土工格柵加筋鐵路道床在循環(huán)荷載下的性能評估

游軍營

(中鐵十八局集團第一工程有限公司，河北 保定 071000)

道床軌道結構的穩(wěn)定性直接依賴于道床層的性能，用土工合成材料加筋軌道可以提高道床層的性能。孫建[1]強調在路基和底砟層的界面處放置一層土工格柵和土工織物能獲得減少沉降的最有益效果。邊學成等[2]基于物理模型的研究指出土工格柵在道床層中的最佳位置是在軌枕拱腹以下125 mm。土工格柵改善軌道性能的基本機制主要是顆粒聯(lián)鎖限制顆粒的橫向流動，從而增強軌道穩(wěn)定性[3]。顆粒聯(lián)鎖和道床-土工格柵界面處的相關剪切強度是土工格柵孔徑大小(A)的函數(shù)，推薦A/D50(土工格柵孔徑尺寸與道床平均粒徑比值)的最佳值為1.2，以最大限度地提高界面剪切強度[4]。然而，土工格柵-道床界面抗剪強度對道床變形和退化方面的影響尚未得到明確的研究證明。因此，本研究采用改進過程模擬試驗(MPST)裝置對土工格柵加筋道床進行大型排水循環(huán)試驗，以確定土工格柵對道床性能的益處，從而確定道床-土工格柵界面上的顆粒聯(lián)鎖對整個軌道的作用。

1土工格柵加筋道床試驗研究

新建興國至泉州鐵路寧化(含)至泉州(含)段站前工程施工總價承包XQNQ-6標段，本標段線路起于華安大橋小里程臺尾(含)(DK334+594.09)，終于戴云山二號隧道出口(含)(DK384+422)，位于福建省三明市大田縣及泉州市德化縣、永春縣境內，正線長49.9 km。仙峰村隧道全長5622 m，全為單線隧道，線路縱坡為11.8‰的單面坡，隧道最大埋深594 m。進口緊鄰華安大橋橋臺，出口先鋒村中橋橋臺伸入隧道出口9.11 m。本研究采用興泉鐵路XQNQ-6標仙峰村隧道的新鮮玄武巖，使用平面尺寸為800 mm×600 mm的MPST設備進行試驗。該設備平行于枕木的側壁中心部分由五個獨立的活動板(編號1-5)組成，每個寬600 mm，高64 mm，沿深度組裝(見圖1a)。試驗樣本包括MPST裝置底部150 mm的次道床層及覆蓋的325 mm厚的道床層，三層壓實，密度為1550 kg/m3。試驗時，在負載道床上方放置軌枕和軌道部分組件以及厚度達150 mm的軌枕間道碴(圖1b)。對于加筋試件，土工格柵放置在(a)z=0 mm或(b)z=65 mm處，其中z是次道床-道床界面上方的距離。所采用土工格柵(標記為G1～G4)的物理特性和技術指標見表1。本研究根據(jù)直接剪切試驗獲得的道床-土工格柵界面抗剪強度選擇使用的土工格柵[5]。圖1c為研究中使用的土工格柵圖。

對試件施加460 kPa的動態(tài)豎向應力，在裝有5塊活動板的側壁上施加10 kPa的側向圍壓。MPST設備的其他三個側壁保持固定，只允許修改后的側壁橫向移動(見圖1d)。本研究選擇20 Hz加載頻率以確定在提高列車速度約150 km/h時道床的變形和退化行為。在每次試驗結束時，對道床試樣進行篩分以評估級配的變化，并量化顆粒的破碎。研究所用土工格柵的物理特性和技術指標如表1所示。

(a)MPST設備側壁示意圖

表1 研究所用土工格柵的物理特性和技術指標

2 試驗結果與討論

2.1 道床的橫向擴展

采用不同土工格柵加筋的道床在試驗結束時的側向變形如圖2所示，從中可以明顯看出土工格柵孔徑與道床平均粒徑比值(A/D50)的影響。隨著A/D50從0.6增加到1.21，板1的橫向變形從14.04 mm顯著減小到6.8 mm(見圖2)。土工格柵G4的A/D50為1.21，其由于土工格柵與道床聯(lián)鎖效果較好，橫向變形最小，為6.8 mm，隨著A/D50從1.21增加到1.85，側向變形從6.8 mm增加到8 mm。A/D50對板2和板3橫向位移的影響也很明顯，但隨著距離次道床-道床界面的距離的增大，影響減小，這表明土工格柵孔徑大小的改變無法限制該位置的道床移動。

