铁路基床翻浆冒泥病害成因的细观机理分析

肖尊群，耿星月，王 鑫，舒志鹏，董琼英，姜亦男，曹童童

(1.武汉工程大学资源与安全工程学院, 武汉 430062；2.中南大学土木工程学院, 长沙 410075)

翻浆和冒泥是铁道工程中最为常见的病害之一。由于两者形成的机理基本一致，因此合并成一种病害[1-2]。聂如松等[3]给基床翻浆冒泥病害的定义为：列车动荷载作用下路基面(厚度一般小于0.5 m)受水浸泡软化后，以泥浆形态向道床或者通过道床层往外冒浆的现象；并且总结出非冻土地区翻浆冒泥产生、发展的3个条件：基床土的工程性质，水和温度对基床的影响，动荷载的性质、大小和分布。丁瑜等[4]针对风化红砂岩残积土路基，通过室内饱和土排水、不排水动三轴试验研究翻浆冒泥的形成机制，提出连续降雨条件下路基瞬态饱的概念。

关于基床翻浆冒泥的形成机理，传统理论认为：列车震动荷载作用下，路基土振动，孔压迅速增长，使得基床土体被破坏、侵蚀、软化，最终变成液态泥浆，动载前后的泥浆和细粒土往外翻冒，形成翻浆冒泥病害[5]。Duong等[6]、Romond[7]通过室内物理模型试验，发现路基土发生翻浆冒泥和细颗粒土的迁移有关，将翻浆冒泥看作是土体接近饱和状态时，循环荷载作用下的液化结果。Chawla等[8]、Alobaid等[9]认为粉土路基比黏土路基更容易发生翻浆冒泥病害。王威等[10]通过建立描述路基土中振动孔压增长与消散规律的控制微分方程，得到孔压的增长曲线，判断基床是否发生液化而引起翻浆冒泥现象。

目前，关于翻浆冒泥病害机理的研究主要通过现场调查、室内模拟试验等手段得到病害的宏观演化规律。这些手段在研究翻浆冒泥形成的宏观机理是非常有效的，但宏观变化下的细观机理很难用室内试验、现场调查等手段研究。因此，现基于朔黄铁路基床饱和粗颗粒填料试样室内动三轴试验数据，采用离散单元法对该试验过程进行数值模拟，分析翻浆冒泥宏观响应下的基床颗粒土试样的细观参数演化规律，并探究翻浆冒泥形成的细观机理。

1 室内动三轴试验

参照《铁路工程土工试验规程》[11]，试验采用的填料为细角砾土，包含青灰、灰色砂岩等粗颗粒，棱角明显，最大粒径约为 60 mm。

试验仪器采用TAJ-2000大型动静三轴试验仪。该设备由围压系统、加载系统和测量采集系统三部分组成。

试验土样直径为宽300 mm、高度为600 mm，制样时采用人工分5层击实，压实系数控制在0.97。加载采用应力控制的方式，从较小的动应力开始，然后逐级施加。分别对试样施加15、30、60 kPa的围压来模拟基床面以下0.5、1.5、3 m深的粗颗粒土的实际围压情况。列车运行时会对铁路路基表层产生大小不同的动应力，范围一般在50～100 kPa。对施加的动应力合理扩大范围，最大动应力幅值为250 kPa，该动应力取值基本涵盖从普通轴重列车到极端大轴重列车对路基产生的动应力范围。之后对不同围压下的饱和粗颗粒土试样进行试验，得到其基本物理力学性质和累积动应变变化特征[12-14]。

2 数值模拟试验

2.1 粗颗粒土动三轴数值试样的制备

通过Particle Flow Code 2D数值模拟软件建立和室内试验一样尺寸的高600 mm、宽300 mm的三轴试验数值模型。初始试样的建立，通过设置孔隙率将试样内部所有颗粒的速度清零，然后对初始试样进行伺服控制之后，进行加载。

