白 皓，蘇 謙，黃俊杰，鄭鍵斌，王 迅

（1.西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031；2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031；

3.西南交通大學(xué) 道路工程四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031）

1 引 言

我國(guó)黃土高原地區(qū)修建客運(yùn)專線遇到了“深厚濕陷性”黃土的挑戰(zhàn)，對(duì)于適用于濕陷性黃土的常用加固方法所能處理的深度一般不超過(guò)30 m[1]，難以滿足工后沉降的要求。因此，鄭西客運(yùn)專線在深厚濕陷性黃土地區(qū)新建路基中首次使用了非埋式樁板結(jié)構(gòu)[2]，該結(jié)構(gòu)綜合了無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)與樁基礎(chǔ)的各自特點(diǎn)，充分利用樁-板-土三者之間的協(xié)同作用來(lái)滿足無(wú)砟軌道的強(qiáng)度與變形控制要求。該結(jié)構(gòu)嵌入路基并直接承受軌道結(jié)構(gòu)和列車荷載，其荷載傳遞路徑有別于傳統(tǒng)填筑路基結(jié)構(gòu)。目前，針對(duì)樁板路基的研究主要集中在靜態(tài)承載性能[2－4]和設(shè)計(jì)計(jì)算方法[5－7]等方面，對(duì)動(dòng)力性能進(jìn)行研究的技術(shù)手段也局限于模型試驗(yàn)[8]、數(shù)值仿真[9]和行車試驗(yàn)[10]，而且已有研究的樁板路基與本文樁板路基在結(jié)構(gòu)型式和地基條件等方面有較大的差異，對(duì)這類樁板路基的動(dòng)力特性及其長(zhǎng)期穩(wěn)定性尚認(rèn)識(shí)不足。原位激振試驗(yàn)作為研究路基結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性（包括振動(dòng)特性和長(zhǎng)期動(dòng)力穩(wěn)定性）的技術(shù)手段，具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)[11－13]，在線路結(jié)構(gòu)物完工通車之前對(duì)其進(jìn)行原位激振試驗(yàn)，具有重要的實(shí)際意義及工程應(yīng)用價(jià)值。

2 原位激振試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)工況

鄭西客運(yùn)專線沿線大部分地段通過(guò)黃土堆積地貌單元，屬于黃河Ⅱ級(jí)階地，占線路總長(zhǎng)約85%。沿線溝槽深切、沖溝發(fā)育，地下水埋深為30 m，在深厚濕陷性黃土地區(qū)低路堤、路塹路段采用非埋式樁板路基通過(guò)[2]。非埋式樁板路基由下部鋼筋混凝土樁基、路基土和上部鋼筋混凝土托梁與承載板共 同組成，承載板上直接鋪設(shè)無(wú)砟軌道，如圖1 所示。

考慮到控制不均勻沉降和跨越結(jié)構(gòu)物的需要，一般地段選用等跨布置（標(biāo)準(zhǔn)聯(lián)），跨結(jié)構(gòu)物地段選用不等跨布置（異型聯(lián)）。承載板按左右線分幅設(shè)置，單塊承載板的尺寸為26.16 m×4.99 m×0.8 m，托梁尺寸為10.4 m×1.3 m×1 m，樁徑為1 m。（1）標(biāo)準(zhǔn)聯(lián)樁板結(jié)構(gòu)跨度為8.72 m×3（工點(diǎn)1、2）；（2）跨涵洞異型聯(lián)樁板結(jié)構(gòu)跨度為8.08 m+10 m+8.08 m（工點(diǎn)3），由于異型聯(lián)中跨跨度增大，故承載板中跨板厚調(diào)整為1 m，中跨托梁寬調(diào)整為1.6 m，中跨樁徑調(diào)整為1.25 m。該試驗(yàn)段由挖方和低填方路基組成，結(jié)構(gòu)下部地基土體包括松軟土與砂質(zhì)黃土，地基土主要物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表1。

