考慮道砟嵌入作用的有砟軌道基床表層變形行為研究

聶如松，李亞峰，冷伍明，黃茂桐，周思危，董俊利

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2.中南大學 重載鐵路工程結構教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；3.安徽理工大學 土木建筑學院，安徽 淮南 232000)

早期修建的鐵路對路基的重要性認識不足,導致路基的設計標準低、填料規格差[1-3],有時甚至直接將道砟鋪設在土質路基上。在列車動荷載及外部環境的長期作用下,道砟碎石和土質路基直接接觸的部位容易發生道砟嵌入和路基土遷移,形成路基夾層、道砟陷槽、道砟囊、翻漿冒泥和基床外擠等病害[4-6]。對上覆道砟作用下路基表層變形行為的研究是揭示上述路基病害機理、全面認識有砟軌道-路基結構長期變形行為的關鍵。

國內外學者對路基土在循環荷載作用下的動力和變形特性進行系統研究,如聶如松等[3]和楊志浩等[7]分別研究了路基A組填料和級配碎石在循環動荷載作用下的變形特性,Cai等[8-9]和Wang等[10]對軟土在單、雙向激振作用下的變形行為進行了研究,Gr?be等[11]探究了主應力旋轉對路基變形行為的影響。這些研究成果在有效模擬路基實際應力條件的基礎上,獲得了路基填料的動力和變形特性。然而,McHenry等[12]、Abadi等[13]和Aikawa等[14]通過壓敏紙和薄膜傳感器等設備測試了有砟軌道道床與軌枕以及路基的界面應力,結果表明由于道砟的顆粒特性,碎石道床與土質路基界面應力呈散點式分布。同時,由于道砟的棱角特性,道砟顆粒與路基接觸處會出現局部應力集中,此時接觸應力約為將道床視為均勻塊體時平面應力的2～3倍。顯然,傳統三軸試樣表面施加均布荷載的試驗方法[5-13]不能模擬實際路基表面應力散點式分布和局部應力集中的特性,這使得試驗中對于路基應力狀態的模擬與實際情況不符。

此外,由于道砟和路基填料的散粒體特性,道床和路基接觸部位會出現道砟嵌入現象[6],如圖1所示。道砟嵌入后形成的夾層以及飽和狀態下的翻漿冒泥會對軌下結構的動力特性產生顯著影響[15-20]。Duong等[18]設計了上層為道砟碎石、下層為路基細粒土的圓柱形試樣并對其施加動荷載作用,并對道砟嵌入的全過程進行觀測。結果表明當路基土飽和時,路基中的細粒土會在動荷載的作用下遷移至道砟孔隙內,而在路基含水率較低時,僅發生道砟嵌入現象。Chawla等[21]開展了縮尺的有砟軌道-路基土模型試驗,指出在路基中埋設土工織物可減緩路基內的水動力響應以及由此引發的粗/細顆粒遷移現象,進而維持路基面的穩定。然而,已有研究著重于碎石道床-土質路基接觸面水動力特性以及由此引發的細顆粒遷移研究,而對接觸面更為常見的道砟嵌入現象,尤其是關于其的定量分析以及其對路基變形行為的影響,相關研究還較為缺乏。

圖1 道床-路基界面處形成的土石夾層

鑒于動三軸試驗在模擬路基應力條件和量測其變形響應的有效性,本文改進了傳統的以單一路基填料制作試樣的思路,將道床和路基作為整體進行制樣和加載,實現對道床-路基界面應力和變形行為的有效考慮。首先,通過與純土試樣對比,分析道砟嵌入對路基土變形行為的影響;然后,研究動應力水平和路基含水率對道砟嵌入的影響,以及道砟嵌入與試樣整體軸向、側向變形間的關系;最后,基于道砟嵌入速率,探討基于道砟嵌入指標的路基破壞標準。

