無砟軌道基床翻漿形成條件模型試驗與判別分析

劉孟適，羅 強，郭建湖，吳 鵬，連繼峰,3

(1. 西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢 430063；3. 西南科技大學 土木工程與建筑學院，四川 綿陽 621010)

翻漿冒泥通常是指在基床土質、水和列車荷載的不利組合下，路基面填料浸水軟化，并以泥漿形態通過道床向外翻冒擠出的現象，主要發生于液限wL大于32%、塑性指數Ip大于12的黏土或粉質黏土構筑的普速有砟軌道鐵路基床[1]。采用強度高、水穩定性好的粗粒土填料能有效減少普速鐵路基床翻漿病害的產生[2]。無砟軌道基床翻漿是近年來多雨地區高速鐵路路基出現的一種新的病害形式，翻漿區域附近路肩和軌道板上流淌和堆積著大量級配碎石細顆粒析出物，個別嚴重部位甚至引起底座局部脫空和下沉[3]，一定程度上影響了軌道結構的幾何平順性和長期穩定性。

潘振華[3]研究滬寧城際鐵路路基翻漿檢查記錄認為，與普速鐵路土質基床翻漿機制不同，降雨過程中無砟軌道底座縫隙和級配碎石的低透水性容易導致路基面浸水形成水囊，級配碎石中細顆粒伴隨列車高速振動下動水壓力消散而發生移動，是造成翻漿的直接原因，并提出了新建線路級配碎石粒徑組成采用文獻[4]規定下限和降低路肩封閉層高度的防治建議。文獻[5-6]對無砟軌道基床翻漿路段開展了注膠整治前、后的路基振動響應測試，發現基床翻漿降低了路基對軌道結構的支承剛度，導致軌道結構振動位移、振動速度和振動加速度較翻漿前顯著增大，注膠加固能提高路基與軌道結構底座間的接觸條件和振動傳遞性能，結構振動狀態明顯改善。文獻[7]對翻漿路段的線路平順性進行了分析，指出基床翻漿主要影響軌面的垂向不平順，翻漿段軌道質量指數(TQI)超過5 mm規定維修標準，采用聚氨酯材料注膠整修后能改善軌道不平順，但整修后期出現反彈趨勢。綜上可知，目前無砟軌道路基翻漿病害的研究，主要集中于基床部分顆粒外擠對軌道結構物理力學特性的影響以及相關整治技術措施，關于翻漿的成因僅存在經驗上的定性認識，缺乏定量化的翻漿全過程模擬，不同氣候環境地區由降雨引起的高速線路基床表層顆粒穩定性應該如何鑒別，也值得進一步探討。

鑒于此，通過開展室內單元填土動態模型試驗，模擬不同級配碎石細粒含量和持水狀態、路基面離縫高度所對應的基床翻漿現象，掌握翻漿形成基本條件和影響病害嚴重程度的重要因素；借助文獻[8]降雨入滲地表積水判據，通過對比規定降雨重現期下翻漿區域路基面等效降雨強度與路基面積水臨界雨強關系，以路基面離縫積水持續時間為標準，構建考慮線路地區降雨環境作用的無砟軌道基床翻漿判別方法，并以滬寧城際鐵路為例分析其離縫積水特征，可為雨水作用下高速線路基床結構的長期穩定性評價提供參考。

1 基床翻漿形成條件模型試驗

1.1 翻漿病害原因分析

根據已開通運營高速線路現場調查，無砟軌道基床翻漿路段混凝土底座(或支承層)與路基面往往存在一定高度的離縫[3,5,9]。底座混凝土結構本身缺陷、列車荷載引起底座和基床結構不均勻變形、路堤和地基受上部結構自重作用產生變形和沉降等因素，造成底座與路基面之間黏結作用失效形成離縫。

當混凝土受溫度應力作用產生收縮變形，易造成底座伸縮縫以及與路肩封閉層間側縫內填充材料的開裂，進而形成滲水通道。由于底座范圍路基面水平，當前設計中路肩封閉層又高于底座下路基面，致使路基面橫向排水不通暢。若基床表層級配碎石滲透性較差，進入路基面的雨水短時間內將難以排除，局部聚積填充在底座與路基面離縫空間處。

