無(wú)砟軌道路基基床翻漿注膠加固模型試驗(yàn)研究

郭春梅，郜永杰，黃俊杰，蘇謙

無(wú)砟軌道路基基床翻漿注膠加固模型試驗(yàn)研究

郭春梅1，郜永杰2,3，黃俊杰1，蘇謙1

(1. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2. 中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063；3. 鐵路軌道安全服役湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430063)

為研究無(wú)砟軌道路基基床翻漿注膠加固方法，建立無(wú)砟軌道路基室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，分析無(wú)咋軌道路基在基床表層處于正常狀態(tài)、浸水飽和狀態(tài)和翻漿注膠加固后動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明：荷載加載50萬(wàn)次，與基床表層正常狀態(tài)相比,基床表層處于浸水飽和狀態(tài)時(shí)，基床表層動(dòng)應(yīng)力減少19.7%，底座板振動(dòng)位移與振動(dòng)加速度分別增大89.5%和75.3%?；卜瓭{注膠加固后，與基床表層處于浸水飽和狀態(tài)相比，基床表層動(dòng)應(yīng)力增大19.0%，底座板振動(dòng)程度降低，底座板與基床表層振動(dòng)比由9.4:1變?yōu)?:1；對(duì)比基床正常狀態(tài)，基床表層動(dòng)應(yīng)力與底座板振動(dòng)位移、振動(dòng)加速度均略有減小。試驗(yàn)后揭開(kāi)底座板，基床表層頂部翻漿區(qū)域級(jí)配碎石與注入膠體膠結(jié)形成復(fù)合體，填充了底座板與基床表層之間空隙。基床翻漿注膠加固后，恢復(fù)了對(duì)底座板的支承能力，底座板的異常振動(dòng)得到改善。

無(wú)砟軌道路基；模型試驗(yàn)；翻漿；注膠加固；動(dòng)力響應(yīng)

高速鐵路具有污染排放少、行車(chē)速度快、安全可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，近年來(lái)發(fā)展迅速[1]。無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)因具有整體性好、穩(wěn)定性強(qiáng)、平順性高和維修工作量少等優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)內(nèi)外高速鐵路建設(shè)中得到了廣泛應(yīng)用。高速鐵路無(wú)砟軌道線路開(kāi)通后，在復(fù)雜的自然環(huán)境和高速列車(chē)荷載反復(fù)作用下，局部線路段出現(xiàn)了無(wú)砟軌道路基翻漿病害[2]。Bezin等[3?6]分析了不同狀態(tài)下的無(wú)砟軌道路基基床在循環(huán)荷載下的動(dòng)力響應(yīng)。張文超等[7]開(kāi)展了無(wú)砟軌道路基翻漿段行車(chē)動(dòng)測(cè)，指出無(wú)砟軌道翻漿病害的主要原因是基床中細(xì)小顆粒隨著動(dòng)孔隙水壓的遷移和排出造成的路基剛度下降和底座板與基床表層接觸不良?；卜瓭{嚴(yán)重影響列車(chē)運(yùn)行的舒適性與安全性，近年來(lái)許多學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了研究。楊飛等[8]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究了注膠法運(yùn)用于板式無(wú)砟軌道翻漿病害的整治效果，結(jié)果表明整治效果顯著。劉亭等[9]對(duì)使用注膠工藝整治翻漿病害后無(wú)砟軌道路基的振動(dòng)特性進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，表明注膠整治后無(wú)砟軌道路基結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性可恢復(fù)至接近正常狀態(tài)。吾望超等[10]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工環(huán)境，研究了高聚物復(fù)合結(jié)構(gòu)層整治翻漿路基的施工技術(shù)。劉朝軍[11]通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)確定翻漿加固注膠材料配方，并對(duì)其運(yùn)用于現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)試，效果良好。由前可知，無(wú)砟軌道翻漿病害現(xiàn)場(chǎng)采用注膠加固后整治后效果顯著，施工便利。但關(guān)于無(wú)砟軌道路基基床翻漿注膠加固前后動(dòng)力響應(yīng)特征對(duì)比、評(píng)價(jià)注膠加固效果室內(nèi)模型試驗(yàn)的相關(guān)研究較少。此外，由于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)條件限制，無(wú)法在注膠加固后揭開(kāi)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)觀察注入膠體分布特征，分析注膠加固效果。因此，通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，研究高聚物注膠加固前后基床動(dòng)力響應(yīng)特征及膠體分布特征，分析注膠加固效果，對(duì)無(wú)砟軌道翻漿注膠加固整治研究十分有必要。本文建立的無(wú)砟軌道路基室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，基床表層底部和?cè)面均布設(shè)有土工膜，試驗(yàn)中在路基中浸入水致使基床表層達(dá)到含水飽和狀態(tài)，模擬實(shí)際工程雨水滲入基床表層的極端情況，研究基床表層處于正常狀態(tài)及浸水飽和狀態(tài)下無(wú)砟軌道路基動(dòng)力響應(yīng)特征，分析基床表層浸水飽和條件下基床翻漿致無(wú)砟軌道路基動(dòng)力響應(yīng)異變規(guī)律；在此基礎(chǔ)上，采用注膠法對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行加固，研究注膠加固后無(wú)砟軌道路基動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，并將其與基床表層處于正常狀態(tài)及含水飽和狀態(tài)下動(dòng)力響應(yīng)特征進(jìn)行對(duì)比分析。試驗(yàn)結(jié)束后，揭開(kāi)底座板觀察分析注入基床內(nèi)膠體的分布特征，分析加固效果。研究結(jié)果可為高速鐵路無(wú)砟軌道路基基床翻漿加固提供參考和借鑒。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕?/h2>

