京沪高速铁路中厚层软土地基沉降分析

京沪高速铁路中厚层软土地基沉降分析

在填充过程中（在铺设轨道之前），车轮沉降为建设沉降，这不是控制部分，但可以通过填充和抬起来解决。卡辊建成后，车轮沉降仅为工人沉降，其调整只能通过调整车道来调整。因此，工人沉降直接关系到高速铁路的运营能力、维护模式和成本。因此，《京沪高速铁路设计暂行条例》（以下简称“短期规则”）对车轮沉降提出了严格的要求。结果表明，沉降后沉降不应超过10cm，沉降速度应小于3cm抗应力指数的控制标准。软土路基工后沉降问题的解决相当复杂,同时也是高速铁路的关键技术之一.对这一问题仅靠理论计算来解决是非常困难的.常规的模型试验或土工离心模拟试验只能从定性的角度解决一些问题,要准确量化仍是非常困难的;而原位试验虽然代价大周期长,但一些重大的技术问题仍需要原位试验来研究解决.1分析软硬土壤工艺后沉降的组成软土路基工后沉降由施工完成后填土压密下沉、运营阶段行车引起的基床累积下沉和辅轨后软土地基仍未完成的沉降组成.1.1填土压密工后沉降量的变化辅轨后,由散体材料填筑而成的路基本体产生一定的压密下沉是正常的;但如果下沉量过大,说明填土的压实密度不足,容易形成不均匀变形.因此,目前各国关于路基填土的压密下沉控制通常都是通过控制压实密度予以保证的.日本对填土的压实质量采用K30值作指标,规定了K30的控制标准.另外,对于填土压密工后沉降量,德国和日本采用了一个经验公式估算,即S=h23000(1)S=h23000(1)式中:S为路堤压密工后沉降量,m;h为路堤高度,m.按此估算,高为4.5m的路堤压密下沉引起的工后沉降约0.7cm.根据《暂规》,当路堤以粗粒土、碎石类土填筑时,其工后沉降量可按路堤高度的0.1%～0.3%计.由此计算得到的高为4.5m的路堤压密下沉引起的工后沉降为0.45～1.35cm,与德国、日本采用的经验公式估算值相当.1.2日本基床表层下沉规律的研究这部分下沉是由列车通过道床传递到路基面的动荷载引起的.为预测行车引起的基床累积下沉,各国都十分重视下沉规律的研究.根据日本的资料,当基床表层的K30≥150MPa·m-1,底层的K30≥70～110MPa·m-1,荷载作用次数为150万次(相当于日本主要干线1年的作用次数)时,累积下沉量仅为1～2.5mm,且经过1年时间行车后便能趋于稳定而不会再发展.1.3填料的最适比例我国根据《暂规》的要求,为保证填土具有足够的强度和控制路基的工后沉降,在基床表层设级配碎石,厚0.7m,要求K30≥190MPa·m-1;基床底层厚2.3m,根据填料不同,要求K30≥110～150MPa·m-1;基床以下路堤K30≥90～130MPa·m-1.标准与国外的要求基本相同.根据前面资料分析可知,高为4.5m的路堤由路基填土压密下沉和行车引起的路基工后沉降约1cm,仅占《暂规》工后沉降要求10cm的10%左右.因此,对于路堤高度4.5m的软土路堤,由地基所引起的路基工后沉降不应大于9cm,即占《暂规》要求的90%左右.软土地基的处理及填土速率决定了其路基工后沉降能否满足要求.2试验计划2.1现场试验点基地土对于《暂规》要求的工后沉降量,当软土层厚时,采用常规路堤是无法实现的,可以采用高架桥.那么,对于10m左右中等厚度的软土地基,是否可以通过地基处理方法达到《暂规》的目标呢?为此,需要选择合适的场地进行试验.就我国拟建的京沪高速铁路而言,软土地基上路堤的高度多在3～5m之间.本次设计试验点路堤高度4.5m,路基面宽度按软土地区双线路堤标准定为13.8m;长度为65m,其中35m为改良土,30m为夯填土.试验点地基土的物理力学指标见表1.主要软土层为第4层淤泥质粘土,厚9.9m;地基处理设计采用插塑料排水板,按正三角形布置,间距1.2m,深15.0m;基底设厚0.6m中粗砂垫层,铺设2层土工格栅.2.2分层沉降孔的布置为研究路堤施工期间和堆载预压期间软土地基的沉降历时规律,评价塑料排水板处理软基效果,对软土地基沉降、土体的侧向位移和孔压的消散等项内容进行了观测.在路基中心线各布置分层沉降孔CJ1和CJ2两孔,孔隙水压力观测孔KY1和KY2两孔;在坡脚布置分层沉降孔CJ3和孔隙水压力观测孔KY3各一孔,测斜孔CX1和CX2两孔.分层沉降孔、孔隙水压力观测孔深35m,测斜孔深40m.另在地基面布置沉降板DB1～DB10.测点平面布置见图1.