DOI： 10.11817/j.issn.1672-7207.2020.07.010

模拟降雨下微膨胀性路基膨胀变形行为试验研究

杨果林¹,段君义¹,胡敏¹,阚京梁²,张立伟²

（1. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410075；

2. 中国铁路设计集团有限公司，天津，300251）

摘要:为分析微膨胀性填料在高速铁路中的适用性，建造1:2大比例无砟轨道微膨胀性安山岩路基，并对路基进行模拟降雨试验。通过对路基土体湿度、隆起变形进行监测，研究模拟降雨作用下无砟轨道微膨胀性路基的膨胀变形特征及其对轨道结构的影响。研究结果表明：在降雨作用下，微膨胀性安山岩路基发生隆起变形，轨道板中心线处最大隆起变形为0.901 mm；路基隆起变形沿路基横向呈非均匀分布特征，路基面隆起变形随着距路基中线距离增加而增加，而路基坡面隆起变形减小；路基内应力场与湿度场的非均匀分布特征引起路基发生不均匀隆起变形和轨道板发生翘曲变形，进而导致轨道板产生倾斜，轨道板最大倾斜角度为5.42×10^-3 (°)；对于微膨胀性填料路基，施加合适的上覆荷载可显著减小轨道板的隆起变形及其倾斜程度。

关键词:高速铁路；微膨胀性安山岩；模拟降雨；隆起变形；倾斜角度

中图分类号:U238      文献标志码:A              开放科学(资源服务)标识码(OSID)

文章编号:1672-7207（2020）07-1842-11

Experimental study on swelling behavior of micro-expansive subgrade subjected to simulated rainfall

YANG　Guolin¹, DUAN　Junyi¹, HU　Min¹, KAN　Jingliang², ZHANG　Liwei²

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China；

2. China Railway Design Corporation, Tianjin 300251, China)

Abstract: To analyze the applicability of micro-expansive fillings in high-speed railways, a physical model of ballastless track subgrade was constructed on a 1:2 scale with micro-expansive andesite, and a simulated rainfall experiment was carried out on the subgrade. By monitoring the soil moisture and heave deformation of the subgrade, the swelling deformation characteristics of the micro-expansion subgrade of the ballastless track in the simulated rainfall and their influence upon the track structure were analyzed. The results show that the micro-expansive andesite subgrade undergoes heave deformation in the simulated rainfall, and the maximum heave at the centerline of the track slab is 0.901 mm.The subgrade heave presents an uneven distribution along the lateral direction of the subgrade. The heave of the subgrade surface increases with the increase of the distance from the midline of the subgrade, while the heave of the subgrade slope decreases. The uneven distributions of stress field and humidity field in the subgrade will cause uneven heave deformation of the subgrade and warp deformation of the track slab, which leads to lateral inclination of the track slab. The maximum inclination angle of the track slab during the experiment is 5.42×10^–3 (°). For railway subgrades filled with micro-expansive fillings, applying appropriate overburdened load can significantly reduce the heave and inclination of the track slab.

Key words: high-speed railway; micro-expansive andesite; simulated rainfall; heave deformation; inclination angle

