劉 寶，蘇 謙，PHAM Duc Phong，，白 皓，LAM Thi Huyen Hanh

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2. Le Quy Don技術(shù)大學 特種工程學院，越南 河內(nèi) 100803；3.四川高速公路建設(shè)開發(fā)總公司，四川 成都 610041)

級配碎石屬于無黏結(jié)散體材料，具有良好的強度、變形和滲透特性，是高速鐵路無砟軌道路基基床較理想的填料。但在搬運、填筑和運營階段，由于環(huán)境因素與機械動力作用，級配碎石發(fā)生顆粒破碎[1]，導(dǎo)致填料顆粒級配發(fā)生局部變化，細顆粒含量進一步增加，在水和動力耦合作用下易導(dǎo)致路基出現(xiàn)翻漿、脫空、不均勻沉降等病害[2，3]。

許多學者針對級配碎石在三軸循環(huán)荷載作用下的動力特性進行過研究。蔡英等[4]通過開展路基填土的動三軸試驗，得出累計應(yīng)變與荷載重復(fù)次數(shù)、頻率、圍壓的關(guān)系。楊堯[5]采用大型動三軸儀，進行不同壓實度、含水狀態(tài)、荷載頻率和初期軸向壓力狀態(tài)下基床填料的動三軸試驗，分析土動力參數(shù)的變化對臨塑動強度的影響。鄧國棟等[6]采用大型動三軸儀對高速鐵路路基粗顆粒填料進行試驗研究，分析應(yīng)力水平、固結(jié)圍壓、振動頻率以及振動次數(shù)對動彈性模量和阻尼比的影響。王龍等[7]采用中型動三軸儀，在不同圍壓、動應(yīng)力條件下，研究級配碎石基層在長期荷載作用下塑性變形的發(fā)展規(guī)律和分布狀態(tài)。同時，也有部分學者針對級配碎石的動力穩(wěn)定性開展大模型動力加載試驗。詹永祥等[8]通過室內(nèi)模型試驗研究，分析循環(huán)加載條件下路基基床的動態(tài)力學特性。劉鋼[9]用快速破壞、緩慢破壞、緩慢穩(wěn)定和快速穩(wěn)定四個狀態(tài)描述累積變形的狀態(tài)特征，建立基于累積塑性變形速率發(fā)展趨勢的數(shù)學判別準則。文獻[10-12]研究不同含水率下無黏性粗顆粒材料的累積變形規(guī)律，結(jié)果表明含水率對材料的動彈性模量及累積變形影響明顯，含水量增大引起動彈性模量降低和累積變形增加。文獻[13，14]系統(tǒng)開展循環(huán)荷載作用下不同含水率黏性粗顆粒材料的大型三軸試驗，分析含水率對粗顆粒材料強度參數(shù)和累積變形的影響規(guī)律。

可以看出，針對級配碎石在不同含水狀態(tài)下的動力特性研究較少。因此，本文通過室內(nèi)大型動三軸試驗針對最優(yōu)含水率和飽和含水率下級配碎石的臨界動應(yīng)力、累積變形及其發(fā)生機理等進行探討，為高速鐵路路基長期動力穩(wěn)定性研究和高速鐵路運營安全提供參考。

1 試驗方案

1.1 試驗設(shè)備

試驗采用FSC5-2000大型電液伺服動靜三軸試驗機，系統(tǒng)精度Fs≤±1.0%，該裝置可對散粒料進行動、靜力試驗，主要分為加載系統(tǒng)、控制系統(tǒng)和采集系統(tǒng)等，加載系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 大型三軸加載設(shè)備(單位：mm)

1.2 試驗土樣及制備方法

為保障試驗級配碎石土樣與實際高速鐵路基床表層級配碎石顆粒填料一致，本試驗級配碎石樣品取自山西中南部鐵路通道試驗段工點。根據(jù)TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》[15]，通過顆粒篩分試驗及Excel電子圖表計算獲得試樣的級配曲線，如圖2所示。試樣由卵石、圓礫、砂以40∶30∶30的比例構(gòu)成，其級配特征指標計算結(jié)果見表1。