数值试验通过控制试样体积不变来模拟不排水条件。初始模型的边界约束采用刚性边界，为最大程度达到室内试样的特性，上下两面墙体选择较高的刚度，左右两面墙体选择较低的刚度。虽然PFC2D可以通过设置颗粒墙或组合墙的方式模拟柔性边界，但只能模拟饱和土的排水条件。对于不排水条件的动三轴试验，无论是颗粒墙还是组合刚性墙的方法都很难通过伺服的方式保持试样总的体积不变。为保证上、下墙和侧墙的伺服控制能够保持试样体积不变，模型采用刚性边界生成墙体，如图1所示。

图1 刚性边界

颗粒可以通过半径膨胀法和重力沉积法两种方式生成，半径膨胀法比重力沉积法能更精确满足初始孔隙率的要求，但本模型的初始孔隙率设定为定值0.12，因此不需要考虑初始孔隙率。采用重力沉积法来生成颗粒，让颗粒在自身重作用下，通过相互运动达到最终的平衡状态，同时也不考虑颗粒级配。最终生成3 923个颗粒，每个颗粒的半径在2～5 mm，颗粒初始密度为1.82 g/cm3，颗粒接触模型采用线性接触模型。

2.2 数值试样细观参数的标定

目前有关学者的研究已经表明细观参数和宏观力学参数之间是存在一定的对应关系[15-16]。细观参数进行标定的关键就是需要找到二者之间具体的对应关系。专门针对土样动三轴试验的细观参数标定是非常困难的，通常基于土样室内静三轴试验的宏观力学参数进行静三轴数值试验的细观参数标定，然后将该细观参数用于动三轴试验的数值试验中。

各细观参数标定完成后，将数值模拟结果与室内试验对比，进行适当的微调，让数值试验的模拟结果尽可能地接近室内试验，最终得到各细观参数标定结果如表1所示。

表1 细观参数标定结果

2.3 试样加载

PFC数值模型生成的墙体是没有质量的单元，因此墙体不符合牛顿第二定律，不能直接施加力的作用，但是可以通过赋予上下墙一定的速度来实现加载过程。将正弦应力借助伺服机制转换成速度赋予给墙体，具体转化方法为

σreq=Δqsin(2πft)+σ

(1)

v=G(σreq+σz)

(2)

式中：σreq为轴向加载所需正弦应力；Δq为正弦应力幅值,与室内试验取值相同；f为荷载频率，取固定值10 Hz；t为荷载时间；σ为围压；σz为颗粒与上下墙体的作用力。

3 数值模拟结果分析

根据标定好的细观参数对数值试样进行动三轴加载测试，通过设置较大阻尼，使得数值试样在加载结束的瞬间完成能量消散，如此，就可以采用较高频率的正弦荷载加载实现对室内低频动三轴试验的模拟。室内粗颗粒的动三轴试验通常需要加载几万次才能使试样发生破坏。如果对数值试样加载数万次，所需的计算时间就会很长。为了解决这一问题，通过尝试将加载次数控制在500次以内。将数值试样的加载循环扩大100倍，得到标定参数下，不同围压的数值试验与室内试验累积动应变与震次的关系如图2所示。从图2可以看出，室内试验曲线与数值试验曲线所展现出来的规律基本一致。无论是室内试验还是数值试验，当施加动应力小于125 kPa时，累积动应变的大小基本保持稳定，不会随着振动次数的增加而增大；当施加动应力大于125 kPa时，随着振动次数的增加，施加的动应力越大，累积动应变增加的速率就会越大；施加的动应力为125 kPa，不同围压下试样所表现出来的累积动应变差别也比较大。

图2 饱和粗颗粒土室内试验与数值模拟对比

3.1 法向、切向接触力分布

通过统计试样内部颗粒之间平均法向、切向接触力的大小和方向，绘制如图3、图4所示的玫瑰花图。玫瑰花图表示试样在整个动三轴加载试验过程中接触力的演化过程。

图3 不同动应力幅值法向接触力玫瑰花图

由图3可知，试样在15、30、60 kPa的围压下，动应力幅值从50～250 kPa法向接触力显示如下规律：法向接触力最大、最小的分布方向基本一致，整体表现为“8”字状，说明振幅只改变了法向接触力的大小，没有改变接触力的分布；竖向上法向接触力最大，水平向上最小，从竖向到水平向呈现递减趋势；随着动应力幅值的不断增大，各个方向上法向接触力增大，增加速率由竖向向水平向逐步减小；围压越大，相同动应力幅值下的法向接触力越小，但是，当围压大于30 kPa时，围压对法向接触力的影响变小。

