楊果林, 段君義, 楊 嘯, 徐亞斌

(中南大學 土木工程學院,湖南 長沙 410075)

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降雨與自然狀態(tài)下膨脹土基床的振動特性

楊果林, 段君義, 楊 嘯, 徐亞斌

(中南大學 土木工程學院,湖南 長沙 410075)

為研究鋪設復合防排水板的膨脹土路塹基床的振動特性,結合云桂鐵路建設工程,進行現(xiàn)場激振試驗,對基床在自然狀態(tài)、模擬降雨環(huán)境下各進行100萬次激振,測試基床動應力、振動速度、振動加速度、路基沉降以及濕度的變化規(guī)律.結果表明：基床動應力、振動速度、振動加速度在激振初期隨激振次數(shù)的波動性較大,且在基床表層范圍內(nèi)的橫向分布不均勻性較明顯；服役環(huán)境對動應力、沉降大小具有顯著影響,但對動力響應沿基床深度的衰減規(guī)律影響不大；復合防排水板具有一定的防排水能力,且對基床內(nèi)振動速度的分布具有一定的影響；路基頂面沉降量在自然狀態(tài)下約為3 mm,在模擬降雨下約為8 mm；地基面沉降量可以忽略不計,路基沉降主要由基床沉降引起.

膨脹土；路塹基床；原位激振試驗；服役環(huán)境；振動特性；沉降變形

隨著高速鐵路的大力發(fā)展,列車運行速度的提高將加劇線路和列車的振動,增加路基所承受的動荷載與振動頻率,使得鐵路路基動力問題更加突出,加快了路基的累積變形和疲勞破壞[1-4],從而使得高速鐵路對鐵路路基提出了更高的要求[5].為此,許多學者與單位針對高速鐵路路基動力響應展開了大量研究[6],如：理論分析[7-8]、數(shù)值模擬[5,9-10]、現(xiàn)場測試[11-13]以及模型試驗[14-16]等.

膨脹土是一種具有吸水膨脹、失水收縮特性的特殊土,廣泛分布于世界各地,其變形與破壞具有反復性、多發(fā)性以及長期潛在性等特征,房屋建筑、地下管道、邊坡、鐵(公)路路基及其他工程結構物經(jīng)常遭受膨脹土破壞,造成巨大的經(jīng)濟損失[17-19].高速鐵路的大力發(fā)展推動著鐵路網(wǎng)絡逐漸完善、密集,經(jīng)過膨脹土地區(qū)的鐵路越來越多.研究表明,水是引起膨脹土地區(qū)鐵路基床病害的重要因素,其來源主要包括地表水、降雨、地下水以及由于氣候變化而引起的地基土內(nèi)濕度重分布[20-23].可見,對于膨脹土路基,若處治不當,容易引起大量基床病害[24].常見的處治方法有設置復合土工(布)膜[24-25]、復合防排水板[26]以及半剛性防水層[15-16]等.

明確基床防排水處治后的鐵路路基動力響應特性是膨脹土地區(qū)鐵路路基安全、穩(wěn)定的前提保證.湯康民[27]以南昆線為背景,通過激振模型試驗研究路基基床動力特性,指出路塹中動應力的影響深度大于路堤,干濕循環(huán)后路基動應力場向基床的橫向寬度方向和深度擴展.楊永平等[12]通過合-寧客運專線膨脹土地段的現(xiàn)場激振試驗,分析了不同高度路堤在模擬列車荷載作用下的彈、塑性變形以及動應力的傳遞擴散規(guī)律,得出路堤厚度不同會造成路基的綜合動剛度不同.鄭大為等[13]通過現(xiàn)場動力試驗,分析了膨脹土地段不同匹配剛度路堤在模擬動荷載作用下的工程特性,研究結果表明塑性變形主要由級配碎石產(chǎn)生,改良土基本沒有塑性變形.筆者[14-16]通過室內(nèi)模型試驗研究了3種服役環(huán)境對鋪設半剛性防水層的膨脹土基床振動特性的影響,發(fā)現(xiàn)基床的振動加速度和速度受服役環(huán)境影響較大,并指出防水結構層對基床動力特性有影響.由上可知,基床結構形式變化、服役環(huán)境不同對列車走行性能及路基動力特性均具有顯著影響[9,14-15].因此,針對不同基床結構形式在不同服役環(huán)境下的路基動力特性進行深入研究十分有意義.