在列車荷載作用下，離縫上下結構層發生相向運動，填充離縫的自由水受離縫作用體積壓縮形成較高的瞬時動水壓力，并向底座滲水，裂隙消散。離縫與裂隙間的滲流壓差導致其間發生水的滲流，級配碎石中細顆粒受到水的滲透力作用移動而形成渾濁泥漿[10]。經過多次動水壓的上升和消散過程，宏觀上表現為水與細顆粒以泥漿方式從底座縫隙擠出，造成基床翻漿現象。

1.2 室內翻漿模擬試驗設計

分析表明，無砟軌道基床翻漿形成條件包括離縫形成、自由水填充離縫和列車荷載作用三個方面。為確定無砟軌道基床翻漿機制，研究各關鍵因素如級配碎石細粒含量、離縫高度等與翻漿嚴重程度的相關性，通過構筑“平面單元-豎向足尺”的填土模型，進行基床翻漿室內模擬試驗。

(1)試驗裝置及土料制備

試驗所用剛性無蓋長方體模型箱填土區域平面尺寸為700 mm×600 mm，以此作為路基面單元。模型箱高500 mm，底板共設置6處泄水孔，分別沿底板兩長邊等間距布置，用于試驗過程中模型填土持水狀態控制。

試驗加載設備為電液伺服控制作動器，額定最大輸出荷載為100 kN，最大作用頻率為10 Hz，作動器加載端安裝有平面尺寸550 mm×550 mm、厚度25 mm的剛性加載板，以模擬實際軌道結構底座對路基面的作用。加載板南、北向邊緣安設有非接觸式電渦流位移傳感器，以準確測定試驗過程中加載板的變形。圖1為整個試驗裝置示意。

圖1 試驗裝置示意

模型所用級配碎石填料來自某高速鐵路施工現場，采用干篩法制備細粒含量(粒徑小于0.1 mm顆粒質量分數)0%的級配碎石土料P0，其中不小于0.1 mm顆粒級配為TB 10621—2014《高速鐵路設計規范》[11]規定范圍中值，為分析細粒含量增加對基床翻漿現象的影響，在土料P0的基礎上人為摻配質量分數20%的細粒土得到土料P20。密度計顆粒分析試驗表明[12]，試驗所用摻配細粒土中粉粒含量為85.5%，黏粒僅占14.2%。由于細粒常黏附于粗粒表面，使得干篩法配制土料的細粒含量與實際存在差別，故在土料配制完成后采用水洗濕篩法測定P0、P20的實際細粒含量分別為4.1%、22.3%。由于當前路基填筑中大多采用簡便易行的干篩法確定填料級配[12-13]，以下級配碎石細粒含量均指干篩法測定數據。

圖2、表1示出了試驗土料級配曲線和級配特征參數，可知土料P0粒徑級配滿足規范[11]要求；P20的顆粒組成以及不均勻系數也符合規定，只是細粒含量明顯高于規范上限。

圖2 試驗土料粒徑級配曲線

表1 級配特征參數

參照文獻[12]對土料進行Z3重型擊實試驗，相應干密度-含水率關系見圖3。采用三點二次插值函數法[14]，計算得到土料P0最大干密度ρd1,max=2.24 g/cm3，最優含水率wopt,1=2.7%，P20相應ρd2,max=2.34 g/cm3，wopt,2=4.9%。模型填筑前在模型箱底部攤鋪50 mm厚均勻礫石透水層，便于試驗過程中上部級配碎石填土的滲流水通過礫石層從泄水孔排出。礫石透水層與填土接觸面自上而下依次鋪設孔徑2 mm和0.1 mm篩網，避免填土細顆粒進入透水層。模型填土厚度H=400 mm，與實際基床表層厚度一致，采用體積-質量控制法、按0.97壓實系數對模型分4層均勻填筑。模型填筑完畢后，采用水頭飽和法自下而上對填土進行飽和，直至表面出現自由水膜。

圖3 土料干密度-含水率關系曲線

(2)模型填土滲透系數測定

模型填土飽和完成后，繼續打開底部泄水孔閥門，對模型表面注水使持續出現約5 mm水膜，待滲流穩定后收集泄水孔一定時間間隔t內的滲水體積V，將模型填土底面作為基準面，則表面僅近似存在H大小的位置水頭，模型填土表面與底面間的水力坡降i為

(1)

式中：ΔZ為模型填土表面與底面間滲流總水頭差；L為滲流路徑。

參照Darcy定律[15]，模型填土滲透系數k可計算為

(2)

