杨新安， 郭 乐， 王树杰

(1.同济大学道路与交通工程教育部重点实验室，上海 201804;2.同济大学城市轨道与铁道工程系，上海201804;3.上海市基础工程集团有限公司，上海200002;4.中国铁路设计集团有限公司，天津300251)

修建于软土之上的高速铁路常采用复合路基结构形式，以提高路基刚度且能有效减小沉降，但在运营一段时间之后，复合路基依然会出现沉降，为了保证行车安全，可采用注浆方法对路基进行加固和抬升.为达到理想的注浆效果，注浆施工控制极其重要，对注浆参数、注浆顺序以及轨面变形等多个方面进行严格控制，同时轨面变形控制也应具有量化的标准，这样注浆抬升过程中才能确保行车安全.文献［1］中对运营铁路软土路基注浆处理的设计与施工方法进行了分析.文献［2-4］中对土体中劈裂注浆机理和应用进行研究，并提出合理建议.文献［5-7］中对土中压密注浆进行研究，并提出压密注浆的计算方法.文献［5，8-12］中对注浆抬升作用进行了理论与现场研究，得出注浆抬升的作用及规律，并提出抬升力的计算方法.

现有研究成果并不能完全指导注浆工程实践，特别是对高速铁路无砟轨道线路的高水平要求.实际注浆施工控制对注浆效果有显著影响.本文依托长三角地区某运营高速铁路软土复合路基注浆的现场试验，提出有控注浆的总体原则及其施工控制技术，根据实测数据研究注浆参数和注浆顺序对轨面变形的影响，通过SIMPACK软件计算路基整体抬升和差异抬升，采用脱轨系数、轴重减载率和轮轴横向力3个指标评价不同抬升量、不同列车速度下，列车运营是否安全，对不同列车速度提出路基整体抬升和差异抬升的抬升量限值，确保注浆施工和整治后列车运营安全.

1 有控注浆技术基本概念与原则

有控注浆技术由注浆方案、施工控制标准、注浆施工以及注浆施工监测几个方面组成，是一项多方面与包含多种控制措施的注浆加固技术.注浆方案应针对路基沉降量与沉降区段的实际情况确定，注浆施工应根据确定的方案进行.施工监测作为有控注浆技术重要的组成部分，现场施工控制可根据监测数据实时调整注浆方案和参数.

有控注浆方案需达到两个目的:

(1)注浆过程中，注浆施工引起的轨面变形满足轨道线路列车运行安全要求;注浆施工引起的土体变形不会导致路基上部结构(轨道板等)及下部地基结构(桩、筏等)的破坏;

(2)利用浆液的加固作用，加固导致路基沉降的软弱地层，增大地基结构的承载力，最终控制路基沉降，使路基达到稳定状态.

有控注浆技术依据以下原则:(1)通过监测掌握土体和路基结构受注浆影响后的变化，评价注浆效果和注浆方案的合理性，实现注浆信息化施工;(2)以不影响列车运营安全和不破坏路基结构为目标确定隆起量、隆起速率与线路差异沉降，并以此确定注浆施工控制标准和控制措施;(3)依据路基结构形式、土层条件和加固方式充分论证注浆目标层位，结合监测数据实时调整;(4)在充分了解单孔注浆的影响范围、隆沉速率后，确定注浆孔的布置形式和注浆施工步序、间隔时间等施工参数;(5)选择注浆方式需兼顾可注性和土体扰动大小，尽可能通过较小的注浆压力、较慢的注浆速度等低扰动注浆方式使浆液扩散到更大的范围内，充分发挥浆液挤压、渗透的加固作用，对土体进行压密填充.

2 有控注浆现场试验

2.1 工程概述

某运营高速铁路沿线路基软土分布广泛、深厚，采用预应力管桩-筏板复合路基结构形式，服役期间沉降显著，通车一年多后部分路段出现明显的不均匀沉降，最大沉降量超过50 mm，工后沉降不满足15 mm的控制标准，对行车安全造成极大隐患，采用注浆的方法进行加固补强和抬升.