云桂鐵路是一條連接昆明與南寧的高速鐵路,云南、廣西均存在著大量的膨脹土,該線路無法完全避開膨脹土地區(qū).基于上述考慮,本文以該工程為依托背景,選取典型路塹基床為試驗斷面,通過在基床中設置復合防排水板進行防排水處治,對基床在不同服役環(huán)境下(自然狀態(tài)和模擬降雨狀態(tài))進行各100萬次現(xiàn)場激振試驗,研究膨脹土路塹基床振動特性及路基變形規(guī)律.

1 工程概況與試驗方案

1.1 試驗段工程地質

該線路地處亞熱帶濕潤季風氣候區(qū),其降雨和蒸發(fā)量較大,表現(xiàn)出明顯的季節(jié)性干濕循環(huán)特征.測區(qū)內(nèi)地表水的主要來源為大氣降雨,地下水主要是第四系孔隙水,孔隙水主要分布在覆蓋層內(nèi),局部含粗粒土,構成孔隙水的良好存儲層；偶爾可見地下水露頭,但流量較小.地下水由大氣降水和溝水補給.取地表水與地下水分析可知,水質屬HCO3--Ca2+型,對復合防排水板、填料均不構成侵蝕環(huán)境.

1.2 試驗段填筑介紹

本次試驗段DK161+920為路塹式路堤斷面,基床表層厚度為0.65 m,分成3層；采用級配碎石填筑,基床底層厚度為1.5 m,分成5層；采用A、B組填料進行換填,填料按照規(guī)范要求進行分層碾壓.填筑壓實具體情況如表1所示,表中K為壓實系數(shù),K30為地基系數(shù),Evd為動態(tài)變形模量.在基床表層與基床底層交界面處全斷面鋪設一層復合防排水板,并在復合防排水板的上、下兩側鋪設5 cm厚中粗砂,防止基床填料對復合防排水板的損壞.復合防排水板按照4%的橫向排水坡度設置,使由路基面下滲的水分排入路堤坡腳排水溝,并阻止水分進一步下滲至基床底層,對路基基床底層起到保護作用.其中,復合排水板由3層不同材料復合而成.第一層是柔軟的無紡布作為緩沖層,主要起防護、過濾作用；第二層是具有一定強度和排水功能的三維土工網(wǎng)芯,使基床背向水迅速排向排水溝,減輕對防水板的壓力,此外,其在基床中具有加筋作用,能夠均化分布土體中的應力,增大土體模量,提高土體穩(wěn)定性和承載力；第三層是達到一定性能要求的復合土工膜,其作用是防止水浸入,達到最終防水目的.

表1 基床填料壓實檢驗結果

1.3 試驗方案設計

1.3.1 試驗元器件布設 為檢驗路基各部分的工作狀態(tài),測試在模擬列車荷載作用下路基的動力特性、沉降變形規(guī)律以及復合防排水板效果.根據(jù)觀測內(nèi)容要求,在路基內(nèi)分別埋設了動土壓力盒、加速度計、速度計、土壤濕度計、沉降板及布置了累計變形監(jiān)測點,具體布置如圖1所示,各元器件參數(shù)如表2所示.