圖1 試驗(yàn)點(diǎn)非埋式樁板路基斷面圖 Fig.1 Section of non-embedded pile-board subgrade in the experiment site

表1 試驗(yàn)段土體物理力學(xué)指標(biāo)統(tǒng)計(jì)一覽表 Table 1 Physico-mechanical parameters of soils in experiment section

2.2 試驗(yàn)加載方案

在非埋式樁板路基的路基表面（即承載板表面）上，利用自主研發(fā)的DTS-1 動(dòng)力試驗(yàn)系統(tǒng)模擬在列車荷載作用下路基面動(dòng)應(yīng)力的等效應(yīng)力。調(diào)整試驗(yàn)系統(tǒng)的偏心塊、配重以及電氣系統(tǒng)的輸出頻率，以改變路基面的動(dòng)應(yīng)力大小和頻率，分別進(jìn)行掃頻激振試驗(yàn)和循環(huán)加載試驗(yàn)。

（1）加載范圍：本試驗(yàn)加載面為2.2 m×2.2 m，模擬在路基面產(chǎn)生一個(gè)輪對(duì)的動(dòng)應(yīng)力。試驗(yàn)時(shí)，激振器分別在樁基截面和跨中截面進(jìn)行加載，加載斷面分別為Ⅰ～Ⅵ斷面，如圖3 所示。

（2）激振頻率：路基承受的列車荷載是單向脈沖應(yīng)力波。當(dāng)車速為350 km/h 時(shí)，列車動(dòng)載頻率分別約為38.88、12.15、5.40 Hz。根據(jù)高頻波與低頻波的傳遞特性，取5～24 Hz 的激振頻率進(jìn)行掃頻激振試驗(yàn)，取20 Hz 的激振頻率進(jìn)行循環(huán)加載試驗(yàn)研究。

（3）荷載大?。簾o(wú)砟軌道路基現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果表明，基床和路基范圍豎向動(dòng)應(yīng)力幅值Dσ 介于13～20 kPa。循環(huán)加載時(shí)使試驗(yàn)系統(tǒng)與路基耦合振動(dòng)產(chǎn)生的路基面模擬動(dòng)應(yīng)力幅值dσ 為20kPa 左右，如圖2 所示，圖中sσ 為動(dòng)力試驗(yàn)系統(tǒng)自重產(chǎn)生的靜應(yīng)力。

圖2 模擬動(dòng)應(yīng)力 Fig.2 Simulated dynamic stresses

（4）加載次數(shù)。結(jié)合樁板路基的結(jié)構(gòu)特性，并借鑒已有研究成果[14－16]，確定循環(huán)加載次數(shù)為 1 ×106次。

2.3 試驗(yàn)量測(cè)方案

樁板路基原位激振試驗(yàn)中量測(cè)內(nèi)容主要包括結(jié)構(gòu)內(nèi)力、振動(dòng)響應(yīng)及沉降變形等。采用應(yīng)變式鋼筋計(jì)量測(cè)結(jié)構(gòu)主筋動(dòng)應(yīng)力，利用應(yīng)變式土壓計(jì)量測(cè)結(jié)構(gòu)與土體間的動(dòng)土壓力，使用動(dòng)位移計(jì)、加速度計(jì)和速度計(jì)3 種元器件測(cè)試路基結(jié)構(gòu)振動(dòng)強(qiáng)度。圖3 為非埋式樁板路基測(cè)點(diǎn)布置圖，“D1”、“A1”、“P1”、“R1”中“D”表示動(dòng)位移測(cè)點(diǎn)，“A”表示加速度測(cè)點(diǎn)，“P”表示土壓力測(cè)點(diǎn)，“R”表示鋼筋應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，“1”表示測(cè)點(diǎn)編號(hào)。利用DH5920 動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集記錄分析儀測(cè)試非埋式樁板路基各部分的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，循環(huán)加載過(guò)程中每5 ×1 04次采集一次數(shù)據(jù)，采樣頻率選為1 000 Hz，采樣點(diǎn)數(shù)為1 024 點(diǎn)，采樣時(shí)間為10 s。