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽鐬?30 cm×180 cm×230 cm。因無(wú)砟軌道翻漿病害出現(xiàn)在底座板端板間，模型試驗(yàn)對(duì)軌道上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，僅考慮底座板。結(jié)合試驗(yàn)條件，確定底座板為320 cm×100 cm×30 cm的鋼筋混凝土板，如圖1所示。

基床總厚度為230 cm，其中基床底層厚度為170 cm，使用A和B組填料分層填筑；基床表層厚度為60 cm，采用級(jí)配良好的級(jí)配碎石分層填筑，每層填筑高度為15 cm，填筑過(guò)程中使用平板震動(dòng)機(jī)進(jìn)行夯實(shí)，保證壓實(shí)系數(shù)≥0.97。在模型填筑完成后，底座板以外基床表面鋪設(shè)厚5 cm的M10砂漿封閉層。基床底層四周使用厚50 cm的磚墻作為剛性約束邊界，模擬實(shí)際半無(wú)限空間結(jié)構(gòu)；基床表層四周采用50 cm厚沙袋圈圍以模擬柔性邊界約束條件。

單位：cm

在試驗(yàn)?zāi)Ｐ吞钪?，?duì)A和B組填料和級(jí)配碎石進(jìn)行擊實(shí)試驗(yàn)，得到了各自的最優(yōu)含水率，其中級(jí)配碎石最優(yōu)含水率為5.2%。試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鲗硬捎锰幱谧顑?yōu)含水率狀態(tài)的填料進(jìn)行分層攤鋪和壓實(shí)。為模擬基床表層在動(dòng)力荷載作用下翻漿，在基床表層四周側(cè)面及底部鋪設(shè)3 mm厚的防水塑料布，如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)傳感器布置

模型試驗(yàn)主要采集數(shù)據(jù)包括：基床表層動(dòng)應(yīng)力、底座板及封閉層頂面振動(dòng)加速度和動(dòng)位移。在試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒⑦^(guò)程中，埋設(shè)或安裝相應(yīng)的傳感器，所有傳感器的布置位置如圖1所示。在各階段試驗(yàn)中均采用動(dòng)態(tài)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集各傳感器的數(shù)據(jù)。