式中：A為模型填土橫截面面積。

(3)加載方案及試驗條件控制

利用作動器帶動加載板對模型表面施加循環荷載。試驗加載分為應力和變形控制兩種方式，分別對應加載板與模型表面無離縫和有離縫條件。應力控制式荷載波形為正弦波，參考無砟軌道路基面動荷載基本作用頻率實測值[16]，模型加載頻率為4 Hz；加載靜應力為σs=20 kPa，循環應力σd=40 kPa，則對應最大應力為σmax=60 kPa，荷載作用次數1萬次。

變形控制式加載仍為頻率4 Hz的正弦波，加載板循環變形最大輸出值為δ，以加載板與模型初始表面接觸作為平衡位置，使加載板在平衡位置發生±δ/2的變形幅值進行加載(以填土方向為正，反之為負)，作用次數1萬次。為準確確定加載離縫高度，變形加載過程中實時記錄作動器荷重傳感器讀數峰值，即模型填土實際受荷最大值σr；在試驗前、后分別測定模型填土事前剛度系數K1和事后剛度系數K2，并假定整個變形加載過程中剛度系數恒定為K= (K1+K2)/2。如圖4所示，加載某時刻填土瞬時彈性變形、表面豎向累積變形以及瞬時加載離縫高度可分別按計算為

圖4 變形加載控制示意

(3)

Sp=δ/2-Se

(4)

h′=δ/2+Sp=δ-Se

(5)

式中：Se為模型填土瞬時彈性變形；Sp為該時刻模型填土表面的豎向累積變形；h′ 為瞬時離縫高度。

試驗模型持水狀態控制為潮濕、表面積水和飽和表面無積水三種工況：潮濕狀態模擬實際工程中填料處于非飽和、離縫無自由水填充的環境，表面積水模擬路基面積水導致離縫充滿水膜，飽和表面無積水模擬填料飽和但離縫無水的情況。

潮濕狀態具體操作為：始終打開模型箱泄水孔，向模型表面不斷注水，待泄水孔形成均勻滲流后停止注水，靜置模型直至表面無明顯積水、泄水孔無水流出。表面積水狀態的控制為在填土飽和條件下關閉泄水孔，自模型表面注水直至形成充滿離縫的積水。飽和表面無積水狀態的操作可在填土飽和條件下關閉泄水孔，排除模型表面積水。表2為各試驗模型編號及加載方式。

表2 試驗方案

1.3 試驗數據及現象

(1)細粒含量與級配碎石滲透系數關系

圖5為采用自由下滲法測定的級配碎石滲透系數k隨細粒含量wfc變化規律，圖中同時示出了文獻[17-18]的細粒含量3%、7%級配碎石滲透系數。由圖5可知細粒含量對級配碎石滲透系數影響顯著，wfc=0%時級配碎石滲透系數k0=1.06×10-2cm/s，屬于強透水性土[19]；隨著細粒填充效應增加[20]，滲透系數呈指數型降低，最終在wfc=20%時相應k20=4.37×10-6cm/s，滲透性等級變為微透水性。

圖5 級配碎石滲透系數與細粒含量關系

(2)變形控制加載過程離縫高度變化特征

圖6為模型變形控制加載過程中Se和h′ 隨加載次數N的變化情況。在δ固定情況下，伴隨N不斷增加，加載初期因填土受荷致使Sp發展迅速，模型表面高度下降，相應Se逐漸減小，根據式(5)可知h′ 不斷增大；同時，Se的減小使填土所受荷載水平降低，Sp變化速率減緩[21]，故此后h′ 變化逐漸趨于平緩。定義整個加載過程的離縫高度平均值h作為模型離縫表征值，各模型h值參見表3。

圖6 Se和h′ 隨N的變化(模型P0-CD2)