圖2 填料級配曲線

方孔篩邊長/mm4531522471170501過篩質(zhì)量百分率/%10095784852624812214級配指標不均勻系數(shù)Cu曲率系數(shù)Cc試樣259151

利用DJ30-5大型電動擊實儀測定其最大干密度ρdmax為2.35 g/cm3，最優(yōu)含水率wopt為4.85%(圖3)。三軸試驗試件制作時，采用四分法稱取樣品，按最優(yōu)含水率灑水并通過攪拌機拌均勻，放入封閉容器中浸潤2 h，以保證含水率分布均勻?？刂茐簩嵍葹?5%，利用夯實機在標準制樣模具內(nèi)分層擊實制樣，圓柱體試樣尺寸為φ300×600 mm。

圖3 級配碎石干密度與含水率關(guān)系曲線

1.3 試驗方法

考慮到高速鐵路路基基床的實際受力狀態(tài)，將圍壓σ3分為三組：15 kPa、30 kPa和60 kPa。試驗加載方案由計算機模塊化程序控制，施加圍壓σ3至規(guī)定值穩(wěn)定30 min，施加設(shè)定的初期軸向應(yīng)力σs(15 kPa)，以保證動荷載作用時無沖擊效應(yīng)；靜軸向應(yīng)力作用下試樣變形穩(wěn)定后，施加動應(yīng)力σd進行循環(huán)加載試驗。每種圍壓下取5個動應(yīng)力幅值(表2)，荷載采用正弦波載荷方式，頻率為5 Hz模擬列車速度(圖4)，控制方式為應(yīng)力控制，循環(huán)加載次數(shù)為10 000～20 000次[16]。

表2 試驗條件

圖4 試驗加載時程曲線

圖5 動孔隙水壓力時程曲線

2 不同含水狀態(tài)累積變形規(guī)律分析

2.1 不同含水狀態(tài)下級配碎石的累積變形

最優(yōu)含水率條件下級配碎石累積變形已有大量的相關(guān)研究[4，7-20]，部分文獻中變形狀態(tài)的劃分方法見表3。表3未對實際工況中含水率劇烈變化的影響性進行分析。

本文針對最優(yōu)含水率(wopt=4.85%)、飽和含水率(ws=7.37%)工況，同時考慮不同圍壓和加載應(yīng)力條件，分別進行多組三軸試驗，以圍壓30 kPa為例，試驗結(jié)果如圖6、圖7所示。由圖6、圖7可以看出，本文大型三軸試驗的累積變形隨作用次數(shù)的發(fā)展趨勢與現(xiàn)有研究成果[21，22]一致，因此采用本試驗裝置進行不同含水率條件下級配碎石累積變形機理研究是可行的。

圖6 wopt=4.85%，累積變形與作用次數(shù)關(guān)系曲線

圖7 ws=7.37%，累積變形與作用次數(shù)關(guān)系曲線

圖8 σ3=30 kPa，σd=229 kPa時不同含水率下的變形-作用次數(shù)曲線

由圖6～圖8可知，含水率對累積變形影響明顯，含水率越高其對應(yīng)的累積變形越大。累積變形隨作用次數(shù)增加逐漸增大，當作用次數(shù)超過1 000振次后，含水率對累積變形的影響逐漸顯現(xiàn)；當作用次數(shù)達到20 000 振次時，最優(yōu)含水率工況對應(yīng)的累積變形為1.21 mm，飽和含水率工況對應(yīng)的累積變形為2.06 mm，相對增大了70%。級配碎石累積變形除來源于壓密沉降之外，還需要考慮以下兩個方面的影響。一方面，含水率增加導(dǎo)致細顆粒表面的水膜變厚，顆粒間的自由水增多，自由水直接起到潤滑作用，細顆粒能夠在級配碎石骨架結(jié)構(gòu)的孔隙中移動，使級配碎石的黏聚力及內(nèi)摩擦角降低[23]。另一方面，上部動荷載傳遞到級配碎石層，導(dǎo)致其內(nèi)部孔隙水壓增大，產(chǎn)生了動孔隙水壓(圖9)，同時發(fā)生向上排水，這一過程中細顆粒也隨水流排除，使基床級配碎石出現(xiàn)級配變化(表4)和空隙，在長期荷載作用下會產(chǎn)生路基面不均勻沉降，甚至引起軌面嚴重不平順、軌道板開裂等病害，尤其是在底座板接縫處。高速鐵路路基面實際動荷載遠小于級配碎石的臨界動應(yīng)力，但是無砟軌道路基翻漿病害依然較嚴重，說明這一現(xiàn)象主要是水與動力荷載耦合作用產(chǎn)生的。

