与普铁和高铁相比，在轴重更大、货车编组更长的重载列车作用下路基的动力变形更突出，而在长时间强降雨或洪水作用下重载铁路路基的性能会受到更大的影响，如何提高浸水状态下重载铁路路基的工作性能和耐久性是亟待研究的问题.
鉴于铁路路基结构动力系统的复杂性，翟婉明[1]建立的车辆-轨道耦合动力学理论为车辆-轨道相互作用模型奠定了基础. 薛富春等[2]构建高速列车荷载作用下无砟轨道-路基-地基精细化有限元模型，为高速铁路无砟轨道结构及路基设计、优化提供有效的计算分析手段. Zhu等[3]建立车辆-轨道-路基耦合模型，分析路基的动应力响应特征. 石熊[4]以中南大学高速铁路无砟轨道路基足尺模型试验系统为背景，研究路基在高速列车长期荷载作用下的动力累积变形规律. 娄霜[5]采用自行研制的分离式变频激振器，开展铁路路基动力响应的模型试验. 上述学者只探究了铁路路基最基本的动力特性，未对路基的长期稳定性进行进一步的研究. 在浸水铁路路基方面的研究，张严等[6]在中兰铁路沿线的靖远北站附近开展大型试坑浸水试验，研究该黄土场地浸水后的地表沉降规律、浸水湿陷范围和裂缝发育特征. 王亮亮等[7]依托云桂高速铁路开展现场激振试验，分析基床浸水后的动应力、速度和加速度，三者在干燥状态的基础上均出现不同幅度的增大. 商拥辉等[8]揭示了重载列车动载作用下干燥与浸水路基的动力特性. 上述研究说明浸水会降低路基性能，未提出提高浸水路基性能的方法. 在提高路基性能方面，Kumari等[9]开展模型试验，评估土工格栅在10~40 Hz不同加载频率下对铁路道砟的变形响应和弹性模量的作用. Chawla等[10]开展1∶3比例铁路模型轨道试验，评估在软土路基上的土工合成加固铁路轨道的变形和后循环强度，研究模型轨道在轨枕方向的变形规律. 李丽华等[11]通过模型实验，提出加筋是提高结构性能的有效方法. 上述学者虽然提出了加筋可以提高路基性能，但未研究浸水之后加筋路基的性能. 综上所述，如何提高浸水铁路路基的长期稳定性是亟须研究的问题.
本文利用室内模型实验构建重载铁路路基模型，模拟重载铁路的实际工况. 通过浸水前后素土与加筋铁路路基内部应力、轨枕及道砟层加速度变化、轨枕结构、道砟底层路基沉降、孔隙水压力的变化，分析浸水对加筋路基动力性能的影响. 研究结果能够为如何提高路基性能和保持铁路路基长期稳定性提供方法与参考.
1. 实验方案与实施
1.1. 加载装置
交通荷载试验设备如图1所示，由模型系统、检测系统、液压系统和循环系统组成，包含大型加载框架、电液伺服作动器、液压伺服控制系统、液压作动筒、位移传感器、压力传感器、载荷传感器、减震器、模型箱、模拟交通轮加载装置等. 该装置利用液压系统提供竖向荷载，其伺服作动臂可以通过循环系统进行固定位置，施加不同形式及大小的竖向荷载，以模拟静态及动态荷载. 最大可施加的竖向荷载为100 kN，可施加的最大频率为5 Hz，位移量程为0~150 mm，详细参数见文献[12]. 模型钢箱的净空尺寸为1 800 mm×820 mm×1 000 mm（长×宽×高），侧壁为10 mm的高强钢化玻璃. 侧壁上画有标记线. 本试验的动态数据采集仪共48个通道，最大采集频率为1 000 Hz，试验以50 Hz频率采集.