近年来，我国大力进行交通基础设施建设，其中，高速铁路建设成效显著^[1-2]。为保障高速列车高速、平稳、舒适的优势，路基变形需要严格控制在很小范围内^[3]，特别是无砟轨道路基结构，其允许的路基最大沉降变形不能超过15 mm，最大隆起变形不能超过4 mm^[4-5]，这使得铁路路基对填料选取有严格要求^[6-8]。一般来说，考虑地质条件限制、建设成本、环境保护及资源充分利用，铁路路基填筑的填料为当地土料场或沿线隧道、路堑等挖方地段的土料^[9]。当前，越来越多的地区与城市正在规划或建设高速铁路，但我国不同地区的地质环境条件存在着巨大差异，这导致一些地区铁路路基沿线填料面临工程性质差异明显、选取困难以及适用性不强等问题^{[2, 6, 10-11]}。在保证铁路路基处于安全、稳定的前提下，为了尽可能地就地取材并节约经济成本^[12]，一些学者对不同地区的潜在性填料适用性进行研究，如：徐华等^[9]针对川藏铁路成雅(成都—雅安)段沿线富水红层黏土存在含水率高、压实困难等问题提出了改良方法，指出按照弱风化泥岩碎石与红层黏土的质量比为1掺入弱风化泥岩碎石后的改良红层黏土作为铁路路基填料；ZHANG等^[13]通过动三轴试验分析了我国西南地区的红层泥岩动力特性；徐鹏等^[14-15]通过现场激振试验验证了红层泥岩作为基床填料的可行性；张永康等^[12]对柴达木盆地西北部的盐渍土用作路基填料进行了分析，提出了防水、压实与防护等综合工程措施，并通过现场观测验证其适用性；张延杰等^[16]对千枚岩弃渣进行水泥改良，指出当水泥掺量(质量分数)为5%时，千枚岩弃渣能够用于Ⅰ级和Ⅱ级铁路基床以下部位；蒋泽中^[17]对改良膨胀土进行了一系列动、静力学试验，指出改良后膨胀土能用于路基填筑，但强调仍需采取防排水措施。综上可知，大量学者结合工程实际所处地质环境进行了不同潜在性填料的适用性研究，这使得铁路路基填料的选择范围广泛，但针对这些潜在填料对铁路路基结构的影响缺乏相关研究。值得注意的是，膨胀土作为一种具有显著胀缩变形特征的特殊土^[18]，对铁路路基变形产生的威胁更加突出，并对修建于膨胀土地区的铁路路基带来了各种变形病害，如路基不均匀沉降、翻浆冒泥、基床外挤等^[19]。为保证路基的长期稳定性，实际铁路工程在遇到膨胀土路基时往往需要采取改良^[20]、加固^[21]、防排水^{[19, 22-24]}等综合处治措施。目前，人们针对膨胀性填料本身及其处治的相关研究很多，但对膨胀性填料对铁路路基的影响研究很少^{[5, 25-26]}。京沈(北京—沈阳)高速铁路是我国高速铁路网的重要组成部分，其辽宁段沿线存在大量的膨胀性岩土，其中，安山岩在辽宁段占有较高比例。安山岩中粗颗粒不具有膨胀性，但其内部含有的细颗粒具有一定程度的膨胀性，从而使得由粗、细颗粒组成的安山岩表现出微膨胀性，根据目前规范^[27]要求，其不能用于路基填筑。然而，根据京沈高速铁路沿线地质环境与相关构筑物调查结果，沿线未发现因安山岩膨胀性引起的工程病害，安山岩可作为路基的潜在性填料。因此，为了节省工程投资和利于环境保护，设计人员考虑将隧道、路堑等挖方段产生的废弃安山岩用作路基填料，但对微膨胀性安山岩填料对无砟轨道路基结构的变形影响机理还没有充分了解。为此，本文作者以京沈高速铁路建设工程为依托，通过模型试验开展模拟降雨作用下无砟轨道安山岩路基的变形特征研究，以期为京沈高速铁路路基及今后其他膨胀土地区铁路路基的填料选取、结构设计、施工及其处治措施优化提供参考。

1 路基模型试验

1.1　安山岩填料

试验所用填料为取自京沈高速铁路线路上辽宁省阜新市典型风化安山岩，呈深灰、灰绿色，其中，细颗粒呈圆粒状，粗颗粒呈尖棱状，图1所示为其XRD矿物分析结果。安山岩填料中的膨胀性矿物主要是蒙脱石，其质量分数为20.57%，而伊利石、高岭土的质量分数很小，安山岩的膨胀性主要来自于其内部含有的细颗粒土。表1所示为安山岩填料其他的主要物理力学指标。

