王夢(mèng)田，王瑞，程建軍，李中國(guó)，高麗

路橋過(guò)渡段基床填料膨脹誘發(fā)無(wú)砟軌道上拱規(guī)律研究

王夢(mèng)田1，王瑞1，程建軍1，李中國(guó)2，高麗1

(1. 石河子大學(xué) 水利建筑工程學(xué)院，新疆 石河子 832003；2. 中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081)

無(wú)砟軌道路基膨脹誘發(fā)鋼軌上拱是高鐵建設(shè)運(yùn)營(yíng)面臨的常見(jiàn)病害之一，路橋過(guò)渡段是路基膨脹病害的高發(fā)路段，為研究高鐵路橋過(guò)渡段路基膨脹后鋼軌上拱分布及路基結(jié)構(gòu)變形規(guī)律。以一處典型過(guò)渡段路基膨脹工點(diǎn)為例，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和室內(nèi)試驗(yàn)判別軌道上拱情況及路基膨脹層位，并通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算研究路基基床膨脹對(duì)過(guò)渡段路基結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：水流下滲與基床填料中的蒙脫石作用是導(dǎo)致填料發(fā)生膨脹的主要誘因；橋梁對(duì)路基膨脹引起的鋼軌上拱具有明顯的阻隔效應(yīng)，臨近橋臺(tái)側(cè)鋼軌上拱變化范圍明顯小于遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)；路橋過(guò)渡段基床填料膨脹率為0.08%時(shí)，鋼軌上拱量達(dá)到無(wú)砟軌道鋼軌上拱可調(diào)節(jié)臨界值4 mm；臨近橋臺(tái)側(cè)鋼軌軸向應(yīng)力峰值遠(yuǎn)大于遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)。

