模擬降雨下微膨脹性路基膨脹變形行為試驗研究

楊果林，段君義，胡敏，闞京梁，張立偉

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2.中國鐵路設計集團有限公司，天津，300251)

近年來，我國大力進行交通基礎設施建設，其中，高速鐵路建設成效顯著[1-2]。為保障高速列車高速、平穩、舒適的優勢，路基變形需要嚴格控制在很小范圍內[3]，特別是無砟軌道路基結構，其允許的路基最大沉降變形不能超過15 mm，最大隆起變形不能超過4 mm[4-5]，這使得鐵路路基對填料選取有嚴格要求[6-8]。一般來說，考慮地質條件限制、建設成本、環境保護及資源充分利用，鐵路路基填筑的填料為當地土料場或沿線隧道、路塹等挖方地段的土料[9]。當前，越來越多的地區與城市正在規劃或建設高速鐵路，但我國不同地區的地質環境條件存在著巨大差異，這導致一些地區鐵路路基沿線填料面臨工程性質差異明顯、選取困難以及適用性不強等問題[2,6,10-11]。在保證鐵路路基處于安全、穩定的前提下，為了盡可能地就地取材并節約經濟成本[12]，一些學者對不同地區的潛在性填料適用性進行研究，如：徐華等[9]針對川藏鐵路成雅(成都—雅安)段沿線富水紅層黏土存在含水率高、壓實困難等問題提出了改良方法，指出按照弱風化泥巖碎石與紅層黏土的質量比為1摻入弱風化泥巖碎石后的改良紅層黏土作為鐵路路基填料；ZHANG 等[13]通過動三軸試驗分析了我國西南地區的紅層泥巖動力特性；徐鵬等[14-15]通過現場激振試驗驗證了紅層泥巖作為基床填料的可行性；張永康等[12]對柴達木盆地西北部的鹽漬土用作路基填料進行了分析，提出了防水、壓實與防護等綜合工程措施，并通過現場觀測驗證其適用性；張延杰等[16]對千枚巖棄渣進行水泥改良，指出當水泥摻量(質量分數)為5%時，千枚巖棄渣能夠用于Ⅰ級和Ⅱ級鐵路基床以下部位；蔣澤中[17]對改良膨脹土進行了一系列動、靜力學試驗，指出改良后膨脹土能用于路基填筑，但強調仍需采取防排水措施。綜上可知，大量學者結合工程實際所處地質環境進行了不同潛在性填料的適用性研究，這使得鐵路路基填料的選擇范圍廣泛，但針對這些潛在填料對鐵路路基結構的影響缺乏相關研究。值得注意的是，膨脹土作為一種具有顯著脹縮變形特征的特殊土[18]，對鐵路路基變形產生的威脅更加突出，并對修建于膨脹土地區的鐵路路基帶來了各種變形病害，如路基不均勻沉降、翻漿冒泥、基床外擠等[19]。為保證路基的長期穩定性，實際鐵路工程在遇到膨脹土路基時往往需要采取改良[20]、加固[21]、防排水[19,22-24]等綜合處治措施。目前，人們針對膨脹性填料本身及其處治的相關研究很多，但對膨脹性填料對鐵路路基的影響研究很少[5,25-26]。京沈(北京—沈陽)高速鐵路是我國高速鐵路網的重要組成部分，其遼寧段沿線存在大量的膨脹性巖土，其中，安山巖在遼寧段占有較高比例。安山巖中粗顆粒不具有膨脹性，但其內部含有的細顆粒具有一定程度的膨脹性，從而使得由粗、細顆粒組成的安山巖表現出微膨脹性，根據目前規范[27]要求，其不能用于路基填筑。然而，根據京沈高速鐵路沿線地質環境與相關構筑物調查結果，沿線未發現因安山巖膨脹性引起的工程病害，安山巖可作為路基的潛在性填料。因此，為了節省工程投資和利于環境保護，設計人員考慮將隧道、路塹等挖方段產生的廢棄安山巖用作路基填料，但對微膨脹性安山巖填料對無砟軌道路基結構的變形影響機理還沒有充分了解。為此，本文作者以京沈高速鐵路建設工程為依托，通過模型試驗開展模擬降雨作用下無砟軌道安山巖路基的變形特征研究，以期為京沈高速鐵路路基及今后其他膨脹土地區鐵路路基的填料選取、結構設計、施工及其處治措施優化提供參考。

