高速鐵路軟土路基有控注漿技術(shù)現(xiàn)場試驗(yàn)研究

楊新安， 郭 樂， 王樹杰

(1.同濟(jì)大學(xué)道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804;2.同濟(jì)大學(xué)城市軌道與鐵道工程系，上海201804;3.上海市基礎(chǔ)工程集團(tuán)有限公司，上海200002;4.中國鐵路設(shè)計集團(tuán)有限公司，天津300251)

修建于軟土之上的高速鐵路常采用復(fù)合路基結(jié)構(gòu)形式，以提高路基剛度且能有效減小沉降，但在運(yùn)營一段時間之后，復(fù)合路基依然會出現(xiàn)沉降，為了保證行車安全，可采用注漿方法對路基進(jìn)行加固和抬升.為達(dá)到理想的注漿效果，注漿施工控制極其重要，對注漿參數(shù)、注漿順序以及軌面變形等多個方面進(jìn)行嚴(yán)格控制，同時軌面變形控制也應(yīng)具有量化的標(biāo)準(zhǔn)，這樣注漿抬升過程中才能確保行車安全.文獻(xiàn)［1］中對運(yùn)營鐵路軟土路基注漿處理的設(shè)計與施工方法進(jìn)行了分析.文獻(xiàn)［2-4］中對土體中劈裂注漿機(jī)理和應(yīng)用進(jìn)行研究，并提出合理建議.文獻(xiàn)［5-7］中對土中壓密注漿進(jìn)行研究，并提出壓密注漿的計算方法.文獻(xiàn)［5，8-12］中對注漿抬升作用進(jìn)行了理論與現(xiàn)場研究，得出注漿抬升的作用及規(guī)律，并提出抬升力的計算方法.

現(xiàn)有研究成果并不能完全指導(dǎo)注漿工程實(shí)踐，特別是對高速鐵路無砟軌道線路的高水平要求.實(shí)際注漿施工控制對注漿效果有顯著影響.本文依托長三角地區(qū)某運(yùn)營高速鐵路軟土復(fù)合路基注漿的現(xiàn)場試驗(yàn)，提出有控注漿的總體原則及其施工控制技術(shù)，根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)研究注漿參數(shù)和注漿順序?qū)壝孀冃蔚挠绊?，通過SIMPACK軟件計算路基整體抬升和差異抬升，采用脫軌系數(shù)、軸重減載率和輪軸橫向力3個指標(biāo)評價不同抬升量、不同列車速度下，列車運(yùn)營是否安全，對不同列車速度提出路基整體抬升和差異抬升的抬升量限值，確保注漿施工和整治后列車運(yùn)營安全.

1 有控注漿技術(shù)基本概念與原則

有控注漿技術(shù)由注漿方案、施工控制標(biāo)準(zhǔn)、注漿施工以及注漿施工監(jiān)測幾個方面組成，是一項(xiàng)多方面與包含多種控制措施的注漿加固技術(shù).注漿方案應(yīng)針對路基沉降量與沉降區(qū)段的實(shí)際情況確定，注漿施工應(yīng)根據(jù)確定的方案進(jìn)行.施工監(jiān)測作為有控注漿技術(shù)重要的組成部分，現(xiàn)場施工控制可根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)實(shí)時調(diào)整注漿方案和參數(shù).

有控注漿方案需達(dá)到兩個目的:

(1)注漿過程中，注漿施工引起的軌面變形滿足軌道線路列車運(yùn)行安全要求;注漿施工引起的土體變形不會導(dǎo)致路基上部結(jié)構(gòu)(軌道板等)及下部地基結(jié)構(gòu)(樁、筏等)的破壞;

(2)利用漿液的加固作用，加固導(dǎo)致路基沉降的軟弱地層，增大地基結(jié)構(gòu)的承載力，最終控制路基沉降，使路基達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài).

