水泥土擠密樁加固過(guò)渡段路基對(duì)平順性影響研究

趙秀紹，王志軍，祝建農(nóng)，喬志邦 ，劉慶杰

(1.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013;2.中鐵上海設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司, 上海 200070)

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水泥土擠密樁加固過(guò)渡段路基對(duì)平順性影響研究

趙秀紹1，王志軍2，祝建農(nóng)2，喬志邦2，劉慶杰1

(1.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013;2.中鐵上海設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司, 上海 200070)

寧啟鐵路新豐河中橋過(guò)渡段路基承載力和Evd的檢測(cè)表明，過(guò)渡段路基承載力嚴(yán)重不足，不能滿足提速至200 km/h的要求。承載力不足引起過(guò)渡段路基出現(xiàn)道砟槽病害，路基表層動(dòng)土壓力峰值過(guò)大(達(dá)到196.03 kPa)，軌道整體剛度和撓度不在合理值范圍等問(wèn)題，表明過(guò)渡段存在較大不平順。過(guò)渡段采用了水泥土擠密樁加固，加固后路基頂面各測(cè)點(diǎn)的動(dòng)土壓力平均降低24.2%，軌道整體剛度平均提高23.14%，撓度降低31.40%，說(shuō)明水泥土擠密樁可以較有效減緩過(guò)渡段不平順問(wèn)題。

路基工程;軌道整體剛度;加固對(duì)比;過(guò)渡段路基;動(dòng)土壓力

國(guó)內(nèi)外研究資料及高速、重載鐵路的運(yùn)營(yíng)經(jīng)驗(yàn)表明，軌道結(jié)構(gòu)剛度、軌道總剛度沿縱向的變化率是影響軌道反力分布、軌道結(jié)構(gòu)振動(dòng)和動(dòng)態(tài)傳遞特性的關(guān)鍵因素，也是影響輪軌相互作用和列車運(yùn)行品質(zhì)的重要因素。關(guān)于路橋過(guò)渡段剛度的平順過(guò)渡問(wèn)題，一直受到國(guó)內(nèi)外研究人員的重視，隨著既有線提速的進(jìn)一步發(fā)展，在路橋過(guò)渡段的軌道剛度平順過(guò)渡問(wèn)題顯得越來(lái)越重要。試驗(yàn)表明， 機(jī)車車輛通過(guò)剛度突變區(qū)時(shí)，附加動(dòng)力作用明顯增大，導(dǎo)致軌道累積變形增大，石碴粉化，道床翻漿，軌枕空吊，繼而誘發(fā)行車事故[ 1-2]。軌道剛度不均導(dǎo)致線路不平順和鋼軌磨耗加劇[3]。過(guò)渡段路基剛度和強(qiáng)度是影響軌道整體剛度的重要因素之一，結(jié)合新豐河中橋過(guò)渡段水泥土擠密樁加固工程，分析加固對(duì)軌道整體剛度、軌道撓度及路基頂面動(dòng)應(yīng)力的影響，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)過(guò)渡段路基仍然存在較大不平順的原因進(jìn)行分析，并提出加固建議。

1　工程概況

新豐河中橋位于寧啟線K243 +388.65～437.25里程處，橋長(zhǎng)48.6 m，路橋過(guò)渡段未專門進(jìn)行過(guò)渡段設(shè)計(jì)，而是按照一般路基進(jìn)行填筑。過(guò)渡段基床表層0～20 cm內(nèi)填料為粉質(zhì)黏土水泥改良層，部分地段的表面改良層風(fēng)化剝蝕嚴(yán)重，厚度變?yōu)?～10 cm左右，開(kāi)挖道床發(fā)現(xiàn)路基中央出現(xiàn)道砟囊病害。過(guò)渡段路基20 cm以下填料為低液限粉質(zhì)黏土填筑，塑限19.5%，液限31.2%，塑性指數(shù)11.7。路基中央沉陷較大，靠近橋臺(tái)的15 m范圍存在道砟陷槽，深度為40～50 cm。