1.3 試驗(yàn)加載方案

模型試驗(yàn)采用液壓伺服疲勞加載試驗(yàn)設(shè)備進(jìn)行加載，為保證動(dòng)載加載前加載板與底部加載結(jié)構(gòu)充分接觸，在循環(huán)動(dòng)荷載d加載前預(yù)先加載初始荷載s(s=0.1d)。現(xiàn)場(chǎng)行車(chē)實(shí)測(cè)表明，在高速鐵路列車(chē)荷載作用下，路基基床表層頂面動(dòng)應(yīng)力主要在13~30 kPa之間[12]。因此，結(jié)合試驗(yàn)加載系統(tǒng)技術(shù)特點(diǎn)，確定作用于本模型試驗(yàn)上作動(dòng)器輸出荷載為96 kN，頻率為5 Hz，以控制底座板下基床表層表面動(dòng)土壓力在25~30 kPa之間。

模型試驗(yàn)分為3個(gè)階段，每階段加載次數(shù)為200萬(wàn)次循環(huán)動(dòng)力荷載[13?14](近似模擬1 a交通量)。

第1階段：在試驗(yàn)?zāi)Ｐ吞钪瓿珊?，即試?yàn)?zāi)Ｐ突脖韺犹幱谡顟B(tài)，加載循環(huán)動(dòng)力荷載。

第2階段：在第1階段施加荷載完成后，對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ突脖韺舆M(jìn)行浸水至飽和，然后再次施加循環(huán)動(dòng)力荷載。

第3階段：在第2階段施加荷載完成后，對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ突卜瓭{進(jìn)行注膠加固，最后施加循環(huán)動(dòng)力荷載。

上述3個(gè)階段施加荷載方案主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)加載方案

1.4 翻漿加固設(shè)計(jì)

模型試驗(yàn)所用的雙組份高聚物化學(xué)漿(G202和G205)為按規(guī)定配比混合形成的漿液，均具有強(qiáng)度高、流動(dòng)性好、防水性好等特點(diǎn)，在高速鐵路翻漿病害整治中已取得良好試驗(yàn)效果。試驗(yàn)采用低壓注漿設(shè)備進(jìn)行注膠，注膠加固試驗(yàn)流程和裝備如圖2和圖3所示。

圖2 注膠加固試驗(yàn)流程

圖3 注膠設(shè)備和注膠模型試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 振動(dòng)響應(yīng)分布規(guī)律

據(jù)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y(cè)得動(dòng)力響應(yīng)值，基床表層處于正常狀態(tài)時(shí)，荷載加載前期，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛣?dòng)力響應(yīng)較不穩(wěn)定；當(dāng)加載次數(shù)達(dá)到50萬(wàn)次時(shí)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛣?dòng)力響應(yīng)已趨于穩(wěn)定。基床處于浸水飽和狀態(tài)時(shí)，加載次數(shù)約3萬(wàn)次時(shí)，基床表層開(kāi)始產(chǎn)生翻漿；加載次數(shù)達(dá)到50萬(wàn)次試驗(yàn)?zāi)Ｐ头瓭{已進(jìn)入嚴(yán)重惡化狀態(tài)?；脖韺臃瓭{采用注膠加固后，試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼駝?dòng)規(guī)律與基床正常狀態(tài)規(guī)律相似，加載次數(shù)達(dá)到50萬(wàn)次，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛣?dòng)力響應(yīng)已趨于穩(wěn)定。為將3個(gè)加載階段進(jìn)行對(duì)比分析，鑒于各階段動(dòng)力響應(yīng)變化規(guī)律，選取各階段加載次數(shù)為50萬(wàn)次時(shí)對(duì)應(yīng)的動(dòng)力響應(yīng)值進(jìn)行對(duì)比分析。

2.1.1 動(dòng)應(yīng)力分析

當(dāng)加載次數(shù)為50萬(wàn)次時(shí)，基床表層處于正常狀態(tài)、浸水飽和狀態(tài)與經(jīng)翻漿加固后各測(cè)點(diǎn)動(dòng)應(yīng)力沿深度分布規(guī)律如圖4所示。

