白 皓，苏 谦，黄俊杰，郑键斌，王 迅

（1.西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，成都 610031；2.西南交通大学 土木工程学院，成都 610031；

3.西南交通大学 道路工程四川省重点实验室，成都 610031）

1 引 言

我国黄土高原地区修建客运专线遇到了“深厚湿陷性”黄土的挑战，对于适用于湿陷性黄土的常用加固方法所能处理的深度一般不超过30 m[1]，难以满足工后沉降的要求。因此，郑西客运专线在深厚湿陷性黄土地区新建路基中首次使用了非埋式桩板结构[2]，该结构综合了无砟轨道结构与桩基础的各自特点，充分利用桩-板-土三者之间的协同作用来满足无砟轨道的强度与变形控制要求。该结构嵌入路基并直接承受轨道结构和列车荷载，其荷载传递路径有别于传统填筑路基结构。目前，针对桩板路基的研究主要集中在静态承载性能[2－4]和设计计算方法[5－7]等方面，对动力性能进行研究的技术手段也局限于模型试验[8]、数值仿真[9]和行车试验[10]，而且已有研究的桩板路基与本文桩板路基在结构型式和地基条件等方面有较大的差异，对这类桩板路基的动力特性及其长期稳定性尚认识不足。原位激振试验作为研究路基结构动力特性（包括振动特性和长期动力稳定性）的技术手段，具有独特的优势[11－13]，在线路结构物完工通车之前对其进行原位激振试验，具有重要的实际意义及工程应用价值。

2 原位激振试验方案

2.1 试验工况

郑西客运专线沿线大部分地段通过黄土堆积地貌单元，属于黄河Ⅱ级阶地，占线路总长约85%。沿线沟槽深切、冲沟发育，地下水埋深为30 m，在深厚湿陷性黄土地区低路堤、路堑路段采用非埋式桩板路基通过[2]。非埋式桩板路基由下部钢筋混凝土桩基、路基土和上部钢筋混凝土托梁与承载板共 同组成，承载板上直接铺设无砟轨道，如图1 所示。

考虑到控制不均匀沉降和跨越结构物的需要，一般地段选用等跨布置（标准联），跨结构物地段选用不等跨布置（异型联）。承载板按左右线分幅设置，单块承载板的尺寸为26.16 m×4.99 m×0.8 m，托梁尺寸为10.4 m×1.3 m×1 m，桩径为1 m。（1）标准联桩板结构跨度为8.72 m×3（工点1、2）；（2）跨涵洞异型联桩板结构跨度为8.08 m+10 m+8.08 m（工点3），由于异型联中跨跨度增大，故承载板中跨板厚调整为1 m，中跨托梁宽调整为1.6 m，中跨桩径调整为1.25 m。该试验段由挖方和低填方路基组成，结构下部地基土体包括松软土与砂质黄土，地基土主要物理力学指标见表1。

图1 试验点非埋式桩板路基断面图 Fig.1 Section of non-embedded pile-board subgrade in the experiment site

表1 试验段土体物理力学指标统计一览表 Table 1 Physico-mechanical parameters of soils in experiment section

2.2 试验加载方案

在非埋式桩板路基的路基表面（即承载板表面）上，利用自主研发的DTS-1 动力试验系统模拟在列车荷载作用下路基面动应力的等效应力。调整试验系统的偏心块、配重以及电气系统的输出频率，以改变路基面的动应力大小和频率，分别进行扫频激振试验和循环加载试验。

（1）加载范围：本试验加载面为2.2 m×2.2 m，模拟在路基面产生一个轮对的动应力。试验时，激振器分别在桩基截面和跨中截面进行加载，加载断面分别为Ⅰ～Ⅵ断面，如图3 所示。

（2）激振频率：路基承受的列车荷载是单向脉冲应力波。当车速为350 km/h 时，列车动载频率分别约为38.88、12.15、5.40 Hz。根据高频波与低频波的传递特性，取5～24 Hz 的激振频率进行扫频激振试验，取20 Hz 的激振频率进行循环加载试验研究。

（3）荷载大小：无砟轨道路基现场测试结果表明，基床和路基范围竖向动应力幅值Dσ 介于13～20 kPa。循环加载时使试验系统与路基耦合振动产生的路基面模拟动应力幅值dσ 为20kPa 左右，如图2 所示，图中sσ 为动力试验系统自重产生的静应力。