2　測(cè)試原理與測(cè)點(diǎn)布置

2.1軌道整體剛度測(cè)試原理與測(cè)試方法

軌道整體剛度定義為：當(dāng)一個(gè)集中荷載作用在鋼軌上，鋼軌產(chǎn)生單位下沉所對(duì)應(yīng)的集中荷載大小。假設(shè)集中荷載為P，鋼軌最大下沉為Zmax，則軌道整體剛度為K=P/Zmax。趙國(guó)堂[4]通過(guò)軌道允許變形法和臨界速度法推導(dǎo)出列車350 km/h時(shí)合理的剛度值為67～100 MN/m。張格明[5]根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和以往的試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)，得出我國(guó)60 kg/m配套軌道結(jié)構(gòu)的整體垂向剛度優(yōu)化分析范圍為65～100 MN/m。

測(cè)試過(guò)渡段的軌道整體剛度首先要測(cè)定輪軌力，測(cè)定輪軌力的方法有軌腰壓縮法和剪力法。剪力法是在距離兩軌枕中點(diǎn)110 mm距離處，沿45°方向粘貼應(yīng)變片，組成測(cè)試橋路，如圖1所示。當(dāng)荷載作用在兩軌枕正中時(shí)，應(yīng)變片黏貼點(diǎn)處于純剪狀態(tài)，45°的主應(yīng)力與剪應(yīng)力相等。因此可以通過(guò)在軌腰中和軸處粘貼45°方向的應(yīng)變片測(cè)取主應(yīng)力的方法來(lái)測(cè)取剪應(yīng)力，再通過(guò)標(biāo)定換算求得P值。采用剪力法測(cè)試輪軌垂向力，每測(cè)點(diǎn)貼 4 個(gè)應(yīng)變花，接全橋，采取靜載千斤頂標(biāo)定。鋼軌垂向位移測(cè)點(diǎn)采用應(yīng)變片在軌底進(jìn)行應(yīng)變測(cè)試，然后換算成軌道垂向位移，測(cè)點(diǎn)布置于枕跨中間鋼軌軌底位置[6](見(jiàn)圖1)。由于剪力法相對(duì)于軌腰壓縮法有更高的精度，因此在新豐河中橋過(guò)渡段采用了剪力法測(cè)試?，F(xiàn)場(chǎng)利用生機(jī)SJ-ADC無(wú)線動(dòng)靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀采集列車通過(guò)時(shí)的輪軌力和軌底應(yīng)變。

圖1　剪力法測(cè)試原理與測(cè)試應(yīng)變片布置Fig.1 Shear stress testing principle and test strain gauge arrangement

2.2路基頂面動(dòng)土壓力測(cè)試方法

測(cè)試動(dòng)土壓力時(shí)采用了SJ-BWL型動(dòng)土壓力盒，直徑12 cm，高2 cm，量程0.3 MPa，采用全開(kāi)挖道床法進(jìn)行土壓力盒預(yù)埋。土壓力盒埋置在軌道與軌枕交叉點(diǎn)的正下方的路基頂面，土壓力盒上下各鋪5 cm砂層并壓實(shí)，然后再回填道砟搗實(shí)完成預(yù)埋。土壓力盒布置點(diǎn)見(jiàn)圖2。

2.3路基剛度與承載力測(cè)試方法

在輪軌力測(cè)點(diǎn)旁軌枕間路基頂面進(jìn)行了Evd值和N10值測(cè)試，以了解過(guò)渡段路基承載力情況。Evd值采用Evd儀(動(dòng)態(tài)變形模量?jī)x)進(jìn)行測(cè)試，在開(kāi)挖道砟時(shí)，在基床表面先找平后預(yù)沖擊3次，然后進(jìn)行3次沖擊正式測(cè)試，采用公式(1)計(jì)算測(cè)點(diǎn)的Evd值。

(1)

測(cè)試完Evd值后，然后在Evd測(cè)點(diǎn)處進(jìn)行輕型動(dòng)力觸探儀進(jìn)行路基承載力試驗(yàn)，勘探深度為90 cm，記錄每30 cm的錘擊數(shù)N10值，然后根據(jù)測(cè)得的N10值查 《鐵路橋涵地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》 獲得路基基床層0～90 cm的承載力。