有控注漿技術(shù)依據(jù)以下原則:(1)通過監(jiān)測掌握土體和路基結(jié)構(gòu)受注漿影響后的變化，評價注漿效果和注漿方案的合理性，實(shí)現(xiàn)注漿信息化施工;(2)以不影響列車運(yùn)營安全和不破壞路基結(jié)構(gòu)為目標(biāo)確定隆起量、隆起速率與線路差異沉降，并以此確定注漿施工控制標(biāo)準(zhǔn)和控制措施;(3)依據(jù)路基結(jié)構(gòu)形式、土層條件和加固方式充分論證注漿目標(biāo)層位，結(jié)合監(jiān)測數(shù)據(jù)實(shí)時調(diào)整;(4)在充分了解單孔注漿的影響范圍、隆沉速率后，確定注漿孔的布置形式和注漿施工步序、間隔時間等施工參數(shù);(5)選擇注漿方式需兼顧可注性和土體擾動大小，盡可能通過較小的注漿壓力、較慢的注漿速度等低擾動注漿方式使?jié){液擴(kuò)散到更大的范圍內(nèi)，充分發(fā)揮漿液擠壓、滲透的加固作用，對土體進(jìn)行壓密填充.

2 有控注漿現(xiàn)場試驗(yàn)

2.1 工程概述

某運(yùn)營高速鐵路沿線路基軟土分布廣泛、深厚，采用預(yù)應(yīng)力管樁-筏板復(fù)合路基結(jié)構(gòu)形式，服役期間沉降顯著，通車一年多后部分路段出現(xiàn)明顯的不均勻沉降，最大沉降量超過50 mm，工后沉降不滿足15 mm的控制標(biāo)準(zhǔn)，對行車安全造成極大隱患，采用注漿的方法進(jìn)行加固補(bǔ)強(qiáng)和抬升.

2.2 工程地質(zhì)

沿線第四系堆積層廣泛發(fā)育，以粘土、粉質(zhì)粘土和淤泥質(zhì)粘土為主.孔隙潛水、微承壓水主要存在于粉土、粉細(xì)砂層，承壓水主要存在于第四系中上更新統(tǒng)的沖積層中.線路所在地區(qū)受自然因素和人為因素影響出現(xiàn)區(qū)域性地面沉降，該地面沉降可分為均勻和差異性沉降，預(yù)計未來10 a內(nèi)沿線區(qū)域性沉降將達(dá)到3～5 mm，沉降較大區(qū)域可達(dá)到7 mm，對鐵路安全長期運(yùn)營造成影響.

2.3 注漿方案與監(jiān)測方案

K0+942～K1+017和K1+127～K1+192范圍內(nèi)路基采用花管注漿.注漿花管直徑50 mm，沿線路方向間距2.4 m;在橫向，注漿點(diǎn)設(shè)在路基左、右兩側(cè)坡腳(L1、L2、R1、R2)，每個注漿斷面設(shè)兩排花管注漿，如圖1所示.

圖1 注漿布置圖與注漿現(xiàn)場Fig.1 Layout of grouting pipes and grouting layout

試驗(yàn)分2個階段，第1階段對外側(cè)的一排注漿管進(jìn)行了全斷面注漿試驗(yàn);第2階段進(jìn)行分層注漿試驗(yàn)，兩階段采用不同的注漿參數(shù)進(jìn)行施工控制.

注漿時選取水泥漿液作為注漿材料，單孔單液注漿，水灰比為 0.75 ∶1.00，采用 PO42.5 普通硅酸鹽水泥，摻入1%的減水劑和1%的水玻璃速凝劑.

沿線每隔10 m在線路左、右兩側(cè)混凝土支承層設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)，注漿過程中監(jiān)測所有斷面的路基抬升量，另外選取K1+100、K1+180和K1+100斷面監(jiān)測孔隙水壓力.

3 有控注漿施工控制分析

3.1 注漿參數(shù)控制

按照注漿施工和注漿停止后的沉降順序，將注漿施工分為兩個階段，見表1.