表3 模型變形控制加載離縫特征值

(3)模型試驗翻漿現象

表4歸納了模型加載過程中主要的試驗現象，圖7～圖10為試驗后模型表面呈現的典型狀態。模型P0-CS、P0-CD1～P0-CD3、P0-JS、P20-CS、P20-CD1、P20-CD2和P20-JS直至加載結束均無翻漿現象發生。模型P0-JD1～P0-JD3和P20-JD1在加載時，積水不斷從離縫處擠出，模型表面依次出現渾濁泥漿→離縫間水流沖刷攜出顆粒并在板邊堆積→剩余顆粒形成松散均勻礫石層的翻漿過程；隨著離縫高度增加，土料P0開始出現渾水現象所對應的荷載作用次數不斷減小，且模型P0-JD1僅發生局部翻漿，破壞程度弱于模型P0-JD2和P0-JD3的全加載范圍翻漿；收集板邊堆積的被沖刷顆粒進行篩分試驗發現，粒徑0.5～10 mm范圍顆粒的質量分數為82.1%，與滬寧城際鐵路現場基床翻漿攜出顆粒粒徑基本一致[3]，而大部分小于0.5 mm的顆粒則與水混合成泥漿流失；土料P20的顆粒攜出量明顯大于土料P0，翻漿程度較P0更為劇烈。模型P0-WD1在加載時板邊局部僅有渾濁度不高的水冒出，無顆粒移動發生；P0-WD2則出現弱于同等離縫高度模型P0-JD3的局部翻漿現象。

表4 翻漿模型試驗現象

圖7 模型潮濕狀態加載后表面

圖8 模型P0-JD3加載后翻漿現象

圖9 模型P20-JD1加載后翻漿現象

圖10 土料P0飽和表面無積水有離縫加載后模型表面

1.4 試驗結果分析

根據室內翻漿模型試驗結果，結合高速鐵路無砟軌道實際工況，分析認為：

(1)底座與路基面無離縫存在情況下不會發生翻漿，且不受級配碎石持水狀態影響(如模型P0-CS、P0-JS、P20-CS、P20-JS)。此時上部軌道結構傳遞的列車荷載主要由強度較高的級配碎石顆粒骨架承擔，顆粒間上升的超孔隙水壓不致引起土顆粒的移動。

(2)級配碎石處于潮濕狀態的有離縫情況下也不會翻漿(如模型P0-CD1～P0-CD3、P20-CD1、P20-CD2)。離縫與路基面間無滲流產生，不存在促使土顆粒發生移動的滲透力作用。

(3)級配碎石在表面積水有離縫加載條件下出現明顯翻漿現象，翻漿劇烈程度與離縫高度呈正相關(如模型P0-JD1～P0-JD3)。受荷時離縫體積壓縮，離縫間積水在路基面發生滲流沖刷，表面顆粒受到足夠的滲透力作用發生移動造成翻漿。而離縫越高使得體積壓縮程度越大，相同加載頻率下產生的沖刷水流速度越快，顆粒受到的滲透力越大[22]，翻漿現象也就越早出現。

(4)級配碎石在飽和表面無積水狀態的有離縫加載下，翻漿顯現程度隨離縫高度增加而提高，最終出現局部翻漿(如模型P0-WD1～P0-WD2)。離縫高度較小時，由于離縫間不存在積水，無沖刷水流，故翻漿現象不顯著；隨著離縫高度增加，土體所受荷載水平增大，若土中水位高度仍保持不變，因土體表面出現明顯豎向累積變形，逐漸形成表面有積水加載狀態，導致翻漿現象發生。

(5)翻漿劇烈程度隨級配碎石細粒含量提高而加劇(如模型P20-JD1)。土中顆粒移動臨界滲透力與粒徑呈正比[23]，級配碎石細粒含量越高，相同滲透力下可發生移動的顆粒數量就越多，翻漿也就越劇烈。

(6)試驗證明了離縫形成、離縫范圍積水和列車荷載作用是翻漿形成的三個基本要素，三者必須同時存在才會產生無砟軌道基床翻漿。

2 無砟軌道路基面離縫積水分析

2.1 Mein-Larson降雨入滲地表積水判據[8]

某時段內滲入單位面積土中水的體積稱為該時段土的入滲量，以Fs表示；Fs隨時間t的變化率fc=dFs/dt定義為土的入滲率；在充分供水條件下相應入滲率稱為土的入滲能力fp[24]。文獻[25]在具有相同初始含水率、地表充分供水的均質土飽和下滲前提下，根據Darcy定律提出了式(6)所示的經典積水入滲方程。隨濕潤峰入滲距離zw或入滲量Fs的增加，fp呈現負冪函數型降低的規律，當zw或Fs增大至正無窮時fp趨近于ks。

(6)