图 1
1.2. 路基填筑
路基层所用填料为砂、砾石、黏土按照一定质量比拌和成的混合土. 该混合土粒径小于0.075 mm的颗粒质量分数为3.2%，不均匀系数
表 1 土工布工程的参数
Tab.1
| 加筋材料 | 成分 | A/（g·m−2） | D/mm | L/% | |
| 无纺土工织物 | 聚丙烯 | 500±20 | 1 | ≥3.2 | 30~100 |
图 2
以双线有砟轨道路基结构为原型，对铁路模型进行放缩，模型相似比为1∶3，路基上覆150 mm厚的道砟层，坡比为1∶1.75. 对缩尺道砟和全尺寸道砟的单调排水三轴试验表明，缩尺道砟和全尺寸道砟之间的强度和刚度差异在与轨道荷载相关的围压应力范围内可以忽略不计[15]. 铁路路基土模型的尺寸为1 400 mm×800 mm×600 mm（长×宽×高），根据《重载铁路设计规范：TB 10625—2017》[16]可知，在最优含水率下，将路基土分3层均匀压实以保证95%的压实度，每层厚200 mm. 在铺设完铁道面板后，用水平尺充分调整至水平. 由于设备加载板的宽度较小，无法同时放置在2根铁轨上，故通过荷载分配梁同时对2根铁轨加载，即上方正中布置一根900 mm×80 mm×80 mm（长×宽×高）的加载钢梁，将上部动荷载均匀传递给路基土. 冷伍明等[17]的研究表明，采用作动器对2根铁轨加载，不会引起模型的动力响应失真. 路基内布置12个土压力传感器（0.01~20 MPa，准确度为满量程的0.5%）、6个孔隙水压力传感器（0.01~20 MPa，准确度为满量程的0.5%），路基上部结构布置3个加速度传感器（量程为±5g，灵敏度为1 000 mV/g，响应频率为0.2~1 500 Hz）及3个LVDT线性位移计（精度为0.01 mm），具体的铺设位置如图3所示. 土工布铺设在道砟层与路基土交界面，土工格室铺设在距路基表面10 mm处，厚度为80 mm. 具体的铺设位置如图4所示.
图 3
图 4
1.3. 浸水实施及荷载施加
在路基填筑完成后，静置7 d，以消除因土体自重所致沉降对实验造成的影响. 之后，铺设轨道系统并安装循环加载装置. Ishikawa等[18]的研究表明，移动列车载荷在路基上产生的动应力是连续的正弦波载荷，该正弦波形近似于实际现场条件下应用于枕木的加载脉冲. 本次试验采用动态正弦波，模拟列车运行时传递的动荷载. 按照列车轴重23、25、27、30 t依次施加荷载，每级荷载循环5万次. 加载参数如表2所示. 表中，T为模拟轴重，v为车速，
表 2 加载参数汇总
Tab.2
| T/t | v/(km·h−1) | f/Hz | ||
| 23 | 80 | 7 | 15 | 2[17] |
| 25 | 80 | 10 | 20 | |
| 27 | 80 | 12 | 25 | |
| 30 | 80 | 15 | 30 |
从表4可知，室内模型路基的峰值应力σ1整体上比理论解小，但是差距随着列车轴重的增加而逐渐减小，当轴重达到30 t时，二者的结果基本一致. 考虑到理论计算值为路基面动应力峰值，通过模型实验测得的峰值为距路基面0.1 m深处的动应力，故模型实验测得值偏小属于正常，模型所测值与现场实测值较接近. 经分析可知，室内模型、重载铁路列车模加载系统及土压力传感器的测试结果是有效、可信的.