由图4可知，试样在15、30、60 kPa的围压下，动应力幅值从50～250 kPa，试样的切向接触力同法向接触力一样只是大小发生了改变，整体分布没有改变，呈现出“椭圆形”。切向接触力随着动应力幅值的增大而增大。同时发现，随着围压不断增大，所对应的最大切向接触力减小。

图4 不同动应力幅值切向接触力玫瑰花图

通过以上分析：从细观上，列车振动荷载通过改变土体颗粒之间的接触荷载影响土体的宏观力学特征。围压越小，相同动应力幅值荷载作用下，土体颗粒之间的接触荷载越大，颗粒间的黏结键越容易发生破坏，在宏观上表现为铁路路基基床上层或道床越容易发生软化，进而形成翻浆冒泥病害。而基床中层和下层由于围压较大，相同荷载作用下，土体颗粒与颗粒间的接触荷载越小，更能够抵抗列车动荷载的冲击，在宏观上表现为基床强度更高，越不易发生翻浆冒泥病害。相同围压下，颗粒与颗粒间的接触荷载随着动应力幅值增大而增大，在宏观上表现为大轴重、中高速列车作用比小轴重、低速列车更容易发生基床软化，形成翻浆冒泥病害。因此，在既有重载铁路扩能改建过程中，对基床的强化从细观上可以从提高颗粒与颗粒间的黏结力和改善基床土体材料的围压状态上采取相应措施。

3.2 孔隙度演化规律

孔隙度指土体中孔隙体积与固体颗粒体积之比。说明孔隙度越大，试样容纳水的能力越大。基床中有水是发生翻浆冒泥的重要条件。图5表示在15、30、60 kPa的围压下，饱和粗颗粒土试样在不同动应力幅值下孔隙度的变化曲线。图5显示：当动应力幅值50 kPa，围压15、30、60 kPa时，孔隙度随加载次数的变化呈一条近似水平曲线，当动应力幅值100 kPa，围压60 kPa时也表现出相同的规律，说明一定围压条件下，试样能够抵抗较小的动应力荷载；其他围压和动应力幅值条件下，孔隙度随加载次数的增加迅速达到峰值，然后逐步减小，部分试样的孔隙度随着加载的进行最后趋于稳定。

图5 不同动应力幅值下孔隙度演化曲线

由图5(a)可知，15 kPa围压条件下，当动应力幅值达到125 kPa以上时，试样孔隙度以较快的速度达到峰值，然后逐步减小。随着动应力幅值的增大，试样孔隙度峰值随之增大，当动应力幅值达到250 kPa时，试样孔隙度最大为0.177。由图5(b)可知，30 kPa围压条件下，当动应力幅值达到125 kPa以上时，也表现出与15 kPa围压下同样的规律，但是，随着动应力幅值的增大，孔隙度峰值的变化规律不同，动应力幅值125 kPa时，孔隙度峰值达到最大为0.178。150、200、250 kPa动应力幅值，孔隙度峰值强度基本一致。图5(c)显示的孔隙度变化规律与30 kPa围压条件类似，当动应力幅值达到200 kPa时，孔隙度峰值达到最大为0.166。

孔隙度的演化规律从几何角度反映了基床填料粗颗粒土在动荷载作用下的细观变化特征，通过以上分析，当围压为15 kPa时，试样颗粒抵抗动荷载作用的能力较小，更容易发生颗粒与颗粒间的黏结键破坏，使颗粒与颗粒发生脱离，形成孔隙，孔隙度随孔隙数量的增多而增大。在宏观上，表现为列车轴重越大、速度越高，基床上部越容易发生因裂隙扩展而引起的基床软化。围压为30、60 kPa时，孔隙度峰值并没有随动应力幅值的增大而增大，说明在较高的围压状态下，试样颗粒能够抵抗较大的动应力荷载的冲击。在宏观上表现为基床中部和下部在相同荷载条件下，越不容易发生因颗粒断裂产生的剪切破坏。在既有重载铁路扩能改建过程中，重点强化基床表层，改善基床表层土体的围压状态。