2.2 工程地质

沿线第四系堆积层广泛发育，以粘土、粉质粘土和淤泥质粘土为主.孔隙潜水、微承压水主要存在于粉土、粉细砂层，承压水主要存在于第四系中上更新统的冲积层中.线路所在地区受自然因素和人为因素影响出现区域性地面沉降，该地面沉降可分为均匀和差异性沉降，预计未来10 a内沿线区域性沉降将达到3～5 mm，沉降较大区域可达到7 mm，对铁路安全长期运营造成影响.

2.3 注浆方案与监测方案

K0+942～K1+017和K1+127～K1+192范围内路基采用花管注浆.注浆花管直径50 mm，沿线路方向间距2.4 m;在横向，注浆点设在路基左、右两侧坡脚(L1、L2、R1、R2)，每个注浆断面设两排花管注浆，如图1所示.

图1 注浆布置图与注浆现场Fig.1 Layout of grouting pipes and grouting layout

试验分2个阶段，第1阶段对外侧的一排注浆管进行了全断面注浆试验;第2阶段进行分层注浆试验，两阶段采用不同的注浆参数进行施工控制.

注浆时选取水泥浆液作为注浆材料，单孔单液注浆，水灰比为 0.75 ∶1.00，采用 PO42.5 普通硅酸盐水泥，掺入1%的减水剂和1%的水玻璃速凝剂.

沿线每隔10 m在线路左、右两侧混凝土支承层设置监测点，注浆过程中监测所有断面的路基抬升量，另外选取K1+100、K1+180和K1+100断面监测孔隙水压力.

3 有控注浆施工控制分析

3.1 注浆参数控制

按照注浆施工和注浆停止后的沉降顺序，将注浆施工分为两个阶段，见表1.

图2、3分别为第1阶段和第2阶段注浆过程中，大里程段下行线轨面变形曲线.由图2、3中可以看出，自注浆开始后，大里程下行线在6月10日轨面出现最大变形量 44 mm，变形速率为2.93 mm/d，大里程下行线在 7月 14日开始第2阶段注浆时的变形量20.68 mm，到7月21日轨面出现最大变形量 31.16 mm，变形速率为1.497 mm/d.

表1 注浆施工阶段及注浆参数Tab.1 Grouting phases and parameters

图2 第1阶段注浆大里程下行线轨面变形Fig.2 Rail surface deformation of down line at large mileage during the first grouting phase

图3 第2阶段注浆大里程下行线轨面变形Fig.3 Rail surface deformation of down line at large mileage during the second grouting phase

图4 为K1+100断面处两阶段注浆过程中的孔隙水压力曲线.由图4可以看出，第1阶段注浆将引起高的超孔隙水压力.较高的注浆压力能使一些微细孔隙张开，提高可注性，但注浆压力超过桩的自重和摩阻力时，有可能使桩上抬，导致桩悬空.因此，用容许注浆压力评价注浆压力的大小，即在保证浆液可注入的前提下，尽可能不产生过大、过快的轨面变形，另外，注浆压力引起的孔隙水压力需要时间消散，注浆速度过快，在土层内积累的应力加大，其范围也越大，轨面回落变形速率就越快.

图4 K1+100断面处10 m孔隙水压力Fig.4 Pore pressure curve at 10 m depth at section K1+100

3.2 注浆层位控制

图5 为两阶段注浆停止后轨面变形随时间的变化曲线.由图5可以看出，两种注浆方式对轨面均有显著抬升作用，全断面注浆对轨面的抬升量大于分层注浆，但在注浆后的较长一段时间内，两种注浆方式的轨面变形量均出现回落，全断面注浆的回落量大于分层注浆，导致全断面注浆最终轨面抬升量反而小于分层注浆，所以分层注浆方式的注浆效果总体上好于全断面注浆.

图5 K1+140断面轨面变形Fig.5 Rail surface deformation curve at section K1+140

图6 为下行线大里程处轨面变形曲线.由图6可以看出，第2阶段注浆开始后，在④层中注浆较在⑤3层中注浆轨面变形更显著.从图7中断面K1+160处土体水平位移可知，在④层中注浆土体侧向位移较大，虽然在④层中注浆对土体扰动较大，但⑤3层中注浆轨面变形不显著，不能达到理想的注浆效果，所以将④层作为主要注浆层位.

