王 瑞 程建軍 祁延錄 高 麗 王夢田 李中國 馬澤軒

(①石河子大學水利建筑工程學院， 石河子 832003，中國)(②新疆鐵道勘察設計院有限公司， 烏魯木齊 830011，中國)(③中國鐵道科學研究院集團有限公司， 北京 100081，中國)

0 引 言

隨著我國高速鐵路的發(fā)展和興建，我國的高速鐵路建設已經穩(wěn)居世界前列。高鐵面臨的各種病害也逐漸引起國內外學者的廣泛關注。高鐵路基填料的微量膨脹引起的鋼軌上拱是伴隨無砟軌道發(fā)展出現(xiàn)的一種特有病害。一方面由于路基填料膨脹性相對于地基土較小，往往在建設階段被設計施工人員所忽略，而被認定為無膨脹性或弱膨脹性。但目前部分具有微弱膨脹性的路基填料引起的高速鐵路鋼軌上拱問題已經嚴重影響了我國部分地區(qū)的高鐵運營。另一方面高鐵無砟軌道與普通鐵路有砟軌道相比結構響應更敏感(孫曉靜等， 2017)，路基破壞后的修復難度更大。目前由于路基填料的微量膨脹導致的鋼軌上拱病害已經造成了大量的國民經濟損失。因此研究高鐵路基填料的微膨脹機理對于我國的高鐵建設具有重要意義。

高速鐵路時速一般可以達到300 km·h-1，對于鋼軌的平順性要求極高(趙國堂， 2019)，相對于路基沉陷，軌道的上拱更加容易導致車體脫軌。由于高鐵采用的無砟軌道對路基變形的調節(jié)能力非常有限(高速鐵路無砟軌道通過增減彈條扣件橡膠墊片的方式調節(jié)軌道豎向變形，但可調節(jié)范圍有限，針對上拱變形僅能調整4 mm)； 另外無砟軌道對于路基結構產生的變形響應非常敏感，無砟軌道采用整體性較強的道床板，基床部分填料微弱的膨脹變形就會引起錯臺、離縫等病害，最終導致鋼軌軌面異常。因此，高速鐵路路基膨脹引起的鋼軌上拱變形已經成為高鐵行業(yè)的一個主要難題(馬麗娜等， 2015； 崔曉寧等， 2017a； 薛彥瑾等， 2017)。由于無砟軌道上拱的整治難度較大，導致一些上拱區(qū)段只能限速運行，我國目前已經有多處無砟軌道發(fā)生軌道上拱問題，如鄭西客專、武黃客專、蘭新客專、大西客專以及其他一些在建高鐵。另一方面，我國幅員遼闊，地質情況復雜多樣，因此對于高速鐵路路基膨脹的產生機理以及其解決方案國內外一直未達成共識，但是蒙脫石是國內外公認的黏性土產生膨脹的原因之一(姚海林等， 2004； Zheng et al.，2008； 王沖等， 2017； 冷挺等， 2018； Radhakrishnan et al.，2018; Zou et al.，2018)。

路基填料作為非黏性土產生的膨脹量更加微小，膨脹機理相較于黏性土也更加復雜，因此根據現(xiàn)行規(guī)范進行的設計往往忽略其膨脹性，這對于高速鐵路的設計顯然是不利的。目前針對膨脹土的研究主要集中在泥巖及黏性土等膨脹性地基土的本構關系(Thomas et al.，1999； Omer et al.，2004)，及其上覆構筑物的結構響應等方面(Zuada Coelho et al.，2015； Wade et al.，1955)，而對于膨脹性較弱的路基填料等進行的研究甚少(方磊， 2005)。崔曉寧等(2017b)對高速鐵路路基填料以及地基土的膨脹性進行大量研究后提出一種新的膨脹土分級標準，為指導實際設計施工中路基填料的膨脹性判別提供了參考依據。陳強等(2019)通過動三軸試驗等手段研究了鐵路膨脹性路基土在循環(huán)荷載作用下的各項動力響應，為路基填料的膨脹潛勢研究提供了參考方法。張?zhí)畦さ?2019)通過壓汞法研究了不同壓實度對重塑泥巖微孔隙結構的作用效應，提出了壓實度影響孔隙，孔隙影響泥巖膨脹性的思路。通過國內外學者的研究成果發(fā)現(xiàn)，要從根本上探明高速鐵路路基填料的膨脹機理，還需要對路基填料在以蒙脫石為代表的膨脹性礦物影響下的膨脹規(guī)律進行詳細的試驗研究?？偨Y路基填料的微膨脹規(guī)律，為高速鐵路路基填料的選擇提供理論依據。

