孙 立，杨 威，黄俊杰，苏 谦

(1.中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉 430063；2.铁路轨道安全服役湖北省重点实验室，武汉 430063；3.西南交通大学土木工程学院，成都 610031)

无砟轨道因其具有稳定性强、耐久性好、结构刚度大、便于维修等特点，在国内外被广泛应用于高速铁路。目前无砟轨道在隧道、高架结构和桥梁上的应用已经被国际普遍认可，无砟轨道在土路基上也得到了应用[1]。无砟轨道路基基床翻浆病害是高速铁路无砟轨道路基的一种新型特殊病害。在长期列车荷载循环作用下，基床表层中的细颗粒随自由水被挤出，路基的支承作用衰减，甚至局部发生吊空，传力路径发生改变，引起纵向刚度不均，会造成无砟轨道的差异沉降，影响无砟轨道线路的舒适性和安全性[2]。国内外学者围绕无砟轨道路基在列车动载作用下动应力、动位移、加速度等动力响应特征问题，开展了现场行车测试、模型试验和有限元计算分析等大量研究工作[3-12]，分析了路基段无砟轨道-路基整体结构的长期动力稳定性。但目前针对基床翻浆条件下无砟轨道-路基振动特征问题，仍然鲜见相关研究文献和报道。

本文建立无砟轨道-路基基床室内大比例模型试验，在模型上布置动土压力、振动速度和动位移等传感器，施加循环动力荷载，对模拟基床翻浆状态下试验模型振动状态进行测试，分析了基床翻浆状态下无砟轨道-路基基层动力响应指标的变化规律。研究成果可为我国高速铁路无砟轨道路基的运营养护维修提供参考。

1 模型试验方案

1.1 试验模型

试验模型整体平面尺寸为430 cm×180 cm，底座板尺寸为320 cm×100 cm×30 cm，加载板尺寸为90 cm×60 cm。基床底层刚性边界采用50 cm厚度的砖墙，高度为170 cm，采用A、B组填料填筑；基床表层厚度为60 cm，采用级配碎石填筑，其四周采用沙袋围护作为柔性边界约束。级配碎石基层表层采用厚度为3 mm的防水土工布进行底面和四周侧面封闭，以可注水模拟基床表层翻浆状态。无砟轨道-路基基层试验模型如图1、图2所示。

图1 无砟轨道-路基基层试验模型

图2 试验模型尺寸和传感器布置(单位：cm)

底座板为钢筋混凝土板，级配碎石加水至饱和含水率ωopt=7.86%。级配碎石分层填筑，每次填筑厚度15 cm，填筑4次，各层使用平板振动机夯实，使用“体积-质量”控制法控制压实度，压实系数要满足K≥0.97的要求。模型填筑完成且加载装置安装完毕后，在底座板以外的基床表层表面采用M10砂浆进行封闭，封闭层厚度为5 cm。

1.2 模型试验测试内容和方法

无砟轨道-路基基层模型试验，测试内容主要包括基床表层动土压力、基床表层和底座板的振动加速度和振动位移。动土压力盒、动位移计和加速度计传感器布置情况如图2所示。

在基床表层布置土压力盒(P)，用于测试应力沿深度的变化，布设方式为以两个断面中心位置为起点，纵断面横向间距50 cm，横纵断面横向间距160 cm，竖向间距30 cm依次布置。在距底座板纵断面中心0 、45m、55 cm，距底座板横断面中心155、165 cm分别设置位移计(D1～D5)和加速度计(A1～A5)。在加载过程中，采用动态采集系统自动采集各传感器的数据。

1.3 试验加载方案

试验加载设备为一种多通道液压伺服疲劳试验机。在加载过程中，由加载设备在加载板上提供动荷载，作用荷载分为两部分：初始荷载Ps和循环动荷载Pd，其中初始荷载为加载装置重力，值为Ps=0.1Pd，初始荷载的设置可以保证底座板上用于加载的各结构充分接触，使其不会在循环动载的作用下产生脱空，影响试验结果。

根据现场行车实测，在高速列车作用下无砟轨道路基基床表层顶面的动应力主要在13～30 kPa之间[13-20]。据此，并结合本试验动力加载系统技术特点，通过调试加载试验系统，确定施加于本试验模型动力荷载于基床表层表面的动应力幅值为30 kPa，频率为5 Hz。本试验模型的动力荷载施加次数为200万次，近似模拟线路一年的交通流量。