通过上述分析可知，不同性质、不同深度土层对注浆压力的敏感程度不同，为尽量减少注浆压力引起轨面的过大变形，并提高注浆效率，注浆压力和注浆速率应按不同土层特性进行针对性设计.

图6 下行线大里程轨面变形Fig.6 Rail surface deformation of down line at large mileage

图7 K1+160断面土体水平位移Fig.7 Lateral deformation of down line at section K1+160

3.3 注浆间隔控制分析

图8 为K1+180断面轨面变形受注浆施工影响的变化曲线，其中，WS表示注浆孔位于线路以西，ES表示注浆孔位于线路以东.第1排注浆孔开始注浆后，由于受5月31日在ES27注浆的影响，6月1日轨面隆起达8.52 mm，随后开始下降;虽然6月1日在ES24和6月3日在ES25开始注浆，但轨面仍呈下降趋势.说明距该断面4.8 m和6 m位置注浆对K1+180影响较小.另外，当6月4～5日在ES26注浆，6月4日在ES27处注浆，使得轨面位移隆起，6月6～8日WS26开始注浆，轨面隆起在8日达到最大值15.37 mm.当8日停止注浆后，轨面开始下降，期间虽然WS25在6月11日开始注浆，对于上行线下降趋势有所延缓，但总的趋势仍是下降，并在14日以后趋缓.

第2排注浆孔开始注浆后，从上行线的变形曲线看，当在第⑤3层注浆时，7月26日在WS27注浆对轨面隆起已无影响;从下行线变形曲线看，8月27日在ES27位置注浆也没有引起该断面较大变化.在第⑤3层中WS18和WS26位置注浆对轨面的影响较小，而在第④层中ES16位置注浆对轨面却仍有较大影响，但ES15处注浆已几乎没有影响.

图8 K1+180断面轨面变形随时间的变化Fig.8 Variation in rail surface deformation with time at section K1+180

注浆对注浆孔一侧的轨面变形影响较大，需进行监测，避免差异沉降过大.从第1排注浆孔注浆过程中轨面变形可以看出，K1+180断面处，注浆对WS26处影响最大;从第2排注浆孔注浆过程中轨面变形可以看出，在⑤3层中注浆时，注浆的影响范围在10 m左右，第④层中注浆影响范围在14 m左右.因此，应在距离前1次注浆孔15～20 m范围以外进行注浆，以避开前1次注浆引起轨面变形的影响范围，以免叠加效应使路基局部产生过大的隆起变形.

从第1排注浆孔注浆过程中轨面变形可以看出，从轨面隆起达到峰值并停止注浆后，约需要9 d轨面变形才能趋缓;从第2排注浆孔注浆过程中轨面变形可以看出，在第⑤3层注浆时，由于孔隙水压力消散较快，轨面发生瞬时回落变形较快，而在第④层中注浆时，轨面发生瞬时回落变形较慢.所以，注浆施工中应在前1次注浆停止后6～9 d开始在20 m范围内进行注浆施工，不会使轨面隆起量和范围明显加大.

3.4 断面交错注浆控制分析

图9为注浆引起的K0+960断面上、下行线差异沉降变化曲线，图中下行线较高时差异沉降为正.从图9可以看出，注浆引起的上行线差异沉降具有以下特点:(1)只在上行线一侧注浆时，差异沉降值向负向偏移，如WN10注浆后，差异沉降持续两天向负向偏移;(2)只在下行线一侧注浆时，差异沉降值向正向偏移，如EN8注浆后，差异沉降持续3 d向正向移动;(3)若连续一段时间只在一侧注浆，虽然每次注浆之间有所间隔，也会造成差异沉降的连续增大，如WN7、WN11、WN8处3次注浆，每次注浆间隔3～4 d，但差异沉降持续向负向偏移，差异沉降达到最大;(4)同时在上、下行两侧进行注浆时，差异沉降变化不大，如WN7与EN11同时注浆时，差异沉降在之后几天内，变化并不明显;(5)最终差异沉降值与最后注浆停止时差异沉降值较为接近，并逐渐趋于稳定.