表 3 列车荷载加载的试验方案
Tab.3
| 组别 | 加载载重/t | 是否加筋 | 是否浸水 | v/(km·h−1) |
| U | 依次施加23、25、27、30 t，每级5万次 | 否 | 否 | 80 |
| U-G | 土工格室 | 否 | 80 | |
| U-G-T | 土工格室+土工布 | 否 | 80 | |
| S | 否 | 是 | 80 | |
| S-G | 土工格室 | 是 | 80 | |
| S-G-T | 土工格室+土工布 | 是 | 80 |
表 4 路基应力峰值的对比
Tab.4
2. 实验结果与分析
2.1. 动应力横向分布
动应力
图 5
图 5 不同轴重下路基动应力的横向分布
Fig.5 Transverse distribution of dispatching stress in subgrade under different axle weight
2.2. 沉降横向分布
图 6
图 6 不同轴重下路基各个位置沉降的横向分布
Fig.6 Transverse distribution of subgrade settlement under different axle load
随着轴重的增加，相较23 t轴重，U路基沉降的最小增幅为17%. 当轴重相同时，与U路基相比，U-G路基沉降的最小降幅为25%，U-G-T路基的最小降幅为26%. 浸水前2种加筋方式都可以有效地降低轨枕中心沉降，格室加筋与复合加筋对路基沉降的影响效果相似. 当轴重相同时，与U路基相比，S路基轨枕沉降的最小增幅为21%. 与S路基相比，S-G路基轨枕沉降的最小降幅为20%，S-G-T路基轨枕沉降的最小降幅为30%，浸水之后复合加筋对轨枕沉降的影响大于格室加筋. 原因是路基浸水后土体处于饱和状态，在动荷载作用下路基中细粒土会向道砟层迁移，细粒土使道砟间摩擦力转为滑动摩擦，道砟更易滑动，影响道砟层性能，导致道砟层承载能力降低. 在浸水路基中，土工布起到加筋和阻隔细粒土向上迁移的作用，减缓翻浆冒泥的发生[27]，防止道砟层进一步污化，解决道砟层承载力降低的问题.
从以上分析可知，使用格室和土工布加筋，能够显著降低铁路轨枕和路基沉降，浸水之后加筋效果更明显，土工布的主要作用是防止路基与道砟层进一步劣化，其次是增大路基强度. 从图6可知，轨枕结构的动位移峰值（2.5 mm）远大于路基侧部（0.33 mm），两者差距明显. 道砟可以显著减小路基动位移，要增大轨道使用寿命，如何提高道砟层性能是需要关注的重点.
2.3. 动态加速度的横向分布
如图7所示为在不同载重作用下，道砟侧斜坡、轨道处、轨枕中心处加速度峰值的横向分布. 图中，a为加速度峰值. 轨道处加速度>轨枕中心加速度>斜坡加速度，加速度分布与Kong等[28]得到的“W”形横向分布相似. 从图7可知，各路基在浸水前后斜坡处、轨道处、轨枕中心处的加速度峰值均随轴重的增大而增大，增加幅度随轴重的增加而降低. 当其他条件相同时，与U路基相比，U-G路基斜坡处的加速度降幅超过10%，轨道处的加速度降幅超过4%，轨枕中心处的降幅超过11%. 可知，轨枕中心处的加速度波动更大，主要原因是轨道与轨枕是一个整体结构，作用在2根轨道上的荷载在轨枕中心产生叠加. 当轴重相同时，与U路基相比，S路基各点的加速度峰值增幅超过27%；与S路基相比，S-G路基各测点的加速度最小降幅为16%，S-G-T路基各测点的加速度最小降幅为8%. 可知，随着轴重的提升，2种加筋条件下的轨道结构加速度变化规律与应力变化规律有差异. 原因是加速度传感器的铺设位置为路基上的轨枕和道砟层，对测点处的加速度影响最大的因素为上部荷载，加筋材料铺设在路基内部，对轨道上部结构加速度的影响较难通过数据规律来反映. 浸水后路基强度降低，会导致轨道上部结构的稳定性降低，上部结构的加速度提升，加筋能够提高路基稳定性，减小上部轨枕与道砟层的加速度. 在实际工程中，要保持轨道上部结构的稳定性，可以从提高路基性能的角度出发.
图 7
图 7 不同轴重下路基各位置加速度峰值的横向分布
Fig.7 Lateral distribution of peak acceleration at each position in subgrade under different axle weight
2.4. 轴重对路基性能的影响
轴重对路基应力、加速度、沉降的影响如图8所示. 可以看出，轴重和动应力、加速度、沉降呈正相关，3项数据随轴重的增加呈非线性增大的趋势，浸水后各项数值均大于浸水前，在轴重超过27 t后，增幅明显增大. 加筋路基在相同条件下，3项数据峰值均降低，斜率变小，这种规律在动应力曲线与沉降曲线中更显著. 在路基浸水前后，轴重都是影响路基性能的主要原因，在浸水后路基强度降低，轴重所带来的不利影响进一步增大，在长期运输重载货物的铁路线路，浸水路基的长期动力性能值得关注. 在各轴重下素土路基内部峰值应力、轨道结构沉降在浸水前后都大于加筋路基，说明在路基浸水前后，加筋都能起到增强路基动力性能的作用. 加筋可以作为一种常用方法运用于重载铁路路基填筑，提高路基在常态与湿化状态下的性能，达到提高路基及轨道上部结构长期稳定性的目的.