1 路基模型試驗

1.1 安山巖填料

試驗所用填料為取自京沈高速鐵路線路上遼寧省阜新市典型風化安山巖，呈深灰、灰綠色，其中，細顆粒呈圓粒狀，粗顆粒呈尖棱狀，圖1所示為其XRD 礦物分析結果。安山巖填料中的膨脹性礦物主要是蒙脫石，其質量分數為20.57%，而伊利石、高嶺土的質量分數很小，安山巖的膨脹性主要來自于其內部含有的細顆粒土。表1所示為安山巖填料其他的主要物理力學指標。

圖1 安山巖XRD礦物分析結果Fig.1 XRD results of andesite

表1 安山巖填料的主要物理力學指標Table 1 Main physical and mechanical indicators of andesite filling

根據TB 10038—2012“鐵路工程特殊巖土勘察規程”[27]的判別標準，該安山巖填料應劃為中等膨脹性。需指出的是，采用該判別標準進行膨脹性評定時需要先對填料進行篩分，再取篩分后粒徑小于0.5 mm 的細顆粒用于測試。然而，鐵路路基填料允許的最大粒徑遠大于0.5 mm，且粒徑小于0.5 mm 的土顆粒在安山巖填料中的質量分數僅約為11.95%，因此，上述判別標準過于嚴苛且不足以準確反映由粗、細顆粒組成的安山巖填料的整體膨脹性，限制了該類填料的適用范圍。而采用平衡加壓法實驗測得其在壓實度95%時膨脹力僅為26.96 kPa。可見，安山巖填料的整體膨脹性很小。此外，其級配情況符合TB 10001—2016“鐵路路基設計規范”[28]中A組填料的規定。

1.2 安山巖路基模型及試驗方案

1.2.1 安山巖路基模型結構及元器件布置

以TB10621—2014“高速鐵路設計規范”[4]中無砟軌道雙線路堤標準結構為原型，結合試驗實施條件與可靠性，按照比例1:2 對原型路基進行縮尺，并取半幅得到試驗路基，如圖2所示。試驗路基長度、寬度及高度分別為2.00，5.00 和2.55 m，其中，基床表層、基床底層及地基的厚度分別為0.20，1.15 和1.20 m。整個路基采用安山巖填料填筑，并按照TB10621—2014“高速鐵路設計規范”要求采用夯實機進行壓實。試驗軌道板尺寸根據CRTS I型板式軌道結構進行1:2縮尺確定，并采用C40混凝土澆筑而成。

路基內部布置一系列位移計(型號為JMDL-3210A，編號為S1 至S5)與濕度計(型號為YT-DY-0101，編號為M11 至M43)，路基表面布置一系列豎向、水平向變形監測點(編號為C0 至C9)，并采用千分表進行測讀。具體的試驗元器件布置如圖2所示。

1.2.2 模擬降雨實施及測試

本試驗旨在分析模擬降雨作用下微膨脹性安山巖路基膨脹變形行為及其對無砟軌道結構的影響。在整個模擬降雨過程中，路基上覆荷載僅為無砟軌道結構自重，且路基內部未布置任何防排水措施，以盡可能反映最不利服役情形。模擬降雨設施由直徑為2 mm的PVC管縱橫交叉聯通而形成的水管網組成，管壁上按間距10 cm鉆一系列小孔。鑒于安山巖膨脹性較小，將水管網直接鋪設在路基表面，并采用透水土工布包裹管壁上小孔，以盡可能降低模擬降雨時雨流沖刷路基而對路基表面變形測試產生的影響。模擬降雨時水從管壁上小孔均勻慢速流出，控制水流速率以保持路基面在降雨期間始終被水分覆蓋且不引起沖刷為準，如圖3所示。為考慮最不利情形，降雨時長以路基各部位的濕度、變形達到穩定狀態為確定依據。其中，濕度、變形的穩定標準定義為平均變化速率分別小于1 %/h 和0.005 mm/h。根據試驗結果，實際模擬降雨時長為108 h。停止降雨后，再持續監測至路基濕度、變形達到穩定狀態，后續監測持續時間為35 h。