無(wú)砟軌道；路橋過(guò)渡段；路基膨脹；數(shù)值模擬；鋼軌上拱；OSID

高鐵建設(shè)是我國(guó)基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的核心內(nèi)容之一，近年來(lái)我國(guó)高速鐵路技術(shù)更是走向世界[1]。距離我國(guó)第一條高鐵“京津城際鐵路”正式投入運(yùn)營(yíng)至今已經(jīng)十年有余。在廣泛建設(shè)高速鐵路過(guò)程中，工程技術(shù)人員以及科研工作者面臨諸多技術(shù)難題，其中路基膨脹誘發(fā)的無(wú)砟軌道鋼軌上拱是高速鐵路最常見(jiàn)的病害類型之一，深入研究高速鐵路上拱病害成因和無(wú)砟軌道上拱規(guī)律對(duì)高鐵建設(shè)和長(zhǎng)久運(yùn)營(yíng)具有重要的理論意義。高速鐵路運(yùn)行時(shí)速較高，對(duì)線路平順性要求嚴(yán)格，鋼軌微小的上拱都會(huì)造成高速運(yùn)行的車身出現(xiàn)明顯的振動(dòng)，降低乘客的舒適度，甚至存在脫軌的風(fēng)險(xiǎn)[2?4]。長(zhǎng)期影響下不僅會(huì)對(duì)無(wú)砟軌道產(chǎn)生破壞，而且也會(huì)造成高鐵列車的磨損破壞。目前在高鐵上拱病害成因方面，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究，提出了多種觀點(diǎn)及理論。堯俊凱等[5]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)、室內(nèi)試驗(yàn)等手段對(duì)高鐵上拱成因進(jìn)行了研究，認(rèn)為硫酸鹽侵蝕改良路基填料的水泥是引起鋼軌上拱的主要原因之一；馬麗娜等[6]則通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研及原位試驗(yàn)等手段對(duì)蘭新高鐵部分工點(diǎn)出現(xiàn)的上拱病害進(jìn)行了研究，認(rèn)為泥巖路基遇水膨脹是導(dǎo)致該線路鋼軌上拱的主要原因；而張曉斌[7]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研和室內(nèi)試驗(yàn)對(duì)蘭新高鐵玉門(mén)段發(fā)生的上拱病害進(jìn)行研究后認(rèn)為，填筑路基使用的粗粒土含鹽量過(guò)高造成的鹽脹和凍脹是引起路基膨脹的主要原因； CHEN等[8]認(rèn)為路基土中易溶鹽遇水膨脹以及石灰不穩(wěn)定是造成路基膨脹的原因之一；TANG等[9]認(rèn)為泥巖路基膨脹是造成法國(guó)一高鐵上拱的重要原因。王鵬程等[10?12]則對(duì)不同地區(qū)高鐵路基上拱進(jìn)行研究后提出了相應(yīng)的治理措施，并取得了顯著效果。不同原因誘發(fā)的路基膨脹會(huì)引起高鐵上部結(jié)構(gòu)不同程度的變形及位移，而現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)合數(shù)值模擬是研究結(jié)構(gòu)響應(yīng)問(wèn)題的常用手段。為了探明高鐵路基結(jié)構(gòu)的響應(yīng)規(guī)律，DUAN等[13]通過(guò)構(gòu)建無(wú)砟軌道物理模型并進(jìn)行浸水試驗(yàn)，研究了路基填料膨脹對(duì)路基力學(xué)和變形的影響；徐浩等[14]通過(guò)數(shù)值模擬研究了嚴(yán)寒地區(qū)路基凍脹對(duì)CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道各結(jié)構(gòu)層上拱變形的影響規(guī)律；趙磊[15]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查及數(shù)值模擬對(duì)高鐵路基上拱后軌道變形、層間離縫以及路基動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了分析，同時(shí)提出路橋過(guò)渡段是路基膨脹病害的高發(fā)路段；趙國(guó)堂[16]通過(guò)數(shù)值模擬研究了哈大高鐵路基凍脹對(duì)無(wú)砟軌道不平順性以及軌道結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律；王瑞等[17]通過(guò)數(shù)值模擬研究了高鐵路基不同結(jié)構(gòu)層位發(fā)生膨脹變形后引起的鋼軌上拱響應(yīng)。如今，針對(duì)高鐵上拱病害問(wèn)題的研究日趨全面，但大多集中在成因分析及路堤段鋼軌響應(yīng)規(guī)律等方面，而路橋過(guò)渡段是高速鐵路上拱病害的高發(fā)路段，目前針對(duì)過(guò)渡段發(fā)生路基膨脹誘發(fā)的無(wú)砟軌道上拱方面研究還較少。為確定高鐵路橋過(guò)渡段路基膨脹對(duì)路基結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律，以西北某客運(yùn)專線一典型路橋過(guò)渡段路基膨脹工點(diǎn)為研究對(duì)象，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和室內(nèi)試驗(yàn)初步判斷上拱病害成因，并在此基礎(chǔ)上建立路橋過(guò)渡段數(shù)值計(jì)算模型。通過(guò)有限元分析手段研究路橋過(guò)渡段路基膨脹變形對(duì)路基結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響，并著重對(duì)比了過(guò)渡段膨脹區(qū)域臨近橋臺(tái)一側(cè)及遠(yuǎn)離橋臺(tái)一側(cè)的鋼軌響應(yīng)及路基變形，得到過(guò)渡段路基結(jié)構(gòu)對(duì)于基床填料膨脹變形的響應(yīng)規(guī)律，進(jìn)一步完善高速鐵路上拱病害的研究理論。

1 上拱成因分析

1.1 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)工點(diǎn)氣候干燥，降雨量少但較集中，雨季可能產(chǎn)生地表滲流，地下水埋深大于30 m。地層含有石膏土，地表以下0.5～6 m為細(xì)圓礫土、砂土，下伏花崗巖并夾雜少量泥巖。