3.3 配位数演化规律

配位数为单个颗粒平均接触数，配位数的变化能够反映压缩过程中颗粒之间的相对位移。图6表示在15、30、60 kPa的围压下，饱和粗颗粒土试样在不同动应力幅值下颗粒配位数的演化曲线。图6所示的配位数变化规律与孔隙度的变化规律相呼应，具有很好的一致性。颗粒的配位数从另一个几何学角度反映了试样颗粒细观动应力响应特征。围压状态不仅影响了试样颗粒的初始配位数，同时也影响到后期加载过程中配位数的变化规律。进一步说明改善基床表层土体颗粒的围压状态对于基床强化的意义。

图6 不同动应力幅值下配位数演化曲线

3.4 孔压比演化规律

孔压比是循环应力作用下试样的孔隙水压力增量与侧向有效固结应力的比值，该参数是研究土体液化的另一个重要指标。图7表示在15、30、60 kPa的围压下，饱和粗颗粒土在不同动应力幅值下试样孔压比随振动次数变化的曲线。

从图7可看出：不管动应力幅值多少，在加载初期，孔压比都迅速上升至峰值，接近1，之后随着振动次数的增加，孔压比趋于平稳或缓慢下降。当动应力幅值为50、100 kPa时，试样孔压比达到峰值后，保持平稳；当动应力幅值处于100 kPa以上时，试样孔压比达到峰值后，随着振动次数的增大而逐渐减小。同时能够发现，即使试样孔压比处于峰值的时候，仍然没有超过1，这说明试样不会发生液化。图7(a)还显示，当动应力幅值达到125 kPa以上时，随着加载的继续，孔压比会逐渐变为负值。

图7 不同动应力幅值下孔压比演化曲线

朔黄铁路基床填料是混合黏性土的粗颗粒填料，颗粒之间除了滑动摩擦力外还有黏结力。由于黏结力的存在，不同围压和动应力幅值条件下，数值试样的孔压比都小于1，说明试样没有发生彻底丧失承载能力的液化现象。通过孔压比的大小，可以较好地表征基床软化的程度，动应力幅值越大，峰值孔压比越接近1，说明试样软化的越严重，越容易发生翻浆冒泥病害。较小围压条件小，当动应力幅值较大时，加载后期孔压比为负，数值试样裂隙进一步扩展，有膨胀的趋势，这可以解释为什么基床表层在大轴重状态下更容易发生翻浆冒泥的理论问题。

4 结论

(1)基于离散元颗粒流线性黏结接触数值模型能够较好地反映既有朔黄铁路基床填料的黏结特性以及在动应力荷载作用下的细观响应特征，并且能够在一定程度上表征翻浆冒泥病害形成的细观机理。

(2)从细观力学角度看，列车振动荷载通过改变土体颗粒之间的接触荷载影响土体的宏观力学特征。围压越小，相同动应力幅值荷载作用下，土体颗粒之间的接触荷载越大，颗粒和颗粒间的黏结键越容易发生破坏，更容易使得基床软化。从细观几何学角度看，振动荷载作用通过破坏土体颗粒与颗粒间的黏结键，使颗粒与颗粒间发生脱离，形成孔隙，随着自由颗粒数量增加，土体内部颗粒的孔隙度和土体颗粒的配位数随之增大，基床软化变得更加严重，这是形成翻浆冒泥的细观机理。

(3)在动荷载作用下，饱和试样的孔压比始终小于1，说明翻浆冒泥病害与沙土液化是两个不同的概念，数值试样的峰值孔压比大小能够反映基床软化的程度，围压越小，数值试样的峰值孔压比越大，反映了基床表层或道床更容易发生基床软化和翻浆冒泥病害。而既有重载铁路扩能改建应重点改善基床表层或道床的围压状态和土体颗粒与颗粒间的黏结力。