現(xiàn)行規(guī)范中針對膨脹土一共提出了自由膨脹率、無荷載膨脹率、載荷膨脹率3種定義。由于路基填料始終處于一定的應力條件下，試驗以及數值計算均采用載荷膨脹率。杜曉燕(2017)針對凍脹過程中填充料與骨架顆粒之間的相互作用機制進行研究后，提出微凍脹填料的凍脹過程實際上是填充料的體積膨脹與其對骨料的抬升作用的動態(tài)平衡過程。本研究采用類似的理論，通過在西北某客運專線無砟軌道發(fā)生上拱的路段挖取土樣，并進行了一系列膨脹試驗。研究了填料的微膨脹性作用機理，提出了高速鐵路路基填料微膨脹性判別指標以及判定標準，可為高鐵路基相關行業(yè)標準制定及設計計算提供理論依據。并通過數值模擬計算結合現(xiàn)行規(guī)范進一步驗證了試驗結果的有效性。

1 取樣與試驗

1.1 上拱工點基本情況

本研究填料試樣取自我國西北某高速鐵路一無砟軌道上拱路段，該高鐵線路通過的甘肅以及新疆等地是我國膨脹土、鹽漬土以及凍脹土發(fā)育較強的地區(qū)。其中該段鐵路3個工點在過去一年中觀測到明顯上拱(圖1)。膨脹病害發(fā)生工點所在區(qū)間的特殊巖土為石膏土，分布于地表及夾雜粗礫砂中。地基處理方式為挖除表層石膏土，換填滲水填料重錘夯實處理，地基頂面設0.4 m厚B組填料墊層。該路段路基填料為：基床表層采用級配碎石填筑，厚0.4 m； 基床采用A組填料填筑，每 0.3 m夯填碾壓共2.3 m； 基床底部為墊層，以下為地基土。其路基填料經過礦物組成分析發(fā)現(xiàn)存在少量蒙脫石。通過傳感器監(jiān)測斷面變形發(fā)現(xiàn)自2017年1月到2017年4月最大上拱量達到30 mm已經遠大于高速鐵路無砟軌道所能容許的最大上拱量4 mm。本研究在3個上拱病害工點分別挖取了基床表層的級配碎石、基床部分的A組填料試樣進行室內試驗。

圖1 K2455+390～K2456+430區(qū)間上拱情況檢測結果Fig.1 K2455+390～K2456+430 interval arch condition detection result

1.2 試驗設計

通過在該上拱工點進行取樣獲得路基本體填料試樣之后，依據《鐵路工程土工試驗規(guī)程》(TB 10102—2010)等相關規(guī)范分別測試填料的基本土工特性，并確定其礦物成分、陽離子交換量等指標，通過載荷浸水膨脹試驗測試原填料膨脹率，判斷原填料的膨脹性。膨脹率的計算采用現(xiàn)行規(guī)范中提出的膨脹率計算公式：

(1)

式中：VHP為試樣膨脹率(%)，計算至0.01%; ΔhW為試樣浸水膨脹后的高度變化量(mm)；h0為試驗浸水前試樣的高度(h0=116 mm)。

為了研究微膨脹性填料在膨脹組分以及填料孔隙率影響下的膨脹性變化規(guī)律，首先利用無膨脹的天然礫類土通過級配篩分實驗制備不同級配試樣若干，并確定試樣的孔隙率。

在制備多種孔隙率的試樣后進行以蒙脫石摻量為變量的雙因素研究試驗，考察不同孔隙率以及膨脹性礦物含量對應的填料整體膨脹性。裝置采用自主設計的膨脹儀(圖2)。

圖2 浸水膨脹試驗裝置Fig.2 Water immersion expansion test device

裝置采用雙層試驗筒，內筒均勻開孔，水分由夾層灌入通過內壁的透水孔進入試樣。試樣加載通過在加載架上放置加載塊實現(xiàn)。試件變形采用高精度千分表測量，試驗過程中每隔0.5 h記錄一次讀數，精確至0.001 mm，直到2 h內讀數不再改變或前后兩次讀數之差不超過0.001 mm，每組試驗做兩次取平均值。

1.3 基本膨脹試驗

依據《鐵路工程特殊巖土勘察規(guī)程》(TB 10038-2012)等相關規(guī)范首先對所采集的填料進行礦物成分分析，以及含水率試驗與膨脹性試驗得到原填料基本膨脹特性如表1所示，原填料級配如圖3所示：