自2013年10月以來(lái)對(duì)該線路3個(gè)標(biāo)段進(jìn)行了長(zhǎng)期的變形監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)結(jié)果顯示共計(jì)25處局部路基軌面出現(xiàn)了上拱病害，其中9處位于路橋過(guò)渡段，表明路橋過(guò)渡段是高速鐵路軌道上拱病害的高發(fā)路段。截止到2016年7月，9處路橋過(guò)渡段動(dòng)檢車軌面上拱監(jiān)測(cè)及路基斷面觀測(cè)樁上拱監(jiān)測(cè)的最大上拱量如圖1所示。數(shù)據(jù)顯示上拱量最大工點(diǎn)鋼軌實(shí)測(cè)標(biāo)高已高于設(shè)計(jì)標(biāo)高7.53 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出無(wú)砟軌道鋼軌上拱量可調(diào)節(jié)的臨界值4 mm。同時(shí)該點(diǎn)路基斷面最大變形量高達(dá)14.26 mm。截止到2016年8月，上拱情況尚未穩(wěn)定的路橋過(guò)渡段工點(diǎn)依然有6處。

圖1 各路橋過(guò)渡段最大上拱量

本研究選取鋼軌上拱最嚴(yán)重處的路橋過(guò)渡段為研究對(duì)象。該處橋長(zhǎng)32 m，為簡(jiǎn)支梁橋，左右兩側(cè)路橋過(guò)渡段監(jiān)測(cè)范圍為30 m。現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)斷面布置如圖2所示，沿路線走向共設(shè)置15個(gè)監(jiān)測(cè)斷面，每個(gè)斷面設(shè)置6個(gè)觀測(cè)點(diǎn)位，點(diǎn)位分別布置在：左腳墻、左路肩、左道床板、右道床板、右路肩、右腳墻。自2015年4月起，截止到2016年5月，右道床板縱斷面監(jiān)測(cè)曲線如圖3所示。數(shù)據(jù)顯示，橋面以上未出現(xiàn)明顯上拱位移，上拱位移主要分布在過(guò)渡段范圍內(nèi)，上拱量峰值均位于橋臺(tái)后方，橋位兩側(cè)最大上拱量分別達(dá)到12.5 mm及7.9 mm。

1.2 膨脹試驗(yàn)

室內(nèi)膨脹性測(cè)試的目的是探明過(guò)渡段路基膨脹層位，為進(jìn)一步數(shù)值計(jì)算提供工況設(shè)置依據(jù)。取樣位置為過(guò)渡段右道床板上拱處，采用挖孔取樣。路基各結(jié)構(gòu)層填料試樣自路肩處開(kāi)挖，路基土試樣自路堤邊坡坡腳處開(kāi)挖，取樣位置如圖4。挖取試樣后立即進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)含水率測(cè)試，結(jié)果顯示基床填料的現(xiàn)場(chǎng)含水率高于路基土含水率。

單位：m

圖3 右道床板中心縱斷面監(jiān)測(cè)曲線

圖4 現(xiàn)場(chǎng)取樣位置

將取得的試樣用保鮮膜包裹，最大程度保證其初始含水率。根據(jù)目前鐵路行業(yè)相關(guān)規(guī)范，衡量路基土及填料膨脹性主要采用自由膨脹率、蒙脫石含量、陽(yáng)離子交換率等3項(xiàng)指標(biāo)。為了確定路基土及所用填料膨脹性，同時(shí)為數(shù)值模擬計(jì)算提供參數(shù)取值依據(jù)，針對(duì)性進(jìn)行了膨脹試驗(yàn)，由于數(shù)值模擬計(jì)算考慮地應(yīng)力平衡，因此膨脹試驗(yàn)僅進(jìn)行無(wú)荷載膨脹試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。依據(jù)《鐵路工程巖土分類標(biāo)準(zhǔn)》(TB 10077—2019)中有關(guān)膨脹土潛勢(shì)分類的標(biāo)準(zhǔn)[18]，該工點(diǎn)路基土及所用填料均為非膨脹土，但部分路基填料自由膨脹率和地基土的蒙脫石含量偏高，具有微弱膨脹性。