(a) 中心處；(b) 縱斷面邊緣；(c) 橫斷面邊緣

由圖4分析可知：

1) 基床表層浸水飽和后，在循環(huán)動(dòng)力荷載作用下基床表層出現(xiàn)翻漿現(xiàn)象，與基床表層處于正常狀態(tài)時(shí)相比，中心斷面處基床表層表面動(dòng)應(yīng)力降低19.7%，基床表層0.3 m處降低39.4%，基床表層底部降低24.1%。經(jīng)分析認(rèn)為中心處基床表層動(dòng)應(yīng)力產(chǎn)生此規(guī)律的主要原因是基床翻漿后，部分細(xì)顆粒向側(cè)邊遷移并排出，使得基床表層對(duì)底座板的支承能力降低，甚至基床表層與底座板之間出現(xiàn)吊空，導(dǎo)致動(dòng)力荷載傳遞路徑改變；細(xì)顆粒的遷出也使得級(jí)配碎石級(jí)配發(fā)生變化，基床整體剛度降低。

2) 基床表層翻漿注膠加固后，相比于基床表層處于浸水飽和狀態(tài)，基床表層承受動(dòng)應(yīng)力明顯增大?？v、橫斷面中心處基床表層表面動(dòng)應(yīng)力由17.9 kPa增大至21.3 kPa，增大了19.0%；豎向中間處動(dòng)應(yīng)力由6.3 kPa增至9.7 kPa，增大了54.0%；底面處由4.1 kPa增至5.6 kPa，增大了36.6%?？v斷面邊緣中心以下基床表層頂面、豎向中部和底面處動(dòng)應(yīng)力分別增大了14.3%，30.0%和8.9%；橫斷面邊緣中心以下基床表層頂面、豎向中部、底面處動(dòng)應(yīng)力分別增大了13.6%，32.1%和19.4%。

3) 基床表層翻漿經(jīng)注膠加固后，與基床表層正常狀態(tài)相比，底座板下基床表層動(dòng)應(yīng)力略有降低。中心處基床表層表面動(dòng)應(yīng)力降低了4.5%，基床表層表面以下0.3 m處降低了6.7%，基床表層底面降低了3.6%。

結(jié)合上述2)和3)，分析認(rèn)為采用高聚物化學(xué)膠對(duì)基床表層翻漿進(jìn)行加固后基床對(duì)底座板的支承能力得到了恢復(fù)，動(dòng)力荷載傳遞路徑已恢復(fù)至接近于基床表層處于正常狀態(tài)下的形式。

2.1.2 振動(dòng)位移分析

循環(huán)動(dòng)力荷載加載次數(shù)為50萬(wàn)次時(shí)，基床表層處于正常狀態(tài)、浸水飽和狀態(tài)和經(jīng)翻漿加固后無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)底座板和基床振動(dòng)位移分布規(guī)律如圖5所示。

由圖5分析可知：

1) 基床表層處于浸水飽和狀態(tài)時(shí)，與基床表層處于正常狀態(tài)相比，模型翻漿后橫斷面底座板中心處振動(dòng)位移增大了89.5%，底座板邊緣處增大64.1%，封閉層處減少64.0%。底座板處振動(dòng)位移增大，而基床表面處減小。分析認(rèn)為產(chǎn)生此現(xiàn)象的主要原因是基床表層翻漿后，循環(huán)動(dòng)力荷載作用位置下方基床對(duì)底座板的支承能力降低，致使底座板振動(dòng)加劇，而振動(dòng)能在基床表層擴(kuò)散區(qū)域增大，使基床表面振動(dòng)位移減小。

(a) 橫斷面測(cè)點(diǎn)；(b) 縱斷面測(cè)點(diǎn)

2) 基床表層翻漿注膠加固后，相比于基床表層處于翻漿狀態(tài)，底座板中心處振動(dòng)位移減少59.6%，縱斷面邊緣減少59.4%，橫斷面邊緣減少53.8%；橫斷面路基封閉層振動(dòng)位移增大116.7%，縱斷面封閉層增大103.3%。在此采用振動(dòng)位移比的概念(將底座板與基床表面的振動(dòng)位移相比)，則當(dāng)基床表層處于翻漿狀態(tài)時(shí)，橫斷面底座板邊緣與基床表面振動(dòng)位移比為9.4:1，注膠加固后其減小為2:1，縱斷面則由14.5:1減小為2.9:1。

3) 基床表層翻漿注膠加固后，與基床表層處于正常狀態(tài)相比，底座板與基床表面振動(dòng)位移幅值均略有減小，底座板中心減少23.5%，橫斷面底座板邊緣與基床表面分別減少24.3%和22.0%，縱斷面底座板邊緣與基床表面分別減少23.0%和30.7%。