1 動三軸試驗

為突出道砟嵌入現象,本文以朔黃重載鐵路有砟道床-土質基床結構為原型,設計上層為道砟、下層為基床填料的雙結構層試樣。對于重載鐵路,道床層厚度一般為0.5～0.6 m,并且列車動力響應在基床0～1.2 m深度內最為顯著[22],故雙層試樣的道砟碎石和基床土層厚之比設置為1∶2,如圖2所示。

圖2 道砟碎石-基床粉土雙層試樣(單位:mm)

1.1 試驗材料

1.1.1 道砟碎石

朔黃重載鐵路采用一級道砟碎石作為道床填料,其顆粒粒徑范圍為16～63 mm[23]。同時,試驗采用的動三軸試驗系統(SDT-50電液伺服三軸儀)配套的試樣尺寸為100 mm×200 mm(直徑×高)。為避免尺寸效應[24-25],試樣內顆粒的最大粒徑應不大于試樣整體尺寸的五分之一。因此,本文采用平行縮尺法對道砟進行縮尺[26]。

由于試樣直徑為100 mm,故允許的最大道砟粒徑為20 mm,縮尺比例為20∶63,進而推算出縮尺后的道砟最小粒徑為5.1 mm。為使每一組級配的道砟在縮尺前后保持相同的質量分數[26-28],計算縮尺后的粒徑,即

( 1 )

式中:Dmax、D′max分別為縮尺前、后道砟粒徑的最大值;Dmin、D′min分別為縮尺前、后道砟粒徑的最小值;D、D′分別為縮尺前、后某一級配的道砟粒徑;η為縮尺比例。

縮尺前、后的道砟級配曲線見圖3。

圖3 試驗所用道砟和基床粉土的顆粒級配曲線

1.1.2 基床填料

試驗所用基床填料為低液限粉土[29-30],取自朔黃重載鐵路西柏坡段K248基床層,根據TB 10001—2016《鐵路路基設計規范》[31]確定為C組填料。該填料的顆粒相對密度為2.71,最大干密度為1.96 g/cm3,最優含水率為11.8%,液限和塑限分別為26.0%和18.2%,級配曲線如圖3所示。更多關于試驗用土的介紹詳見文獻[29-30]。

限于試樣尺寸,試驗對道砟進行縮尺處理,而基床填料直接采用現場路基土,未進行縮尺處理,主要原因有: ①基床填料的主要成分為粉粒,還有少量的黏粒?；蔡盍现辛叫∮?.075 mm的細顆粒占土樣總質量的95%,由于細顆粒與縮尺后道砟的粒徑相差較大(粒徑之比約為百倍),對填料進行縮尺處理對道砟-粉土界面應力及變形行為的影響不大。 ②粉粒和黏粒的粒徑已足夠小,對其進行縮尺處理需要較高篩分精度,篩分過程中產生的誤差可能會影響土體的性質。 ③對粉粒進行縮尺,使得部分粉粒縮尺為黏粒,這會顯著影響土體的塑性,進而影響土體在動荷載下的變形特性。因此,本文直接采用路基土進行試驗。

1.2 制樣方法

道砟排水性能優良,實際運營條件下多為風干狀態,故制樣時道砟為天然風干狀態。由于粉土路基壓實系數高、滲透性差,在極端降雨或地下水位上升條件下,路基容易處于飽和狀態,故試驗對粉土填料考慮最優含水率wopt、天然含水率wins和飽和含水率wsat共3種情況。

為對比分析道砟嵌入對土樣變形的影響,制作純土試樣和道砟-粉土試樣。對于純土試樣,分6層進行擊實,完成試樣的制作;對于道砟-粉土試樣,先制作下層的粉土層,然后在其上部鋪填道砟碎石,具體步驟如下:

1)粉土層的制作。首先,將基床粉土烘干、過篩、配至目標含水率;然后,按照TB 10625—2017《重載鐵路設計規范》[32]要求的基床壓實系數K=0.97,在制樣筒中分4層壓實粉土。制作飽和試樣時,在土樣完成擊實后,用透水石夾緊試樣的兩端,將其放入飽和器內進行抽真空飽和。

