷载,引发既有线路基产生附加水平、沉降变形[13-15]。随着新建线引入既有线工程的逐渐增多,新建线对既有线影响问题将愈加凸显,亟需对该问题展开进一步的研究。

依托鲁南高铁引入京沪高铁曲阜东站接轨段工程,开展不同桩型群桩挤土变形的试桩试验,研究采用不同桩型地基加固对邻近场地的挤土变形影响,进而为新建联络线地基加固设计提供依据。

1 工程背景

新建鲁南高铁在曲阜东站引入既有京沪高铁,分别通过高铁上、下联络线与既有京沪高铁两侧股道进行接轨(见图1)。既有京沪线两侧采用帮填拓宽方式以满足接轨要求。然而,帮填拓宽区域地基加固引发的挤土效应以及路基填筑所增加的附加荷载都将对既有京沪路基及地基带来不利影响,可能导致既有京沪运营线路基轨道几何形态突变,危及行车安全。因此,在既有京沪线正常运营条件下新建联络线,选择合理的地基加固方式以及路基填筑材料,对控制联络线施工对既有路基影响至关重要。

图1 接轨段既有路基附加荷载示意

2 联络线地基加固对既有路基变形影响

为充分掌握联络线地基加固引发的挤土效应对既有路基的扰动影响,依托该工程展开大面积群桩试桩试验,研究不同桩型群桩成桩对邻近土体的扰动变形影响,进而为联络线地基加固方案提供技术参考。

2.1 群桩成桩的挤土变形试验

(1)试验设计

采用预应力管桩(以下简称管桩)、微型注浆钢管桩(以下简称微型桩)和全套管全回转灌注桩(以下简称灌注桩)进行试验,对比3种桩型群桩成桩对邻近土体的挤土效应。管桩桩径为400mm,壁厚95mm;微型桩桩径为150mm,钢管直径为108mm;灌注桩桩径为1200mm。管桩采用静压方式成桩,分别按无预钻孔、预钻孔深度15m及预钻孔深度20m的方式成桩,以对比预钻孔深度对挤土效应的控制效果。

图2为试验区总体划分。其中Ⅲ、Ⅴ区前排布置微型桩,后排布置无预钻孔管桩;Ⅳ区布置预钻孔15m管桩;Ⅵ区前排布置预钻孔20m管桩,后排布置无预钻孔管桩;Ⅰ区布置灌注桩1排,Ⅱ区布置微型桩5排。成桩以“S”形顺序进行。

图2 试验区规划(单位:m)

图3为监测测点布置,共设置5个监测断面。在离试验区边界1.0m、5.0m、8.0m、11.3m、16.3m、20.0m、35.5m及60.0m处设置地表棱镜测点(测点编号为h1～h8),以监测地表横向及竖向位移;在离试验区边界1m、5m埋设深层测斜管(测孔编号D-1和D-2),以监测深层横向土体位移,测孔深30m。表1给出了试验区基本地质条件概况,试验区土层主要由粉质黏土及粗砂层组成。

图3 监测与数据采集

表1 试验区地质条件

(2)试验结果与分析

①深层土体横向水平位移发展规律

图4分别给出了Ⅵ区、Ⅴ区及灌注桩成桩过程引起D-1测孔的横向水平位移,其他区分布规律类似,不再赘述。从图4(a)、图4(b)可知,随着管桩成桩排数的增多,测孔横向水平位移量逐渐增大,当达到一定排数时,位移增幅逐渐减小。如Ⅵ区压桩11排以后,位移基本稳定;Ⅴ区压桩10排以后,位移增幅很小。压桩完成时,最大位移都发生在地表,这是因为相较于深层土体,浅层土体的结构性和抵抗变形能力较弱,受挤土效应影响更加突出,Ⅵ区地表横向最大位移量为17.2mm,Ⅴ区为12.5mm。

图4 D-1测点横向位移分布

随着土层深度的增大,横向水平位移整体呈减小趋势,但在不同土层位置,位移分布有所差异。结合表1可以推断,由于在埋深约12～19m位置分布有压缩性较低的粗砂层,导致侧向挤土位移量相对较大,出现位移“凸出”现象。对比Ⅵ区和Ⅴ区位移分布,Ⅵ区压桩引起D-1测孔的横向位移整体要大于Ⅴ区,主要原因为:Ⅵ区全区为管桩,而Ⅴ区前8排为微型桩,后12排为管桩,一方面Ⅴ区管桩压桩数量少于Ⅵ区,另一方面,Ⅴ区先成桩的微型桩对后压入管桩有隔离效应,造成两区成桩对邻近土体扰动影响存在差别,微型桩的隔离效应也使得Ⅴ区横向位移沿深度分布相较于Ⅵ区来说更加平缓。