圖2、3分別為第1階段和第2階段注漿過程中，大里程段下行線軌面變形曲線.由圖2、3中可以看出，自注漿開始后，大里程下行線在6月10日軌面出現(xiàn)最大變形量 44 mm，變形速率為2.93 mm/d，大里程下行線在 7月 14日開始第2階段注漿時的變形量20.68 mm，到7月21日軌面出現(xiàn)最大變形量 31.16 mm，變形速率為1.497 mm/d.

表1 注漿施工階段及注漿參數(shù)Tab.1 Grouting phases and parameters

圖2 第1階段注漿大里程下行線軌面變形Fig.2 Rail surface deformation of down line at large mileage during the first grouting phase

圖3 第2階段注漿大里程下行線軌面變形Fig.3 Rail surface deformation of down line at large mileage during the second grouting phase

圖4 為K1+100斷面處兩階段注漿過程中的孔隙水壓力曲線.由圖4可以看出，第1階段注漿將引起高的超孔隙水壓力.較高的注漿壓力能使一些微細(xì)孔隙張開，提高可注性，但注漿壓力超過樁的自重和摩阻力時，有可能使樁上抬，導(dǎo)致樁懸空.因此，用容許注漿壓力評價注漿壓力的大小，即在保證漿液可注入的前提下，盡可能不產(chǎn)生過大、過快的軌面變形，另外，注漿壓力引起的孔隙水壓力需要時間消散，注漿速度過快，在土層內(nèi)積累的應(yīng)力加大，其范圍也越大，軌面回落變形速率就越快.

圖4 K1+100斷面處10 m孔隙水壓力Fig.4 Pore pressure curve at 10 m depth at section K1+100

3.2 注漿層位控制

圖5 為兩階段注漿停止后軌面變形隨時間的變化曲線.由圖5可以看出，兩種注漿方式對軌面均有顯著抬升作用，全斷面注漿對軌面的抬升量大于分層注漿，但在注漿后的較長一段時間內(nèi)，兩種注漿方式的軌面變形量均出現(xiàn)回落，全斷面注漿的回落量大于分層注漿，導(dǎo)致全斷面注漿最終軌面抬升量反而小于分層注漿，所以分層注漿方式的注漿效果總體上好于全斷面注漿.

圖5 K1+140斷面軌面變形Fig.5 Rail surface deformation curve at section K1+140

圖6 為下行線大里程處軌面變形曲線.由圖6可以看出，第2階段注漿開始后，在④層中注漿較在⑤3層中注漿軌面變形更顯著.從圖7中斷面K1+160處土體水平位移可知，在④層中注漿土體側(cè)向位移較大，雖然在④層中注漿對土體擾動較大，但⑤3層中注漿軌面變形不顯著，不能達(dá)到理想的注漿效果，所以將④層作為主要注漿層位.

通過上述分析可知，不同性質(zhì)、不同深度土層對注漿壓力的敏感程度不同，為盡量減少注漿壓力引起軌面的過大變形，并提高注漿效率，注漿壓力和注漿速率應(yīng)按不同土層特性進(jìn)行針對性設(shè)計.

圖6 下行線大里程軌面變形Fig.6 Rail surface deformation of down line at large mileage

圖7 K1+160斷面土體水平位移Fig.7 Lateral deformation of down line at section K1+160

3.3 注漿間隔控制分析

圖8 為K1+180斷面軌面變形受注漿施工影響的變化曲線，其中，WS表示注漿孔位于線路以西，ES表示注漿孔位于線路以東.第1排注漿孔開始注漿后，由于受5月31日在ES27注漿的影響，6月1日軌面隆起達(dá)8.52 mm，隨后開始下降;雖然6月1日在ES24和6月3日在ES25開始注漿，但軌面仍呈下降趨勢.說明距該斷面4.8 m和6 m位置注漿對K1+180影響較小.另外，當(dāng)6月4～5日在ES26注漿，6月4日在ES27處注漿，使得軌面位移隆起，6月6～8日WS26開始注漿，軌面隆起在8日達(dá)到最大值15.37 mm.當(dāng)8日停止注漿后，軌面開始下降，期間雖然WS25在6月11日開始注漿，對于上行線下降趨勢有所延緩，但總的趨勢仍是下降，并在14日以后趨緩.