图1　安山岩XRD矿物分析结果

Fig. 1　XRD results of andesite

表1　安山岩填料的主要物理力学指标

Table 1　Main physical and mechanical indicators of andesite filling

根据TB 10038—2012“铁路工程特殊岩土勘察规程”^[27]的判别标准，该安山岩填料应划为中等膨胀性。需指出的是，采用该判别标准进行膨胀性评定时需要先对填料进行筛分，再取筛分后粒径小于0.5 mm的细颗粒用于测试。然而，铁路路基填料允许的最大粒径远大于0.5 mm，且粒径小于0.5 mm的土颗粒在安山岩填料中的质量分数仅约为11.95%，因此，上述判别标准过于严苛且不足以准确反映由粗、细颗粒组成的安山岩填料的整体膨胀性，限制了该类填料的适用范围。而采用平衡加压法实验测得其在压实度95%时膨胀力仅为26.96 kPa。可见，安山岩填料的整体膨胀性很小。此外，其级配情况符合TB 10001—2016“铁路路基设计规范”^[28]中A组填料的规定。

1.2　安山岩路基模型及试验方案

1.2.1　安山岩路基模型结构及元器件布置　

以TB10621—2014“高速铁路设计规范”^[4]中无砟轨道双线路堤标准结构为原型，结合试验实施条件与可靠性，按照比例1:2对原型路基进行缩尺，并取半幅得到试验路基，如图2所示。试验路基长度、宽度及高度分别为2.00，5.00和2.55 m，其中，基床表层、基床底层及地基的厚度分别为0.20，1.15和1.20 m。整个路基采用安山岩填料填筑，并按照TB10621—2014“高速铁路设计规范”要求采用夯实机进行压实。试验轨道板尺寸根据CRTS I型板式轨道结构进行1:2缩尺确定，并采用C40混凝土浇筑而成。

路基内部布置一系列位移计(型号为JMDL-3210A，编号为S1至S5)与湿度计(型号为YT-DY-0101，编号为M11至M43)，路基表面布置一系列竖向、水平向变形监测点(编号为C0至C9)，并采用千分表进行测读。具体的试验元器件布置如图2所示。

图2　安山岩路基结构与元器件布置图

Fig. 2　Andesite subgrade structure and components layout

1.2.2　模拟降雨实施及测试　

本试验旨在分析模拟降雨作用下微膨胀性安山岩路基膨胀变形行为及其对无砟轨道结构的影响。在整个模拟降雨过程中，路基上覆荷载仅为无砟轨道结构自重，且路基内部未布置任何防排水措施，以尽可能反映最不利服役情形。模拟降雨设施由直径为2 mm的PVC管纵横交叉联通而形成的水管网组成，管壁上按间距10 cm钻一系列小孔。鉴于安山岩膨胀性较小，将水管网直接铺设在路基表面，并采用透水土工布包裹管壁上小孔，以尽可能降低模拟降雨时雨流冲刷路基而对路基表面变形测试产生的影响。模拟降雨时水从管壁上小孔均匀慢速流出，控制水流速率以保持路基面在降雨期间始终被水分覆盖且不引起冲刷为准，如图3所示。为考虑最不利情形，降雨时长以路基各部位的湿度、变形达到稳定状态为确定依据。其中，湿度、变形的稳定标准定义为平均变化速率分别小于1 %/h和0.005 mm/h。根据试验结果，实际模拟降雨时长为108 h。停止降雨后，再持续监测至路基湿度、变形达到稳定状态，后续监测持续时间为35 h。

图3　模拟降雨试验中被水覆盖的路基面

Fig. 3　Subgrade surface covered with water in simulated rainfall test

在试验过程中，路基湿度(湿度计)的采集频率为5 min/次，路基变形(千分表)的采集频率为15 min/次([0，10) h)，30 min/次([0，24) h)和1 h/次(24 h至试验结束)。需要说明的是，在实施本次模拟降雨试验前，先进行模拟地下水上升引起的地基浸水试验，故地基中湿度维持在较高状态。这里重点分析模拟降雨作用下安山岩路基的变形响应行为。此外，由于监测采集频率较高，使得试验结果分析中的图示曲线不够简洁、直观，为此，在不影响试验结果的前提下，事先按照适当的时间间隔提取湿度与变形监测结果，以用于试验结果分析。其中，规定竖向变形以隆起变形为正，水平变形以侧向外鼓变形为正。