2.4測(cè)點(diǎn)布置

在輪軌力和軌底應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置中，為使有限的測(cè)點(diǎn)能充分反映出列車通過(guò)路橋過(guò)渡段時(shí)的軌道動(dòng)力響應(yīng)，測(cè)點(diǎn)布置應(yīng)跨越橋梁和路基，并且間距合理。考慮到橋梁上線下基礎(chǔ)剛度較為均勻，因此橋梁上布置一個(gè)測(cè)點(diǎn)；在過(guò)渡段軌道上布置4～5個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)定軌道剛度沿線路縱向變化，同時(shí)在相應(yīng)測(cè)點(diǎn)附近測(cè)定路基的Evd值、路基承載力、路基頂面的動(dòng)土壓力，測(cè)試點(diǎn)力求至少避開(kāi)軌縫4～5個(gè)軌枕間距。測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

圖2　過(guò)渡段軌道剛度和動(dòng)土壓力測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.2 Track stiffness and pressure measuring points layout for bridge transition section

3　路基基床Evd與基本承載分析

3.1Evd測(cè)試分析

新豐河中橋兩端路橋過(guò)渡段基床表層頂面Evd測(cè)試值如圖3所示，橫坐標(biāo)為離橋臺(tái)的距離，縱坐標(biāo)為Evd值。

Evd測(cè)試值表明，基床表層的Evd測(cè)試值均低于55 MPa的控制要求，上下行過(guò)渡段基床表層平均Evd值僅為22.4 MPa，遠(yuǎn)低于《新建客貨共線鐵路設(shè)計(jì)暫行規(guī)定》中基床表層55 MPa的要求。

圖3　各測(cè)點(diǎn)的Evd測(cè)試值Fig.3 Evd test value for measuring points

3.20～90 cm基床承載力情況

新豐河中橋兩端過(guò)渡段路基0～90 cm深度范圍測(cè)試的承載力統(tǒng)計(jì)如圖4所示。

由圖4可知，0～30 cm,30～60 cm,60～90 cm的平均承載力分別為186.2,113.3和108.9 kPa，除基床表層0～30 cm承載力可基本滿足180 kPa[7]要求外(靠近橋臺(tái)處不滿足)，30～90 cm的承載力均大大低于相應(yīng)的控制標(biāo)準(zhǔn)。基床表層0～60 cm平均承載力為150.0 kPa，60～90 cm各測(cè)點(diǎn)的平均值為108.9 kPa，低于基床表層和基床底層的相關(guān)要求。按各層位總體統(tǒng)計(jì)時(shí)，低于150 kPa的測(cè)點(diǎn)層次占總量的74%，甚至有17%的測(cè)點(diǎn)層低于100 kPa，說(shuō)明路基承載力存在嚴(yán)重不足。

單位:kPa圖4　路基0～90 cm深度內(nèi)承載力統(tǒng)計(jì)圖Fig.4 Bearing capacity statistical chart within 0～90 cm depth in subgrade

4　過(guò)渡段路基加固施工

由于過(guò)渡段承載力低于相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，過(guò)渡段采用水泥土擠密樁進(jìn)行加固。從橋臺(tái)起樁長(zhǎng)按2.5，2,1.5 m遞減(示意圖見(jiàn)圖2)，每種樁型實(shí)際加固的縱向長(zhǎng)度約為6.5 m。每個(gè)枕盒內(nèi)布置6根水泥土擠密樁，樁徑為24 cm，夯擴(kuò)后直徑約26 cm，路基橫斷面上樁間距為60～70 cm，縱斷面樁間距為軌枕間距，過(guò)渡段加固范圍為距橋臺(tái)20 m以內(nèi)范圍[8]。借助每天晚上21∶00～00∶00 3 h的天窗時(shí)間進(jìn)行施工，加固時(shí)采用隔4個(gè)枕盒開(kāi)挖一個(gè)枕盒的道床，然后在開(kāi)挖的枕盒內(nèi)按鉆孔、填料、夯實(shí)成樁、質(zhì)量監(jiān)測(cè)、恢復(fù)道床的步驟進(jìn)行施工，每個(gè)枕盒加固完工后回填道砟并用搗鎬搗實(shí)。水泥土樁頂面為道床與路基的接觸面，沒(méi)有對(duì)基床中的道砟槽進(jìn)行處理。加固初期采用人工橄欖錘夯實(shí)，由于監(jiān)管不到位，造成部分樁體未達(dá)到夯實(shí)標(biāo)準(zhǔn)，后改為氣動(dòng)錘夯實(shí)，夯實(shí)質(zhì)量得以保證。

