段君義，楊果林，劉洋，闞京梁，邱明明

(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；3.延安大學建筑工程學院，陜西延安，716000)

膨脹土具有明顯的吸水膨脹、失水收縮特征[1]，該特征隨著降雨、地下水上升、氣候變化等引起水分運移而具有潛在性、反復性及長期性[2]。膨脹土的脹縮變形特點導致膨脹土地區(qū)鐵路路基經常出現路基隆起、基床外擠、翻漿冒泥及線路不平順等問題[3-5]，高速鐵路無砟軌道對路基穩(wěn)定性及其隆起變形有著非常嚴格的控制要求[3,6]。隨著列車速度不斷提高，上述問題更加突出[4]，進而可能引起嚴重的鐵路運營安全隱患。目前，針對膨脹土地區(qū)鐵路路基病害問題，研究者與工程人員通過試驗與實踐提出了多個解決途徑，并運用于實際工程中，如：在基床結構不同部位采取鋪設復合土工板(膜)、瀝青混凝土以及半剛性防水層等防排水措施[7-9]；利用石灰、水泥及纖維等各類材料對膨脹土填料進行改良[10]；采用碎石樁、混凝土樁及土工墊層等對膨脹土地基進行加固處治[11]。上述解決方法在一部分鐵路工程中的應用效果良好，然而，也有部分線路在采用上述方法后經過多年運營仍存在膨脹土病害[12-13]，主要是處治措施尚存在不足或在長期服役下失效，仍有水分蒸發(fā)或浸入路基結構，導致膨脹性填料因水分波動而產生脹縮變形。為更好地解決膨脹土引起的鐵路路基變形病害，改進或提出更好的處治途徑，有必要對膨脹土浸水變形引起的鐵路路基變形機理及其特征進行深入研究。AL-SHAMRANI 等[1,14-15]通過砂孔、砂槽對膨脹土地基進行人工浸水，研究膨脹土隆起變形及其與混凝土結構相互作用；陳偉志等[16-17]通過對云桂鐵路膨脹土地基進行人工浸水，得到不同高度低矮路堤變形沿路基深度、橫向的分布規(guī)律；蔣關魯等[18]研究了剛、柔性基礎下膨脹土地基浸水變形差異性；馬麗娜等[3]分析了不同浸水孔深度與上覆荷載對泥巖地基膨脹變形特性的影響。以上浸水試驗研究成果均有利于膨脹土地區(qū)鐵路路基結構優(yōu)化設計[4,12]，但研究對象多數是針對單純膨脹土地基或非完整鐵路路基。目前，針對膨脹土地基浸水膨脹變形對完整鐵路路基結構變形特性影響的研究還很少[16]，難以滿足高速鐵路日益增長的高質量、高標準、高安全的要求。為此，本文作者依托京沈(北京—沈陽)客運專線鐵路建設，開展高速鐵路雙線無砟軌道路基下膨脹巖地基浸水模型試驗，分析膨脹巖地基膨脹變形及對整個路基結構變形的影響，以期為膨脹巖土地區(qū)鐵路路基結構設計及其加固處治提供參考。

1 路基模型試驗

1.1 路基填料

地基填料為具有膨脹性的全—強風化泥質砂巖，取自京沈客運專線上遼寧省朝陽市，呈灰白、灰綠色，塊狀可輕易夯碎，易風化，吸水性強，遇水膨脹迅速。根據現場勘察測試，其自由膨脹率為28%～51%，蒙脫石質量分數為21.49%～40.51%，陽離子交換量為238.69～480.60 mmol/kg。根據TB 10038—2012“鐵路工程特殊巖土勘察規(guī)程”的判別標準，該泥質砂巖整體上以弱至中等膨脹性為主。天然含水率w0為20.3%～25.4%，土粒相對密度Gs為2.70～2.73，液限wL為33.50%～48.00%，塑限wP為29.40%～33.13%。由擊實試驗得到其最大干密度ρmax為1.728 g/cm3，最優(yōu)含水率wopt為19.8%，不均勻系數Cu為45.4，曲率系數Cc為2.0。