結(jié)合上述2)和3)，表明采用高聚物化學(xué)膠對(duì)基床表層翻漿進(jìn)行加固后，基床恢復(fù)了對(duì)無(wú)砟軌道路基底座板的支承能力，提高了路基基床剛度，降低了底座板的振動(dòng)位移。

2.1.3 振動(dòng)加速度分析

當(dāng)循環(huán)動(dòng)力荷載達(dá)到50萬(wàn)次時(shí)，基床表層分別處于正常狀態(tài)、基床浸水飽和狀態(tài)和經(jīng)翻漿注膠加固后的條件下底座板和基床表面振動(dòng)加速度變化規(guī)律如表2所示。

由表2可知：

1) 與基床表層處于正常狀態(tài)相比，翻漿條件下底座板中心處振動(dòng)加速度由0.332 m/s2增大為0.528 m/s2，橫斷面底座板邊緣處由0.274 m/s2增大為0.394 m/s2，縱斷面底座板邊緣由0.310 m/s2增大至0.509 m/s2，底座板振動(dòng)加速度增大明顯；橫縱斷面基床表層振動(dòng)加速度分別減少26.0%和65.8%?？梢?jiàn)底座板和基床表面的振動(dòng)加速度分布規(guī)律與振動(dòng)位移相似。這表明基床表層產(chǎn)生翻漿后，基床對(duì)底座板的支承能力降低，加劇了底座板的振動(dòng)。

表2 不同基床表層狀態(tài)下無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)底座板和基床振動(dòng)加速度

2) 與基床表層處于翻漿狀態(tài)相比，翻漿注膠加固后底座板振動(dòng)加速度明顯減小，中心處底座板減少51.89%，橫斷面處減少45.2%，縱斷面減少54.2%；基床表面橫、縱斷面振動(dòng)加速度分別增大66.7%和190.0%。注膠加固后橫斷面底座板邊緣與路基封閉層振動(dòng)加速度比值由7.3:1降低為2.4:1，縱斷面振動(dòng)加速度比值由10.2:1降至1.6:1。顯然，注膠加固后底座板與基床振動(dòng)加速度比值降低。

3) 相比于基床表層處于正常狀態(tài)，翻漿注膠加固后，底座板中心處振動(dòng)加速度減少15.7%，橫、縱斷面邊緣處分別減少21.2%和24.8%。顯然，采用注膠加固后底座板振動(dòng)加速度略有減小，基本能恢復(fù)至基床表層處于正常狀態(tài)下的振動(dòng)狀態(tài)。

結(jié)合上述2)和3)，同樣說(shuō)明基床表層翻漿經(jīng)注膠加固后，路基恢復(fù)了對(duì)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的支承與參振耗能作用。

2.2 注入膠體固化物分布特征

在模型試驗(yàn)加載結(jié)束后，為分析注入膠體固化物分布特征，將底座板揭開(kāi)進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)注入膠體固化物分布特點(diǎn)如圖6和圖7所示。

圖6 模型側(cè)面挖開(kāi)圖

由圖6和圖7可知，高聚物化學(xué)漿液注入試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷鬃逑虏亢?，漿液填充了底座板與基床表層間翻漿區(qū)域，漿液包裹翻漿處的細(xì)顆粒，形成復(fù)合固化物。其中，在模型中心處基床表層表面形成厚為4~6 mm的膠體固化物。在固化物作用下，基床剛度得到了改善，基本恢復(fù)了對(duì)底座板的支承能力。并且本次試驗(yàn)中，在200萬(wàn)次循環(huán)動(dòng)力荷載作后，膠體固化物依然能使得底座板振動(dòng)狀態(tài)保持穩(wěn)定。