5　加固前后的基床頂面動(dòng)應(yīng)力測(cè)試分析

測(cè)試基床頂面動(dòng)土壓力時(shí)，列車為東風(fēng)機(jī)車+18節(jié)客車廂，實(shí)測(cè)時(shí)速118 km/h，測(cè)試在加固后30 d。動(dòng)土壓力采用計(jì)算機(jī)無(wú)線采集，然后通過(guò)動(dòng)土壓力時(shí)程曲線提取機(jī)車產(chǎn)生的最大動(dòng)土壓力?；脖砻娈a(chǎn)生的最大動(dòng)土壓力數(shù)據(jù)如圖5和圖6所示。

圖5　上行端動(dòng)土壓力測(cè)試結(jié)果Fig.5 Dynamic earth pressure test result at upstream end of the transition section

圖6　下行端動(dòng)土壓力測(cè)試結(jié)果Fig.6 Dynamic earth pressure test result at downstream end of the transition section

圖5和圖6表明，上行和下行過(guò)渡段路基頂面最大動(dòng)土壓力出現(xiàn)在12～14 m的范圍之內(nèi)，當(dāng)遠(yuǎn)離橋臺(tái)時(shí)，基床頂面的動(dòng)土壓力迅速減小。加固前上行最大動(dòng)應(yīng)力達(dá)到了196.03 kPa，下行最大動(dòng)應(yīng)力達(dá)到115 kPa。而根據(jù)文獻(xiàn)[9]理論計(jì)算最大動(dòng)土壓力如式(2)所示。

σdl=0.26×p×(1+αv) =0.26×220×

(1+0.004×118)=84.2 kPa[9]

(2)

實(shí)測(cè)值遠(yuǎn)大于理論計(jì)算值說(shuō)明過(guò)渡段路基在沒(méi)有專門設(shè)置過(guò)渡段存在較大的線路動(dòng)不平順。

加固工程完成后，下行過(guò)渡段一個(gè)土壓力盒電纜損壞，無(wú)法測(cè)出數(shù)據(jù)，其它測(cè)點(diǎn)均正常測(cè)出了列車118 km/h通過(guò)時(shí)的路基表面的最大動(dòng)應(yīng)力，測(cè)試值見(jiàn)圖5和圖6所示。經(jīng)過(guò)加固后，動(dòng)土壓力最大值從196.03 kPa降至140.75 kPa，降低63.8 kPa，降幅為28.2%。平均動(dòng)土壓力從106.97 kPa降至82.70 kPa，平均降低24.27 kPa，平均降幅達(dá)22.7%，表明水泥土擠密樁加固能有效減小過(guò)渡段路基頂面的動(dòng)土壓力。從圖5和圖6可以看出，加固后的最大動(dòng)土壓力仍高達(dá)140.75 kPa，仍高于理論計(jì)算值84.66 kPa，考慮動(dòng)靜比換算時(shí)，動(dòng)強(qiáng)度約為靜強(qiáng)度的60%[10]，換算成作用在基床頂面的靜壓力高達(dá)234.58 kPa，大于目前基床的承載力，說(shuō)明加固后機(jī)車施加于路基頂面的動(dòng)壓力仍可能造成路基進(jìn)一步破壞。

6　加固前后撓度和軌道整體剛度測(cè)試分析

軌道整體動(dòng)剛度，包含路基、道床、扣件及鋼軌彎曲剛度，測(cè)試軌道撓度和輪軌力時(shí)，各車輪產(chǎn)生的輪軌力和撓度有一定的離散性，因此采用客車車廂產(chǎn)生的輪軌力與撓度的平均值進(jìn)行計(jì)算和統(tǒng)計(jì)，軌道整體剛度就是平均輪軌力和平均撓度的比值，如式(3)所示。

(3)

式中:K為軌道整體剛度,MN/m;Pi為車廂車輪通過(guò)測(cè)點(diǎn)時(shí)的最大測(cè)試輪軌力，MN;Si為車廂車輪通過(guò)測(cè)點(diǎn)時(shí)的最大撓度(經(jīng)軌底應(yīng)變換算后)，m。