第2排注漿孔開始注漿后，從上行線的變形曲線看，當(dāng)在第⑤3層注漿時，7月26日在WS27注漿對軌面隆起已無影響;從下行線變形曲線看，8月27日在ES27位置注漿也沒有引起該斷面較大變化.在第⑤3層中WS18和WS26位置注漿對軌面的影響較小，而在第④層中ES16位置注漿對軌面卻仍有較大影響，但ES15處注漿已幾乎沒有影響.

圖8 K1+180斷面軌面變形隨時間的變化Fig.8 Variation in rail surface deformation with time at section K1+180

注漿對注漿孔一側(cè)的軌面變形影響較大，需進(jìn)行監(jiān)測，避免差異沉降過大.從第1排注漿孔注漿過程中軌面變形可以看出，K1+180斷面處，注漿對WS26處影響最大;從第2排注漿孔注漿過程中軌面變形可以看出，在⑤3層中注漿時，注漿的影響范圍在10 m左右，第④層中注漿影響范圍在14 m左右.因此，應(yīng)在距離前1次注漿孔15～20 m范圍以外進(jìn)行注漿，以避開前1次注漿引起軌面變形的影響范圍，以免疊加效應(yīng)使路基局部產(chǎn)生過大的隆起變形.

從第1排注漿孔注漿過程中軌面變形可以看出，從軌面隆起達(dá)到峰值并停止注漿后，約需要9 d軌面變形才能趨緩;從第2排注漿孔注漿過程中軌面變形可以看出，在第⑤3層注漿時，由于孔隙水壓力消散較快，軌面發(fā)生瞬時回落變形較快，而在第④層中注漿時，軌面發(fā)生瞬時回落變形較慢.所以，注漿施工中應(yīng)在前1次注漿停止后6～9 d開始在20 m范圍內(nèi)進(jìn)行注漿施工，不會使軌面隆起量和范圍明顯加大.

3.4 斷面交錯注漿控制分析

圖9為注漿引起的K0+960斷面上、下行線差異沉降變化曲線，圖中下行線較高時差異沉降為正.從圖9可以看出，注漿引起的上行線差異沉降具有以下特點(diǎn):(1)只在上行線一側(cè)注漿時，差異沉降值向負(fù)向偏移，如WN10注漿后，差異沉降持續(xù)兩天向負(fù)向偏移;(2)只在下行線一側(cè)注漿時，差異沉降值向正向偏移，如EN8注漿后，差異沉降持續(xù)3 d向正向移動;(3)若連續(xù)一段時間只在一側(cè)注漿，雖然每次注漿之間有所間隔，也會造成差異沉降的連續(xù)增大，如WN7、WN11、WN8處3次注漿，每次注漿間隔3～4 d，但差異沉降持續(xù)向負(fù)向偏移，差異沉降達(dá)到最大;(4)同時在上、下行兩側(cè)進(jìn)行注漿時，差異沉降變化不大，如WN7與EN11同時注漿時，差異沉降在之后幾天內(nèi)，變化并不明顯;(5)最終差異沉降值與最后注漿停止時差異沉降值較為接近，并逐漸趨于穩(wěn)定.

圖9 注漿引起K0+960斷面上、下行線差異沉降的變化Fig.9 Differential deformation curves for up and down lines at section K0+960

在不考慮線路隆起量的情況下，上、下行對稱注漿對控制差異沉降具有重要作用.注漿施工過程中，應(yīng)該合理安排線路兩側(cè)注漿順序，為避免對稱注漿造成線路隆起量較大的問題，則應(yīng)在合理的注漿間距和時間間隔要求下進(jìn)行交錯施工，不可在一側(cè)連續(xù)進(jìn)行注漿，以免造成上、下行線產(chǎn)生過大的差異沉降.