表1 室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果

1.3 上拱成因分析

結(jié)合監(jiān)測(cè)結(jié)果及試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析發(fā)生膨脹上拱的層位。該處路橋過(guò)渡段基底地層主要為砂巖夾泥巖，膨脹性相對(duì)于填料層較強(qiáng)，但由于地下水埋深大，現(xiàn)場(chǎng)含水率較低，故原位膨脹變形并不明顯。根據(jù)表1，該工點(diǎn)路基填料均為非膨脹土但具有微弱的膨脹性，同時(shí)填料層現(xiàn)場(chǎng)含水率較地基土更高。通過(guò)對(duì)比填料層膨脹性表明基床底層及基床以下部分填料中的蒙脫石含量和陽(yáng)離子交換量較基床表層含量更大、膨脹性更強(qiáng)。同時(shí)由于基床表層為級(jí)配碎石加5%的水泥，穩(wěn)定性較強(qiáng)不易發(fā)生膨脹變形，故結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果推測(cè)路基膨脹層位主要位于基床表層以下填料層?？紤]該工點(diǎn)雨季降水集中及路基護(hù)坡道防排水措施老化，存在引起軌道面水流沿裂縫下滲至路基內(nèi)部的可能，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)含水率情況，最終分析認(rèn)為引起該處上拱病害的主要原因?yàn)椋夯脖韺右韵翨組填料含水率偏高，與其中的膨脹性礦物蒙脫石發(fā)生作用產(chǎn)生膨脹。

2 數(shù)值模擬

通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)初步確定路基膨脹層位為基床表層以下填料層，進(jìn)一步根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果建立有限元數(shù)值計(jì)算三維模型。模型的建立參考取樣工點(diǎn)路基設(shè)計(jì)圖及簡(jiǎn)支梁橋結(jié)構(gòu)布置圖。

2.1 模型及網(wǎng)格劃分

利用有限元分析軟件建立路橋過(guò)渡段模型如圖5所示。模型總長(zhǎng)100 m，簡(jiǎn)支梁橋布置范圍40 m，左右兩側(cè)路橋過(guò)渡段路基長(zhǎng)度分別為45 m及15 m，膨脹區(qū)域位于45 m側(cè)橋臺(tái)后方，膨脹范圍為15 m。路基各結(jié)構(gòu)層均設(shè)置4%的排水橫坡，路基邊坡坡率為1:1.5。模型幾何尺寸均按照施工圖紙及現(xiàn)有規(guī)范進(jìn)行設(shè)置，橋梁主梁橫截面如圖5(a) 所示。

模型底面和兩端均設(shè)置法向的位移邊界約束。模型各結(jié)構(gòu)層單元節(jié)點(diǎn)位移通過(guò)法向及切向接觸設(shè)置關(guān)聯(lián)，保證結(jié)構(gòu)層之間應(yīng)力應(yīng)變傳遞連續(xù)。模型采用八結(jié)點(diǎn)的實(shí)體單元，六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，橋臺(tái)錐坡部分采用四面體網(wǎng)格劃分，膨脹區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密，如圖5(b)所示。

單位：m

2.2 參數(shù)賦值及工況設(shè)置

路基各結(jié)構(gòu)層及橋梁的常規(guī)材性參數(shù)依據(jù)相關(guān)規(guī)范選取經(jīng)驗(yàn)值，主要參數(shù)賦值如表2所示。鋼軌采用60 kg/m，U71MnG，100 m定尺長(zhǎng)無(wú)螺栓孔新鋼軌，道床板為C40鋼筋混凝土，寬2.8 m，支撐層采用C15素混凝土，寬3.4 m，各結(jié)構(gòu)層材料及厚度詳見(jiàn)表2。根據(jù)上拱成因分析，過(guò)渡段路基膨脹層位主要位于基床表層以下填料層，故模型設(shè)置基床底層和基床以下填料膨脹。膨脹率是衡量土體膨脹性的重要指標(biāo)，在數(shù)值模擬計(jì)算中也是實(shí)現(xiàn)土層膨脹變形的重要參數(shù)，模型的膨脹采用設(shè)置膨脹系數(shù)實(shí)現(xiàn)，填料膨脹設(shè)置參考陳曉斌研究中采用溫度場(chǎng)引起的熱膨脹模擬路基填料吸水膨脹的模式[19]。計(jì)算之前首先對(duì)模型進(jìn)行地應(yīng)力平衡，地應(yīng)力平衡根據(jù)模型各結(jié)構(gòu)層容重進(jìn)行自重平衡。