2)道砟層的鋪填。采用人工振搗[33]方式在粉土層上分3層鋪填道砟碎石,并在最后一層鋪填完成后,手動找平道砟層上表面,以便后續安裝試樣時試樣表面與作動頭接觸良好。TB 10625—2017《重載鐵路設計規范》[32]規定道床的密實度應不小于1 700 kg/m3,這與本文縮尺道砟振搗后的密實度(1 760 kg/m3)較為接近,驗證了本試驗中道砟能有效模擬鐵路道床的實際狀態。

1.3 試驗方法

由于試樣高度較小,動應力沿試樣高度的衰減較弱,道砟表面和粉土表面的平均動應力基本相同。故試驗基于基床面的動應力水平設計道砟-粉土試樣的動荷載施加水平。鐵路路基現場動力測試結果[34]表明基床面動應力范圍為35～185 kPa,本試驗將動應力最大值擴大至360 kPa,以研究不同動應力水平下的基床變形行為。試驗圍壓設置為30 kPa[3,25-30],加載頻率設置為2 Hz[25-30]。

間歇性動荷載考慮了相鄰列車運行的時間間隔,能更真實模擬列車長期運行對軌下結構的動力作用[29-30]。朔黃鐵路開行的2萬t列車一般由220節車廂組成,相鄰車廂的前后兩個轉向架通過時會對基床產生一次循環加載[35],因此2萬t列車通過時會對基床產生220次循環加載。同時,相鄰列車的追蹤時間間隔約為9 min。因此,每一加載階段的振次為220次,間歇階段時長設置為500 s。

圖4為軸向加載曲線。在排水固結完成后,對試樣進行階段振動和荷載間歇交替的間歇性動荷載作用,直至試驗達到終止標準(10 000總振次或10%軸向應變)。

圖4 軸向加載曲線示意

基于上述試驗設置,試驗方案如表1所示。

表1 試驗方案

2 道砟-粉土試樣的變形行為

2.1 道砟對土樣變形的影響

加載結束后,最優含水率下的純土試樣和道砟-粉土試樣如圖5所示。需要說明的是,道砟-粉土試樣的上層道砟在拍攝照片時已被取走,以方便觀察土樣表面形態。部分道砟顆粒因嵌入過深,取出會破壞界面形態,故拍照時予以保留。

圖5 最優含水率試樣

對于純土試樣(圖5(a)),當動應力水平較低時(σd≤ 360 kPa),加載結束后土樣的軸向變形較小,試樣保持為穩定狀態。而當動應力水平較高時(σd≥ 420 kPa),試樣的軸向變形發展顯著,甚至出現了貫穿試樣整體的剪切面,試樣最終表現為剪切破壞。值得注意的是,在軸向變形顯著發展的過程中,試樣的側向變形一直較小。

與純土試樣相比,道砟-粉土試樣(圖5(b))中的土樣變形存在以下區別: ①道砟嵌入使得粉土表層出現槽痕。當動應力水平較高時(σd=420～480 kPa),粉土表面甚至出現了局部的剪切破壞,這不同于純土試樣表面相對平整的形態。 ②土樣表層發生了側向變形,且該側向變形隨著動應力幅值(或者道砟嵌入程度)的增加而加劇,這不同于純土試樣的側向變形一直較小的特點。 ③道砟的存在使得土樣承受動荷載的能力顯著降低。對于純土試樣,動應力幅值增加至420 kPa時,試樣發生破壞,而對于道砟-粉土試樣,動應力幅值為300 kPa時,試樣就已因剪切變形過大而破壞。顯然,由于道砟的存在,下層粉土的變形形態和動力特性發生了變化。