圖2 安山巖路基結構與元器件布置圖Fig.2 Andesite subgrade structure and components layout

圖3 模擬降雨試驗中被水覆蓋的路基面Fig.3 Subgrade surface covered with water in simulated rainfall test

在試驗過程中，路基濕度(濕度計)的采集頻率為5 min/次，路基變形(千分表)的采集頻率為15 min/次([0，10) h)，30 min/次([0，24) h)和1 h/次(24 h 至試驗結束)。需要說明的是，在實施本次模擬降雨試驗前，先進行模擬地下水上升引起的地基浸水試驗，故地基中濕度維持在較高狀態。這里重點分析模擬降雨作用下安山巖路基的變形響應行為。此外，由于監測采集頻率較高，使得試驗結果分析中的圖示曲線不夠簡潔、直觀，為此，在不影響試驗結果的前提下，事先按照適當的時間間隔提取濕度與變形監測結果，以用于試驗結果分析。其中，規定豎向變形以隆起變形為正，水平變形以側向外鼓變形為正。

2 試驗結果與分析

2.1 路基土體濕度隨時間的變化

圖4 所示為路基土體濕度(體積含水率)隨降雨時間的變化。由圖4 可見：模擬降雨約2 h 后，地基面處濕度計M31，M32 和M33 所測濕度最先增大，其原因是水分在路基表面上的入滲速率小于徑流速率，使得大量的水分順著路基表面流至坡腳并積聚，再從坡腳與箱壁縫隙下滲至地基面；降雨約6 h 后，地基面處土體濕度達到穩定狀態，同時，隨著降雨時間增加，路基面上水分不斷下滲，基床表層底面處濕度計M11 和M12 在降雨約14 h后所測濕度陸續增大；在降雨約27 h時，水分擴散至基床底層中部，引起濕度計M21 和M22 處土體濕度同步增大。由于安山巖填料滲透性較大，基床中土體濕度均呈快速上升特征，并在短時間內趨于穩定。關閉降雨系統后，隨著路基面上積水逐漸下滲完成，基床層內部土體濕度逐漸降低，降低到一定程度后再次趨于穩定。此外，由于坡腳處有小部分積水存在，地基中土體濕度在關閉降雨系統后基本保持不變。

圖4 路基土體濕度隨時間的變化Fig.4 Variation of soil moisture in subgrade with time

需要說明的是，由于在進行模擬降雨試驗前，地基經歷了浸水試驗，因此，地基內部土體濕度一直維持在較高值。其中，在停止地基浸水后，靠近基床的小部分地基范圍內的部分水分向基床中發生遷移，從而使得濕度計M31，M32 和M33在模擬降雨前處于非飽和狀態，而濕度計M41，M42 和M43 所在位置由于遠離基床而未受水分遷移影響，使得該位置在整個降雨過程中維持在飽和狀態。

2.2 路基不同結構層的隆起變形隨時間的變化

圖5所示為路基不同結構層的隆起變形隨降雨時間的變化。由圖5可知：在模擬降雨初期，基床層在水分浸潤作用下發生軟化變形，導致基床底層(對應位移計S1 和S2 所處位置)在初期產生微小的沉降變形；隨著水分在基床底層內擴散，基床底層將以膨脹變形為主，從而，基床底層產生隆起變形且快速增長，但增長一段時間后，其增長速率逐漸減小；降雨約85 h 后，地基開始出現小幅度二次隆起變形；停止降雨時，濕度計S1和S2處的基床底層隆起變形分別為0.46 mm和0.60 mm；停止降雨后，由于路基面存在積水，基床底層仍有微小的隆起變形產生，而地基的二次隆起變形則逐漸趨于穩定；試驗結束時，濕度計S1和S2處基床底層隆起變形分別為0.50 mm 和0.63 mm，S3，S4 和S5 處地基二次隆起變形分別為0.21，0.08和0.10 mm，該二次隆起變形均明顯小于基床底層的隆起變形。需要指出的是，無論是基床底層還是地基，不同位置的隆起變形均不相同，即隆起變形沿路基橫向呈現出非均勻分布特征，該特征可能導致路基上方的軌道結構出現側向傾斜隱患，進而影響列車高速運行安全。因此，在膨脹土路基的處治過程中應對此予以重視。