圖9 試件底部動孔隙水壓力

篩徑/mm4531522471170501通過率/%A層10095884852624612629B層10095784852624712324C層10095784752724812318D層10095784852624712113

加載完成后，將試樣從其頂面至底座均分為4層(圖1)，將每層進行顆粒級配分析。試樣中每層的粗顆粒含量基本不變，細粒土含量發(fā)生了變化。細粒土含量沿試樣高度向下依次遞減，其中A層細粒土含量最高，約為D層的3.2倍，細粒土含量分布具有明顯的差異性，表明在循環(huán)加載過程中試樣中的細顆粒發(fā)生了從下到上的遷移運動。加載時動孔隙水壓力逐漸上升(圖5)，形成超孔隙水壓；卸載后超孔隙水壓開始消散，循環(huán)加載使孔隙水壓反復(fù)增加和消散，使水在骨料間的空隙中流動。結(jié)合自由水的細顆粒不斷被水驅(qū)動經(jīng)試樣底座往頂面遷移，使上層試樣的細顆粒含量增多，當不斷有水補充時就會出現(xiàn)較明顯的翻漿現(xiàn)象。

圖10分別為最優(yōu)含水狀態(tài)與飽和含水狀態(tài)時，動孔隙水壓與循環(huán)振動次數(shù)的關(guān)系曲線。由圖10可知，開始階段孔隙水壓增長速率較快，經(jīng)過一定的振動次數(shù)后，孔隙水壓幅值緩慢增長直至穩(wěn)定。在荷載加載初期，試樣在動荷載作用下發(fā)生壓密變形，且速率較快，使孔隙水壓力迅速上升；隨著荷載作用次數(shù)的增加，試樣的彈性變形趨于穩(wěn)定，孔隙水壓力的發(fā)展也趨穩(wěn)。此外，最優(yōu)含水狀態(tài)時，試樣有較強的變形抵抗能力，產(chǎn)生的累積變形幅度較小，引起超孔隙水壓的變化幅度也較??；飽和含水狀態(tài)時，大量自由水的存在降低了試樣的抗變形能力，導(dǎo)致試樣產(chǎn)生較大幅度的累積變形，超孔隙水壓的變化幅度也較大[24]。

圖10 σ3=30 kPa，σd=229 kPa時動孔壓與振次關(guān)系曲線

2.2 不同含水率級配碎石的累積變形計算模型

為分析不同含水率級配碎石累積變形計算模型，本文參照文獻[4]的相關(guān)研究仍將級配碎石的累積變形狀態(tài)劃分為衰減區(qū)和破壞區(qū)，計算結(jié)果如圖11、圖12所示。

圖11 wopt=4.85%，累積變形線型分類

圖12 ws=7.37%，累積變形線型分類

參考已有相關(guān)研究，若不考慮初期振次的影響，衰減型曲線可用Stewart模型[25]表示：s=α+βlnN，式中：α、β為與動應(yīng)力水平和試樣物理性質(zhì)有關(guān)的參數(shù)；N為加載次數(shù)。破壞區(qū)的變形曲線常用Monismith模型[26]表示：s=ANb，式中：A和b的數(shù)值取決于動應(yīng)力水平和試樣的物理性質(zhì)；N為加載次數(shù)。根據(jù)上述分析方法，本文針對不同含水率級配碎石在循環(huán)動荷載作用下累積變形和加載次數(shù)的回歸方程進行擬合，結(jié)果見表5。