圖3 元器件布置及動(dòng)載試驗(yàn)示意圖 Fig.3 Layout of instruments and schematic diagram of dynamic loading test

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 動(dòng)位移分析

動(dòng)位移大小反映路基系統(tǒng)的振動(dòng)劇烈程度，其與路基的彈性和塑性的性質(zhì)變化相關(guān)。對(duì)于樁板路基，路基面動(dòng)位移最終通過(guò)軌面動(dòng)位移反映出來(lái)，動(dòng)位移較大將加劇軌道結(jié)構(gòu)與車輛的相互作用，直接關(guān)系到高速列車的安全性和舒適性[16]。國(guó)內(nèi)外路基面實(shí)測(cè)動(dòng)位移均小于1 mm，動(dòng)位移控制在1 mm以內(nèi)是目前較一致的看法。以承載板各典型斷面的動(dòng)位移為研究目標(biāo)，如圖4、5 所示。

從圖中可以看出，非埋式樁板路基受到激振力作用產(chǎn)生強(qiáng)迫振動(dòng)，承載板的動(dòng)位移隨著激振頻率增加呈指數(shù)函數(shù)增長(zhǎng)趨勢(shì)，標(biāo)準(zhǔn)聯(lián)與異型聯(lián)樁板路基在模擬列車荷載作用下動(dòng)位移差異性極小。樁基所在斷面的動(dòng)位移小于樁間的其他斷面。承載板跨中斷面和樁基所在斷面最大動(dòng)變形幅值分別為0.130、0.048 mm，均在規(guī)范值1 mm 之內(nèi)。將振幅A 折算為單位激振力作用下的振幅值，得到此類路基的幅頻曲線，結(jié)果表明，非埋式樁板路基自振基頻小于5 Hz，二階自振頻率大于24 Hz，激振頻率范圍內(nèi)樁板路基未發(fā)生共振現(xiàn)象，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果[9]吻合良好。高速列車車輪激勵(lì)頻率已落在非埋式樁板路基振動(dòng)固有頻率范圍之外，列車車輪通過(guò)時(shí)對(duì)路基的重復(fù)激勵(lì)不會(huì)產(chǎn)生共振問(wèn)題。

非埋式樁板路基動(dòng)位移隨加載次數(shù)的增加較為穩(wěn)定，表明此類路基處于彈性工作狀態(tài)。承載板跨中斷面和樁基所在斷面的動(dòng)位移幅值分別為0.05、0.02 mm，遠(yuǎn)比傳統(tǒng)填筑路基結(jié)構(gòu)的路基面動(dòng)變形[10]小，應(yīng)變波在承載板板下土體的傳播深度遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)路基結(jié)構(gòu)，可降低對(duì)地基條件和路基填料的要求。

圖5 動(dòng)位移與加載次數(shù)的關(guān)系曲線 Fig.5 Relation curves between dynamic deformation and loading times

3.2 振動(dòng)響應(yīng)分析

路基面振動(dòng)加速度的大小是判斷振動(dòng)對(duì)軌道結(jié)構(gòu)破壞作用的主要指標(biāo)。路基面的加速度與路基結(jié)構(gòu)剛度有關(guān)，剛度愈大，則路基面的加速度愈大。以承載板的豎向振動(dòng)加速度和速度為研究目標(biāo)，分析各典型斷面承載板頂面的加速度和速度隨激振頻率和加載次數(shù)的變化情況，如圖6、7 所示。

圖6 振動(dòng)響應(yīng)與激振頻率的關(guān)系曲線 Fig.6 Relation curves between vibration response and forced vibration frequency

圖7 振動(dòng)響應(yīng)與加載次數(shù)的關(guān)系曲線 Fig.7 Relation curves between vibration response and loading times