表2 激振試驗所選監(jiān)測元器件的類型及參數(shù)

Tab.2 Types and parameters of monitoring instruments for vibration test

測試內(nèi)容元器件類型及參數(shù)數(shù)量動應力HC-D1011型動土壓力盒,量程0.1MPa,分辨率0.0001MPa,靈敏系數(shù)2.012振動速度CS-YD002M型速度計,量程25mm/s,頻率范圍4～2000Hz12振動加速度CA-YD189型加速度計,量程50m/s2,頻率范圍4～1000Hz12濕度FDS-100型土壤濕度計,量程100%,精度為±3%5地基面沉降沉降板1

圖1 基床中監(jiān)測元器件布置圖Fig.1 Arrangement of monitoring instruments insubgrade

1.3.2 加載方式及實現(xiàn) 在填筑好的路基表面上,利用高速鐵路路基原位動力試驗系統(tǒng)(DTS-1)進行基床激振.該激振設備主要組成包括激振器、振動架、傳動系統(tǒng)、循環(huán)冷卻系統(tǒng)及電氣控制系統(tǒng),激振頻率范圍為5～50 Hz,通過偏心塊組合實現(xiàn)偏心力. 通過調(diào)整混凝土配重塊重量和激振頻率等,模擬在列車荷載作用下路基面動應力的等效應力,進行激振試驗. 本試驗中加載參數(shù)按照云桂鐵路遠期設計時速250 km/h[28]計算得出,加載頻率為20 Hz,總配重為289 kN,激振力為84 kN,加載范圍為1.9 m×2.0 m.其中,以列車輪軸產(chǎn)生的路基面最大動應力為波峰值,以轉向架2個輪軸之間產(chǎn)生的路基面最小動應力為波谷值[29-30],模擬列車轉向架兩對輪對通過時的路基面的動應力. 路基面動應力加載模型如圖2所示. 圖中，σd為路基面加載最大動應力,σj為路基面加載最小動應力,Δσ為附加動應力.

圖2 路基面動應力加載模型Fig.2 Loading model of dynamic stress of subgradesurface

圖3 模擬降雨現(xiàn)場激振試驗Fig.3 In-situ vibration test under simulated rainfall

1.3.3 試驗過程 通過現(xiàn)場激振試驗(如圖3所示),模擬自然狀態(tài)和降雨條件2種試驗工況,對采用復合防排水板防水的基床結構形式(0.7 m基床表層+復合防排水板+1.5 m基床底層) 分別激振100萬次. 首先,對自然狀態(tài)下路基進行100萬次激振,激振完成后,在激振試驗斷面四周設置3 m×3 m擋水圍堰,按照特大暴雨(即24 h內(nèi)降雨量不小于250 mm),采用灑水車向圍堰內(nèi)灑水模擬降雨,激振時間約14 h,模擬降雨期間始終保持路基表面有水覆蓋.

1.3.4 試驗數(shù)據(jù)采集 動應力采用德國IMC數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),振動速度及振動加速度采用INV385、INV387型采集處理分析儀. 其中,對2種不同模擬環(huán)境分別對應的前10萬次激振期間,每隔0.5萬次采集一次,之后每5萬次激振采集一次,并將所采集時程曲線轉換為對應激振次數(shù)的動力響應有效值,以分析基床動力響應隨激振次數(shù)的變化規(guī)律.

2 試驗結果與分析

2.1 動應力分析

圖4 軌道中線處動應力與激振次數(shù)的關系曲線Fig.4 Curves of dynamic stress of track middle line with vibration number