圖2 土工格柵增強壓載的橫向位移隨A/D50的變化

2.2 道床沉降

通過減去枕木-道床和道床-次道床界面處的豎向位移可以確定道床的豎向沉降。不同土工格柵加筋道床的豎向沉降量隨著土工格柵孔徑與平均粒徑比值(A/D50)的變化如圖3所示。隨著放置在次道床-道床界面的土工格柵A/D50從0.6增加到1.21，道床的豎向沉降從19.28 mm減小到13.19 mm；在A/D50為1.85時，沉降量為14.67 mm，這種與橫向位移變化的相似性也可以在距離次道床上方65 mm處的土工格柵上觀察到，這意味著部分豎向沉降受到道床橫向移動的影響。本研究采用有限數(shù)量的土工格柵和道床級配進行試驗，試驗結果以土工格柵孔徑大小與道床平均粒徑的比值(A/D50)表示，原則上可以推廣到其他道床級配和土工格柵類型中。

圖3 土工格柵加筋道床豎向沉降隨A/D50的變化

2.3 未加筋道床和加筋道床的軸向應變比

軸向應變(εa)與荷載循環(huán)次數(shù)(N)是軸向應變在第一個循環(huán)的函數(shù)，軸向應變比εar[定義為未加筋和土工格柵加筋道床的軸向應變(εa)與第一個循環(huán)軸向應變(εa1)的比值]，與荷載循環(huán)次數(shù)的關系如圖4所示。從圖中可以看出，無論土工格柵的類型和放置位置如何，未加筋和土工格柵加筋的道床均落在窄帶內。

圖4 軸向應變比隨循環(huán)次數(shù)的變化

2.4 顆粒破碎

顆粒破碎影響道床的豎向變形和極限強度[6]，進而影響軌道性能。本研究通過測定道床粒度分布(PSD)的變化來評估道床破損情況。圖5a為未加筋的道床和加G4土工格柵道床(z=65 mm)的初始和終止PSD，與未加筋道床相比，加筋道床的終止PSD更接近于初始PSD，說明土工格柵降低了顆粒破碎程度。隨著終止PSD接近任意破碎邊界，道床破損指數(shù)(BBI)逐漸增高，未加筋道床和加G 4土工格柵(z=65 mm)的道床的BBI分別為9.89%和4.6%。

2.5 不同尺寸顆粒的降解

根據(jù)道床破損指數(shù)評估的顆粒降解代表整個道床樣品的平均破損程度。為了解道床樣品中不同粒徑顆粒的降解程度，根據(jù)測試前后顆粒保留的百分比差值(ΔWk)隨未加筋道床和土工格柵加筋道床篩孔尺寸的變化繪制數(shù)據(jù)。

圖5(b和c)顯示了土工格柵放置在次道床-道床界面以及次道床上方65 mm處未加筋和土工格柵加筋道床的ΔWk隨篩孔尺寸的變化。對于給定的篩孔尺寸，正ΔWk表示顆粒保留在該篩子中的百分比降低，而較小篩子中的負ΔWk則表示由于破碎顆粒通過較大篩子時的遷移導致該篩子中保留的百分比增加?？梢钥闯觯皆?7.5～53 mm之間的顆粒比粒徑較小的顆粒更容易破碎，這可能是由于它們存在更多的自然缺陷。

(a)道床PSD隨循環(huán)荷載的變化

(c)z=65 mm時未加筋和土工格柵加筋道床顆粒分布隨粒徑的變化

土工格柵(G3)減少顆粒破碎的效果也很明顯，土工格柵加筋道床減少顆粒破碎的基本機制是顆粒在土工格柵孔內的聯(lián)鎖，土工格柵在道床-土工格柵界面施加非位移邊界條件，增強了道床層的圍壓，進而減少了顆粒破碎。

大顆粒破碎程度較高的事實表明，土工格柵在用作軌道加筋時能夠阻止大顆粒的運動以減少整體道床的退化。因此，限制相對較大顆粒運動的土工格柵能更有效地減少破損程度。

2.6 道床-土工格柵界面的影響

圖6確定了在循環(huán)荷載作用下道床-土工格柵界面處的剪切特性對道床平均橫向位移和豎向響應的影響。本研究對道床橫向位移和豎向沉降隨道床-土工格柵界面剪切強度的變化進行分析，剪切強度以界面效率因子(α)表示。板1和板2的平均橫向位移表示顆粒在道床-土工格柵界面上的擴展?？梢钥闯觯S著α的增加，道床的橫向位移和豎向沉降都減小(見圖6)。α值最大的土工格柵G4平均水平位移為5.49 mm，豎向沉降為9.8 mm。同樣，土工格柵G1和G3在α=1.09和1.07時的橫向位移分別為8.82 mm和6.5 mm，豎向沉降分別為11.9 mm和10.8 mm，這證實了道床-土工格柵界面處的剪切特性對道床在循環(huán)荷載作用下的橫向和豎向變形響應起著重要作用。