图2 模拟动应力 Fig.2 Simulated dynamic stresses

（4）加载次数。结合桩板路基的结构特性，并借鉴已有研究成果[14－16]，确定循环加载次数为 1 ×106次。

2.3 试验量测方案

桩板路基原位激振试验中量测内容主要包括结构内力、振动响应及沉降变形等。采用应变式钢筋计量测结构主筋动应力，利用应变式土压计量测结构与土体间的动土压力，使用动位移计、加速度计和速度计3 种元器件测试路基结构振动强度。图3 为非埋式桩板路基测点布置图，“D1”、“A1”、“P1”、“R1”中“D”表示动位移测点，“A”表示加速度测点，“P”表示土压力测点，“R”表示钢筋应力测点，“1”表示测点编号。利用DH5920 动态数据采集记录分析仪测试非埋式桩板路基各部分的动态响应，循环加载过程中每5 ×1 04次采集一次数据，采样频率选为1 000 Hz，采样点数为1 024 点，采样时间为10 s。

图3 元器件布置及动载试验示意图 Fig.3 Layout of instruments and schematic diagram of dynamic loading test

3 试验结果分析

3.1 动位移分析

动位移大小反映路基系统的振动剧烈程度，其与路基的弹性和塑性的性质变化相关。对于桩板路基，路基面动位移最终通过轨面动位移反映出来，动位移较大将加剧轨道结构与车辆的相互作用，直接关系到高速列车的安全性和舒适性[16]。国内外路基面实测动位移均小于1 mm，动位移控制在1 mm以内是目前较一致的看法。以承载板各典型断面的动位移为研究目标，如图4、5 所示。

从图中可以看出，非埋式桩板路基受到激振力作用产生强迫振动，承载板的动位移随着激振频率增加呈指数函数增长趋势，标准联与异型联桩板路基在模拟列车荷载作用下动位移差异性极小。桩基所在断面的动位移小于桩间的其他断面。承载板跨中断面和桩基所在断面最大动变形幅值分别为0.130、0.048 mm，均在规范值1 mm 之内。将振幅A 折算为单位激振力作用下的振幅值，得到此类路基的幅频曲线，结果表明，非埋式桩板路基自振基频小于5 Hz，二阶自振频率大于24 Hz，激振频率范围内桩板路基未发生共振现象，试验结果与数值仿真结果[9]吻合良好。高速列车车轮激励频率已落在非埋式桩板路基振动固有频率范围之外，列车车轮通过时对路基的重复激励不会产生共振问题。

非埋式桩板路基动位移随加载次数的增加较为稳定，表明此类路基处于弹性工作状态。承载板跨中断面和桩基所在断面的动位移幅值分别为0.05、0.02 mm，远比传统填筑路基结构的路基面动变形[10]小，应变波在承载板板下土体的传播深度远小于传统路基结构，可降低对地基条件和路基填料的要求。

图5 动位移与加载次数的关系曲线 Fig.5 Relation curves between dynamic deformation and loading times

3.2 振动响应分析

路基面振动加速度的大小是判断振动对轨道结构破坏作用的主要指标。路基面的加速度与路基结构刚度有关，刚度愈大，则路基面的加速度愈大。以承载板的竖向振动加速度和速度为研究目标，分析各典型断面承载板顶面的加速度和速度随激振频率和加载次数的变化情况，如图6、7 所示。

图6 振动响应与激振频率的关系曲线 Fig.6 Relation curves between vibration response and forced vibration frequency

图7 振动响应与加载次数的关系曲线 Fig.7 Relation curves between vibration response and loading times

桩板路基的振动响应总体上与激振频率成指数函数关系，振动加速度绝对值小于5 m/s2，与无砟轨道路基面实测值相比，属中间偏小范围，说明桩板结构已成为承受列车动力作用的主体。此外，加速度反映与动位移、振动速度反映是类似的，在一定程度上也说明测试技术的可靠性。

随着加载次数的增加，各断面的加速度响应大小无明显变化趋势，垂向振动加速度均远小于0.5 g表明，桩板路基的刚度几乎没有变化，其具有良好的长期动力稳定性。

3.3 动土压力分析

动土压力反映了列车动荷载作用下桩板结构对路基土的动力作用大小，涉及动荷载的传递机制问题。当桩基与地基出现沉降差时，承载板和托梁便与地基分离处于悬空状态，此时桩板结构受力状态接近于板式桥梁；否则，承载板和托梁都将看做弹性地基连续梁。以板底和梁底的动土压力为目标，如图8、9 所示。

由图可看出，各测点动土压力小于0.15 kPa，且随激振频率和循环加载次数的增加无明显变化，说明桩板结构的存在使路基填料承受的动应力大幅减小。激振荷载作用下地基反力系数很小，计算桩板结构的内力时不考虑弹性地基反力的假定[2]是合理的，应将地基反力视为安全储备。另外，也说明非埋式桩板路基适用于地基承载力相对较弱的地基土体或性能较差的路基填料，有利于降低工程造价。

图8 动土压力与激振频率的关系曲线 Fig.8 Relation curves between dynamic earth pressure and forced vibration frequency