图 8
图 8 不同轴重下各项数据的峰值变化
Fig.8 Peak variation of each data under different axis weight
2.5. 动应力的纵向分布
图 9
图 9 不同轴重下各路基应力的纵向分布
Fig.9 Longitudinal distribution of each subgrade stress under different axle weight
为了探究浸水前、后各路基应力的纵向衰减规律，引入应力衰减系数
上述各工况下的应力衰减规律如图10所示. 可以看出，所有工况下各层的应力衰减系数随埋深变化的规律一致，呈现出类似凸型抛物线的形状，并在路基土中层出现明显转折，中层以下由于路基土受阻尼作用，应力衰减系数迅速减小. 路基加筋，整体上使得应力衰减系数左移，相同条件下上部动荷载可以得到更好地消散. 从图10可知，以素土路基作为参考，随着轴重的增加，浸水前第2层衰减系数为0.81~0.86，浸水后第2层衰减系数为0.85~0.93，浸水前、后的底层衰减系数分别为0.38~0.46、0.50~0.60，浸水前应力在基床内衰减比浸水后快. 以上分析说明，浸水后路基将承受更大的应力，且从浅至深应力衰减变慢，即浸水环境下路基将面临更不利的力学状态，不利于路基长期保持稳定性. 加筋处理可以作为保持浸水路基性能的有效手段.
图 10
图 10 不同轴重下各路基动应力衰减系数
Fig.10 Dynamic stress attenuation coefficient of each subgrade under different axle weight
2.6. 循环荷载对路基的影响
路基内应力越大，则路基加速度和路基沉降越大. 路基加筋之后，各条件下路基内部应力均减小，复合加筋路基的效果比格室加筋好. 选取具有代表性的4组路基进行分析，将浸水前素土路基、浸水前格室加筋路基、浸水后素土路基、浸水后格室加筋路基沉降与循环次数的关系进行对比，分析循环荷载次数N对路基的影响，如图11所示. 图中，S1为路基竖向累计沉降.
图 11
图 11 路基沉降随加载次数的变化曲线
Fig.11 Change curve of subgrade settlement with loading times
从图11可知，路基累计沉降随加载次数呈阶梯状上升，路基沉降随轴重的增加而增加，每级加载初始时沉降的增加速度快，后随加载次数逐步趋于稳定. 浸水后的路基沉降至稳定阶段需要的循环次数更多. 初始加载阶段的快速沉降是由于在荷载作用下路基土发生颗粒重组，可以用稳态下颗粒密度的增加来解释. 在载重逐渐增大后，浸水后素土路基的沉降速度明显大于浸水前素土路基，加筋路基的沉降速度最小. 当轴重为30 t时，在加载前期，浸水后格室加筋路基的沉降速度大于素土路基，是因为格室加筋后，格室与土体之间的竖向摩擦代替了加筋之前的土体与土体之间稳固的嵌合. 在未浸水之前，格-土竖向摩擦力较大，未对路基强度造成明显影响，路基浸水之后路基土浸水软化，此时格-土竖向摩擦力急剧减小，减小至小于浸水前土体之间的“嵌合力”，当轴重达到30 t时该影响尤为突出. 当轴重为30 t时，在前几千次循环下加筋路基的沉降速度大于素土路基. 在后续的加载中，在格室的约束作用下，加筋路基的最终沉降小于素土路基.
在列车荷载下，软化路基土中发生颗粒迁移. 污化道砟层，使道砟层的性能降低，沉降加剧. 如图12所示为浸水后素土路基和复合加筋路基在20万次加载后的道砟底层状态. 细粒土需要悬浮在水中，才能在道砟中实现长距离迁移，浸水后路基中大量的滞水为翻浆冒泥提供了条件，列车荷载增大了滞水的晃动速度. 随着轴重的增加，细粒土的运动更加激烈，不断向上迁移，细粒土的向上迁移降低了道砟的排水性能，为翻浆冒泥的发展创造了有利的条件，在不断发展下导致了图12的实验结果. 从图12可以看出，土工布可以阻隔细粒土向道砟层迁移，减缓翻浆冒泥的发生. 在道砟层与路基界面铺设土工布，可以有效地缓解铁路翻浆冒泥的灾害发生，在提高铁路路基的长期稳定性上具有积极作用.