4 基于行車安全的注漿引起軌面變形控制標(biāo)準(zhǔn)

通過上述注漿現(xiàn)場試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在運(yùn)營鐵路路基下注漿需經(jīng)歷一段較長時間的施工，且注漿前后軌道變形頻繁，需要嚴(yán)格控制注漿導(dǎo)致的軌道變形，在注漿施工的同時保證行車安全，因此，需提出注漿施工引起軌道變形控制標(biāo)準(zhǔn).

4.1 模型建立

注漿引起軌面變形會引起軌道板變形，從而引起軌道產(chǎn)生相應(yīng)變形，采用SIMPACK軟件模擬軌道變形后對列車運(yùn)營的影響.根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測，每個注漿孔對其周圍10～20 m范圍內(nèi)的軌面變形有影響，軌面變形形成以鐘形拋物線形的隆起曲線，則模型采用二次拋物線對軌道抬升形成的鐘形拋物線進(jìn)行模擬，抬升范圍為20 m，同時根據(jù)注漿可能引起的軌道抬升形式，分為軌道整體抬升和軌道差異抬升兩種情況，選定不同的列車速度和抬升量進(jìn)行模擬，列車運(yùn)行安全性采用脫軌系數(shù)、軸重減載率和輪軸橫向力3個指標(biāo)評價.

4.2 軌道整體抬升后列車運(yùn)行安全性評價

通過計算發(fā)現(xiàn)，隨著列車速度和軌道抬升量的增加，列車的脫軌系數(shù)在不斷增大，但數(shù)值遠(yuǎn)小于0.8限值，這是因?yàn)檐壍勒w抬升時，軌道主要產(chǎn)生高低不平順，列車運(yùn)行過程中輪軌間的橫向力Q較小，則Q/P(P為輪軸垂向力)值較小.

不同工況下軌道整體抬升后軸重減載率如圖10所示.

由圖10可以看出，軌道發(fā)生整體抬升變形時，在一定的列車運(yùn)行速度下，隨著抬升量的增加，列車的軸重減載率在不斷地增大.我國高速列車減載率限值為0.6，當(dāng)該值小于0.6時認(rèn)為列車行駛存在較大隱患，可根據(jù)圖10確定當(dāng)減載率為0.6時軌面極限抬升量.

不同工況下軌道整體抬升后輪軸橫向力的計算結(jié)果表明，軌道發(fā)生整體抬升變形時，在一定的列車運(yùn)行速度下，隨著抬升量的增加，列車的輪軸橫向力在不斷增大，但數(shù)值遠(yuǎn)小于15 626 N的限值，這是因?yàn)檐壍勒w抬升時，軌道主要產(chǎn)生高低不平順，列車運(yùn)行過程中輪軌間的橫向力較小.

圖10 不同工況下整體抬升后軸重減載率Fig.10 Axle load reduction rate after overall uplift under different conditions

表2 注漿引起軌道整體抬升量限值Tab.2 Overall track uplift deformation limit

4.3 軌道差異抬升后列車運(yùn)行安全性評價

不同工況下軌道差異抬升后脫軌系數(shù)如圖11所示.由圖11可以看出，軌道發(fā)生差異抬升變形后，在一定的列車運(yùn)行速度下，隨著抬升量的增加，列車的脫軌系數(shù)在不斷增大，與整體抬升后列車脫軌系數(shù)相比，差異抬升后列車脫軌系數(shù)已接近甚至超過限值0.8，說明差異抬升后列車更易發(fā)生脫軌，可根據(jù)圖11的響應(yīng)工況控制軌道差異抬升限值.不同工況下軌道差異抬升后軸重減載率如圖12所示.由圖12可以看出，軌道發(fā)生差異抬升變形后，在一定的列車運(yùn)行速度下，隨著抬升量的增加，列車的軸重減載率不斷增大.差異抬升后軸重減載率在某些工況下超過0.6的限值，可根據(jù)圖12中響應(yīng)工況控制軌道差異抬升限值.