圖5 路基不同結構層隆起變形隨時間的變化Fig.5 Variation of heave of different structural layers of subgrade with time

2.3 路基表面隆起變形隨時間的變化

2.3.1 軌道板隆起變形

圖6 所示為軌道板隆起變形隨降雨時間的變化。由圖6可知：軌道板發生了隆起變形；在降雨前期，軌道板上不同位置的隆起變形均以較快速率增長；在降雨后期(約40 h后)，軌道板隆起變形增長速率逐漸減緩，且在不同位置增長速率產生明顯差異；停止降雨時，軌道板上千分表C1，C0和C2 處的隆起變形分別為0.940，0.901 和0.855 mm，之后，其隆起變形增長不明顯。

圖6 軌道板隆起變形隨時間的變化Fig.6 Variation of heave of track slab with time

軌道板不同位置的隆起變形發展不同步現象說明在模擬降雨期間軌道板產生了傾斜。為進一步分析軌道板的傾斜狀態，基于千分表C0，C1和C2 處的隆起變化監測結果，可用3 種方式計算軌道板傾斜角度，定義軌道板傾斜角度α1，α2和α3的計算公式分別如下：

式中：dC0，dC1和dC2分別為千分表C0，C1 和C2 處的隆起變形(mm)；d 為軌道板寬度，其值等于1 500 mm。

軌道板傾斜角度的計算結果如圖7所示。由圖7可知：整個試驗過程中，軌道板的傾斜狀態發生了多次變化。為了便于分析，將軌道板傾斜變化曲線劃分為如下5個階段。

1)第Ⅰ階段([0，5)h)：模擬降雨初期，路基面上水分的分布及其下滲均存在非均勻特征，這導致軌道板傾斜變化處于波動狀態。軌道板最先出現順時針傾斜，這是因為在降雨初始階段，軌道板左側(路基中線所在一側)的水分大部分積存在路基面上，而軌道板右側(靠近路基坡面一側)的水分大部分順著排水坡度流走，造成軌道板左側的路基表層填料浸水膨脹變形發展較快。

2)第Ⅱ階段([5，14)h)：隨著時間增加，軌道板右側的水分逐漸下滲至基床內部，結合圖4中濕度計M12 比M11 更早出現濕度增長，軌道板右側下方基床內部填料(M12周圍區域)更早產生浸水膨脹變形，這也可以由圖5 中S2 處先出現隆起變形增長得到驗證。因此，該階段軌道板轉而產生逆時針旋轉，并呈現出逆時針傾斜。

圖7 降雨作用下軌道板傾斜角度變化Fig.7 Variation of the inclination angle of the track slab under simulated rainfall

3) 第Ⅲ階段([14，49) h)：在此階段，軌道板左側的水分也逐漸下滲至基床內部，使得軌道板左側下方基床(M11周圍區域)產生膨脹變形，進而導致軌道板再次出現順時針旋轉，并呈現出順時針傾斜狀態。軌道板的最大順時針傾斜角度平均值為5.42×10-3(°)。

4) 第Ⅳ階段([49，108) h)：在該階段，基床(特別是基床底層)內濕度場趨于均勻，這可由圖4中濕度計M21 和M22 所測結果證實。對于雙線鐵路路基，基床內應力場沿路基橫向呈非均勻分布，即隨著距路基中線的距離增加，基床內豎向應力逐漸減小，這使得在均勻濕度場作用下基床的隆起變形隨著距路基中線的距離增加而增加，故軌道板的順時針傾斜角度將逐漸減小。