結(jié)合室內(nèi)膨脹試驗(yàn)數(shù)據(jù)及多次試算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)膨脹層位膨脹率設(shè)為0.06%～0.10%時(shí)鋼軌上拱量接近高鐵鋼軌上拱量最大限值，故設(shè)置膨脹率分別為0.06%，0.07%，0.08%，0.09%和0.10% 5個(gè)工況進(jìn)行模擬。為了減少計(jì)算量，可通過(guò)對(duì)比膨脹區(qū)域遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)及臨近橋臺(tái)側(cè)鋼軌上拱響應(yīng)規(guī)律及路基變形情況，分析路基膨脹對(duì)路堤段及路橋過(guò)渡段間的相互作用差異。

表2 路基各結(jié)構(gòu)層及橋梁主要參數(shù)賦值

注：膨脹層位設(shè)置于基床底層及基床以下填料層。

3 鋼軌響應(yīng)分析

3.1 鋼軌豎向位移分析

路基填料發(fā)生膨脹變形后，變形量向上傳遞迫使鋼軌產(chǎn)生豎向位移，在不同的膨脹工況下，鋼軌豎向位移云圖如圖6所示。膨脹中心位置處，鋼軌豎向位移最大，隨著膨脹率的增大，鋼軌最大豎向位移的范圍也在不斷擴(kuò)大。高速鐵路鋼軌最大上拱位移限值為4 mm，即當(dāng)過(guò)渡段路基填料膨脹率大于0.08%后鋼軌上拱量即會(huì)超出可調(diào)節(jié)臨界值。

為了定量研究過(guò)渡段路基填料膨脹對(duì)鋼軌上拱分布的作用規(guī)律，繪制不同膨脹率下，鋼軌沿路線走向的豎向位移分布曲線如圖7所示。膨脹曲線類似正態(tài)分布。不同膨脹率之間膨脹上拱分布規(guī)律相似。而對(duì)比上拱曲線左右兩側(cè)可知，遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)上拱值回落較緩，上拱擴(kuò)散范圍約10 m，而臨近橋臺(tái)側(cè)鋼軌的上拱快速回落，上拱分布范圍較小僅為5 m。

單位：m

圖7 不同膨脹率下鋼軌豎向位移曲線

結(jié)合圖6和圖7，對(duì)比遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)和臨近橋臺(tái)側(cè)，分析路堤段和路橋過(guò)渡段鋼軌豎向位移的差異性。結(jié)果表明相比于路堤段，路橋過(guò)渡段中橋梁的存在極大地抑制了鋼軌上拱位移的擴(kuò)散，并將鋼軌上拱位移的擴(kuò)散范圍減少到路堤段的一半。

3.2 鋼軌軸向應(yīng)力分析

鋼軌受到路基膨脹變形作用后，產(chǎn)生上拱位移，其內(nèi)部的應(yīng)力也會(huì)發(fā)生變化，在不同膨脹工況下，鋼軌軸向應(yīng)力云圖如圖8所示。云圖顯示鋼軌上拱段頂部出現(xiàn)拉壓應(yīng)力，且部分范圍表現(xiàn)全截面受拉，而在上拱范圍兩端出現(xiàn)壓應(yīng)力，這表明膨脹區(qū)域鋼軌產(chǎn)生上拱變形后，對(duì)上拱范圍兩端非膨脹區(qū)域的鋼軌單元產(chǎn)生擠壓作用，而形成壓應(yīng)力。其中臨近橋臺(tái)側(cè)出現(xiàn)的壓應(yīng)力范圍雖短但數(shù)值較大，遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)壓應(yīng)力范圍較長(zhǎng)但數(shù)值較小。