圖11 不同工況下差異抬升后的脫軌系數(shù)Fig.11 Derailment coefficient after different uplift under different conditions

圖12 不同工況下差異抬升后的軸重減載率Fig.12 Axle load reduction rate after different uplift under different conditions

不同工況下軌道差異抬升后輪軸橫向力如圖13所示.由圖13可以看出，軌道發(fā)生差異抬升變形后，在一定的列車運(yùn)行速度下，隨著抬升量的增加，列車的輪軌橫向力在不斷增大.與整體抬升后輪軸橫向力相比，差異抬升后許多工況的輪軸橫向力已超過限值，所以應(yīng)嚴(yán)格控制軌道差異抬升量.

圖13 不同工況下差異抬升后的輪軸橫向力Fig.13 Axle lateral force after different uplift under different conditions

表3 注漿引起軌道差異抬升變形限值Tab.3 Track difference uplift deformation limit

4.4 討 論

現(xiàn)行《鐵路線路維修規(guī)則》［11-12］對線路維修過程中的軌道靜態(tài)幾何尺寸容差限值作出規(guī)定，但與本文中提出的變形限值有所區(qū)別，主要表現(xiàn)在以下幾方面:(1)本文中的變形限值是基于注漿影響范圍和隆起形態(tài)提出的，其值為注漿影響范圍內(nèi)隆起最高點(diǎn)和隆起邊界點(diǎn)的高差，維修規(guī)則提出的值是基于10 m及以下弦測量的最大矢量值;(2)針對注漿容易導(dǎo)致軌面間的差異變形，本文中提出了差異變形量限值，現(xiàn)行維修規(guī)則沒有對此進(jìn)行規(guī)定;(3)本文中提出的變形限值是針對路基注漿工程，現(xiàn)行維修規(guī)則的容差限值是針對所有維修處理和整治工程的.進(jìn)一步，應(yīng)針對路基注漿等整治維修工程分別制定相應(yīng)的軌道變形甚至路基變形控制標(biāo)準(zhǔn)的條文.

通過考慮行車安全的軌道抬升限值的計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)列車時速為200 km/h以上時，單次注漿引起軌道整體抬升量和差異抬升量均應(yīng)小于15 mm才偏于安全，但實(shí)際上所需注漿的路基區(qū)段的期望抬升量有時遠(yuǎn)大于15 mm.結(jié)合現(xiàn)場注漿試驗(yàn)的變形監(jiān)測數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，為控制注漿對土體擾動和注漿抬升后回落，單次注漿抬升量和影響范圍有限，采用1次或少數(shù)幾次注漿施工不能達(dá)到最終期望抬升量，應(yīng)將期望抬升量拆分為多個注漿階段抬升的累積，單個注漿階段內(nèi)對注漿區(qū)段的所有斷面進(jìn)行均勻、連續(xù)注漿，同時必須通過上述有控注漿技術(shù)，使注漿區(qū)段內(nèi)發(fā)生整體、均勻的抬升，將單個注漿階段后軌道整體和差異抬升量控制在安全限值以內(nèi)，最終在經(jīng)歷多個注漿階段的累積抬升后達(dá)到期望抬升量，使路基工后沉降穩(wěn)定在15 mm的控制標(biāo)準(zhǔn)內(nèi).

5 結(jié) 論

(1)提出高速鐵路軟土路基有控注漿技術(shù)，通過對注漿過程進(jìn)行全方位的監(jiān)測分析，可及時調(diào)整注漿方案、注漿參數(shù)等，并進(jìn)行全過程施工監(jiān)控，以控制漿液滲流擴(kuò)散影響范圍，得到理想注漿效果.

(2)通過試驗(yàn)現(xiàn)場兩個注漿階段對比及對注漿參數(shù)的分析可知，注漿參數(shù)對路基表面的抬升量、抬升速率和孔隙水壓力有顯著影響，實(shí)際注漿參數(shù)需根據(jù)不同土層特性和不同注漿深度分別進(jìn)行設(shè)計與控制;需重點(diǎn)關(guān)注與軌面變形相關(guān)性較大的土層，在本文的現(xiàn)場試驗(yàn)條件下，相關(guān)性最大的土層為④層土.