動應力的大小反映了列車荷載對基床內(nèi)土體的動力作用程度,與動荷載的傳遞機制有關.如圖4所示為軌道中線處不同深度的動應力(σd)隨激振次數(shù)(N)的變化關系. 由圖4可知，相比于其他深度處,基床表層表面的動應力隨激振次數(shù)的波動性較大,且變化幅度較大；基床表層以下動應力隨激振次數(shù)的變化相對較平穩(wěn).在激振50萬次左右時,動應力有較明顯變化,這可能是在激振40萬次時對配重塊與路基面的接觸進行了調(diào)整的緣故.在相同激振次數(shù)下,動應力沿路基深度逐漸衰減,動應力衰減主要在基床范圍內(nèi),在基床表層內(nèi)衰減較迅速,自然狀態(tài)時基床表層內(nèi)動應力衰減率約為30.43%,降雨工況時動應力衰減率約為30.12%,在路基深度2.7 m處的動應力衰減率均在60%以上.相比于自然狀態(tài),降雨工況下不同深度的動應力均顯著增大[16].這是由于降雨使基床表層內(nèi)填料浸水,其有效內(nèi)摩擦角變小,應力擴散角減小所引起.

圖5 橫向分布的動應力與激振次數(shù)的關系曲線Fig.5 Relation curves of dynamic stress on cross-section with vibration number

如圖5所示為沿基床橫向分布的動應力與激振次數(shù)的關系曲線. 由圖5可知，在激振初期,動應力波動較大,隨著激振次數(shù)的增加,動應力在60萬次之后趨于穩(wěn)定.原因是激振初期,激振儀器下方混凝土底座與基床表層級配碎石的接觸不平整,并且基床表層級配碎石填筑壓實度存在不均勻性,使得基床表層剛度存在差異；但隨著激振時間的增加,激振器下混凝土塊與接觸土體、基床表層級配碎石不斷地相互調(diào)整與耦合,最終趨于密實,達到穩(wěn)定狀態(tài).在降雨條件下的激振初期,動應力波動也較大,在大約40萬次之后趨于穩(wěn)定.復合防排水板上方的動應力最大值在自然狀態(tài)、降雨條件下分別為28.5、39.0 kPa,基床底層底面處的動應力最大值分別為15.86、24.9 kPa.相比于基床底層底面處,復合防排水板上方動應力的橫向分布不均勻性更明顯,即基床表層范圍內(nèi)的動應力分布不均勻程度更高,更容易導致路基的不均勻沉降,故要特別注意對基床表層內(nèi)級配碎石的填筑壓實.激振荷載引起的動應力主要影響區(qū)域在軌道中線側1.76 m范圍內(nèi),此范圍以外的動應力相對較小. 此外,降雨使得應力擴散角減小及基床表層內(nèi)超孔隙水壓力顯著,導致降雨之后軌道中線側一定范圍以外動應力略微減小.

2.2 振動速度分析

圖6 軌道中線處振動速度與激振次數(shù)的關系曲線Fig.6 Relation curves of vibration velocity of track middle line with vibration number

振動速度是分析路基動力特性的重要參數(shù)之一,如圖6所示為軌道中線處不同深度的振動速度(vd)隨激振次數(shù)(N)的變化關系. 由圖6可知：在自然狀態(tài)下,基床表層表面與復合防排水板上方處的穩(wěn)態(tài)階段振動速度分別為20.83、20.39 mm/s,對應的降雨工況下振動速度分別為19.54、18.76 mm/s.復合防排水板上方的振動速度略小于基床表層表面,原因是振動波沿深度傳播時雖然會因土體阻尼及能量擴散而衰減,但由于在基床表層與基床底層接觸面處設置了一層復合防排水板,振動波遇到復合防排水板會發(fā)生復雜的反射、折射等現(xiàn)象,使得振動波的能量在基床表層范圍內(nèi)發(fā)生疊加,導致基床表層內(nèi)振動速度衰減較小.在自然狀態(tài)下激振完100萬次后,降雨對振動速度影響不明顯,只略小于自然狀態(tài)下振動速度.此外,相比于其他深度處,振動速度在基床底層范圍內(nèi)衰減速率均明顯較大.