(a) 底座板揭開(kāi)圖；(b) 封閉層與基床表層間接觸面；(c) 底座板與基床表層間接觸面

3 結(jié)論

1) 基床表層處于浸水飽和狀態(tài)下的模型在50萬(wàn)次循環(huán)荷載作用后已產(chǎn)生嚴(yán)重翻漿。與基床表層處于正常狀態(tài)相比，混凝土底座板振動(dòng)加劇，底座板中心處振動(dòng)位移和加速度分別增大89.5%和75.3%，而基床表層動(dòng)土壓力呈減小規(guī)律，中心處基床表層表面減少19.7%。這說(shuō)明基床表層產(chǎn)生翻漿后，其對(duì)底座板的支承能力降低，剛度降低，甚至中心處底座板與基床表層間形成空隙，從而引起軌道上部結(jié)構(gòu)振動(dòng)的加劇。

2) 翻漿基床表層進(jìn)行注膠加固后，50萬(wàn)次循環(huán)荷載作用后基床振動(dòng)已趨于穩(wěn)定。與基床表層處于翻漿狀態(tài)下相比，基床表層動(dòng)土壓力明顯增大，中心處基床表層表面處增大19.0%；底座板振動(dòng)程度降低，模型橫斷面底座板邊緣與封閉層振動(dòng)位移比由9.4:1變?yōu)?:1。與基床表層正常狀態(tài)時(shí)相比，基床表層動(dòng)土壓力略有減小，底座板中心振動(dòng)位移和加速度也略有減小。這說(shuō)明本模型試驗(yàn)采用注膠方法加固基床表層翻漿后，基床表層恢復(fù)了對(duì)底座板的支承能力。

3) 試驗(yàn)結(jié)束后揭開(kāi)底座板觀察，基床表層注膠加固后，底座板與基床表層間空隙被膠體填充，在模型中心處基床表層表面形成厚為4~6 mm的膠體固化物，固化物厚度由中心往兩邊變薄。在本次試驗(yàn)中，在200萬(wàn)次循環(huán)動(dòng)力荷載作用下，膠體固化物依然能使得底座板振動(dòng)狀態(tài)保持穩(wěn)定。

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Model experimental study on the injection reinforcement of mud pumping in subgrade bed of ballastless track

GUO Chunmei1, GAO Yongjie2, 3, HUANG Junjie1, SU Qian1

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. China Railway Siyuan Survey and Design Group Co., Ltd, Wuhan 430063, China; 3. Hubei Province Key Laboratory of Railway Track Safety Service, Wuhan 430063, China)

In order to study the method of injecting reinforcement of mud pumping in subgrade bed of ballastless track, an experimental model of the ballastless track subgrade was established to analyze the dynamic response characteristics of the ballastless track subgrade when top layer of subgrade bed was in three conditions (i.e., the normal condition, water saturated condition and glue-injection reinforced condition). The results show that when loading cycles is 500 thousand times, the dynamic stress of top layer of subgrade bed in water saturated condition decreases 19.7%, while the dynamic displacement and vertical acceleration of concrete base of the ballastless track increase 89.5% and 75.3% respectively, compared with the top layer of subgrade bed in normal condition. Compared with the top layer of subgrade bed in water saturated condition, the dynamic stress of the top layer of subgrade bed with mud pumping after reinforced increases 19.0%, while vibration of the concrete base of the ballastless track is reduced, such as the vibration ratio between the concrete base and the subgrade surface changes from 9.4:1 to 2:1. However, the dynamic stress of the top layer of subgrade bed and the dynamic displacement and vertical acceleration of the concrete base after the subgrade bed with mud pumping reinforced by glue injection reduce slightly compared with the top layer of subgrade bed in normal condition. Besides, it is found that a complex layer made of injected glue and graded crushed stone in the mud pumping zone fills interspace between the concrete base and the top layer of subgrade bed, when the concrete base is lifted up after the test. This shows that the bearing capacity of subgrade bed to the concrete base can be restored and then the abnormal vibration of the concrete base be improved effectively after mud pumping in the subgrade bed reinforced by glue injection.

non-ballasted track subgrade; model test; mud pumping; injection reinforcement; dynamic response

U216.4

A

1672 ? 7029(2019)10? 2387 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.10.001

2018?12?27

中國(guó)鐵路總公司科技研究開(kāi)發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(J2016Z019，2016G002-E)

黃俊杰(1984?)，男，廣西南寧人，博士，從事鐵路路基工程方面的科研與教學(xué)；E?mail：jjhuang_swjtu@126.com

(編輯 陽(yáng)麗霞)