基床填料是按照鐵路路基設計規(guī)范要求配制的A組填料，其主要物理力學參數見文獻[19]。填料均按照規(guī)范[6]要求進行分層填筑壓實。

1.2 路基模型及試驗方案

1.2.1 路基模型尺寸及元器件布置

模型箱3面為格構式箱壁，另一面為開口。開口位置采用可拆卸的鋼擋板點焊封口，并用大型工字鋼焊接在箱壁上加固鋼擋板，增加其剛度。箱壁上涂刷一層潤滑油和粘貼光滑聚氯乙烯薄膜，試驗路基以規(guī)范[6]中實際雙線無砟軌道路基結構一半為原型，按照1:2縮尺確定，對應的相似關系見表1。需要說明的是，膨脹性土體的變形由外荷載約束和自身膨脹潛勢共同決定，它們之間的關系復雜，盡管如此，由模型試驗得到的變形特征仍可對實際鐵路路基的變形狀態(tài)給予評估。路基橫向長度為5.00 m，高度為2.55 m，縱向長度為2.00 m。其中，試驗所用軌道板通過對CRTS I 型板式軌道結構按1:2 縮尺得到，采用C40 混凝土澆筑成型，縱向長度為1.90 m，鋼軌以60 kg/m 鋼軌為原型，采用工字鋼模擬。路基內部布置濕度計(型號為YT-DY-0101，精度為0.01%)、沉降計(型號為JMDL-3210A，精度為0.01 mm)及側向土壓力盒(型號為JMZX-5002AT，土壓力盒緊貼于箱壁)，在路基表面布設豎向、水平位移監(jiān)測點，模型尺寸及具體元器件布置見圖1。其中，在距地基底部0.30 m處沿路基橫向水平布置3道水管，并相互聯(lián)通，管壁按0.20 m 間距鉆孔并用透水土工布包裹防止泥、砂土由孔口進入而堵塞管道。水管放置在開挖好的溝槽中，同時在溝槽內鋪設細砂裹住水管以保證水分由孔口出水后均勻滲入地基土中，如圖2所示。

表1 路基模型相似比關系Table 1 Similarity relationship of subgrade

1.2.2 試驗過程及監(jiān)測

在整個浸水過程中，路基面上覆荷載僅有軌道結構荷載(即縮尺的軌道板和鋼軌)，試驗路基未采用防排水措施，以便分析最不利情形和為后續(xù)研究處治方法提供依據。地基浸水由進水口注入鋪設在地基中的水管網絡完成，水頭差維持在0.30 m，但水頭不高于地基面位置(通過進水口水頭和浸水面觀察管內水面位置控制)。在浸水過程中，對土壤濕度、側向土壓力、地基膨脹變形及路基表面變形進行監(jiān)測。當地基土全部浸水濕潤且其濕度、路基變形達到相對穩(wěn)定時，結束浸水過程，整個浸水過程持續(xù)時間為151 h。之后，關閉浸水系統(tǒng)，并對自然狀態(tài)下路基濕干過程進行繼續(xù)監(jiān)測，該過程持續(xù)時間為30 h。

圖1 雙線無砟軌道路基模型及元器件布置Fig.1 Physical model of double-line ballastless track subgrade and components layout

圖2 水管網鋪設Fig.2 Water pipe laying

2 試驗結果與分析

2.1 浸水過程中路基濕度變化規(guī)律

圖3所示為浸水時地基中濕度(w)隨浸水時間(t)的變化結果，其中，浸水過程中濕度計M21 和M22 對應的濕度穩(wěn)定不變，分別為11.6% 和10.7%。由圖3可知：地基中部(對應濕度計M31，M32 和M33)在浸水開始后第7～13 h 內濕度增大，且在短時間內便出現較大增長；在注水約27 h時，M31 的濕度開始升高，但相比于地基中部位置而言，M31 的濕度增加量稍低，這是由于M31 埋置在地基與基床底層的交界面處，而基床底層為A組填料，吸水性沒有泥質砂巖強烈，此外，浸水滲出點(浸水管網位置)距地基和基床底層交界面的距離較長，導致向上滲透路徑較長，且在滲透路徑上，泥質砂巖遇水膨脹致孔隙通道縮小或堵塞，進而導致水分擴散速度減慢；當浸水過程持續(xù)到約41 h 時，由于泥質砂巖產生了較大膨脹壓力，使得加固鋼擋板的大型工字鋼翼緣與模型箱壁的1處焊縫因應力集中出現了開裂裂縫，模型箱開口方向的鋼擋板出現小幅度外鼓(如圖4所示)，于是，立刻采取加固與補焊措施，加固后對鋼擋板變形進行監(jiān)測，其變形得到控制不再變化，在整個加固時段內仍然持續(xù)監(jiān)控各項測試內容。