(3)每個注漿孔對其周圍10～20 m范圍內(nèi)的軌面變形有影響，后續(xù)注漿應(yīng)與前次注漿避免產(chǎn)生疊加效應(yīng);疊加效應(yīng)可隨時間衰減.

(4)為避免線路兩側(cè)對稱注漿或線路一側(cè)連續(xù)注漿，采用線路兩側(cè)的交錯注漿可同時控制整體變形和上、下行線差異變形.

(5)應(yīng)用SIMPACK軟件對注漿引起的不同軌面變形工況下列車運(yùn)行安全性進(jìn)行模擬計算，通過模擬不同列車運(yùn)行速度下的脫軌系數(shù)、軸重減載率和輪軸橫向力發(fā)現(xiàn)，隨著列車的運(yùn)行速度提升，軌面變形量越大對列車安全運(yùn)行造成的隱患也越大，并提出高速鐵路注漿引起軌面變形限值:當(dāng)列車速度大于200 km/h時，軌面整體變形與差異變形不得大于15 mm，當(dāng)車速達(dá)到300 km/h時，軌面差異變形應(yīng)小于10 mm.

致謝:上海鐵路局建設(shè)科技項(xiàng)目(2011005).

［1］ 王哲，龔曉南，程永輝，等.劈裂注漿法在運(yùn)營鐵路軟土地基處理中的應(yīng)用［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2005，24(9):1619-1623.WANG Zhe，GONG Xiaonan，CHENG Yonghui，et al.Application of fracturing grouting method to treat soft foundation of operating railway［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005，24(9):1619-1623.

［2］ 白云.軟土地基劈裂注漿加固的機(jī)理和應(yīng)用［D］.上海:同濟(jì)大學(xué)，1988.

［3］ ANDERSEN K H，RAWLINGS C G，LUNNE T A，et al.Estimation of hydraulic fracture pressure in clay［J］.Canadian Geotechnical Journal，1994，31(6):817-828.

［4］ 孫鋒，張頂立，王臣，等.劈裂注漿抬升既有管道效果分析及工程應(yīng)用［J］.巖土力學(xué)，2010，31(3):932-938.SUN Feng， ZHANG Dingli， WANG Chen， et al.Analysis of raising pipeline by fracture grouting and its application［J］.Rock and SoilMechanics， 2010，31(3):932-938.

［5］ EL-KELESH M，MOSSAAD M E，BASHA I M.Model of compaction grouting［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2001，127:955-964.

［6］ 李向紅，劉建航，傅德明，等.CCG注漿過程的數(shù)值模擬研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2003(增刊1):2322-2327.LI Xianghong， LIU Jianhang， FU Deming， et al.Numerical simulation study on compaction grouting［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2003(Sup.1):2322-2327.

［7］ 鄒金鋒.擴(kuò)孔問題的線性與非線性解析及其工程應(yīng)用研究［D］.長沙:中南大學(xué)，2007.

［8］ 王廣國，杜明芳，苗興城.壓密注漿機(jī)理研究及效果檢驗(yàn)［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2000，19(5):670-673.WNG Guangguo， DU Mingfang， MIAO Xingcheng.Mechanism of compaction grouting and effect examination［J］. JournalofRock Mechanics and Engineering，2000，19(5):670-673.

［9］ 馮旭海.壓密注漿作用機(jī)理與頂升效應(yīng)關(guān)系的研究［D］.北京:煤炭科學(xué)研究總院，2003.

［10］ MARCHI M，GOTTARDI G，SOGA K.Fracturing pressure in clay［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2014， 140(2):04013008.

［11］ 中華人民共和國鐵道部.TG/GW115—2012高速鐵路無砟軌道線路維修規(guī)則(試行)［S］.北京:中國鐵道出版社，2012.

［12］ 中華人民共和國鐵道部.鐵路線路修理規(guī)則［M］.北京:中國鐵道出版社，2006:19-56.