與最優含水率試樣相比,當土樣為飽和含水率時,道砟嵌入程度和側向變形更為顯著,見圖6。

圖6 飽和含水率試樣

值得注意的是,純土試樣側向變形在試樣中部最為顯著,而對于道砟-粉土試樣則是在道砟-粉土界面處側向變形最大。造成這一差異的主要原因為:純土試樣兩端受底座的側向約束作用較為顯著,故側向變形在試樣中部最為顯著;而道砟-粉土試樣由于道砟嵌入擠壓其兩側土顆粒,使得粉土表層的側向變形最為顯著。有砟軌道常發生的路肩隆起和側鼓等病害皆表現為基床表層顯著的側向變形,以往僅以基床填料為研究對象的三軸試驗中側向變形在試樣中部最為顯著,這與實際情況有所差異,主要原因就是缺乏對道砟嵌入作用的考慮。

2.2 破壞模式

根據道砟-粉土試樣的變形行為,可將其破壞模式分為以下兩類:

1)剪切破壞型(圖5)。該破壞類型往往當粉土含水率較低時發生。在試樣發生破壞前,土樣的側向和軸向變形發展水平一直較低,而當動應力水平超過臨界動應力時,土樣的變形迅速發展,出現明顯的剪切破壞面,無法繼續承受動荷載作用。

2)軟化破壞型(圖6)。該破壞類型往往當粉土含水率較高時發生。試樣破壞時試樣整體變形大,同時大量道砟嵌入使得粉土表層側向變形顯著,但未出現明顯的剪切破壞,試樣仍能繼續承受一定的動荷載作用。

3 道砟嵌入現象

3.1 道砟嵌入深度

上述分析表明道砟嵌入對于下層粉土的變形行為有顯著影響。為定量分析道砟嵌入現象,在試驗結束后,取走上層道砟,量測道砟槽痕的最大深度,作為描述道砟嵌入程度的指標。圖7為不同含水率w條件下道砟嵌入深度隨動應力水平的變化曲線。

圖7 不同含水率條件下道砟嵌入深度隨動應力水平的變化曲線

總體上,道砟嵌入深度隨動應力水平的增大而增加。當試樣處于穩定狀態時,道砟嵌入深度與動應力水平基本呈線性關系。當粉土處于最優含水率時,道砟嵌入深度與動應力水平間的擬合直線接近于水平,且嵌入深度不大于1 mm,這表明低含水率條件下道砟不易嵌入粉土中,且增加動應力水平對道砟嵌入程度的促進有限。對于含水率為天然和飽和狀態的試樣,擬合直線的傾角和截距更為顯著,表明當粉土處于高含水率時,道砟更易發生嵌入,且動應力水平對道砟嵌入程度的加劇作用也更顯著。

當動應力幅值繼續增加,試樣轉變為破壞狀態時,最優含水率試樣的道砟嵌入深度為4 mm,明顯低于天然含水率試樣破壞時的7 mm以及飽和含水率試樣破壞時的17 mm嵌入深度。這表明對于破壞狀態的道砟-粉土試樣,低含水率條件下道砟嵌入引起軸向變形占試樣整體變形的比例較小,試樣整體變形主要是粉土的壓縮變形所致。而當含水率較高時,道砟嵌入在試樣整體變形中的占比顯著,試樣整體變形的相當一部分是由于道砟嵌入所致。后續將詳細分析道砟嵌入與試樣整體變形間的關系。

圖8為不同動應力水平下道砟嵌入深度隨粉土含水率的變化曲線。含水率的增加使得粉土發生軟化、道砟嵌入程度加劇。其中,含水率從11.8%增加至15.8%所引起的道砟嵌入深度的增加量要大于含水率從15.8%增加至19.8%時,這表明含水率從11.8%增加至15.8%的過程中,土樣由堅硬逐漸軟化,使得道砟嵌入深度顯著增加。而當土樣含水率繼續由15.8%增大時,土樣已處于較為顯著的軟化狀態,粉土含水率的增加對進一步促進土樣軟化以及道砟嵌入的效果有所減弱,因此道砟嵌入深度的增幅也有所減弱。