如圖7所示為沿基床橫向分布的振動速度與激振次數(shù)的關系曲線.由圖7可知，在激振初期,振動速度隨激振次數(shù)變化不穩(wěn)定,在激振50萬次時,基床內(nèi)級配碎石、填料逐漸被壓實,激振器與其下方填料充分接觸,軌道中線側2.26 m范圍內(nèi)振動速度發(fā)生明顯增大；當激振60萬次后,振動速度隨激振次數(shù)的變化趨于穩(wěn)定.在復合防排水板上方,振動速度橫向分布以軌道中線處最大,在基床底層底面處,振動速度橫向分布以軌道中線側0.76 m處最大,可見,振動速度在基床內(nèi)不同位置處的衰減速率不同.此外,比較不同深度可知,復合防排水板上方的振動速度橫向分布不均勻性更明顯.

圖7 橫向分布的振動速度與激振次數(shù)關系Fig.7 Relation curves of velocity on cross-section with vibration number

2.3 振動加速度分析

圖8 軌道中線處振動加速度與激振次數(shù)的關系曲線Fig.8 Relation curves of vibration acceleration of track middle line with vibration number

振動加速度的大小是判斷振動荷載對路基結構破壞程度的重要指標.如圖8所示為軌道中線處不同深度的振動加速度(ad)隨激振次數(shù)(N)的變化關系.由圖8可知，在基床表層范圍內(nèi),振動加速度隨激振次數(shù)的波動性較明顯.自然狀態(tài)下,基床表層表面與復合防排水板上方的穩(wěn)態(tài)階段振動加速度分別為9.14、7.23 m/s2,對應的降雨工況下振動加速度分別為9.56、7.17 m/s2.可見,2種服役環(huán)境下振動加速度變化不大,基床表層范圍內(nèi)振動加速度衰減率較小,均小于25%.基床底層底面下0.5 m處振動加速度均小于1.50 m/s2.說明振動加速度的衰減在基床范圍內(nèi)基本完成,基床厚度設計較合理.

如圖9所示為沿基床橫向分布的振動加速度與激振次數(shù)的關系曲線. 由圖9可知，與振動速度隨激振次數(shù)變化規(guī)律類似,在激振初期,振動加速度隨激振次數(shù)的波動性較大,在激振50萬次時,軌道中線側0.76 m范圍內(nèi)振動速度發(fā)生顯著增大,約在激振60萬次后,振動加速度值趨于穩(wěn)定. 降雨對振動加速度的影響較小.在基床表層范圍內(nèi),振動加速度的橫向分布最大值出現(xiàn)在軌道中線或軌道中線側0.76 m處.此外,比較不同深度可知,基床表層范圍內(nèi)振動加速度橫向分布不均勻性更大.

圖9 橫向分布的振動加速度與激振次數(shù)關系Fig.9 Relation curves of acceleration on cross-section with vibration number

2.4 路基沉降變形規(guī)律

路基沉降變形主要是通過監(jiān)測路基頂面沉降和地基面沉降來實現(xiàn).沉降監(jiān)測采用水準儀在激振設備休息期間觀測.路基頂面沉降、地基面沉降監(jiān)測結果分別如圖10、11所示(注：沉降以向下為正).

圖10 路基頂面沉降與激振次數(shù)關系曲線Fig.10 Relation curves between settlement of subgrade surface and vibration number

如圖10所示為路基頂面沉降(Ss)隨激振次數(shù)(N)的變化曲線.由圖10可知，自然狀態(tài)下,在激振初期,路基頂面沉降速率較大,在激振30萬次之后,路基頂面沉降變化逐漸變緩,當激振次數(shù)達到50萬次時,路基頂面沉降基本保持穩(wěn)定,沉降量約為3 mm.在模擬降雨期間,路基頂面沉降量顯著增加,為分析出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因,試驗人員暫停激振試驗,通過對路肩下復合防排水板滲流情況進行仔細檢查,發(fā)現(xiàn)路肩部位的防排水板下方砂墊層為水潤狀,說明有部分水通過復合防排水板之間的搭接縫滲入到換填層上部填料,導致?lián)Q填層上部填料浸水軟化變形、顆粒滑移調(diào)整,加上降雨時基床動應力增大,從而引起路基頂面沉降量增加.當累積激振次數(shù)達到180萬次時,路基頂面沉降才趨于穩(wěn)定,最終路基頂面沉降量約為8 mm.