图9 动土压力与加载次数的关系曲线 Fig.9 Relation curves between dynamic earth pressure and loading times

3.4 结构内应力分析

主筋动应力分析目的：（1）主筋动应力直接反映了激振载荷作用下桩板结构内力响应的大小与分布情况；（2）结合静态测量的主筋应力确定主筋最大应力是否超过疲劳强度。主筋动应力测试位置有：承载板的中跨跨中断面、中跨支座断面和边跨跨中断面，以及桩顶截面。桩板结构主筋动应力和激振频率与次数的关系曲线如图10、11 所示，图中R3-Ⅱ表示在第Ⅱ断面激振时第3 号应变式钢筋计，其他符号以此类推。

由图10 可看出，结构主筋动应力随激振频率的增加近似呈线性规律增长，但数值极小；承载板主筋动应力响应极值发生在桩基所在的断面，于桩基所在断面进行激振时桩基主筋动应力响应出现最大值。由图11 可看出，在各断面激振时，相应的激振断面主筋动应力总体上在一个定值附近波动，主筋动应力最大值均小于9 MPa。结合桩板路基静态测试情况[2]进行分析，主筋动应力占总应力的比值较小，且总应力均小于主筋的疲劳强度，表明此结构具有较好的长期使用性能。

图10 主筋动应力与激振频率的关系曲线 Fig.10 Relation curves between dynamic stress of main reinforcement and forced vibration frequency

图11 主筋动应力与加载次数的关系曲线 Fig.11 Relation curves between dynamic stress of main reinforcement and loading times

3.5 综合动刚度分析

路基综合动刚度反映了行车时路基抵抗动态变形的能力，是桩板路基系统各部分刚度的综合体现，其大小与轨道结构的稳定和行车的舒适度有着重要的关系。路基综合动刚度可采用激振法测试动力反应曲线算出，激振方式为受迫振动。动力试验系统与桩板路基组成耦合振动体系，路基处于受迫振动达到稳定状态后，动应力和动位移达到同步，阻尼影响可忽略，按质阻弹理论求出路基综合动刚度[14]，即： Kz= Pz/Az+ mω2，式中 Pz为激振力，Az为振幅，m 为参振质量，ω 为角频率。各断面路基综合动刚度对比见图12，路基综合动刚度纵向分布如图13 所示。

由图12、13 可看出，桩基所在断面的综合动刚度最大，且比传统填筑路基大许多。为了使非埋式桩板路基具有适宜的弹性以降低系统的动力作用，可利用适当加强基础刚度（尤其是横向刚度）、适当减小承载板厚度或增大跨度等方法进行路基刚度匹配，以达到降低造价、优化结构的目标。

图12 综合动刚度与加载次数的关系曲线 Fig.12 Relation curves between comparison of dynamic stiffnesses and loading times

图13 非埋式桩板路基不同断面的综合动刚度 Fig.13 Compositive dynamic stiffness of different section of non-embedded pile-board subgrade

3.6 累积沉降分析

累积沉降大小反映桩板路基的质量性能，并且在使用过程中能直接反映在轨面变形中，影响铁路维修模式。桩板路基表面的累积沉降主要取决于荷载作用次数。以激振位置处承载板顶面的累积沉降时程曲线为研究目标，如图14 所示。

跨中断面的累积沉降远大于桩基所在断面，说明累积沉降主要是由承载板变形引起的。累积沉降在加载到75 ×1 04次以前呈增长趋势，此后就趋于稳定，说明在加载动应力水平下，承载板塑性变形能够达到稳定，因为桩板结构材料弹性应变没有达到临界值。加载 1 × 106次后，跨中断面和桩基所在断面的最大累积沉降分别为1.0、0.2 mm。

图14 典型累积沉降曲线 Fig.14 Typical accumulative subsidence curves

4 结 论

（1）非埋式桩板路基自振基频低于5 Hz，二阶频率大于24 Hz，激振频率范围内未发生共振现象；循环加载作用下，该类桩板路基振动响应较为稳定。

（2）板底和梁底动土压力数值极小，甚至为0，且随激振频率和加载次数的增加无明显变化，桩板结构的存在使路基土体承受的动力作用大幅减小。

（3）结构主筋动应力随激振频率的增加近似呈线性规律增长，随加载次数的增长数值上较为稳定，结合静态测试情况可知主筋总应力远小于疲劳强度。

（4）非埋式桩板路基综合动刚度大于传统路基，桩板路基综合动刚度主要由其桩板结构和地基的刚度控制，桩基所在断面的刚度大于桩间其他断面。

（5）跨中断面和桩基所在断面的最大累积沉降分别为1.0、0.2 mm，桩板路基累积沉降主要是由承载板变形引起的；循环加载75 ×1 04次以后，桩板路基的累积沉降基本上趋于稳定。

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