表1 路基填料基本土工特性

圖3 級配試驗結果Fig.3 Grading test resultsa.A組填料; b.級配碎石

根據上表數據分析，基床表層級配碎石處于干燥狀態(tài)，而基床底層A組填料處于中濕狀態(tài)。通過蒙脫石含量和自由膨脹率等指標可以判斷兩種填料均不屬于膨脹土但具有微膨脹性，可以用于普通鐵路路基填料使用。但在實際運營過程中卻依然觀測到軌道的上拱變形，主要原因在于高速鐵路相對于普通鐵路對路基產生的膨脹變形敏感性更強?，F(xiàn)行規(guī)范中針對普通鐵路所確定的路基膨脹性判別標準不再適用于高速鐵路，因此本文針對路基填料微膨脹機理進行進一步試驗研究，旨在提出新的膨脹性判別指標及分級標準。

1.4 填料微膨脹性試驗

1.4.1 膨脹試驗方案設計

本研究主要討論孔隙率(n)以及膨脹性親水礦物共同作用下引起的填料整體膨脹性。由于室內試驗僅根據擊實度來控制孔隙率難度較大，因此本次試驗采取利用試樣顆粒級配控制孔隙率的方法，即每一組試樣均采用單一粒徑的粒組，使試樣中孔隙分布均勻且孔隙率穩(wěn)定。共配制5組不同孔隙率的試樣，其中兩組孔隙率相同但粒徑不相同，作為驗證粒徑對試驗影響的對照組。參考中國礦業(yè)大學(北京)何滿潮(1999)提出的膨脹性軟巖分級標準分別取蒙脫石摻量為2.5%、5%、7.5%和10%對試樣進行單因素試驗。根據該分級標準蒙脫石含量小于10%為弱膨脹性軟巖。依據規(guī)范《鐵路工程特殊巖土勘察規(guī)程》(TB 10038-2012)鐵路工程地質選線時應避繞中強膨脹土發(fā)育區(qū)。該規(guī)范中也表示蒙脫石含量7%

表2 孔隙率-蒙脫石摻量影響填料膨脹試驗方案

1.4.2 試驗結果

通過進行上述試驗并繪制膨脹率-時間變化曲線，由于5組試驗時間曲線規(guī)律基本一致僅繪制孔隙率較小的S1試樣曲線(圖4)。由圖4可得，每一組試樣的膨脹量變化均可劃分為快速上升階段以及平穩(wěn)階段兩部分， 500 min后各組試樣體積變化基本達到穩(wěn)定，此時其膨脹量大小為填料的最終膨脹量并與蒙脫石含量成正相關。

圖4 蒙脫石摻量-膨脹率變化曲線Fig.4 Montmorillonite dosage-expansion rate curve

分析變化規(guī)律認為蒙脫石含量較大時，與水分發(fā)生反應的程度更加劇烈，因此膨脹速率也相對較大。而當蒙脫石含量較少時，由于親水組分遇水發(fā)生的體積增量需要先完成填料之間孔隙的填充之后，進一步的體積增量才能表現(xiàn)為試樣整體的體積增大，因此試樣宏觀上表現(xiàn)出膨脹的時間較晚。同時由于蒙脫石含量不同，親水組分產生的體積增量的總量也不一樣，因此在孔隙率一定的情況下最終表現(xiàn)出來的填料膨脹總量也不一樣，但其關系依舊為膨脹總量與蒙脫石含量呈正相關。為進一步驗證該結論，繪制蒙脫石含量一定時，不同孔隙率的試樣遇水后的膨脹變化曲線如圖5所示。

圖5 孔隙率影響下膨脹率變化曲線Fig.5 Curve of expansion rate under the influence of porosity

通過圖5首先可以確定當蒙脫石含量一定時，孔隙率大小與試樣的膨脹性呈反比，進一步驗證了親水膨脹組分遇水發(fā)生的體積增量與填料孔隙的體積共同作用下使試樣整體表現(xiàn)出膨脹性。另外通過對比不同孔隙試樣的膨脹量以及膨脹變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)當蒙脫石含量均為10%時，孔隙率較大的試樣達到膨脹穩(wěn)定所需的時間更長，這種現(xiàn)象驗證了在相同蒙脫石含量情況下，蒙脫石遇水發(fā)生膨脹時，將孔隙完全填充并抬升骨料所需的時間更長，但由于孔隙率的增加提高了水滲入試樣的速度，能夠加快蒙脫石產生的體積膨脹速度，因此產生這種現(xiàn)象的原因是這兩種因素的共同作用結果。