導(dǎo)出過(guò)渡段路基填料膨脹后鋼軌頂部軸向應(yīng)力沿線路走向分布曲線如圖9所示。鋼軌上拱范圍內(nèi)主要呈現(xiàn)受拉的應(yīng)力狀態(tài)，兩側(cè)拱腳處出現(xiàn)壓應(yīng)力，膨脹區(qū)域兩側(cè)均出現(xiàn)拉壓應(yīng)力突變且為增強(qiáng)效應(yīng)，但臨近橋臺(tái)側(cè)拉壓應(yīng)力峰值較遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)峰值更大，并且臨近橋臺(tái)側(cè)突變分布范圍更集中，最大拉應(yīng)力為21.9 MPa，最大壓應(yīng)力為26.1 MPa，最大拉壓應(yīng)力差為48 MPa。

結(jié)合圖8和圖9，對(duì)比膨脹區(qū)域兩側(cè)，分析路堤段和路橋過(guò)渡段鋼軌軸向應(yīng)力的分布差異。數(shù)據(jù)顯示臨近橋臺(tái)側(cè)鋼軌拉壓應(yīng)力分布范圍更小，相比于遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)，其拉壓應(yīng)力峰值也更大，這進(jìn)一步說(shuō)明相比于路堤段，路橋過(guò)渡段的橋梁雖然抑制了膨脹發(fā)育的范圍，對(duì)路基膨脹具有有效的阻隔作用，但也使得路橋過(guò)渡段的鋼軌處于更加危險(xiǎn)的應(yīng)力狀態(tài)。

單位：Pa

圖9 不同膨脹率下鋼軌軸向應(yīng)力曲線

4 路基響應(yīng)分析

在基床底層及基床以下填料層發(fā)生膨脹上拱后，路基各結(jié)構(gòu)層均會(huì)產(chǎn)生相應(yīng)的豎向位移，但主要體現(xiàn)在其上覆土層。路基豎向位移分布范圍較廣，且在水平向和豎直向分別具有不同的特點(diǎn)。

以膨脹率為0.10%的路基豎向位移結(jié)果為例，沿水平方向路基豎向位移的分布情況如圖10所示。在膨脹邊緣區(qū)域，遠(yuǎn)離橋臺(tái)一側(cè)膨脹范圍擴(kuò)散較大，而臨近橋臺(tái)側(cè)膨脹擴(kuò)散被明顯阻斷。

在不同膨脹率下，沿豎直方向的路基中心豎向位移的分布情況如圖11所示。隨著膨脹率的不斷增大，膨脹區(qū)域上部基床表層發(fā)生的膨脹上拱越發(fā)明顯。同時(shí)，對(duì)比膨脹區(qū)域左右兩側(cè)，遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)豎向位移向下擴(kuò)散較為明顯，而臨近橋臺(tái)側(cè)膨脹擴(kuò)散被嚴(yán)格抑制。

結(jié)合圖10和圖11，對(duì)比遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)和臨近橋臺(tái)側(cè)，分析路堤段和路橋過(guò)渡段路基豎向位移的差異性。結(jié)果表明相比于路堤段，路橋過(guò)渡段的路基豎向位移在往橋梁方向擴(kuò)散時(shí)其膨脹趨勢(shì)被明顯阻斷，同時(shí)圖11顯示，路橋過(guò)渡段橋梁的存在一定程度上抑制了膨脹區(qū)域向下擴(kuò)散的趨勢(shì)。

單位：m

單位：m

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)研究工點(diǎn)橋梁兩側(cè)的右道床板上拱量峰值分別為7.9 mm及12.5 mm(圖3)；而根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)該處路基填料膨脹率約為0.06%～0.08%，路基土膨脹率約為0.07%～0.1%(表1)；數(shù)值模擬計(jì)算中膨脹區(qū)工況設(shè)置情況為基床填料膨脹率：0.06%，0.07%，0.08%，0.09%和0.10%，通過(guò)計(jì)算結(jié)果顯示5種工況對(duì)應(yīng)的鋼軌上拱峰值分別為：2.9，3.4，3.9，4.4和4.8 mm。相比道床板上拱監(jiān)測(cè)結(jié)果差異較小，分析存在差異的原因，一方面是數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中未考慮路基土膨脹，另一方面可能是由于各結(jié)構(gòu)層材料參數(shù)取值部分是依據(jù)經(jīng)驗(yàn)值(例如泊松比、彈性模量)，大部分材料本構(gòu)模型均為線彈性，而實(shí)際工程復(fù)雜多變，但總體變形量基本一致，因此模型計(jì)算結(jié)果及研究方法具有一定可靠性。