樁板路基的振動(dòng)響應(yīng)總體上與激振頻率成指數(shù)函數(shù)關(guān)系，振動(dòng)加速度絕對(duì)值小于5 m/s2，與無(wú)砟軌道路基面實(shí)測(cè)值相比，屬中間偏小范圍，說(shuō)明樁板結(jié)構(gòu)已成為承受列車動(dòng)力作用的主體。此外，加速度反映與動(dòng)位移、振動(dòng)速度反映是類似的，在一定程度上也說(shuō)明測(cè)試技術(shù)的可靠性。

隨著加載次數(shù)的增加，各斷面的加速度響應(yīng)大小無(wú)明顯變化趨勢(shì)，垂向振動(dòng)加速度均遠(yuǎn)小于0.5 g表明，樁板路基的剛度幾乎沒(méi)有變化，其具有良好的長(zhǎng)期動(dòng)力穩(wěn)定性。

3.3 動(dòng)土壓力分析

動(dòng)土壓力反映了列車動(dòng)荷載作用下樁板結(jié)構(gòu)對(duì)路基土的動(dòng)力作用大小，涉及動(dòng)荷載的傳遞機(jī)制問(wèn)題。當(dāng)樁基與地基出現(xiàn)沉降差時(shí)，承載板和托梁便與地基分離處于懸空狀態(tài)，此時(shí)樁板結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)接近于板式橋梁；否則，承載板和托梁都將看做彈性地基連續(xù)梁。以板底和梁底的動(dòng)土壓力為目標(biāo)，如圖8、9 所示。

由圖可看出，各測(cè)點(diǎn)動(dòng)土壓力小于0.15 kPa，且隨激振頻率和循環(huán)加載次數(shù)的增加無(wú)明顯變化，說(shuō)明樁板結(jié)構(gòu)的存在使路基填料承受的動(dòng)應(yīng)力大幅減小。激振荷載作用下地基反力系數(shù)很小，計(jì)算樁板結(jié)構(gòu)的內(nèi)力時(shí)不考慮彈性地基反力的假定[2]是合理的，應(yīng)將地基反力視為安全儲(chǔ)備。另外，也說(shuō)明非埋式樁板路基適用于地基承載力相對(duì)較弱的地基土體或性能較差的路基填料，有利于降低工程造價(jià)。

圖8 動(dòng)土壓力與激振頻率的關(guān)系曲線 Fig.8 Relation curves between dynamic earth pressure and forced vibration frequency

圖9 動(dòng)土壓力與加載次數(shù)的關(guān)系曲線 Fig.9 Relation curves between dynamic earth pressure and loading times

3.4 結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力分析

主筋動(dòng)應(yīng)力分析目的：（1）主筋動(dòng)應(yīng)力直接反映了激振載荷作用下樁板結(jié)構(gòu)內(nèi)力響應(yīng)的大小與分布情況；（2）結(jié)合靜態(tài)測(cè)量的主筋應(yīng)力確定主筋最大應(yīng)力是否超過(guò)疲勞強(qiáng)度。主筋動(dòng)應(yīng)力測(cè)試位置有：承載板的中跨跨中斷面、中跨支座斷面和邊跨跨中斷面，以及樁頂截面。樁板結(jié)構(gòu)主筋動(dòng)應(yīng)力和激振頻率與次數(shù)的關(guān)系曲線如圖10、11 所示，圖中R3-Ⅱ表示在第Ⅱ斷面激振時(shí)第3 號(hào)應(yīng)變式鋼筋計(jì)，其他符號(hào)以此類推。

由圖10 可看出，結(jié)構(gòu)主筋動(dòng)應(yīng)力隨激振頻率的增加近似呈線性規(guī)律增長(zhǎng)，但數(shù)值極?。怀休d板主筋動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)極值發(fā)生在樁基所在的斷面，于樁基所在斷面進(jìn)行激振時(shí)樁基主筋動(dòng)應(yīng)力響應(yīng)出現(xiàn)最大值。由圖11 可看出，在各斷面激振時(shí)，相應(yīng)的激振斷面主筋動(dòng)應(yīng)力總體上在一個(gè)定值附近波動(dòng)，主筋動(dòng)應(yīng)力最大值均小于9 MPa。結(jié)合樁板路基靜態(tài)測(cè)試情況[2]進(jìn)行分析，主筋動(dòng)應(yīng)力占總應(yīng)力的比值較小，且總應(yīng)力均小于主筋的疲勞強(qiáng)度，表明此結(jié)構(gòu)具有較好的長(zhǎng)期使用性能。