圖3 膨脹土地基內濕度隨時間變化Fig.3 Changes of humidity in expansive soil foundation with time

圖4 鋼擋板及其工字鋼變形(鋼擋板厚度為10 mm)Fig.4 Deformation of steel I-beam and steel plate(thickness of steel plate is 10 mm)

在浸水持續(xù)到65～68 h 時，M32 和M33 處濕度增大，表明整個地基內土體已被浸水，且朝著飽和方向持續(xù)進行，不同位置的濕度在之后陸續(xù)趨于穩(wěn)定。待路基內各部位的變形穩(wěn)定后，在第151 h 時，關閉浸水系統(tǒng)，并持續(xù)測試濕度、變形約30 h 至試驗結束。關閉注水系統(tǒng)后，不同位置處濕度存在滯后效應，并出現了一定程度下降。

2.2 浸水過程中側向土壓力變化規(guī)律

廣西、四川等膨脹土地區(qū)鐵路線路路基在運營過程中出現了大量的基床外鼓變形、側溝及其平臺擠壓開裂、破壞等問題[4]。為了解地基膨脹引起的側向膨脹情況，對距地基底面0.3 m 和0.9 m處膨脹性地基側向膨脹土壓力隨浸水時間的變化進行監(jiān)測，結果如圖5所示(圖中，?p為側向膨脹土壓力增量)。

圖5 側向土壓力隨浸水時間的變化Fig.5 Changes of lateral soil pressures with time

由圖5可知：泥質砂巖吸水產生膨脹，受模型箱壁和上覆荷載約束，P2處側向土壓力先顯著增大。這是由于P2位置剛好是浸水管網所在位置，該位置水分同時向上和向下雙向滲透，因此，P2處側向土壓力表現為急劇增大；在浸水持續(xù)到第17 h后進入緩慢增長期，該時期內側向土壓力達75 kPa。

隨著水分持續(xù)向上滲透，P1處側向土壓力開始緩慢增大，初期增大緩慢是由于水分未至該處，土壓力的增大是由周圍其他已浸水地基土的膨脹壓力擴散擠壓引起，加上水分單向滲透、路徑較長且部分滲透通道縮小或堵塞導致滲透較慢。

加固鋼擋板的工字鋼焊縫開裂，鋼擋板發(fā)生了一定程度鼓脹，使得P1和P2處側向土壓力均出現下降現象，其中，P2處側向土壓力的下降呈“陡降式”，而P1處的下降則較緩和，這是因為P2處泥質砂巖已經過較充分的浸水和較長時間膨脹，后期膨脹緩慢；而P1處泥質砂巖尚處于浸水初期或未達到完全飽和且仍在快速膨脹中。由于P2處的覆土厚度大于P1處的覆土厚度，因此，在整個浸水過程中，P2處側向土壓力始終大于P1處的側向土壓力。

此外，由圖5可知：加固前鋼擋板的鼓脹變形對側向土壓力的影響一直存在，表現為穩(wěn)定后的P2處側向土壓力最大值明顯小于其加固前的側向土壓力最大值，而穩(wěn)定后的P1處側向土壓力最大值等于其加固前的側向土壓力最大值?？梢姡⑿〉膫认蜃冃文軌蜥尫泡^大的側向膨脹力，而側向膨脹力減小又可進一步引起豎向膨脹力降低[20]。因此，若能夠在加固處治措施中充分利用該特征，則可在宏觀上顯著降低地基土膨脹力，進而降低路基隆起變形。

2.3 浸水過程中路基隆起變形規(guī)律

膨脹性地基浸水膨脹引起的路基結構變形監(jiān)測結果如圖6～9 所示，其中，豎向位移(DV)以向上隆起變形為正，水平位移(DH)以朝向線路中線方向為正。

圖6 路基結構層及路基表面豎向位移隨時間的變化Fig.6 Variations of uplift deformation of subgrade structure layers and surface with time