圖8 不同動應力水平下道砟嵌入深度隨含水率的變化曲線

3.2 道砟嵌入與試樣整體變形間的關系

3.2.1 對軸向變形的影響

采用道砟嵌入深度與試樣整體的累積塑性變形之比k,定量描述道砟嵌入與試樣整體變形間的關系。不同含水率條件下的k隨動應力水平的變化曲線如圖9所示?？傮w上,粉土含水率越高,道砟嵌入深度在試樣整體變形中的占比越大。同時,k隨著動應力水平的增加而趨近一穩定值,對于最優、天然和飽和含水率,該穩定值分別為13%、44%和62%。對于最優含水率,k為13%意味著試樣的主要變形源于道砟和土樣的壓縮變形,因道砟嵌入引起的軸向變形占比較小。而對于天然和飽和含水率試樣,k高達44%和62%,表明試樣整體變形中相當大的一部分來源于道砟嵌入。

圖9 道砟嵌入深度與試樣整體累積塑性變形之比隨動應力的變化曲線

k對有砟軌道道床-路基結構整體沉降變形的預估具有指導意義。傳統的預估思路是分別計算道床和路基的永久變形,然后累加作為軌面沉降。然而,上述分析結果表明,道砟嵌入對道床-路基整體變形有顯著影響,尤其是路基含水率較高時。故基于本文的試驗結果,提出一種新的軌面沉降預測思路:首先分別計算道床和路基的壓縮變形并相加(Sb+Ss),然后乘以放大系數kα以考慮道砟嵌入對軌面沉降的貢獻。放大系數kα的計算式為

( 2 )

在本試驗中,當路基處于最優、天然和飽和含水率狀態時,k分別取13%、44%和62%,此時放大系數kα分別為1.15、1.78和2.63。

需要注意的是,由于試樣高度限制,實際道床和路基所處的應力水平與試樣承受的30 kPa圍壓、60～120 kPa動應力幅值存在一定差異,同時各鐵路干線采用的填料性質存在差異,且長期運營的有砟鐵路存在基床表層壓實度降低、道砟破碎/臟污和由此導致的道砟搗固抬升等現象,使得實際道床和路基服役狀態與試驗設定的試樣參數存在出入。這些因素會影響道砟嵌入程度、道床和基床的壓縮變形,進而改變放大系數kα的具體取值。因此,上述基于室內三軸試驗提出的1.15、1.78和2.63放大系數,其有效性仍需經大量實際工程檢驗并進行修正。

值得注意的是,低含水率和高含水率條件下,k隨動應力水平的增加分別呈增加和減小的變化趨勢。由于道砟嵌入深度隨著動應力水平的增加一直增大,故導致這兩種不同發展趨勢的原因可能是道砟和粉土壓縮變形與道砟嵌入的相對關系所致,分析如下:

1)低含水率條件下,處于高密實狀態的粉土剛度較高,道砟在低動應力作用下不易嵌入粉土中,此時試樣的變形主要是道砟和粉土的壓縮變形,故低動應力下k較小;而當動應力水平繼續增加時,道砟開始嵌入粉土中,k逐漸增加;后續道砟嵌入粉土形成穩定夾層,使得道砟和粉土的壓縮變形與道砟嵌入協同發展,k也逐漸趨于穩定。

2)高含水率條件下,粉土發生明顯的軟化,道砟易嵌入土層中,故低動應力條件下的k值較大;當動應力繼續增加,道砟和粉土的壓縮變形開始顯著增加,故k逐漸減小;繼續增大動應力,道砟嵌入粉土形成穩定的夾層,道砟和粉土的壓縮變形與道砟嵌入協同發展,k也逐漸趨于穩定。

3.2.2 對側向變形的影響

上述分析表明,道砟嵌入會誘發下層粉土發生側向變形。然而,對該側向變形的直接測定存在一定的困難。首先,道砟-粉土界面在加載結束后局部凹陷或凸起,不規則的界面平面使得對其周長或者面積的直接測定較難;其次,該側向變形程度沿試樣高度方向呈非線性,這使得采用某個高度的側向變形參數刻畫試樣整體側向變形程度具有一定的主觀性和隨機性。因此,本文采用間接表征的方式對試樣的側向變形進行分析,具體方法如下:

假設試樣的橫截面形狀在道砟嵌入的過程中保持不變,則可通過實測的道砟嵌入深度推算出當不發生側向變形時的細粒土遷移質量m′s,即

( 3 )

式中:A為試樣的橫截面面積;hb為道砟嵌入深度;K為遷移至道砟孔隙內的細粒土壓實系數;e為加載后的道砟孔隙比;ρdmax為粉土的最大干密度。

Indraratna等[36]和Huang等[37]實測了經歷動荷載壓密作用后的道砟孔隙率,約為0.75,因此本文取道砟孔隙率e=0.75。同時,鑒于粉土在制樣時的壓實系數較高,動荷載作用對粉土的繼續壓密效果有限,因此可認為遷移至道砟孔隙內的細粒土壓實系數仍保持為初始值0.97。式( 3 )中其余參數的取值詳見1.1.2節基床填料的相關內容。

圖10為基于式( 3 )的細粒土遷移質量的理論計算值以及基于試驗的實測值。總體上,細粒土遷移質量的實測值比理論計算值要大,且兩者的數值差異隨道砟嵌入程度的加劇而增大。產生差異的主要原因是理論計算方法忽略了側向變形部分道砟內的細粒土,所以計算值小于實測值。同時,道砟嵌入程度越顯著、試樣側向變形越大,計算值和實測值間的差值就越大。這也證明了可基于細粒土遷移質量和道砟嵌入深度間接地對試樣側向變形進行表征和分析。

圖10 細粒土遷移質量的計算值與實測值

根據上述分析,采用細粒土遷移質量的實測值和理論值之差表征土樣側向變形程度,結果如圖11所示。與道砟嵌入程度隨動應力水平的發展規律相似:動應力水平越高,側向變形越顯著。這也與圖5和圖6中觀察到的試樣側向變形的發展規律相一致。

圖11 側向遷移的細粒土質量隨動應力幅值的變化曲線

對于穩定和軟化破壞型試樣,粉土的側向變形基本隨道砟嵌入深度的增加呈線性增長,這與道砟嵌入深度的增長規律基本一致。但若試樣發生剪切破壞,剪切面的滑移促使試樣的側向變形突增。顯然,兩種破壞模式下側向變形的增長模式不相同。

4 道砟-粉土試樣變形行為標準

上述分析表明,道砟嵌入對下層粉土的變形行為具有顯著影響:高含水率條件下,道砟嵌入程度較大且隨著動應力水平變化顯著,試樣呈軟化破壞型;低含水率條件下,道砟嵌入深度較為小且受動應力影響較小,試樣往往呈剪切破壞型。然而,鑒于試驗設備的限制,無法對道砟嵌入的全過程進行觀測。因此,基于道砟嵌入深度和試樣總體變形的關系(圖11),間接推導出道砟嵌入速率,進而分析道砟嵌入對試樣變形行為的影響。

壓密后的道砟和基床粉土的回彈模量分別為200～350 MPa[38]和40～80 MPa[39]。因此,在動荷載的作用下,相比于道砟嵌入和粉土壓縮引起的變形,道砟壓縮對試樣整體變形的貢獻較小,故可將試樣的整體變形簡化為僅由道砟嵌入和粉土壓縮兩部分引起。同時,相比于道砟嵌入初期,后期的道砟嵌入對粉土變形的發展更為重要。圖9表明當道砟嵌入粉土形成夾層后,道砟嵌入與粉土壓縮協同發展,兩者的增量之比保持不變,即道砟嵌入速率與粉土壓縮速率之比為一定值。故基于上述假定,利用道砟-粉土試樣整體變形的時程曲線推導道砟嵌入速率的時程曲線:首先,基于試樣整體的累積塑性變形曲線(圖12),獲得試樣整體的軸向變形速率;然后,基于圖9確定當含水率為最優、天然和飽和含水率時,道砟嵌入與粉土累積塑性變形的速率之比分別為0.169、0.787和1.639;最后,通過上述速率比值,獲得道砟嵌入速率。