圖10 主筋動(dòng)應(yīng)力與激振頻率的關(guān)系曲線 Fig.10 Relation curves between dynamic stress of main reinforcement and forced vibration frequency

圖11 主筋動(dòng)應(yīng)力與加載次數(shù)的關(guān)系曲線 Fig.11 Relation curves between dynamic stress of main reinforcement and loading times

3.5 綜合動(dòng)剛度分析

路基綜合動(dòng)剛度反映了行車時(shí)路基抵抗動(dòng)態(tài)變形的能力，是樁板路基系統(tǒng)各部分剛度的綜合體現(xiàn)，其大小與軌道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定和行車的舒適度有著重要的關(guān)系。路基綜合動(dòng)剛度可采用激振法測(cè)試動(dòng)力反應(yīng)曲線算出，激振方式為受迫振動(dòng)。動(dòng)力試驗(yàn)系統(tǒng)與樁板路基組成耦合振動(dòng)體系，路基處于受迫振動(dòng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，動(dòng)應(yīng)力和動(dòng)位移達(dá)到同步，阻尼影響可忽略，按質(zhì)阻彈理論求出路基綜合動(dòng)剛度[14]，即： Kz= Pz/Az+ mω2，式中 Pz為激振力，Az為振幅，m 為參振質(zhì)量，ω 為角頻率。各斷面路基綜合動(dòng)剛度對(duì)比見(jiàn)圖12，路基綜合動(dòng)剛度縱向分布如圖13 所示。

由圖12、13 可看出，樁基所在斷面的綜合動(dòng)剛度最大，且比傳統(tǒng)填筑路基大許多。為了使非埋式樁板路基具有適宜的彈性以降低系統(tǒng)的動(dòng)力作用，可利用適當(dāng)加強(qiáng)基礎(chǔ)剛度（尤其是橫向剛度）、適當(dāng)減小承載板厚度或增大跨度等方法進(jìn)行路基剛度匹配，以達(dá)到降低造價(jià)、優(yōu)化結(jié)構(gòu)的目標(biāo)。

圖12 綜合動(dòng)剛度與加載次數(shù)的關(guān)系曲線 Fig.12 Relation curves between comparison of dynamic stiffnesses and loading times

圖13 非埋式樁板路基不同斷面的綜合動(dòng)剛度 Fig.13 Compositive dynamic stiffness of different section of non-embedded pile-board subgrade

3.6 累積沉降分析

累積沉降大小反映樁板路基的質(zhì)量性能，并且在使用過(guò)程中能直接反映在軌面變形中，影響鐵路維修模式。樁板路基表面的累積沉降主要取決于荷載作用次數(shù)。以激振位置處承載板頂面的累積沉降時(shí)程曲線為研究目標(biāo)，如圖14 所示。

跨中斷面的累積沉降遠(yuǎn)大于樁基所在斷面，說(shuō)明累積沉降主要是由承載板變形引起的。累積沉降在加載到75 ×1 04次以前呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，此后就趨于穩(wěn)定，說(shuō)明在加載動(dòng)應(yīng)力水平下，承載板塑性變形能夠達(dá)到穩(wěn)定，因?yàn)闃栋褰Y(jié)構(gòu)材料彈性應(yīng)變沒(méi)有達(dá)到臨界值。加載 1 × 106次后，跨中斷面和樁基所在斷面的最大累積沉降分別為1.0、0.2 mm。