根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，前兩節(jié)車廂受機(jī)車影響較大，后16節(jié)車廂測(cè)試數(shù)據(jù)離散性較低，因此采用后16節(jié)車廂數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算軌道整體剛度和軌道撓度。采用水泥土擠密樁加固時(shí)，軌道、扣件沒(méi)有進(jìn)行調(diào)整，道床經(jīng)過(guò)搗固且經(jīng)過(guò)多天穩(wěn)定后才進(jìn)行軌道剛度測(cè)試，所以可以認(rèn)為軌道、扣件、道床加固前后基本沒(méi)有變化，軌道剛度和撓度的變化主要是路基加固引起的。加固前后軌道整體剛度見(jiàn)圖7所示。

圖7　加固前后軌道整體剛度變化Fig.7 Track integral stiffness changes before and after reinforcement

圖7為各測(cè)點(diǎn)軌道整體剛度測(cè)試數(shù)據(jù)，加固前后的軌道整體垂向剛度對(duì)比可得，過(guò)渡段路基處軌道剛度測(cè)試值有不同程度的增加，平均動(dòng)剛度從加固前的39.54 MN/m增加至48.69 MN/m，增加了9.15 MN/m，增幅為23.14%。以上分析表明，運(yùn)用水泥土擠密樁加固可有效增加軌道整體動(dòng)剛度，有利于過(guò)渡段的平順過(guò)渡。雖然加固后軌道整體動(dòng)剛度有所增加，但過(guò)渡段路基處的整體剛度仍然低于軌道的合理剛度范圍65～100 MN/m[5]，也未達(dá)到劉學(xué)毅計(jì)算的軌道剛度下限值62 MN/m[11]?？梢?jiàn)僅用水泥土擠密樁難以達(dá)到相關(guān)要求。

評(píng)價(jià)軌道平順性的另一指標(biāo)是剛度變化率[13]，其計(jì)算公式如式(4)所示。

(4)

式中：Δ為剛度變化率；Kq為橋上軌道整體動(dòng)剛度；Kt為過(guò)渡段測(cè)點(diǎn)的整體動(dòng)剛度。

羅強(qiáng)在[13]給出了有砟軌道軌道剛度與K30對(duì)應(yīng)關(guān)系如表1所示。

表1　軌道變化率與基床地基系數(shù)之間的關(guān)系Table 1 Relationship between Track integral stiffness changes’ rate and subgrade coefficient

根據(jù)《京滬高速鐵路線橋隧站設(shè)計(jì)暫行規(guī)定》提出的路基基床結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，有碴鋼筋混凝土軌道結(jié)構(gòu)路橋間軌道剛度變化率小于0.25，對(duì)行車的安全和舒適性的影響比較小。根據(jù)表1高速鐵路對(duì)基床表層的K30要求還是較高的，當(dāng)變化率為0.25時(shí)，對(duì)應(yīng)的K30為232 MPa/m，高于新建客貨共線鐵路設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，而寧啟線提速后屬于客貨共線鐵路，可以適當(dāng)降低剛度變化率標(biāo)準(zhǔn)；當(dāng)剛度變化率為0.3時(shí)，要求K30為194 MPa/m，近似于《新建客貨共線鐵路設(shè)計(jì)暫行規(guī)定暫行規(guī)定》[3]中基床表層K30的的要求(190 MPa/m)。寧啟既有鐵路屬于提速至200 km/h的客貨共線鐵路，根據(jù)《新建客貨共線鐵路設(shè)計(jì)暫行規(guī)定》規(guī)范對(duì)應(yīng)，設(shè)計(jì)路橋過(guò)渡段的剛度變化率為0.3較為合適。根據(jù)圖7中給出的橋上最小軌道剛度為66.9 MN/m，按0.3的剛度變化率計(jì)算，則過(guò)渡段的剛度值至少應(yīng)達(dá)到51.5 MN/m。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)表明，經(jīng)過(guò)加固后除個(gè)別測(cè)點(diǎn)滿足要求外，大部分測(cè)點(diǎn)仍然不能滿足剛度變化率的要求。

軌道撓度測(cè)試數(shù)據(jù)如圖8所示。加固前后軌道撓度(軌道垂向位移)對(duì)比表明，加固后軌道平均撓度從2.40 mm降至1.64 mm，減小幅度為31.4%。最大軌道撓度從加固前的4.0 mm降至2.6 mm，降幅為35%。數(shù)據(jù)表明，通過(guò)水泥土擠密樁對(duì)路基基床進(jìn)行加固后，軌道撓度降低，有利于線路平順過(guò)渡。但加固前后，軌道的撓度仍大于高速鐵路軌道撓度建議值1.5 mm[14]。