填料孔隙率一定時，親水組分含量越少與水分反應的程度越緩慢，導致膨脹組分引起的體積增量填滿孔隙所需的時間也越長，最終表現(xiàn)為試樣整體達到膨脹穩(wěn)定的時長則越長。同理，蒙脫石含量一定時，蒙脫石遇水產生的體積增量所需要填充的孔隙體積也越多，因此試樣整體膨脹變化穩(wěn)定的時間也越長。

1.4.3 膨脹機理分析

通過整理膨脹試驗所得數據，繪制不同孔隙率試樣的最終膨脹率-蒙脫石含量曲面圖(圖6)，根據圖6曲面的變化大體規(guī)律可以初步判定當蒙脫石含量越大，孔隙率越小，則試樣的整體膨脹率越大。

圖6 雙因素曲面Fig.6 Two-factor surface

進一步繪制蒙脫石含量-膨脹率變化曲線(圖7)。從圖7中可以看出試樣的最終膨脹率隨蒙脫石含量的增加不斷增大，兩者呈線性關系。這主要是參加反應的活性因子含量隨蒙脫石等親水礦物含量的增加而增加，導致遇水膨脹的反應更加劇烈。在蒙脫石含量較小時，可以認為其遇水發(fā)生的體積膨脹不足以完全填充試樣內的孔隙體積，當蒙脫石摻量增大到與試樣孔隙率對應的臨界摻量時，由蒙脫石等膨脹組分產生的體積增量恰好完全填充試樣內的孔隙。當然這是建立在理想情況(所有孔隙均為連通)的假設前提下，實際實驗過程中發(fā)現(xiàn)即使蒙脫石含量已經達到一個較大值，但將試驗過后的試樣切開依舊可以發(fā)現(xiàn)少量孔隙及氣泡。這是由于試樣內的骨料顆粒之間的孔隙并不完全相互連通，膨脹組分產生的體積增量僅能填充其所在位置周邊容易進入的孔隙，如圖8所示。

圖7 5組試樣膨脹率隨蒙脫石含量的變化曲線Fig.7 Curve of expansion rate of 5 groups of samples with montmorillonite content

圖8 膨脹組分遷移示意圖Fig.8 Schematic diagram of migration of expanded components

圖7中兩組試樣S4及S5變化曲線顯示填料骨料并不會影響試樣整體的膨脹率，進一步驗證了填料孔隙以及膨脹組分之間的共同作用是導致試樣產生膨脹的主要因素。另一方面兩組試樣曲線的一致性也驗證了試驗結果的可靠性。

在研究蒙脫石摻量M(%)以及填料孔隙率n(%)對填料整體膨脹率的影響過程中，綜合考慮兩者可能存在的體積增量以及孔隙體積相互填充的關系之后，進一步參考杜曉燕在研究微凍脹填料時提出的小于填料分界粒徑Dc的顆粒百分含量系數βi以及建筑材料領域自密實混凝土設計中的石子撥開系數(吳紅娟等， 2008； 覃國俊等， 2010)后，設置參數β為填料中的蒙脫石摻量與孔隙體積之比，該參數β量綱為1。

(2)

式中：β為蒙脫石摻量與填料孔隙率之比;ρexp為單位體積填料中蒙脫石等黏土顆粒質量;ρd為單位體積填料除去黏土顆粒后剩余的骨料質量;n為填料孔隙率。繪制β值以及填料膨脹率VHP之間的關系曲線如圖9所示：

圖9 膨脹率-β關系曲線Fig.9 Expansion ratio-β curve

通過圖9能夠看出來其中存在明顯的曲線關系，為了進一步的定量分析，利用3次多項式進行擬合。圖中當β值大于0.4時，試樣的膨脹率對于β值的敏感性逐漸增強，其代表的實際意義即蒙脫石含量進一步增大，而孔隙率進一步減小，則試樣整體的膨脹率增長較快。由于實際工況中填料所含的蒙脫石等親水礦物的摻量較小，同時填料孔隙率也相對較小，根據《鐵路路基設計規(guī)范》(TB 10001-2016)高速鐵路路基施工的壓實標準應當達到壓實系數K≥0.95即級配碎石孔隙率n應當≤18%、A組填料孔隙率n應當≤28%(覃國俊等， 2010)，而根據《鐵路工程特殊巖土勘察規(guī)程》(TB 10038-2012)鐵路路線設計過程中，鐵路線應當避繞中、強膨脹土發(fā)育區(qū)，即填料的選擇應當避免蒙脫石等親水礦物含量大于10%的情況。結合現(xiàn)行規(guī)范及代入式(2)計算過后認為在高速鐵路設計過程中級配碎石β值應當小于0.56、A組填料β值應當小于0.36，對應圖9中的級配碎石膨脹率小于1.15%、A組填料膨脹率小于0.14%。