5 結(jié)論

1) 該處路橋過(guò)渡段鋼軌上拱的產(chǎn)生原因主要為基床表層以下填料含水率較高，同時(shí)與其中的蒙脫石等親水膨脹性礦物作用引起該部分填料產(chǎn)生膨脹。

2) 通過(guò)對(duì)比遠(yuǎn)離橋臺(tái)側(cè)及臨近橋臺(tái)側(cè)鋼軌豎向位移表明，橋梁的存在極大地抑制了鋼軌上拱位移的擴(kuò)散。同時(shí)要使鋼軌上拱不超過(guò)規(guī)范限值的4 mm，則路基膨脹率不得超過(guò)0.08%。

3) 鋼軌軸向應(yīng)力沿路線走向大多呈現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)，但在上拱拱腳附近一定范圍內(nèi)卻存在明顯的壓應(yīng)力。同時(shí)發(fā)現(xiàn)橋梁雖然抑制了膨脹發(fā)育的范圍，但提高了臨近橋臺(tái)側(cè)的峰值拉壓應(yīng)力。

4) 路基豎向位移分布范圍較廣。在水平方向上橋梁的阻隔作用明顯，在臨近橋臺(tái)側(cè)有效抑制了路基其他層位的豎向位移。

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Heave response of ballastless track induced by subgrade filler swelling in bridge-subgrade transition section

WANG Mengtian1, WANG Rui1, CHENG Jianjun1, LI Zhongguo2, GAO Li1

(1. College of Water and Architectural Engineering, Shihezi University, Shihezi 832003, China; 2. Railway Engineering Research Institute, China Academy of Railway Sciences Corporation Limited, Beijing 100081, China)

The rail heave induced by the swelling of the ballastless track subgrade is one of the common diseases faced by the construction and operation of the high-speed railway. The bridge-subgrade transition section is a high incidence position of the subgrade swelling disease. In order to study the distribution of the rail heave and the deformation law of the subgrade structure after the subgrade swelling in the bridge-subgrade transition section of the high-speed railway, a typical transition subgrade swelling site was taken as an example. The on-site monitoring and laboratory tests were used to find out the track heave situation and the subgrade swelling position. The effect law of subgrade swelling on the bridge-subgrade transition section structure was studied by numerical simulation calculation. The following results are obtained. The infiltration of water flow and the effect of montmorillonite in the subgrade filler are the main causes of the swelling of the filler. The bridge has a significant barrier effect on the rail heave caused by the swelling of the subgrade, and the range of the rail heave near the side of the abutment changes significantly smaller than the side away from the abutment. When the rate of subgrade swelling with road-bridge transition section is 0.08%, the amount of heave on the rail reaches the adjustable threshold value of 4mm on the arch of the ballastless track. The peak value of the axial stress of the rail near the side of the abutment is much greater than that of the side away from the abutment.

ballastless track; bridge-subgrade transition section; subgrade swelling; numerical simulation; rail heave

U213.14；U213.46

A

1672 ? 7029(2021)03 ? 0645 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200416

2020?05?14

兵團(tuán)中青年科技創(chuàng)新領(lǐng)軍人才計(jì)劃資助項(xiàng)目(2019CB023)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51641808)；兵團(tuán)重大科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(2020AA002)

程建軍(1979?)，男，河北衡水人，教授，博士，從事巖土工程及道路路基病害防治研究；E?mail：chengdesign@126.com

(編輯 涂鵬)