飽和含水率工況累積變形曲線與最優(yōu)含水率工況規(guī)律基本一致，仍然具有較明顯的分區(qū)現(xiàn)象，上述函數(shù)能夠較好表示其變化規(guī)律。但是，飽和含水率工況對應(yīng)的臨界區(qū)間遠小于最優(yōu)含水率工況，相同應(yīng)力水平對應(yīng)的回歸方程系數(shù)也相差較大，飽和含水率工況累積變形曲線的曲率更大。差別原因主要是衰減型Stewart模型參數(shù)α、β和破壞型Monismith模型參數(shù)A、b是動應(yīng)力水平、壓實度、含水狀態(tài)、循環(huán)加載條件等因素的多元函數(shù)，最優(yōu)含水狀態(tài)與飽和含水狀態(tài)級配碎石不僅含水狀態(tài)不同，而且對應(yīng)的臨界動應(yīng)力有較大差別。即在含水率不同、加載動力幅值接近時，上述模型中對應(yīng)的方程系數(shù)隨含水率的不同產(chǎn)生差異，使累積變形隨荷載作用次數(shù)表現(xiàn)出不同的狀態(tài)特征。級配碎石飽和含水狀態(tài)時，由于孔隙水對級配碎石軟化作用造成其變形抵抗能力下降，級配碎石試樣累積變形發(fā)展速率增大，較最優(yōu)含水狀態(tài)下模型方程的曲線梯度增大。

表5 累積變形回歸曲線

3 不同含水狀態(tài)臨界動應(yīng)力分析

由以上分析可知，飽和含水率工況和最優(yōu)含水率工況累積變形曲線均存在臨界動應(yīng)力。當級配碎石基床的動應(yīng)力小于該臨界動應(yīng)力[27]時，在無其他影響因素的前提下，基床的永久變形會得到有效控制，這與文獻[28]中循環(huán)荷載下土體破壞的準則一致。動應(yīng)力水平低于臨界值時，累積變形隨著作用次數(shù)的增加不斷增大，變形速率不斷減小直至趨近穩(wěn)定；動應(yīng)力超過臨界值時，累積變形隨循環(huán)作用次數(shù)持續(xù)增長直至發(fā)生漸進剪切破壞。臨界動應(yīng)力和累積變形由級配碎石的物理性質(zhì)和受力狀態(tài)決定，不同含水率級配碎石的累積變形曲線斜率(Δs/ΔlgN)隨荷載作用次數(shù)N的變化規(guī)律如圖13、圖14所示。

當動應(yīng)力等于臨界動應(yīng)力時，累積變形曲線斜率等于0，文獻[9]認為大于或小于臨界動應(yīng)力微小范圍內(nèi)，累積變形曲線斜率(Δs/ΔlgN)與作用次數(shù)N呈線性關(guān)系。因此，利用累積變形曲線斜率接近0的多條曲線，可建立動應(yīng)力與累積變形曲線斜率之間的線性函數(shù)關(guān)系式，進而求得臨界動應(yīng)力值σdc，結(jié)果如圖15所示。