圖6 平均水平位移和沉降隨界面效率因子的變化

3 豎向應力的影響

由于軌道和車輪表面的不規(guī)則性，一些軌道段可能會比其他軌道段承受更高的豎向動應力[7]。鋼軌波紋引起的高應力在缺陷存在的區(qū)域反復出現(xiàn)，而車輪平直引起的高應力區(qū)在車輪沿軌道長度滾動時反復出現(xiàn)，這兩種情況意味著兩個相鄰的軌道段在實踐中可能會受到不同的豎向動應力，從而導致不同程度的沉降和顆粒破碎，最終導致沿軌道長度的不同變形。此外，由于軌枕-道床接觸點的數(shù)量不同，軌枕-道床接觸應力沿軌道長度可能會有所不同。鑒于此，在施加豎向應力為230 kPa的情況下，對未加筋的道床和G3(z=65 mm)土工格柵道床進行了額外試驗以研究豎向動應力對道床性能的影響。本研究中考慮的460 kPa和230 kPa軌枕-道床接觸應力可被視為代表有和沒有軌道/車輪不規(guī)則的軌道部分。

3.1 道床的沉降和降解

未加筋道床和土工格柵加筋道床在不同豎向應力作用下的沉降特性如圖7所示。可以看出，無論施加的豎向應力如何，豎向沉降主要發(fā)生在最初的30 000次循環(huán)期間，在此之后，道床達到安定狀態(tài)。未加筋道床和土工格柵加筋道床的沉降程度都隨著豎向應力的減小而減小，例如對于未加筋的道床，總豎向沉降從460 kPa時的23.5 mm減少到230 kPa時的9.5 mm；而對于加了G3的道床，總豎向沉降從10.7 mm減少到4.10 mm。由于施加應力的差異，未加筋的道床的沉降差異為14 mm，即在軸重為25 t的情況下，兩個相鄰的未加筋軌道段(有或沒有軌道/車輪缺陷)將承受14 mm的永久沉降差異。另一方面，土工格柵加筋道床的總沉降差異僅為6.60 mm，與未加筋條件相比減少了50%以上。這些初步結果表明了土工格柵在減少由于沿軌道長度的軌枕-道床接觸應力差異而引起道床不同沉降方面的作用。此外，隨著豎向應力的降低，BBI從未加筋的9.89%下降到3.97%，G3加筋的BBI從4.8%下降到1.85%(見表2)。

圖7 豎向應力為230 kPa時未加筋和土工格柵加筋道床在荷載循環(huán)次數(shù)下的沉降響應

表2 未加筋和土工格柵加筋道床的沉降差異和破損指數(shù)(BBI)

3.2 橫向擴展減少指數(shù)(LSRI)和土工格柵影響區(qū)(GIZ)

邵帥等[8]提出的橫向擴展減小指數(shù)(LSRI)定義為未加筋和加筋道床的橫向位移差與未加筋道床的橫向位移之比，見式(1)。

(1)

圖8顯示了土工格柵G3(z=65 mm)在豎向應力為230 kPa和460 kPa時次道床-道床界面的LSRI隨距離的變化?？梢钥闯?，無論施加的豎向應力如何，LSRI都遵循相似的趨勢。土工格柵影響區(qū)(GIZ)的定義是次道床-道床界面到LSRI變?yōu)榱愕狞c的距離，確定為225 mm。

圖8 采用G3土工格柵加筋的道床在不同豎向應力作用下LSRI隨次道床-道床界面距離變化的比較

4 結論

本文介紹了利用MPST裝置對土工格柵加筋道床進行的大規(guī)模循環(huán)試驗。試驗結果表明，土工格柵能有效地抑制道床的變形和退化。例如，隨著A/D50比值從0.6增加到1.21，在次道床-道床界面放置土工格柵的道床豎向沉降從19.28 mm降低到13.19 mm。對不同粒徑顆粒的降解分析顯示，大粒徑顆粒(>37.5 mm)的破碎率較高，表明土工格柵在用作加筋時能阻止較大顆粒的運動以有效地控制道床的退化。此外，道床的變形與道床-土工格柵界面的界面效率因子(α)相關，隨著α值從0.9增加到1.16，道床的平均橫向位移和豎向沉降分別從24 mm和26.89 mm減少到5.49 mm和9.8 mm。豎向應力由460 kPa降至230 kPa，未加筋道床的豎向沉降和顆粒破碎程度分別由23.5 mm和9.89%降至9.5 mm和3.97%。試驗結果還驗證了土工格柵能將道床的沉降差從14 mm降低到6.6 mm。采用G3土工格柵加筋的道床在230 kPa和460 kPa時的LSRI相似，且在施加230 kPa和460 kPa的豎向應力時確定的GIZ為225 mm，表明在這兩種動態(tài)豎向應力下，土工格柵對道床的穩(wěn)定效果相同。