2 试验结果分析

2.1 动土压力

当基床表层级配碎石浸水饱和时，在循环动力荷载作用下基床表层动土压力随加载次数的变化规律如图3所示。

图3 动土压力随循环加载次数的变化规律

由图3可知，基床表层动土压力随循环加载次数的增加均有增大，其中基床表层表面动土压力增大量较基床表层中部和底面大。

分析认为，随循环动力荷载作用次数的增大，在动力荷载加载和卸载循环作用下，底座板下基床表层中的水形成孔隙水压力上升-消散的循环过程，对基床表层级配碎石粗颗粒骨架中的细颗粒形成反复瞬间冲击作用。另一方面，饱和含水状态会导致细颗粒表面的水膜变厚、颗粒间的自由水增多，自由水直接起到了润滑作用，细颗粒能够在级配碎石骨架的孔隙中迁移。随着基床表层细小颗粒向上迁移至基床表层表面并从两侧排出，从而产生翻浆现象，如图4所示。

图4 无砟轨道试验模型基床表层翻浆阶段

试验模型的翻浆随着加载次数的增大进一步恶化，基床表层顶部细颗粒通过自由水被大量挤出基床表层之外，导致基床表层对底座板的支承能力降低，甚至造成基床表层与底座板之间形成吊空，在动力荷载作用下底座板对基床表层产生冲击效应，并且随着接触层翻浆程度的加重，这种冲击作用逐渐加大，使基床表层动土压力逐渐增大。

表1统计了当振动次数为50万次时，基床表层不同埋深、不同位置(中心及纵横断面边缘)的动土压力测值以及相对变化幅度。基床表层动土压力沿深度的变化规律如图5所示。

表1 基床表层动土压力统计 kPa

图5 基床表层沿深度动土压力的变化

根据表1和图5可知，基床表层动土压力随深度快速衰减。分析认为，在基床表层产生翻浆后，随着细颗粒排出，级配碎石的附加累积变形随之逐渐增大，直至形成底座板与基床表层结构之间的脱空，导致无砟轨道的传力路径发生了改变，使得部分上部荷载无法传递至脱空区域的基床，而是通过底座板的杠杆作用传递至脱空区之外的基床，因此翻浆区域的基床表层动土压力明显衰减。在长期列车动力荷载作用下，受力不均匀以及局部空吊会引起轨道结构疲劳损失破坏，以及路基基床不均匀沉降，影响线路平顺性及行车安全。

2.2 振动加速度

底座板和靠近底座板的路基封闭层竖向振动加速度随加载次数的变化规律如图6所示。

图6 底座板及封闭层加速度与荷载作用次数关系

由图6可知，随着动载振次增加，底座板的加速度明显增大，靠近底座板侧边的路基封闭层的加速度略有减小。在加载次数0～56万次期间，底座板竖向振动加速度快速增大，靠近底座板的路基封闭层竖向振动加速度缓慢增长；而当荷载作用次数超过56万次后，底座板加速度缓慢增大，封闭层加速度逐渐减小。分析认为，在基床表层级配碎石含水饱和状态下，循环荷载加载次数达到3万次后开始产生翻浆，并且加载次数继续增大，基床表层翻浆逐渐恶化，引起基床表层对底座板的支承能力降低，并且随着翻浆程度的恶化，底座板与基床表层之间发生脱空，造成底座板在动力荷载作用下振动加剧，因此底座板竖向振动加速度明显增大。由于翻浆区域基床表层对底座板的支承能力降低，则底座板下翻浆四周基床表层逐渐参振，即振动能向基床表层扩散的区域更大，这是靠近底座板基床表层封闭层监测点竖向振动加速度减小的原因。

当试验模型基床表层产生翻浆后，继续施加动力荷载次数至50万次时，底座板及封闭层的竖向振动加速度幅值统计如表2所示。

表2 翻浆阶段底座板和封闭层加速度幅值统计 m/s2

基床翻浆和未翻浆阶段试验模型横向和纵向测点竖向振动加速度幅值分布情况如图7所示。

图7 不同阶段各位置加速度幅值均值对比

根据表2和图7，路基基床表层翻浆时，中心处的加速度幅值均值比未翻浆时增大约75.3%，底座板纵横断面边缘的加速度幅值均值比未翻浆时分别增大约64.2%和43.8%，而封闭层纵横断面的加速度幅值均值比未翻浆时分别减小约65.8%和26.0%。另外，分析发现基床表层未翻浆时，底座板纵横断面边缘的加速度分别是封闭层的2.12倍、3.75倍，而在翻浆状态下底座板纵横断面边缘的加速度分别是封闭层的10.18倍、7.30倍，显然从底座板至靠近底座板侧边的基床表层封闭层的振动加速度衰减梯度产生了巨变，表明基床表层产生翻浆会极大地改变无砟轨道-路基整体系统竖向振动加速度传递规律。