图9 注浆引起K0+960断面上、下行线差异沉降的变化Fig.9 Differential deformation curves for up and down lines at section K0+960

在不考虑线路隆起量的情况下，上、下行对称注浆对控制差异沉降具有重要作用.注浆施工过程中，应该合理安排线路两侧注浆顺序，为避免对称注浆造成线路隆起量较大的问题，则应在合理的注浆间距和时间间隔要求下进行交错施工，不可在一侧连续进行注浆，以免造成上、下行线产生过大的差异沉降.

4 基于行车安全的注浆引起轨面变形控制标准

通过上述注浆现场试验发现，在运营铁路路基下注浆需经历一段较长时间的施工，且注浆前后轨道变形频繁，需要严格控制注浆导致的轨道变形，在注浆施工的同时保证行车安全，因此，需提出注浆施工引起轨道变形控制标准.

4.1 模型建立

注浆引起轨面变形会引起轨道板变形，从而引起轨道产生相应变形，采用SIMPACK软件模拟轨道变形后对列车运营的影响.根据现场实测，每个注浆孔对其周围10～20 m范围内的轨面变形有影响，轨面变形形成以钟形抛物线形的隆起曲线，则模型采用二次抛物线对轨道抬升形成的钟形抛物线进行模拟，抬升范围为20 m，同时根据注浆可能引起的轨道抬升形式，分为轨道整体抬升和轨道差异抬升两种情况，选定不同的列车速度和抬升量进行模拟，列车运行安全性采用脱轨系数、轴重减载率和轮轴横向力3个指标评价.

4.2 轨道整体抬升后列车运行安全性评价

通过计算发现，随着列车速度和轨道抬升量的增加，列车的脱轨系数在不断增大，但数值远小于0.8限值，这是因为轨道整体抬升时，轨道主要产生高低不平顺，列车运行过程中轮轨间的横向力Q较小，则Q/P(P为轮轴垂向力)值较小.

不同工况下轨道整体抬升后轴重减载率如图10所示.

由图10可以看出，轨道发生整体抬升变形时，在一定的列车运行速度下，随着抬升量的增加，列车的轴重减载率在不断地增大.我国高速列车减载率限值为0.6，当该值小于0.6时认为列车行驶存在较大隐患，可根据图10确定当减载率为0.6时轨面极限抬升量.

不同工况下轨道整体抬升后轮轴横向力的计算结果表明，轨道发生整体抬升变形时，在一定的列车运行速度下，随着抬升量的增加，列车的轮轴横向力在不断增大，但数值远小于15 626 N的限值，这是因为轨道整体抬升时，轨道主要产生高低不平顺，列车运行过程中轮轨间的横向力较小.

图10 不同工况下整体抬升后轴重减载率Fig.10 Axle load reduction rate after overall uplift under different conditions

表2 注浆引起轨道整体抬升量限值Tab.2 Overall track uplift deformation limit

4.3 轨道差异抬升后列车运行安全性评价

不同工况下轨道差异抬升后脱轨系数如图11所示.由图11可以看出，轨道发生差异抬升变形后，在一定的列车运行速度下，随着抬升量的增加，列车的脱轨系数在不断增大，与整体抬升后列车脱轨系数相比，差异抬升后列车脱轨系数已接近甚至超过限值0.8，说明差异抬升后列车更易发生脱轨，可根据图11的响应工况控制轨道差异抬升限值.不同工况下轨道差异抬升后轴重减载率如图12所示.由图12可以看出，轨道发生差异抬升变形后，在一定的列车运行速度下，随着抬升量的增加，列车的轴重减载率不断增大.差异抬升后轴重减载率在某些工况下超过0.6的限值，可根据图12中响应工况控制轨道差异抬升限值.