圖7和圖8中加固前后的軌道動(dòng)剛度和軌道撓度測(cè)試數(shù)據(jù)表明，運(yùn)用水泥土擠密樁加固路基后，過(guò)渡段上軌道的整體動(dòng)剛度增加，軌道撓度減小，同時(shí)也減小了軌道剛度變化率和軌道撓度變化率，有利于過(guò)渡段的平順過(guò)渡。

數(shù)據(jù)表明，大部測(cè)點(diǎn)的剛度變化率及撓度仍超過(guò)了前人研究的建議值，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工情況，主要原因?yàn)?個(gè)方面：1)加固質(zhì)量問(wèn)題，部分水泥土擠密樁夯實(shí)后大大低于規(guī)定的密實(shí)度；2)加固僅對(duì)土路基面以下進(jìn)行了水泥土擠密樁處理，未對(duì)土路基面以上的道砟陷槽進(jìn)行處理。建議施工時(shí)加大施工監(jiān)管，并對(duì)道砟陷槽中的碎石開(kāi)挖后摻入5%的水泥進(jìn)行夯實(shí)處理。

圖8　加固前后軌道撓度變化Fig.8 Track deflection changes before and after reinforcement

7　結(jié)論

1) 軌道整體動(dòng)剛度和軌道撓度測(cè)試表明寧啟鐵路新豐河中橋過(guò)渡段存在較大不平順，基床層承載力低是導(dǎo)致過(guò)渡段軌道剛度值低和軌道撓度大的重要原因。

2)經(jīng)加固后路基頂面動(dòng)土壓力平均值降至82.70 kPa，降幅為22.7%，最大動(dòng)土壓力從196.03 kPa降至140.75 kPa，降幅為28.2%，表明水泥土擠密樁加固后可以有效降低基床表面的動(dòng)壓力。

3)根據(jù)新豐河水泥土擠密樁加固后整體剛度與撓度的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，各測(cè)點(diǎn)軌道整體剛度平均提高了9.15 MN/m，提升幅度為23.14%。軌道撓度降低了0.75 mm，降幅為31.40%。數(shù)據(jù)表明通過(guò)水泥土擠密樁能較有效減緩過(guò)渡段的不平順。

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Track regularity influence study of reinforce bridge transition section by cement soil compaction pile

ZHAO Xiushao1, WANG Zhijun2,ZHU Jiannong2, QIAO Zhibang2,LIU Qingjie1

(1.School of Civil Engineering and Architecture, East China Jiao tong University, Nanchang 330013，China;2.Shanghai Design Institute Group Co．Ltd，Shanghai 200070，China)

Some site tests are carried out at Xin-feng river bridge transition section in Nanjing-Qidong existing railway, such as bearing capacity, dynamic elastic modulus(Evd). It is found that the subgrade bearing capacity is serious insufficient before reinforcement, andEvdvalue also can not meet the requirements of speed up to 200 km/h. Insufficient bearing capacity produces a series of problems, such as ballast groove disease, peak dynamic stress is too large (reach to 196.03 kPa), tracks stiffness and deflection value is not in reasonable range, etc. Because of these problems, the bridge-subgrade transition section is found to be not smooth. Cement-soil compaction piles were used to reinforce the transition section subgrade. After reinforcement, test shows that each measuring point average dynamic earth pressure reduced by 23.14%. At the sametime, track overall stiffness increased by 23.14% and deflection reduced by 31.40%. These results indicate that cement-soil compaction pile can effectively slow down the transition section irregularity problem.

subgrade engineering; track integral stiffness; reinforced contrast; bridge transition section; dynamic earth pressure

2015-12-14

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目 (51208198,51668018);江西省教育廳資助項(xiàng)目(JXJG-13-5-15);華東交通大學(xué)博士科研啟動(dòng)基金項(xiàng)目(01306022)

趙秀紹(1978-)，男，河南淇縣人，副教授，博士，從事鐵道工程和巖土工程研究；E-mail: Zhaoxiushao@163.com

U218

A

1672-7029(2016)10-1919-07