从图4(b)中还可看出,微型桩成桩对邻近土体扰动影响较小。微型桩施工对土体的影响主要来源于钻孔扰动和注浆压力[16]。在Ⅴ区的8排微型桩成桩过程中,引起D-1测孔的挤土位移量最大值仅为1.2 mm(发生在地表处),并且随着土体深度的增加,横向位移呈线性减小。

从图4(c)可以看出,3根灌注桩成桩过程中,引起D-1测孔的挤土位移发展与管桩、微型桩不同。随着灌注桩成桩数量的增加,测孔浅层土体的横向水平位移向x轴的负方向(见图3)发展。发生此种现象的原因可能为:钻孔施工后,并未及时灌注混凝土,浅层粉质黏土向孔内偏移,导致发生缩孔现象,进而引起D-1测孔向x轴的负方向发生偏移。整体上,3根灌注桩引起D-1测孔的横向水平位移很小,最大位移发生在地下1m处,位移量为1.7mm。

(2)地表土体竖向位移发展规律

图5分别给出了Ⅵ区、Ⅴ区及灌注桩成桩过程地表竖向位移和测点离试验区边界距离的归一化(将地表竖向位移量Sz与水平距离r分别除以桩径d)关系曲线。

从图5(a)和图5(b)可以看出,随着成桩排数的增多,Ⅴ区和Ⅵ区地表隆起位移逐渐增大。当成桩排数达到一定数量时,之后压入的管桩对测点几乎没有影响,例如在Ⅵ区中,当成桩排数达到9排以后,地表隆起位移区域稳定。随着测点与试验区边界距离的逐渐增大,地表隆起位移呈指数型衰减,与罗战友等[17]的数值结果相吻合。考虑到监测仪器的精度,以1.5mm为竖向位移识别值,从位移分布可以确定Ⅵ区和Ⅴ区成桩引起的地表竖向位移横向影响范围约为30d,最大隆起位移量约为0.5%d(d为管桩桩径)。由图5(c)可知,3根灌注桩成桩完成后,最大隆起位移量为0.07%d(d为灌注桩桩径)。

图5 地表各测点竖向位移分布

2.2联络线地基加固对既有路基的变形影响

试桩试验成果表明,联络线帮填路基地基加固时,微型桩或灌注桩要优于管桩。考虑到邻近既有线施工作业面及成桩质量等问题,最终采用灌注桩进行地基加固。图6给出了接轨段路基灌注桩桩位布置及既有京沪路基横向水平位移测孔布置。横向水平位移测孔沿线路纵向分布于既有京沪路基坡脚位置,共计7个,编号H1～H7。

图6 桩位分布及测点布置(单位:m)

图7给出了灌注桩施工完后既有京沪路基坡脚典型测孔的横向水平位移分布,其他测孔变形规律类似,且位移量更小,不再赘述(位移正值代表位移朝向边坡坡外,负值代表朝向边坡坡内)。

图7 既有路基坡脚H2和H7测孔横向水平位移

由图7可知,联络线帮填路基地基加固施工过程中,既有路基坡脚位移主要朝向坡外,集中分布在埋深0～8.0m范围内,发生此种现象的主要原因在于:灌注桩施工过程中,受既有路基侧向压力的影响,钻孔完毕后坡脚土体发生了向孔内偏移的变形,导致测孔土体位移朝向坡外。整体上,位移量都较小,H2测孔最大位移量为2.38mm,H7测孔最大位移量为2.01mm,表明联络线帮填路基采用灌注桩进行地基加固对既有线路基扰动影响很小。

3 联络线路基填筑对既有路基变形影响

为分析联络线路基填筑对既有路基的附加变形影响,建立曲阜东站接轨段路基工程三维数值模型,并基于现场变形监测数据进行验证,并在此基础上,进一步研究不同填料对既有路基变形的敏感性影响。

3.1 数值模型

取既有京沪路基K536+712～K537+050作为试验段,沿线路横向取289.0m,土体深度方向取105.0m,数值模型见图8。

图8 数值模型(单位:m)

在既有京沪正线和安全线两侧,分别为帮填路基,包括安全线帮填路基、上行联络线帮填路基和下行联络线帮填路基。沿线路的大里程方向,上、下行联络线帮填路基逐渐变宽,从上行联络线K536+762处开始帮填,在K536+945处与既有线逐渐分离;下行联络线帮填路基随着里程的增大路基厚度也逐渐增加。路基以下铺设0.5m厚钢筋混凝土筏板,筏板以下为地基土,主要包含粉砂、粉质黏土及粗砂。采用实体单元对网格进行划分,单元总数162423个,节点总数170077个。模型底部为位移固定边界,四周边界采用法向位移约束边界,天然地表为自由边界。