由圖6可知膨脹性地基及路基結構表面均產生了隆起變形，其隆起變形均可劃分成5個階段。

1)第Ⅰ階段為隆起變形起始期(0～14 h)。在浸水初期，浸水土體范圍較小，土體膨脹與軟化變形在數值上相差不大，使得路基結構層及路基表面變形在兩者綜合效果下表現為波動狀態(tài)，變形量小于1 mm(除坡肩處C4外)。

圖7 軌道板的隆起變形Fig.7 Uplift deformation of track slab

圖8 路基邊坡坡面豎向位移隨時間的變化Fig.8 Variations of uplift deformations at different positions of subgrade slope with time

圖9 路基邊坡坡面水平位移隨時間的變化Fig.9 Variations of horizontal displacements at different positions of subgrade slope with time

2)第Ⅱ階段為隆起變形快速增長期(14～41 h)，該階段內地基底部以上0～0.6 m 范圍內泥質砂巖均被水分浸潤，且水分仍在繼續(xù)向上遷移，因此，被水浸潤土體的范圍較大。同時，水分雙向滲透引起雙向土體同步膨脹變形，使得路基結構不同位置處隆起變形表現出不同程度地快速增長。本階段變形增量占整個過程的變形量較大，具體來說，路基表面C2，C3及C4處的變形增量占比在59.93%～60.05%之間，但地基內S3，S4及S5處變形增量占比分別為24.13%，45.84%和58.05%，說明上覆荷載的約束作用會影響膨脹變形的發(fā)展速率，且上覆荷載越大，膨脹變形發(fā)展越慢。

3) 第Ⅲ階段為隆起變形緩慢增長期(41～114 h)。根據圖5中側向土壓力p1、圖3中濕度計M31 以及圖6中沉降計S1的變化可知，在第41 h時，水分浸潤范圍為地基底部至其上0.9 m，且在某些區(qū)域(如M31處附近)，水分初步滲透至地基表面，該階段水分滲透路徑較長和滲水通道縮小或堵塞，且水分入滲引起土體內形成了閉合系統(tǒng)，氣壓力變大[18]，使得水分滲透速度減慢。而且在上一個階段內，較大范圍的地基土已經完成絕大部分膨脹變形，使得該階段各部位隆起變形發(fā)展相對緩慢，在該階段末期，水分已基本滲透滿整個地基。需要注意的是，工字鋼焊縫開裂引起隆起變形存在短暫的增大變緩或下降現象，但在加固工字鋼后隆起變形又增大。鋼擋板鼓脹對隆起變形存在影響，但對隆起變形隨整個浸水過程的增長規(guī)律及其在路基內的分布規(guī)律影響相對較小。本文重點分析隆起變形隨浸水時間的變化及其在路基中的分布特征，因此，在劃分隆起變形階段時暫未考慮該特殊情況的影響(后面關于水平變形的分析也如此)。

4) 第Ⅳ階段為隆起變形穩(wěn)定期(114～151 h)。在此階段，地基均已被水浸潤，地基土體膨脹變形已發(fā)展充分并逐漸達到穩(wěn)定狀態(tài)，路基結構各部位的隆起變形也趨于穩(wěn)定。

5)第Ⅴ階段為隆起變形失水回縮期。由于浸水系統(tǒng)關閉，在自然狀態(tài)下，水分進一步遷移和蒸發(fā)，地基土體濕度略有下降，泥質砂巖產生收縮變形，路基結構各部位的隆起變形也隨之微弱地減小。

在整個試驗過程中，地基部分S3，S4及S5處最大隆起變形分別為5.92，10.58 和15.26 mm。軌道板中線C2及其邊緣C3處最大隆起變形分別為5.12 mm和9.60 mm，且C2處隆起變形明顯比C3處的小，說明軌道板產生了逆時針傾斜現象，結合圖7可知，軌道板上3個位置的最大隆起變形沿橫向分布呈顯著的線性規(guī)律，說明軌道板的傾斜現象并非軌道板自身附加彎曲變形所引起(即軌道板自身彎曲變形相比于隆起變形可以忽略)，而是與膨脹性地基的上覆荷載從左至右不均勻有關。過大的隆起變形和軌道板傾斜會使得高速列車容易出現車體不穩(wěn)甚至脫軌等嚴重問題。路基邊緣處隆起變形高達17.97 mm，地基膨脹變形及路基表面隆起變形由軌道中線至路基面邊緣呈增大變化。