圖11 地基面沉降與激振次數(shù)關系曲線Fig.11 Curves between settlement of foundation and vibration number

如圖11所示為地基面沉降(Sf)隨激振次數(shù)(N)的變化曲線.由圖11可知，自然狀態(tài)下,在激振初期(0～10萬次),基床填料被壓密實,地基面沉降變形明顯增大.隨著激振次數(shù)的增加,地基面沉降量呈波動變化,波動區(qū)間為0.091～0.191 mm.模擬降雨后,地基面沉降基本保持穩(wěn)定,僅發(fā)生小幅度波動現(xiàn)象.可見,降雨對地基面沉降基本無影響,說明在模擬降雨期間,水沒有滲入到基床以下的膨脹土地基中.這是由于復合防排水板隔絕了水從路基表面往膨脹土地基滲入的路徑,且通過搭接縫滲漏的雨水只擴散到換填層上部填料.地基面沉降曲線的波動性可能是由水準儀觀測過程中讀數(shù)尾數(shù)估讀和儀器本身存在的誤差引起.

由于所測試路基斷面的膨脹土地基承載力較高,地質條件較好,且附加應力小等原因,整個激振過程中,地基面沉降量小于0.2 mm.可見,與路基頂面沉降相比,地基面沉降量可以忽略不計,路基沉降主要由路基頂面沉降引起,路基頂面沉降是指基床部分的沉降變形,即路基沉降主要由基床結構沉降引起,而基床是由規(guī)定的級配碎石和填料按照相應的施工要求進行填筑,故可以通過合理設計優(yōu)化基床填料、組織安排施工來減少路基面沉降,以保證鐵路路基的穩(wěn)定性.

2.5 復合防排水板的效果檢驗

本試驗段中,復合防排水板、排水溝及盲溝共同構成路基防排水系統(tǒng).為檢驗復合防排水板的防排水效果,在路基內(nèi)布置了一系列的濕度計,具體布置如圖2所示.由于現(xiàn)場激振試驗浸水時間約20 h,遠遠小于廣西、云南地區(qū)雨季的持續(xù)降雨時間,在云桂鐵路沿線進入雨季后,通過復合防排水板搭接縫進入換填層的雨量會持續(xù)增加,加上地下水位的上升,浸水軟化的換填層厚度可能隨之增加,在長期反復列車荷載作用下,線路的平順性不可避免地會受到影響.為了更好地反映實際情況,在模擬自然狀態(tài)與降雨工況之后,對試驗斷面處于雨季時也進行了觀測.如圖12所示為不同服役環(huán)境下軌道中線處的基床濕度w沿深度h的變化曲線(注：濕度計精度為±3%).

圖12 基床濕度與深度的關系曲線Fig.12 Relation curves between subgrade humidity and depth

由圖12可知，模擬降雨對基床較淺處的濕度有顯著影響,而對基床較深處的濕度基本沒有影響；說明復合排水板具有比較好的防排水能力；強雨季過后,基床較淺與較深處的濕度均趨于100%,而基床中部位置的濕度相對較小.主要原因是：在強雨季的影響下,基床中地下水位上升而引起基床底部土體達到飽和,路基面上的雨水下滲使得基床較淺范圍內(nèi)(復合排水板上方)土體也趨近飽和,然而由于復合排水板具有一定的防排水作用,使得復合排水板與地下水位之間的范圍內(nèi)濕度相比其他深度處小.但比較強雨季前、后的濕度可知,在不同深度處,強雨季后的濕度均明顯增大.為了更好地優(yōu)化基床防排水系統(tǒng),需從兩方面來解決：第一,解決復合防排水板的搭接問題,合理設計搭接縫,杜絕水分從搭接縫下滲問題；第二,解決強雨季地下水上升對膨脹土地基濕脹變形問題,通過調(diào)查鐵路沿線的常年地下水位變化范圍,合理設計防水側壁及盲溝的深度、排水截面面積,使得路基范圍內(nèi)的地下水位保持在穩(wěn)定狀態(tài).