圖14 典型累積沉降曲線 Fig.14 Typical accumulative subsidence curves

4 結(jié) 論

（1）非埋式樁板路基自振基頻低于5 Hz，二階頻率大于24 Hz，激振頻率范圍內(nèi)未發(fā)生共振現(xiàn)象；循環(huán)加載作用下，該類樁板路基振動(dòng)響應(yīng)較為穩(wěn)定。

（2）板底和梁底動(dòng)土壓力數(shù)值極小，甚至為0，且隨激振頻率和加載次數(shù)的增加無(wú)明顯變化，樁板結(jié)構(gòu)的存在使路基土體承受的動(dòng)力作用大幅減小。

（3）結(jié)構(gòu)主筋動(dòng)應(yīng)力隨激振頻率的增加近似呈線性規(guī)律增長(zhǎng)，隨加載次數(shù)的增長(zhǎng)數(shù)值上較為穩(wěn)定，結(jié)合靜態(tài)測(cè)試情況可知主筋總應(yīng)力遠(yuǎn)小于疲勞強(qiáng)度。

（4）非埋式樁板路基綜合動(dòng)剛度大于傳統(tǒng)路基，樁板路基綜合動(dòng)剛度主要由其樁板結(jié)構(gòu)和地基的剛度控制，樁基所在斷面的剛度大于樁間其他斷面。

（5）跨中斷面和樁基所在斷面的最大累積沉降分別為1.0、0.2 mm，樁板路基累積沉降主要是由承載板變形引起的；循環(huán)加載75 ×1 04次以后，樁板路基的累積沉降基本上趨于穩(wěn)定。

[1] 王小軍, 曲耀輝, 魏永梁, 等. 鄭西客運(yùn)專線濕陷性黃土區(qū)試驗(yàn)路堤的沉降觀測(cè)與預(yù)測(cè)研究[J]. 巖土力學(xué), 2010, 31(1): 220－231. WANG Xiao-jun, QU Yao-hui, WEI Yong-liang, et al. Settlement observation and prediction research of test embankment in collapsible loess area along Zhengzhou- Xi’an passenger dedicated line[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(1): 220－231.

[2] 蘇謙, 王武斌, 白皓, 等. 非埋式樁板結(jié)構(gòu)路基承載機(jī)制[J]. 交通運(yùn)輸工程學(xué)報(bào), 2012, 12(1): 19－24. SU Qian, WANG Wu-bin, BAI Hao, et al. Bearing capacity mechanism of non-embedded pile-plank structure subgrade[J]. Journal of Traffic and Trans- portation Engineering, 2012, 12(1): 19－24.

[3] 詹永祥, 蔣關(guān)魯. 樁板結(jié)構(gòu)路基樁-土工作特性[J]. 交通運(yùn)輸工程學(xué)報(bào), 2009, 9(4): 38－42. ZHAN Yong-xiang, JIANG Guan-lu. Pile-soil interacton properties of pile-plank embankment[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2009, 9(4): 38－42.

[4] 白皓, 蘇謙, 梁龍標(biāo), 等. 新建鐵路路基上跨超淺埋地鐵的變形監(jiān)控與安全評(píng)估[J]. 中國(guó)安全科學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 21(7): 144－150. BAI Hao, SU Qian, LIANG Long-biao, et al. Deformation observation and risk evaluation of over- shallow-embedded metro with above-skewed new railway subgrade[J]. China Safety Science Journal, 2011, 21(7): 144－150.

[5] 蘇謙, 李安洪, 丁兆鋒, 等. 鄭西客運(yùn)專線深厚濕陷性黃土地基樁板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)分析[J]. 鐵道建筑技術(shù), 2007, (2): 1－4. SU Qian, LI An-hong, DING Zhao-feng, et al. Design and analysis on pile-board structure of deep collapsible loess ground along zhengzhou-xi’an passenger dedicated railway line[J]. Railway Construction Technology, 2007, (2): 1－4.