限于篇幅,本文仅对路基的沉降加以分析.3基床表层板的施工路基试验点从2000年5月18日开始施工,于2000年7月29日完成杂填土及塑料排水板的施工.2000年7月30日～2001年5月23日进行砂垫层及路堤本体填筑,2001年5月23日～2001年6月23日为预压土施工期,2001年6月23日～2002年5月18日为堆载预压期,2002年5月18日～2002年5月27日进行基床表层施工.3.1地表径流场及压缩层范围改良土和夯填土容重20.0kN·m-3,两者在路基中心地基面的沉降规律一致.其路基中心、坡脚的地基面及深层沉降与填土荷载、时间的关系见图2和图3.从测试结果可看出:①在填土高度等于2.0m,即在沉降曲线第一拐点前,地基沉降较小,仅15.0cm,每米填土沉降为7.5cm.当填土高度大于2.0m后,地基沉降明显增加,至2001年5月19日预压土施工前,地基沉降为46.5cm,平均每填筑路基高度1.0m,沉降量增加17.5cm.至2002年4月17日预压期结束时,路基中心沉降59.9cm,坡脚沉降30.8cm.②从沉降曲线上看出,主要压缩层范围为16.0m.预压期结束时,地表下16.0m处沉降仅10.4cm,占总沉降量的17.4%.当然,这与下卧层的土性有关.本试验点15.0m以下的下卧层为粘质粉土,压缩模量达14.0MPa.③地表以下16.0m范围内,预压期结束时压缩量为49.5cm,而5.0～16.0m之间的第4层淤泥质粘土压缩量为42.1cm,占总沉降量的70.3%,为主要的压缩层.3.2工人后沉降率与下降率的分析3.2.1路基沉降预压期确定根据实测资料,本次采用双曲线方程估算,最终算得总沉降量为65.0cm.从地基面沉降曲线上可看出,2001年12月25日实测地基面沉降为55.4～57.8cm.路基按工后沉降控制10cm考虑,预压期为6个月;如果再考虑路基填土压密下沉和运行期间由列车引起的基床累积下沉,最终沉降量按66.0～67.0cm考虑,则预压期应为8个月.软土路基工后沉降控制涉及到许多因素,如软土厚度及特性、地基处理方法、填土高度、填土速率及预压时间等.在其他因素确定的情况下,控制施工填土速率及保证预压时间成为能否控制软土路基工后沉降的关键.3.2.2沉降速率的确定通过实测沉降曲线推算总沉降量、工后沉降量和预压时间,作为衡量是否满足设计要求的控制方法,理论上是合理的,实际操作也是可行的,故其是路堤预压期动态控制的基本方法.本试验点预压期沉降速率见表2.根据实践经验,可采用与预压期中的t时刻相对应的沉降速率作为判断路堤沉降是否稳定的控制标准.根据预压期8个月的沉降速率综合分析,将沉降速率5～6mm·月-1作为路基稳定的控制标准比较合适.从目前的沉降速率可看出,工后第1年沉降速率不会超过3.0cm·年-1.3.3固结度的计算地基的总沉降量S由3部分组成S=Sd+Sc+Ss(2)S=Sd+Sc+Ss(2)式中:Sd为瞬时沉降,系由剪切变形引起的附加沉降;Sc为主固结沉降,系由加载后土体内孔隙水压力消散引起的体积压缩变形;Ss为次固结沉降,系主固结沉降完成后发生的沉降.大量的实践表明,要想从理论上、试验中准确地将各部分的沉降区分开来是非常困难的,如次固结沉降并非是在主固结沉降完成后才发生的,而是与主固结沉降同时发生的.此外,对Sd尚无成熟的计算分析方法.因此,实用上往往以主固结沉降为基础推求总沉降量,即用分层总和法推求Sc,再乘以一个沉降修正系数ms,求出总沉降量.即S=msSc(3)S=msSc(3)本次采用分层总和法计算主固结沉降Sc为47.9m,其中塑料排水板加固区沉降41.6cm,下卧层沉降6.3cm,修正系数ms为1.36.为对现有计算方法有个了解,本次试验研究采用公式(4)对塑料排水板(换算为砂井)进行地基固结度的计算.砂井以下部分土层的平均固结度U—zU—z按太沙基固结理论计算,施工期多级等速加荷情况按改进的高木俊介法修正,得到的计算结果见表3.砂井深度范围内地基的平均固结度U—rzU—rz为U—rz=1−αe−βt(4)U—rz=1-αe-βt(4)式中,α和β皆为排水固结参数.从表3可看出:将理想井与考虑井阻和涂沫效应的固结度分别计算,对计算结果影响不大,仅施工填筑期及预压期6个月内,考虑井阻和涂沫效应计算出的固结度比理想井的略小;预压期6个月后,两者计算的固结度相等.从预压期6个月时的沉降来看,计算塑料排水板加固区和下卧层未完成的沉降量分别为0.4cm和2.1cm,共2.5cm,而实测结果是后期沉降有7.2～9.6cm.计算结果总沉降量和后期沉降量都明显偏小.因此,软土的沉降计算方法仍然有待进一步研究.4地表径流的沉降(1)经1年时间的地基处理、施工填筑和10个月的堆载预压期固结后,地基沉降56.8～59.1cm,估