既有京沪路基(包含安全线路基)采用A、B组填料填筑,安全线帮填路基及上、下联络线帮填路基采用轻质混凝土填料。各材料均采用服从摩尔-库伦屈服准则的弹塑性本构模型,计算参数见表2。考虑到本节重点是考察地基上部结构路基填筑对既有路基的变形影响,为简化计算,既有路基及帮填路基地基加固区域采用复合模量,复合模量的计算方法依据JGJ79—2012《建筑地基处理技术规范》中基于面积置换率的计算方法进行取值[18]。

表2 填筑材料及地基土层参数

3.2 模型验证

为实时掌握现场联络线填筑施工对既有京沪线的扰动变形影响,建立既有京沪线路基沉降变形实时观测与预警系统。在接轨段内的既有京沪正线Ⅰ股道和Ⅱ股道,沿纵向每隔约20m布设1个监测点(见图9(a)),监测点固定在无砟轨道底座板外侧(见图9(b)),采用物位计结合水平基准点监测沉降变形。图10给出了接轨段路基各测点沉降变形计算值与实测值的对比情况。由图10可知,联络线帮填引发既有京沪线路基发生明显的附加沉降,且沉降实测值沿线路纵向分布起伏变化较大,Ⅰ股道和Ⅱ股道底座板边侧测点沿线实测最大值分别为3.2mm和4.7 mm,满足TG/GW115—2012《高速铁路无砟轨道线路维修规则(试行)》中规定的经常保养时轨道静态高低容许偏差管理值(4.0mm)[19],研究表明,曲阜东站接轨段联络线路基采用轻质混凝土材料填筑对既有京沪路基影响较小,对既有京沪线的正常运营扰动可忽略。

图9 接轨段既有路基沉降变形测点布置示意

图10 既有路基沉降变形计算值与实测值对比

从图10还可看出,从上行联络线帮填路基里程K536+762开始,Ⅰ股道和Ⅱ股道沉降实测值与计算值增大都很明显,之后随着上行联络线帮填路基逐渐远离既有路基,Ⅱ股道的沉降值逐渐减小。同时,由于下行联络线帮填路基厚度逐渐增大,Ⅰ股道的沉降值逐渐超越Ⅱ股道沉降值,在此规律上,数值计算值与实测值保持了较好的一致性,但数值上仍存在较明显的差异,两者存在差异的主要原因在于:现场各种施工设备都对既有路基存在一定的扰动影响,不可避免地增加既有路基的附加沉降,而数值模型无法体现这种扰动作用,因而计算值偏小。整体上,附加沉降计算值与实测值沿线路纵向分布较为一致,尽管该数值模型无法体现现场施工器械等外部因素的扰动作用,但在一定程度上较真实反映了接轨段帮填路基填筑对既有路基的扰动变形影响。

3.3 不同填料填筑对既有路基变形的影响

为考察联络线帮填路基不同填料对既有路基的变形影响。考虑到既有路基附加沉降的主要诱导因素为帮填路基填料的重力荷载,因而选定填料重度进行单变量敏感性分析,计算方案见表3。

表3 不同填料计算方案

表4给出了不同计算方案下既有路基Ⅰ股道和Ⅱ股道中心线在里程K536+762(位置①)、K536+837(位置②)及K536+945(位置③)断面内的附加沉降分布。由表4可知,采用轻质混凝土引起的既有路基附加沉降明显小于采用A、B组填料引起的附加沉降。以基准方案为例,相较于A、B组填料,采用轻质混凝土引发的既有路基沉降可减小60%～70%。除此以外,当采用A、B组填料时,需碾压分层填筑施工,碾压设备荷载势必增大对既有路基的扰动影响,而轻质混凝土无需碾压,扰动影响更小。可见,选用轻质混凝土用作联络线帮填路基填料要明显优于A、B组填料。

表4 不同计算方案下既有路基的附加沉降 mm

从表4还可看出,随着帮填路基填料轻质混凝土重度的逐渐增大,既有路基附加沉降呈线性增加。当重度在5.0～9.0kN/m3,各股道沉降值均较小;而当重度达13.0kN/m3时,Ⅱ股道中心线在里程K536+837处沉降值达到5.32mm,考虑到实际施工荷载,附加沉降有可能超过规范中规定的经常保养时轨道静态高低容许偏差管理值[19]。