式中：ks為土體飽和滲透系數；H0為地表積水厚度；Hi為濕潤峰處基質吸力水頭；θi為土體初始含水率；θs為土體飽和含水率。

文獻[8]在Green-Ampt模型基礎上，分析了穩定降雨條件的入滲過程，據此推導了降雨入滲中地表積水判據，只有當降雨強度大于土體的入滲能力，地表才會因供水“過量”出現積水。假定降雨歷時內降雨強度I恒為常數，則土體實際入滲率和表面積水狀況可根據降雨強弱分別考慮為如下兩種情形：

(1)I≤ks，由式(6)可知降雨強度小于土體最小入滲能力，所有雨水均被土體滲流吸收，整個降雨過程中土體表面不會形成積水，土體實際入滲率等于降雨強度，即fc=I。

(2)I>ks，降雨入滲初期zw和Fs較小，相應ks

假定情形(2)中降雨積水前土中仍為自上而下的飽和入滲，根據fp隨入滲量Fs的增加而降低的規律，且積水前實際入滲率始終為fc=I，最終確定在降雨歷時t下土體表面恰好達到積水條件fc=fp=I所需臨界降雨強度Ic，見式(7)。對于廣泛構筑高速鐵路基床的粗粒土填料而言，較小的基質吸力僅在降雨歷時初期對Ic存在影響，隨著t的增加Ic迅速趨近ks。

(7)

2.2 無砟軌道滲水裂隙水力計算

無砟軌道路基上覆封閉不透水混凝土材料，大部分降落至軌道結構的雨水可直接經頂面向線路兩側橫向排出[11]，僅底座伸縮縫或側縫內開裂的填充材料存在滲水通道[3,5-6]。通常縱連式軌道結構底座側縫僅發生少量輕微翻漿，翻漿病害嚴重部位多位于受力集中、離縫顯現的分塊底座端部附近，泥漿從底座間伸縮縫及其相鄰縱向側縫大量冒出[5]，故重點對單元板式軌道結構底座端部翻漿區域的裂隙進行水力計算。

降雨過程中，裂隙通道滲水量與裂隙的降雨匯水以及自身滲透性相關聯，分析如下。

(1)裂隙降雨匯水流量

地區降雨強度規律通常以降雨歷時為橫坐標、各歷時最大平均雨強為縱坐標的降雨強度-歷時曲線(I-t曲線)表示。確定的I-t關系不僅與地區所處地理位置有關，還與降雨發生的保證率即重現期T存在聯系，某地區一定T下的I隨t的增加呈逐漸衰減趨勢[24,26]。

設底座和軌道板尺寸(長×寬)分別為L1×B1、L2×B2，若伸縮縫冒漿裂隙J1沿整個底座寬度方向出現，取J1長度l1=B1，四周相鄰冒漿側縫J2的長度均為l2，且l2始終小于0.5L1。如圖11所示，降落雨水主要在軌道板及其兩側底座表面匯集，假定匯水面雨水僅向直線距離最近的底座邊緣流動，則J1的匯水區域A1,1是以底座伸縮縫為其中一條對角線的正方形X1X2X3X4，J2匯水面積A1,2視長度l2而定，當l2≤B1/2時考慮為圖11(a)中的S△X1Y1Y2，l2>B1/2為圖11(b)中的梯形S四邊形X1Y3Y4X2。

圖11 單元板式軌道結構翻漿區域裂隙匯水示意圖

降雨期間忽略雨水在匯水面上的徑流時間，進入裂隙的匯水流量Qc即為匯水面積與降雨強度的乘積，可根據式(8)、式(9)進行計算。

(8)

(9)

(2)裂隙滲流通水量

(10)

(11)

Qf=q·l

(12)

式中：l為裂隙長度；ν為水的運動黏滯系數，20 ℃時取1.007×10-6m2/s；g為重力加速度，本文取g=9.8 m/s2。

2.3 基于離縫積水持續時間的基床翻漿判定

從式(8)、式(9)可以看出，在固定降雨重現期下，若已知軌道結構尺寸和裂隙長度，則單一裂隙匯水流量Qc隨降雨歷時t的變化規律與地區降雨強度一致，如圖12中曲線AD所示。當整個降雨歷時過程中Qc始終小于自身通水量Qf，則裂隙滲水流量Qin=Qc；又如圖12中折線BCD所示，如果在t小于某歷時tp條件下相應Qc大于Qf，則過大的降雨匯水量超過裂隙本身的透水能力，雨水通過裂隙只能按Qin=Qf進行滲入，而后t大于tp使得Qc低于Qf，Qin又開始只受Qc控制。故任意降雨歷時的Qin取決于Qc和Qf中的較小值。