圖12 累積塑性應變隨振次的變化曲線

圖13為安定理論[39-40]中基于累積塑性應變-應變速率曲線的變形行為劃分方法。為考慮道砟嵌入對試樣變形行為的影響,將圖13中的縱坐標替換為道砟嵌入速率。按照試樣的破壞模式,將最優、天然和飽和含水率試樣分別繪制在圖14中?？梢?動應力水平和土樣含水率越高,累積塑性變形-道砟嵌入速率的曲線越向右上方偏移,試樣達到穩定狀態時對應的道砟嵌入速率也在不斷增加。

圖13 基于累積塑性應變-應變速率的路基填料變形行為劃分

圖14 道砟嵌入速率與試樣整體變形間的關系

結合上述試樣變形行為的分類(圖7),將道砟嵌入速率作為評判試樣變形行為的標準。由于試驗工況較少,未出現塑性蠕變試樣,為安全起見,以塑性安定試樣中道砟嵌入速率穩定值的最大值作為塑性安定極限。對于最優含水率試樣,σd=240 kPa時對應的塑性安定極限為道砟嵌入速率vcri=2.9×10-5mm/s;對于天然和飽和含水率試樣,σd=120 kPa時臨界道砟嵌入速率vcri=1.4×10-4mm/s。而對于塑性蠕變極限,由于工況限制,本文未能予以確定,故仍需開展更多試驗工況以確定相關數值。

值得一提的是,Li等[41]采用與本文相同的基床粉土填料開展了近似的間歇加載動三軸試驗,提出了間歇性荷載作用下粉土變形行為標準:試樣變形速率的穩定值小于6.4×10-5mm/s時試樣為塑性安定狀態,大于4.4×10-4mm/s為增量破壞狀態,介于兩者之間為塑性蠕變狀態,該標準適用于最優、天然和飽和3種含水率。

若將純粉土試樣塑性安定極限6.4×10-5mm/s乘以道砟嵌入與土樣累積塑性變形的速率之比,可獲得最優、天然和飽和含水率條件下,以道砟嵌入速率表征的塑性安定極限,分別為1.1×10-5、5.1×10-5和1.0×10-4mm/s,這與本文基于道砟-粉土試樣獲得的塑性安定極限較為接近,表明本文利用道砟嵌入速率確定道砟-粉土試樣變形行為標準的有效性。同時,也驗證了本文推算道砟嵌入速率方法的有效性,即認為道砟嵌入基床形成穩定夾層后,道砟嵌入速率與粉土壓縮變形速率之比為一定值。

5 結論

為研究道砟嵌入對基床表層變形行為的影響,開展了一系列以道砟-粉土試樣為研究對象的間歇性加載動三軸試驗,分析了道砟嵌入對基床表層變形行為的影響,并提出了基于道砟嵌入速率的基床表層變形行為標準。主要結論如下:

1)相比于純土試樣,道砟嵌入使粉土的變形特性發生改變。粉土表層出現道砟槽痕、發生側向變形,同時承受動荷載的能力降低。動應力水平和粉土含水率的增加有助于道砟嵌入程度的加劇。

2)道砟-粉土試樣的破壞模式可分為剪切破壞型和軟化破壞型。剪切破壞型在最優含水率試樣中出現,當動應力幅值高于300 kPa時,試樣剪切破壞;軟化破壞型在天然和飽和含水率試樣中出現,當動應力幅值高于120 kPa時,試樣因變形過大而破壞。

3)最優、天然和飽和含水率下道砟嵌入深度與試樣整體的累積塑性變形之比分別為13%、44%和62%。基床含水率較低時,道砟-粉土試樣的主要變形源于道砟和粉土的壓縮變形,而基床含水率較高時,道砟嵌入引起的變形則較為顯著。

4)基于道砟嵌入速率提出了道砟-粉土試樣變形行為標準。對于最優含水率試樣,道砟嵌入速率為2.9×10-5mm/s時試樣達到塑性安定極限;對于天然和飽和含水率試樣,塑性安定極限為1.4×10-4mm/s。