級配碎石膨脹率：

VHP=0.1834×0.563-0.0857×0.562+0.011×0.56=1.15%

A組填料膨脹率：

VHP=0.1834×0.363-0.0857×0.362+0.011×0.36=0.14%

β值為一無量綱的參數，因此采用β值作為評判填料膨脹性的指標避免了材料及施工中存在的誤差，對預測路基填料的膨脹性，防止軌道上拱具有一定參考意義。

2 數值模擬

2.1 模型建立及材料賦值

為了驗證β值的有效性采用數值模擬程序設置基床表層膨脹率為1.15%，基床底層膨脹率為0.14%，根據西北某高速鐵路路基結構設計圖進行三維建模計算在該膨脹率作用下的鋼軌上拱量，建立路基結構模型長100 m，膨脹區(qū)段為模型中部的30 m，并進行了網格加密，如圖10所示。

圖10 路基結構模型示意圖Fig.10 Schematic diagram of the roadbed structure model

本研究暫不考慮土壤滲流作用，因此采用顯式計算模型。各結構層材料參數如表3所示，結構層厚度參考該該路線段路基結構圖以及查閱《混凝土結構設計規(guī)范》(GB50010-2010)等規(guī)范。各結構層材料參數參考現(xiàn)行規(guī)范以及經驗值(胡在良等， 2008； 張智等， 2010)。

表3 各結構層材料參數

2.2 模擬計算結果

模擬計算位移云圖(圖11)，以路基地應力的沉降以及施工過程中的碾壓固結之后鋼軌軌面為基準高程。在固結完成之后，受到中部30 m范圍路基膨脹的影響，鋼軌出現(xiàn)上拱變形。當路基各結構層填料參數如表3所示即基床β平均值為：(0.56×0.4+0.36×2.3)/(0.4+2.3)=0.39時產生的鋼軌上拱位移峰值為13.37 mm，遠大于4 mm。進一步表明現(xiàn)行規(guī)范中有關膨脹性的分級標準與高速鐵路不相適應，也解釋了本研究依托的3個工點填料滿足規(guī)范要求卻仍舊發(fā)生路基膨脹的現(xiàn)象。

圖11 現(xiàn)行規(guī)范下弱膨脹填料引起的無砟軌道鋼軌上拱位移云圖Fig.11 The arch displacement map of the ballastless track caused by weakly expanded packing under the current code

若僅考慮基床底層A組填料產生膨脹，通過大量的試算最終發(fā)現(xiàn)當膨脹率為0.15%時鋼軌軌頂產生的上拱位移為3.9 mm，接近臨界值4 mm(圖12)。通過插值計算可得此時的β值為0.365，由此可以推斷在該結構下當基床底層A組填料β值小于0.365時，則填料發(fā)生膨脹引起的鋼軌上拱處于高速鐵路建設要求的臨界值。

圖12 基床底層填料膨脹率為0.15%時的鋼軌上拱位移云圖Fig.12 Arch-arc displacement cloud diagram when the underfill expansion ratio of the bed is 0.15%

3 結 論

(1)通過對從西北某客運專線軌道上拱區(qū)段挖取的原填料進行礦物成分分析，并與現(xiàn)行規(guī)范進行比對確定該地區(qū)填料膨脹性屬于弱膨脹甚至非膨脹性。 但這種無膨脹土產生的微量膨脹依然引起了高鐵軌道的上拱，說明高鐵無砟軌道填料產生的微量膨脹不容忽視。

(2)通過進行雙因素膨脹試驗發(fā)現(xiàn)填料的最終膨脹率與膨脹性礦物(蒙脫石)含量呈正相關，與孔隙率呈負相關。表明膨脹性礦物引起的填料整體膨脹量一定程度上也受到填料壓實過后的孔隙率影響。

(3)通過分析及整理雙因素試驗數據提出新的評判高速鐵路路基填料膨脹性的參數β：蒙脫石摻量與填料壓實后孔隙率的比值，進一步通過數值模擬計算驗證了現(xiàn)行規(guī)范對于高速鐵路設計的不適應性，并確定了在該路基結構下當基床底層A組填料β值小于0.365時產生的路基膨脹能夠滿足高速鐵路的建設需求。

(4)根據孔隙率-蒙脫石摻量影響試驗分析認為填料整體所表現(xiàn)出來的膨脹機理為：當填料中所含的膨脹性礦物所引發(fā)的體積增量在填充完填料自身孔隙體積之后繼續(xù)膨脹，導致填料中的骨料顆粒受到來自膨脹性顆粒的抬升作用最終表現(xiàn)出試樣整體的體積增大。