圖12 裂隙滲水流量隨降雨歷時變化曲線

假定自底座裂隙J1和J2滲入的水量在翻漿路基面均勻豎直下滲，定義裂隙滲水總流量與翻漿面積之比為路基面等效降雨強度Ie，則Ie的表達式為

(13)

式中：Qin,i為第i處裂隙滲水流量；Qc,i為第i處裂隙匯水流量，不同位置的裂隙可按式(8)或式(9)計算；Qf,i為第i處裂隙通水量，根據Re的大小按式(11)、式(12)確定；A2為路基面翻漿區域面積。

考慮底座下路基土體的入滲特性主要由基床表層填料決定，由2.1節可知，當翻漿區域路基面等效降雨強度大于基床表層填料的積水臨界降雨強度，表明對應路基面的供水條件超過填料的入滲能力，離縫位置將會形成積水。因此，規定降雨重現期[T]下任意降雨歷時t所對應Ie(t)與Ic(t)之比F(t)，作為該時刻路基面離縫積水的判據

(14)

式中：F(t)為路基面降雨強度比，F(t)>1表明離縫產生積水；Ie(t)為降雨歷時t下的等效降雨強度；Ic(t)為降雨歷時t下基床表層填料的積水臨界降雨強度。

若F(t)>1的降雨歷時區間為[t1,t2](其中0≤t1≤t2<+∞)，可按式(15)計算路基面離縫積水持續時間(簡稱離縫積水持時)

td=t2-t1

(15)

結合式(7)～式(15)分析可知，td主要受基床表層填料飽和滲透系數、線路地區降雨強度和裂隙幾何尺寸的影響，飽和滲透系數越小、降雨強度以及裂隙的幾何尺寸越大，離縫積水持時越長。在線路運營期間，長時間的離縫積水容易受到列車荷載反復作用產生基床翻漿。可根據td是否超過翻漿形成的積水時間閾值，提出判定無砟軌道基床翻漿的方法，即“雨強-積水法”：

(16)

式中：[t]為形成翻漿的離縫積水時間閾值，由基床表層填料類型、離縫高度、形成翻漿的荷載次數、列車運營編組形式、列車速度和列車追蹤時間等決定。

3 應用實例

以翻漿病害典型出現的滬寧城際鐵路為例，采用“雨強-積水法”對廣泛鋪設CRTS-Ⅰ型板式無砟軌道的路基面離縫積水以及翻漿現象進行判斷。滬寧城際鐵路基床表層級配碎石中小于0.1 mm顆粒含量高達10%[3,18]，由圖5中級配碎石細粒含量與滲透系數的關系得到相應k10=7.02×10-4cm/s，參照文獻[29-30]確定θi=4.8%，θs=6.1%，Hi=500 mm。

(1)幾何參數

取軌道結構尺寸L1=20×103mm，B1=3 000 mm、L2=4 962 mm、B2=2 400 mm。現場調查發現基床翻漿主要發生在以底座伸縮縫為中心、沿縱向5 m范圍內[5]，對應A2=15×106mm2，區域內J1和J2滲水裂隙的長度分別取l1=3 000 mm、l2=2 500 mm，則由圖11(b)可知，此時裂隙總匯水面積與翻漿面積相等。

文獻[31]進行的無砟軌道長期溫度觀測認為，底座溫度在冬、夏兩季達到極值，變化幅值約為30 ℃。針對滬寧城際鐵路基床翻漿通常在每年降雨量相對充沛且溫度適中的3—4月集中顯現[3]，算例中考慮底座溫度變化范圍ΔT=15 ℃，則按式(17)計算的底座填縫材料溫縮裂隙寬度歸納于表5。

表5 翻漿區域裂隙寬度計算結果

e=α·ΔT·Lx

(17)