5)第Ⅴ階段(108 h至試驗結束)：該階段屬于停止降雨的后續監測，由于路基中土體濕度響應的滯后性，路基隆起變形仍存在微小幅度增長，這使得軌道板的順時針傾斜角度繼續減小，但其變化幅度較小。隨著路基土體濕度逐漸降低并達到穩定狀態，軌道板的傾斜狀態也將趨于穩定。受路基側向膨脹變形影響，試驗結束時軌道板仍保持順時針傾斜狀態，對應傾斜角度為2.46×10-3(°)。

需要說明的是，地基產生了小幅度二次隆起變形，該隆起變形隨著距路基中線距離增大而減小，這應使得軌道板產生順時針傾斜。但實際上，軌道板在85 h 后保持逆時針旋轉，其原因是地基隆起變形在沿路基本體向上傳遞時存在衰減現象[26]，使得地基的小幅度二次隆起變形在衰減作用下對軌道板的傾斜變化影響很小。此外，軌道板傾斜角度與時間的關系曲線并未呈現出24 h 周期性變化，這說明溫度或溫差沒有對軌道板的傾斜變化造成影響。

根據以上分析可知：基床底層與軌道板的隆起變形橫向不均勻特點及其差異與變形衰減、濕度場不均勻分布有關；路基內濕度場與應力場的不均勻分布造成微膨脹土路基上無砟軌道結構傾斜，而軌道板過大的傾斜狀態引起列車高速運行存在安全隱患。因此，應在充分考慮軌道板可能出現的傾斜基礎上，合理采取膨脹土路基的防排水措施與加固抗隆起措施。

圖8所示為降雨結束與試驗結束時軌道板隆起變形橫向分布。由圖8可知：隨著距路基中線距離增加，軌道板隆起變形逐漸減小，即軌道板產生了順時針傾斜。對其橫向分布曲線進行線性擬合可知，軌道板隆起變形橫向分布非常接近于線性分布，但仍有微小差距。為確定該微小差距是由千分表讀數誤差引起還是軌道板翹曲變形所致，下面分別予以討論。

首先，定義隆起變化計算值DC0和隆起變化差值ΔD分別為

根據式(4)和(5)可得ΔD與時間的關系如圖9所示，其中，讀數誤差區間為千分表千分位讀數估讀引起的最大誤差范圍。根據千分表特點，其讀數千分位估讀引起的最大誤差為0.005 mm，對應讀數誤差區間為-0.005～+0.005 mm。

圖8 降雨作用下軌道板隆起變形橫向分布Fig.8 Horizontal distribution of heave of track slab under simulated rainfall

圖9 ΔD隨時間的變化Fig.9 ΔD changes with time

由圖9 可知：在整個降雨過程中，ΔD 總體上位于讀數誤差區間外，僅在降雨初期和停止降雨后，ΔD 在讀數誤差區間內。這說明在降雨期間，ΔD并非主要由千分表讀數估讀誤差所導致，其可能原因是降雨作用下路基不均勻隆起變形使得軌道板發生翹曲變形，這也能夠很好地解釋ΔD主要發生在降雨后期而不是在降雨初期和停止降雨后。

此外，對軌道板傾斜特征進一步分析，規定千分表讀數估讀誤差引起的角度誤差Δα。Δα與式(1)，(2)和(3)計算所得軌道板傾斜角度差值見圖10，其中，讀數致使角度誤差區間為-Δα～+Δα。Δα計算式為

式中：Δd 為千分表讀數的估讀誤差，其值等于0.005 mm。

圖10 不同計算方式所得傾斜角度之差Fig.10 Differences between inclination angles obtained by different calculation methods