图 12
图 12 浸水后在路基中铺设土工布前、后的对比
Fig.12 Contrast between before and after laying geotextile in subgrade after soaking
路基中心不同深度处，孔隙水压力p随加载次数的变化曲线如图13所示. 浸水之前，路基处于非饱和状态，无孔隙水压力，故仅分析浸水后路基处于饱和状态下的孔隙水压力变化情况. 从图13（a）可知，不同深度处的孔隙水压力表现出相似的分布规律：总体上，孔隙水压力随着深度的增加而不断增大. 加载初期，路基变形迅速增大，施加的动荷载由土骨架和孔隙水压力共同承担，孔隙水压力迅速增大. 在荷载的持续作用下，路基逐步被压实，路基内的自由水在路基中流动，在流水作用下孔隙水压力发生了小幅度的波动. 在加载次数进行到15万次后，孔隙水压力迅速增大至峰值，造成这种试验现象的原因[30]是在超孔隙水压力驱动下路基中的自由水在粗骨料的间隙中流动，路基中细粒土发生液化，随着加载次数的增加和荷载的增大，路基最终发生翻浆冒泥，孔隙水压力由稳定状态发展至剧烈波动的状态. 在后续阶段，孔压下降是因为随着细颗粒土向上迁移，路基填料中的级配碎石质量占填料质量的比例上升，路基渗透系数不断增大，此时路基内自由水排出，导致孔隙水压力迅速降低.
图 13
如图13(b)所示为首层中心处，不同路基在相同加载条件下孔隙水压力随加载次数的变化曲线. 不同路基的孔隙水压力变化规律相似，区别在于当次数达到15万次时，素土路基的孔隙水压力波动明显大于加筋路基. 这是由于加筋路基的内部应力相对较小，路基相对较稳定. 在后续阶段中，复合加筋路基的孔隙水压力波动峰值出现更早，且下降至稳定所需的加载次数更少. 原因是在动荷载作用下，路基土中的自由水不断向上迁移，在没铺设土工布时，自由水裹挟细粒土进入道砟层，道砟层渗透系数降低，路基排水性变差. 在铺设土工布后，土工布阻隔细粒土向上迁移，保持路基排水性能畅通，同时土工布有良好的导水性能，在路基土和道砟层之间形成排水通道，更有利于路基自由水排出. 浸水后的复合加筋路基更有利于路基中水分排出，加速路基的干燥进程，有利于路基的长期稳定性.
3. 结 论
（1）各路基应力的最大值均在轨道正下方. 浸水后素土路基的应力最大增幅为66%，浸水后路基应力显著增大. 与S路基相比，S-G路基应力峰值的最大降幅为21%，S-G-T路基应力峰值的最大降幅为23%，浸水后复合加筋的效能大于格室加筋.
（2）浸水后素土路基轨枕沉降的最小增幅为21%. 与S路基相比，S-G路基轨枕沉降的最小降幅为20%，S-G-T路基轨枕沉降的最小降幅为30%，浸水后土工布可以保持道砟层性能，减轻道砟污化，降低路基轨枕沉降.
（3）浸水后素土路基各点加速度峰值的增幅超过27%. 与S路基相比，S-G路基各测点加速度峰值的最小降幅为16%，S-G-T路基加速度峰值的最小降幅为8%. 加筋提高了路基强度和路基上部结构的稳定性.
（4）路基应力的竖向分布由浅至深递减. 浸水后路基各层应力的衰减系数均增大，应力在路基中的衰减会传递至更深的地层，应力对路基的影响进一步加大，加筋后的应力衰减系数减小.
（5）路基浸水后，孔隙水压力随深度的增加而不断增大，发生翻浆冒泥时路基中孔隙水压力会迅速增大，后随着路基水分排出逐渐变小. 加筋可以减小孔隙水压力峰值，加快孔隙水压力的消散速度.
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