式中：α為材料線膨脹系數，混凝土α1=1.0×10-5℃-1，瀝青混凝土α2=2.1×10-5℃-1 [31]；Lx為引起材料溫縮變形相對應的結構尺寸。

(2)翻漿判定

針對J=1的自由下滲狀態，由式(10)～式(12)計算得到裂隙J1在寬度e1=3.00 mm下形成紊流所對應的通水量Qf1=9.64×108mm3/min，裂隙J2在e2=0.54 mm層流狀態的通水量Qf2=1.92×107mm3/min。應用表6中上海地區在[T]=1 a標準下統計得到的城市暴雨強度公式作為滬寧城際鐵路沿線降雨強度I1[32]，圖13示出了由降雨引起的裂隙J1和J2匯水流量Qc,1、Qc,2隨t的變化情況。整個歷時中J1和J2的匯水流量均小于自身通水量，路基面等效降雨強度Ie,1僅由裂隙的降雨匯水決定。在滬寧城際鐵路滲水裂隙總匯水面積等于翻漿面積的前提下，根據式(13)可知此時Ie,1即為大氣降雨強度I1。

表6 城市暴雨強度公式(T=1 a)

圖13 裂隙降雨匯水流量與通水量關系

聯立式(7)、式(13)和式(14)，圖14繪出了各降雨歷時下滬寧城際鐵路路基面降雨強度比F1(t)，圖中同時對比了相同條件下蘭州地區的路基面降雨強度比F2(t)(相應[T]=1 a的降雨強度I2如表5所示)。在降雨入滲初期，級配碎石積水臨界雨強Ic,g迅速趨近于飽和滲透系數k10，導致F1(t)和F2(t)隨著t的增大均表現為短時增加；當t>10 min 后，Ic,g基本不再變化，F1(t)和F2(t)因僅受降雨強度控制而與t呈負相關。采用迭代法求得F1(t)>1的歷時區間為[0,90]，由式(15)得到相應離縫積水持時td,1=90 min；F2(t)在整個歷時中恒小于1，1年一遇的降雨不會引起蘭州地區高速鐵路路基面離縫積水，離縫積水持時td,2=0。

圖14 路基面降雨強度比隨降雨歷時變化

滬寧城際鐵路列車運營速度300 km/h，運營列車由2輛拖車(T)和6輛動車(M)構成編組，列車全長201.4 m，同一方向列車間追蹤間隔時間取4 min[33]。以1.3節中模型P0-JD3在離縫高度h=3.19 mm過軸440次出現渾水泥漿現象作為算例的翻漿起始條件，則換算后得到的[t]=52.56 min。在1年一遇的降雨條件下，根據“雨強-積水法”分析可知，采用細粒含量10%的級配碎石填筑的滬寧城際鐵路基床表層，其td,1比[t]大71.2%，路基面離縫積水持時超過允許值，其間容易受到列車荷載多次作用，使得填料中細顆粒因水流的沖刷而發生移動，這也是位于多雨地區的滬寧城際鐵路在線路運營期間出現嚴重翻漿病害的重要原因之一。同條件下位于半干旱地區的蘭州td,2=0，說明細粒含量10%的級配碎石入滲能力能夠適應該地區1年一遇的降雨強度。因此，高速鐵路無砟軌道基床結構設計施工中，應嚴格控制級配碎石的細粒含量，保證由其滲透系數決定的積水臨界雨強大于線路所在地區路基面等效雨強。

4 結論

基于加載板離縫設置、級配碎石細粒含量和持水狀態不同的單元填土動態模型試驗，確定了無砟軌道基床翻漿形成的基本要素，結合降雨中路基面等效降雨強度和離縫積水持續時間分析，提出了無砟軌道基床翻漿判別方法，得到以下結論：

(1)離縫形成、離縫積水和列車荷載作用是形成無砟軌道基床翻漿的必要條件，離縫高度和基床表層級配碎石填料細粒含量增加會加劇翻漿嚴重程度，使發生翻漿所需荷載作用次數減小及顆粒攜出量增多。

(2)以路基面離縫積水持續時間td內承受的列車荷載達到翻漿形成的作用次數為條件，提出了判定無砟軌道基床翻漿的“雨強-積水法”。其中，td可根據翻漿區域路基面等效降雨強度Ie和積水臨界雨強Ic比值F(t)>1所對應的降雨歷時區間長度計算得到。

(3)分析發現，地處多雨地區的滬寧城際鐵路CRTS-Ⅰ型板式無砟軌道在1年一遇的降雨下，底座伸縮縫位置的路基面離縫長時間處于積水狀態，表明滬寧城際鐵路的高細粒含量級配碎石基床表層透水能力與線路所在地的降雨環境不匹配。