在基床表层产生翻浆后，随着细颗粒被挤出，级配碎石的附加累积变形随之逐渐增大，直至底座板与基床表层之间形成脱空，基床表层支承作用减弱，甚至使得翻浆区域部分上部荷载无法传递至路基基层，底座板与基床表层间接触应力减小，底座板承担大部分循环动载，并且将循环荷载传递至基床表层产生翻浆区域之外，因而造成底座板的加速度增大而基床表层的加速度变小。

2.3 振动位移

试验模型底座板和靠近底座板的基床表层混凝土封层竖向振动位移随加载次数的变化规律如图8所示；基床表层翻浆前后，试验模型各位置处竖向振动位移分布情况如图9所示。

图8 底座板及封闭层振动位移与荷载作用次数关系

由图8和图9可知，随着动载振次增加，底座板的竖向振动位移明显增大，路基封闭层的振动位移逐渐减小。荷载作用次数在0～56万次以内时，底座板竖向振动位移快速增长，封闭层振动位移快速减小；当荷载作用次数超过56万次后，底座板振动位移缓慢增大，靠近底座板的封闭层竖向振动位移逐渐减小并趋于稳定。试验模型竖向振动位移呈现如上所述的变化规律的主要原因与引起竖向振动加速度变化趋势的诱因相同，主要是基床表层级配碎石浸水饱和后，在循环动力荷载加载次数到3万次时，基床表层开始产生翻浆，并且随着加载次数的增大，基床表层翻浆程度快速恶化，基床表层内细颗粒被大量挤出基床表层之外，基床表层对底座板的支承能力快速恶化，所以底座板竖向振动位移快速增大，而当基床表层翻浆恶化速度降低后，底座板竖向振动位移进入缓慢增大的规律。

对比基床翻浆与未翻浆阶段，在中心处振动位移从0.247 mm增至0.468 mm，增长幅值为89.5%，底座板纵横断面边缘振动位移从0.230 mm和0.103 mm增至0.436 mm和0.169 mm，增长幅值分别为89.6%和64.1%，而路基封闭层纵横断面边缘振动位移分别从0.088 mm和0.050 mm减小到0.030 mm和0.018 mm，各自减小了65.9%和64.0%。显然，在循环动力荷载作用下，基床表层翻浆会降低基床表层对底座板的支承能力，从而极大地改变底座板-基床之间竖向振动传递规律，即底座板振动加剧，而底座板侧边基床表层封闭层振动改变量相对较小，结合竖向振动加速度变化规律，说明基床表层翻浆会极大改变无砟轨道-路基整体系统的振动传递模式。

基床表层的级配碎石处于饱和含水状态时，荷载可以良好传递至基床表层。随着动载振次增加，基床表层开始发生翻浆，基床表层的支承刚度下降造成底座板振动位移显著增大、基床表层封闭层振动位移减小；而当荷载作用次数超过56万次后，级配碎石中的细颗粒大量随水被挤出，随着加载次数的继续增大，基床表层翻浆恶化速度减缓，从底座板下基床表层挤出的泥水逐渐减少，因此底座板及基床表层竖向振动位移变化逐渐趋于变缓。

3 结论

(1)底座板下处于含水饱和状态的基床表层土动压力随着循环加载次数的增大而逐渐增大，经历200万次循环动力荷载作用后，基床表层表面动土压力的增大量相对于其中部和底部更为明显，即基床翻浆会造成动土压力在基床表层内衰减速率变快，无砟轨道路基线下基础承载能力弱化。

(2)当基床表层级配碎石处于含水饱和状态时，在循环动力荷载作用下，试验模型底座板竖向振动加速度和动位移在0～56万次循环加载期间快速增大，超过56万次后呈缓慢增大规律，靠近底座板的基床表层封闭层竖向振动加速度和动位移略有减小。振动作用的增大会影响无砟轨道结构长期动力稳定性，造成其使用寿命降低。

(3)试验模型底座板和靠近底座板的基床表层封闭层竖向振动加速度和动位移的各自比值随着加载次数的增大而增大，尤其是加载初始阶段与经历200万次加载后加速度比值增大了1.95倍以上，动位移比值增大了4.56倍，说明振动从底座板传递至靠近底座板的基床表层封闭层的衰减梯度增大。

(4)当基床表层处于含水饱和状态时，试验模型经历3万次加载后开始出现翻浆，随着加载次数的进一步增大，基床表层翻浆程度迅速恶化，大量泥浆被挤出，然后进入缓慢恶化阶段。翻浆发展过程与试验模型动力响应变化规律完全吻合，即基床表层翻浆及其恶化降低基床表层对底座板的支承能力，诱发底座板-基层之间振动传递模式突变。翻浆会造成无砟轨道不断恶化，应及时尽早整治。