图11 不同工况下差异抬升后的脱轨系数Fig.11 Derailment coefficient after different uplift under different conditions

图12 不同工况下差异抬升后的轴重减载率Fig.12 Axle load reduction rate after different uplift under different conditions

不同工况下轨道差异抬升后轮轴横向力如图13所示.由图13可以看出，轨道发生差异抬升变形后，在一定的列车运行速度下，随着抬升量的增加，列车的轮轨横向力在不断增大.与整体抬升后轮轴横向力相比，差异抬升后许多工况的轮轴横向力已超过限值，所以应严格控制轨道差异抬升量.

图13 不同工况下差异抬升后的轮轴横向力Fig.13 Axle lateral force after different uplift under different conditions

表3 注浆引起轨道差异抬升变形限值Tab.3 Track difference uplift deformation limit

4.4 讨 论

现行《铁路线路维修规则》［11-12］对线路维修过程中的轨道静态几何尺寸容差限值作出规定，但与本文中提出的变形限值有所区别，主要表现在以下几方面:(1)本文中的变形限值是基于注浆影响范围和隆起形态提出的，其值为注浆影响范围内隆起最高点和隆起边界点的高差，维修规则提出的值是基于10 m及以下弦测量的最大矢量值;(2)针对注浆容易导致轨面间的差异变形，本文中提出了差异变形量限值，现行维修规则没有对此进行规定;(3)本文中提出的变形限值是针对路基注浆工程，现行维修规则的容差限值是针对所有维修处理和整治工程的.进一步，应针对路基注浆等整治维修工程分别制定相应的轨道变形甚至路基变形控制标准的条文.

通过考虑行车安全的轨道抬升限值的计算结果发现，当列车时速为200 km/h以上时，单次注浆引起轨道整体抬升量和差异抬升量均应小于15 mm才偏于安全，但实际上所需注浆的路基区段的期望抬升量有时远大于15 mm.结合现场注浆试验的变形监测数据发现，为控制注浆对土体扰动和注浆抬升后回落，单次注浆抬升量和影响范围有限，采用1次或少数几次注浆施工不能达到最终期望抬升量，应将期望抬升量拆分为多个注浆阶段抬升的累积，单个注浆阶段内对注浆区段的所有断面进行均匀、连续注浆，同时必须通过上述有控注浆技术，使注浆区段内发生整体、均匀的抬升，将单个注浆阶段后轨道整体和差异抬升量控制在安全限值以内，最终在经历多个注浆阶段的累积抬升后达到期望抬升量，使路基工后沉降稳定在15 mm的控制标准内.

5 结 论

(1)提出高速铁路软土路基有控注浆技术，通过对注浆过程进行全方位的监测分析，可及时调整注浆方案、注浆参数等，并进行全过程施工监控，以控制浆液渗流扩散影响范围，得到理想注浆效果.

(2)通过试验现场两个注浆阶段对比及对注浆参数的分析可知，注浆参数对路基表面的抬升量、抬升速率和孔隙水压力有显著影响，实际注浆参数需根据不同土层特性和不同注浆深度分别进行设计与控制;需重点关注与轨面变形相关性较大的土层，在本文的现场试验条件下，相关性最大的土层为④层土.

(3)每个注浆孔对其周围10～20 m范围内的轨面变形有影响，后续注浆应与前次注浆避免产生叠加效应;叠加效应可随时间衰减.

(4)为避免线路两侧对称注浆或线路一侧连续注浆，采用线路两侧的交错注浆可同时控制整体变形和上、下行线差异变形.

(5)应用SIMPACK软件对注浆引起的不同轨面变形工况下列车运行安全性进行模拟计算，通过模拟不同列车运行速度下的脱轨系数、轴重减载率和轮轴横向力发现，随着列车的运行速度提升，轨面变形量越大对列车安全运行造成的隐患也越大，并提出高速铁路注浆引起轨面变形限值:当列车速度大于200 km/h时，轨面整体变形与差异变形不得大于15 mm，当车速达到300 km/h时，轨面差异变形应小于10 mm.

致谢:上海铁路局建设科技项目(2011005).

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