4 結 論

(1) 動應力、振動速度及振動加速度在激振初期的波動性較大,在基床表層范圍內(nèi)的橫向分布不均勻性更明顯.相比于自然狀態(tài),降雨工況下不同深度的動應力均顯著增大.

(2)振動速度在基床表層內(nèi)衰減不明顯；在復合防排水板上方,振動速度橫向分布以軌道中線處最大,在基床底層底面處,振動速度橫向分布以軌道中線側0.76m處最大；2種服役環(huán)境對振動速度、振動加速度影響不明顯.

(3)自然狀態(tài)下,路基頂面沉降速率在激振初期較大,穩(wěn)定沉降量約為3 mm；在模擬降雨期間,路基頂面沉降量顯著增加,穩(wěn)定沉降量約為8 mm；地基面沉降量在激振期間小于0.2 mm,路基沉降主要由基床沉降引起.

(4)復合防排水板對基床振動速度分布具有一定的影響,且具有一定的防排水能力,但在長時間強降雨情況下基床不同深度處濕度均明顯增大.為了優(yōu)化基床防排水系統(tǒng),需要合理設計復合防排水板的搭接縫,并結合防水側壁及盲溝設計優(yōu)化基床防排水系統(tǒng).

本試驗也存在一定的不足,如：輸出荷載偏差值、動態(tài)孔壓、降雨時基床浸潤范圍未能測定等,這是后續(xù)研究中應該重視的方面.

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Vibration characteristics of subgrade in expansive soil area under simulated rainfall and natural conditions

YANG Guo-lin, DUAN Jun-yi, YANG Xiao, XU Ya-bin

(SchoolofCivilEngineering,CentralSouthUniversity,Changsha410075,China)

In-situ dynamic tests were carried out on the cutting subgrade with excitation of 1 million times, respectively, under service environments of natural state and simulated rainfall to study the vibration characteristics of cutting subgrade of expansive soil by using composite drainable waterproof plate along Yun-Gui high-speed railway. The dynamic stress of subgrade, velocity, acceleration, settlement and soil humidity were monitored. Results show that the values of dynamic characteristic parameters (dynamic stress, velocity and acceleration) have larger volatility at the beginning of the excitation and obvious inhomogeneity of the lateral distribution in the surface layer of subgrade. The influence of service environments on dynamic stress and settlement of cutting subgrade is significant, which is not so obvious on the attenuation law of the dynamic characteristic parameters with depth. Composite drainable waterproof plate has waterproofing and drainage capacity, and also some influence on the distribution of vibration velocity of subgrade. The settlement of subgrade surface is about 3 mm under natural state and 8 mm after simulated rainfall. The settlement of foundation is negligible, consequently, and the embankment settlement is mainly caused by subgrade.

expansive soil; cutting subgrade; in-situ vibration test; service environment; vibration characteristics; settlement deformation

2015-11-04.

國家自然科學基金資助項目(51278499, 51478484)；鐵道部科技研究開發(fā)計劃課題資助項目(2010G016-B)；中南大學中央高校基本科研業(yè)務費專項資金資助項目(2016zzts401).

楊果林(1963—)，男，教授,博導，從事巖土工程、道路與鐵道工程和結構工程研究. ORCID：0000-0003-2686-6550. E-mail:guoling@csu.edu.cn

10.3785/j.issn.1008-973X.2016.12.011

TU 443

A

1008-973X(2016)12-2319-09