[6] 羅照新, 丁兆鋒. 客運(yùn)專線樁板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法的探討[J]. 鐵道工程學(xué)報(bào), 2008, (8): 33－36. LUO Zhao-xin, DING Zhao-feng. Discussion on the design method of pile-slab structure for passenger dedicated railway[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2008, (8): 33－36.

[7] 丁兆鋒. 路基樁板結(jié)構(gòu)平面簡(jiǎn)化法則及解析計(jì)算[J]. 鐵道工程學(xué)報(bào), 2011, (8): 42－46. DING Zhao-feng. Plane simplified rules and analytical calculation for pile-board structure of subgrade[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2011, (8): 42－46.

[8] 牛國(guó)輝, 蔣關(guān)魯, 詹永祥, 等. 遂渝鐵路無(wú)碴軌道樁板結(jié)構(gòu)路基大比例動(dòng)態(tài)模型試驗(yàn)研究[J]. 鐵道建筑技術(shù), 2007, (1): 1－5. NIU Guo-hui, JIANG Guan-lu, ZHAN Yong-xiang, et al. Study on big scale dynamic model test of pile-plank subgrade of suining-chongqing ballastless track railway[J]. Railway Construction Technology, 2007, (1): 1－5.

[9] 李保俊, 馬坤全, 張欣欣. 高速鐵路無(wú)砟軌道樁板結(jié)構(gòu)路基動(dòng)力特性研究[J]. 石家莊鐵道大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2011, 24(1): 63－68. LI Bao-jun, MA Kun-quan, ZHANG Xin-xin. Study on dynamic property of pile-plank embankment used in high-speed railway with slab-track[J]. Journal of Shijiazhuang Tiedao University (Natural Science), 2011, 24(1): 63－68.

[10] 詹永祥, 蔣關(guān)魯, 胡安華, 等. 遂渝線無(wú)碴軌道樁板結(jié)構(gòu)路基動(dòng)力響應(yīng)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(3): 832－835. ZHAN Yong-xiang, JIANG Guan-lu, HU An-hua, et al. Study of dynamic response of pile-plank embankment of ballastless track based on field test in Suining-Chongqing High-speed Railway[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(3): 832－835.

[11] NEIDHART TH. True-to-scale in situ tests determining dynamic performance of earthworks under high speed train loading[C]//A. Gomes Correia, Heinz Brandl. Geotechnics for Roads Rail Tracks and Earth Structures. The Netherlands: A. A. Balkema, a member of Swets & Zeitlinger Publishers, www.balkema.nl and www.szp. swets.nl , 2001. 213－223.

[12] 楊永平, 周順華. 合-寧客運(yùn)專線膨脹土不同高度路堤動(dòng)力特性分析[J]. 巖土力學(xué), 2008, 29(5): 1403－1406. YANG Yong-ping, ZHOU Shun-hua. Analysis of vibration character of expansive soil embankments with different heights of He-Ning High-speed Railway[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(5): 1403－1406.

[13] 蘇謙, 白皓, 黃俊杰, 等. 剛性地基低路堤長(zhǎng)期動(dòng)力特性原位試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2011, 44(增刊): 147－151. SU Qian, BAI Hao, HUANG Jun-jie, et al. In-situ Tests on long-term dynamic characteristics of low embankment on rigid foundation[J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44(Supp.): 147－151.

[14] 馬偉斌, 韓自力, 朱忠林. 高速鐵路路橋過(guò)渡段振動(dòng)特性試驗(yàn)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2009, 31(1): 124－128. MA Wei-bin, HAN Zi-li, ZHU Zhong-lin. Vibration characteristics of high speed railway’s bridge-subgrade transition section[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2009, 31(1): 124－128.

[15] TATSUO ODAKA. Analyses on performance test of ballasted track on subgrade by guideway testing machine[J]. Railway Technical Research Pre-report, 1985, (183): 1－18.

[16] TAVENAS F, MIEUSSENS C, BOURGES F, et al. Lateral displacements in clay foundations under embankment[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1979, 16(3): 532－550.