由圖10 可知：除降雨初期和停止降雨后外，由式(1)，(2)和(3)計算所得傾斜角度差值均超過讀數估讀的誤差區間，且最大差值達2.56×10-3(°)。這進一步說明不同計算方式所得軌道板傾斜角度的差異并非千分表讀數估讀所引起，而主要是軌道板翹曲變形所引起，且軌道板翹曲變形也是導致軌道板傾斜的重要因素之一。因此，降雨作用下軌道板的傾斜主要是路基不均勻隆起變形及其引起的軌道板翹曲變形所致。

2.3.2 路基面隆起變形

圖11 所示為降雨作用下路基面隆起變形的變化。由圖11 可知：在降雨初期，軌道板所在范圍外路基面迅速出現隆起變形，并快速增長；降雨約40 h 后，其隆起變形增長速率減緩，并逐漸趨于穩定；停止降雨時，千分表C3，C4 和C5 處隆起變形分別為5.836，6.940和7.246 mm。這說明隨著距路基中線距離增大，路基面隆起變形沿橫向呈現逐漸增大的非均勻分布；停止降雨后，其隆起變形發生了小幅度回落；此外，受軌道板荷載抑制作用，軌道板的隆起變形及其傾斜程度明顯小于軌道板范圍外路基面的隆起變形及其傾斜程度，表明合理的荷載作用于路基可有效地減小軌道結構的隆起變形與傾斜。

2.3.3 路基坡面隆起變形與水平變形

圖11 降雨作用下路基面隆起變形的變化Fig.11 Variation of heave of subgrade surface under simulated rainfall

圖12 所示為降雨作用下路基坡面隆起變形的變化。由圖12 可知：與路基面隆起變形發展規律類似，路基坡面上隆起變形隨時間也呈現出先快速增長后慢速增長的變化趨勢；停止降雨后，其隆起變形僅有微小回落；千分表C5，C6 和C7 處最大隆起變形分別為7.246，4.936和0.979 mm，表明隨著距路基中線距離增加，路基坡面隆起變形依次遞減。

圖12 降雨作用下路基坡面隆起變形的變化Fig.12 Variation of heave of subgrade slope under simulated rainfall

圖13 所示為降雨作用下路基坡面水平變形隨時間的變化。由圖13 可知：在降雨作用下基床發生膨脹變形，包括隆起變形和側向變形，使得路基坡面的水平變形表現為外鼓式，這也促使軌道板產生順時針傾斜；由于水分首先浸潤的是路基表面部分填料，因此，千分表C8 處的水平變形在初期增長速度比千分表C9 處的快；隨著降雨時間增加，水分進入坡體內部，千分表C9 處的水平變形加快；千分表C8 位于坡頂，該位置同時發生了較大隆起變形且比千分表C9 處的隆起變形大，這可從圖12中看出，故千分表C9處后期的水平變形逐漸超過千分表C8 處的水平變形；降雨約20 h后，坡面水平變形增長變得緩慢，并逐漸進入穩定狀態；停止降雨時，千分表C8和C9處的外鼓式水平變形分別為0.868 mm 和1.004 mm；停止降雨后，其水平變形發生小幅度回縮。

圖13 降雨作用下路基坡面水平變形隨時間的變化Fig.13 Variation of horizontal deformation of subgrade slope with time under simulated rainfall

3 結論

1)在降雨作用下，微膨脹性安山巖路基發生隆起變形；停止降雨后，路基的隆起變形僅出現小幅度回落；隨著距離路基中線距離增加，路基面的隆起變形增加，而路基坡面的隆起變形逐漸減小。

2)降雨期間，由于雙線鐵路路基內應力場呈不均勻分布特性以及路基內濕度場不斷發生變化，引起路基產生不均勻隆起變形并導致軌道板翹曲變形，進而使得軌道板出現傾斜現象且反復變化。在試驗過程中，測得的最大傾角均值為5.42×10-3(°)，且呈現順時針傾斜狀態。

3)軌道板的隆起變形明顯小于軌道板范圍外的路基面隆起變形，說明施加合適的上覆荷載可有效地減小軌道結構的隆起變形及其傾斜程度。此外，在降雨過程中，安山巖路基坡面產生了外鼓變形，這對軌道板的順時針傾斜具有促進作用。