圖13 wopt=4.85%，累積變形曲線斜率與作用次數(shù)的關(guān)系

圖14 ws=7.37%，累積變形曲線斜率與作用次數(shù)的關(guān)系

圖15 不同含水率下臨界動應(yīng)力與圍壓關(guān)系

由圖15可以看出，試樣的臨界動應(yīng)力與其對應(yīng)的彈性變形隨圍壓的增加而增大，含水率分別為4.85%和7.37%時，圍壓由15 kPa增大到60 kPa，臨界動應(yīng)力分別增大約37%和48%，說明圍壓值對試樣的臨界動應(yīng)力影響較大?？梢岳斫鉃閲鷫禾岣吆箢w粒間的接觸更緊密，試樣表現(xiàn)出更好的線性變形規(guī)律，克服相互移動的摩擦力增大，動強度以及對應(yīng)的彈性模量都有所提高。另外，飽和含水率工況對應(yīng)的臨界動應(yīng)力較最優(yōu)含水率工況平均小13%，而且圍壓越小時兩者相對差值越大，說明圍壓越大顆粒擠壓越緊密，動水壓力的相對影響量就越小，這也是現(xiàn)場基床病害主要發(fā)生在表層的原因。因此，高速鐵路無砟軌道路基需要注意路基面排水效果檢查，基床表層級配碎石填料不應(yīng)長期受雨水下滲浸泡，避免水與動力荷載耦合作用引起翻漿病害。

另外動孔隙水壓力逐漸上升，易導(dǎo)致動抗剪強度降低[29]。根據(jù)主應(yīng)力σ1d=σ3+σdc和σ3d=σ3可以給出動抗剪強度線與莫爾圓，然后得出動黏聚力Cd和動內(nèi)摩擦角φd，相同試樣與物理力學條件下，利用靜三軸試驗可以得出靜黏聚力Cs和靜內(nèi)摩擦角φs，結(jié)果見表6。

表6 動、靜三軸試驗指標

級配碎石的靜破壞偏應(yīng)力(σ1-σ3)和臨界動應(yīng)力大小由其本身的物理性質(zhì)決定，并且受不同加載方式及應(yīng)力狀態(tài)的影響，兩者存在一定的聯(lián)系，因此，定義臨界動靜應(yīng)力比為：Kr=σdc/(σ1-σ3)。在不同含水狀態(tài)(4.85%、7.37%)下，圍壓為15 kPa、30 kPa、60 kPa時，臨界動靜應(yīng)力比Kr分別為0.41、0.38、0.37和0.40、0.37、0.35，臨界動靜應(yīng)力比的平均值分別為0.39和0.37，與已有研究(0.3～0.6)[22，30]相符。這說明含水率提高對級配碎石動靜態(tài)物理力學特性都有影響，含水率越高臨界動靜應(yīng)力比越小。隨著含水率增大，顆粒之間的自由水增多，包裹細顆粒的水膜變厚，使顆粒黏聚力及內(nèi)摩擦角的作用減弱，導(dǎo)致黏聚力及內(nèi)摩擦角減小，減少級配碎石的抗剪強度，從而降低基床級配碎石抵抗水侵害的能力。

4 結(jié)論

本文通過室內(nèi)大型動三軸試驗，對不同含水狀態(tài)級配碎石的累積變形規(guī)律與臨界動應(yīng)力等進行分析，得出以下結(jié)論：

(1)累積變形隨作用次數(shù)增加而逐漸增大，其變化速率與動應(yīng)力水平緊密相關(guān)，當作用一定次數(shù)后含水率的影響才逐漸顯現(xiàn)；當作用次數(shù)達到20 000振次時，飽和工況的累積變形相對最優(yōu)含水率工況增大了70%。

(2)選用Stewart模型和Monismith模型分別描述不同含水率下級配碎石衰減型和破壞型累積變形曲線具有較好的擬合效果，不同含水率級配碎石對應(yīng)的臨界動應(yīng)力有差別，使得模型中對應(yīng)的方程系數(shù)隨含水率的不同產(chǎn)生差異，比較而言，飽和含水率條件下累積變形曲線梯度較大。

(3)級配碎石臨界動應(yīng)力隨含水率增大而減小，飽和含水率工況對應(yīng)的臨界動應(yīng)力較最優(yōu)含水率工況平均小13%，圍壓越小時兩者相對差值越大。

(4)含水率變化對級配碎石動靜強度均有影響，且影響程度相當，本文中最優(yōu)含水率與飽和含水率狀態(tài)下級配碎石的動靜應(yīng)力比的平均值分別0.39和 0.37。

(5)基床表層級配碎石填料不應(yīng)長期被水浸泡，避免水與動力荷載耦合作用引起翻漿病害，因此高速鐵路無砟軌道路基需要注意路基面排水效果的檢查。

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