此外，由圖6還可知，軌道板上C2和C3處隆起變形量分別比地基S3和S4處的小，這是由于水分遷移進入小部分基床層引起基床填料浸水軟化、壓縮(這點可由濕度計M21和M22處濕度不變，圖6中S1和S2處豎向變形表現為壓縮得知)，且在地基膨脹變形作用下，路基土體產生側向變形[16]，軌道板外側土體發(fā)生了較大隆起變形，使得軌道板的隆起變形產生“衰減現象”，該隆起變形衰減現象對于路基隆起變形控制是有利的。

由圖8可知：路基邊坡坡面不同位置均產生了隆起變形，該隆起變形隨時間的變化規(guī)律與前述類似，也可劃分成5個階段。隆起變形起始期的變形增量占整個浸水過程中變形的11%～12%，隆起變形快速增長期為隆起變形主要的增長階段，變形增量占全過程的60%～67%；隆起變形緩慢增長期為隆起變形過渡階段，變形增量占比為19%～25%。由于從C4至C6處，膨脹性地基的上覆填土厚度依次遞減，故在隆起變形穩(wěn)定期內的C4，C5及C6處最大隆起變形依次增大，分別為17.97，19.24 和27.48 mm，其中，C6處靠近箱壁而受其約束作用強烈，導致C6處隆起變形明顯比C4和C5處的大。在隆起變形失水回縮期，坡面各位置的隆起變形均出現了小幅度回落。

由圖9可知，路基邊坡發(fā)生了朝向軌道中線方向的“內縮式”水平變形。由于坡面水平變形值始終為正，而在浸水初期，水分尚未進入基床層，故早期的坡面“內縮式”水平變形不是基床填料軟化所引起。對于雙線鐵路路基，由于路基結構內的應力場不以軌道中線對稱，膨脹性地基的上覆荷載(基床填料與軌道結構自重)在橫斷面上呈非均勻分布，故在地基浸水作用下，膨脹性地基隆起變形沿路基中心向坡腳逐漸增大，呈現“半鍋底”式差異分布[16]，進而可能對坡體范圍內的填料造成擠壓作用，加上在浸水后期，水分部分擴散至基床層，引起基床層填料軟化，兩者綜合作用使得坡面變形呈“內縮式”。該水平變形隨浸水時間的變化也可劃分為與前述相同的5個階段。在地基土浸水膨脹過程中，坡頂處水平位移始終比坡體中部的大，坡頂處最大水平位移為3.50 mm，坡體中部位置處最大水平位移為1.75 mm。

3 結論

1)隨著膨脹性地基土體濕度增加，其引起的側向土壓力也隨之增加。上覆荷載約束作用越大，側向土壓力越大，當出現微小側向變形時，側向膨脹力能夠得到顯著釋放。

2)在該浸水試驗中，當上覆荷載越大時，對應的地基膨脹變形發(fā)展速率越慢。膨脹性地基及路基表面均發(fā)生了隆起變形，路基隆起變形與水平變形隨浸水時間的變化均可劃分為變形起始期、快速增長期、緩慢增長期、穩(wěn)定期及失水回縮期5個階段。軌道板中線處最大隆起變形為5.12 mm。對于雙線路基結構，從軌道中線到路基面邊緣，地基與路基表面的隆起變形逐漸增大，其軌道板發(fā)生了逆時針式傾斜。

3)軌道板隆起變形小于其下方地基隆起變形，即隆起變形在路基中向上傳遞時產生了“變形衰減現象”，這有利于路基的隆起變形控制。在膨脹性地基浸水膨脹作用下，雙線無砟軌道路基坡面發(fā)生朝向軌道中線方向的水平變形，路基邊坡坡頂處最大水平位移達3.50 mm。