2 试验结果与分析

2.1　路基土体湿度随时间的变化

图4所示为路基土体湿度(体积含水率)随降雨时间的变化。由图4可见：模拟降雨约2 h后，地基面处湿度计M31，M32和M33所测湿度最先增大，其原因是水分在路基表面上的入渗速率小于径流速率，使得大量的水分顺着路基表面流至坡脚并积聚，再从坡脚与箱壁缝隙下渗至地基面；降雨约6 h后，地基面处土体湿度达到稳定状态，同时，随着降雨时间增加，路基面上水分不断下渗，基床表层底面处湿度计M11和M12在降雨约14 h后所测湿度陆续增大；在降雨约27 h时，水分扩散至基床底层中部，引起湿度计M21和M22处土体湿度同步增大。由于安山岩填料渗透性较大，基床中土体湿度均呈快速上升特征，并在短时间内趋于稳定。关闭降雨系统后，随着路基面上积水逐渐下渗完成，基床层内部土体湿度逐渐降低，降低到一定程度后再次趋于稳定。此外，由于坡脚处有小部分积水存在，地基中土体湿度在关闭降雨系统后基本保持不变。

图4　路基土体湿度随时间的变化

Fig. 4　Variation of soil moisture in subgrade with time

需要说明的是，由于在进行模拟降雨试验前，地基经历了浸水试验，因此，地基内部土体湿度一直维持在较高值。其中，在停止地基浸水后，靠近基床的小部分地基范围内的部分水分向基床中发生迁移，从而使得湿度计M31，M32和M33在模拟降雨前处于非饱和状态，而湿度计M41，M42和M43所在位置由于远离基床而未受水分迁移影响，使得该位置在整个降雨过程中维持在饱和状态。

2.2　路基不同结构层的隆起变形随时间的变化

图5所示为路基不同结构层的隆起变形随降雨时间的变化。由图5可知：在模拟降雨初期，基床层在水分浸润作用下发生软化变形，导致基床底层(对应位移计S1和S2所处位置)在初期产生微小的沉降变形；随着水分在基床底层内扩散，基床底层将以膨胀变形为主，从而，基床底层产生隆起变形且快速增长，但增长一段时间后，其增长速率逐渐减小；降雨约85 h后，地基开始出现小幅度二次隆起变形；停止降雨时，湿度计S1和S2处的基床底层隆起变形分别为0.46 mm和0.60 mm；停止降雨后，由于路基面存在积水，基床底层仍有微小的隆起变形产生，而地基的二次隆起变形则逐渐趋于稳定；试验结束时，湿度计S1和S2处基床底层隆起变形分别为0.50 mm和0.63 mm，S3，S4和S5处地基二次隆起变形分别为0.21，0.08和0.10 mm，该二次隆起变形均明显小于基床底层的隆起变形。需要指出的是，无论是基床底层还是地基，不同位置的隆起变形均不相同，即隆起变形沿路基横向呈现出非均匀分布特征，该特征可能导致路基上方的轨道结构出现侧向倾斜隐患，进而影响列车高速运行安全。因此，在膨胀土路基的处治过程中应对此予以重视。

图5　路基不同结构层隆起变形随时间的变化

Fig. 5　Variation of heave of different structural layers of subgrade with time

2.3　路基表面隆起变形随时间的变化

2.3.1　轨道板隆起变形　

图6所示为轨道板隆起变形随降雨时间的变化。由图6可知：轨道板发生了隆起变形；在降雨前期，轨道板上不同位置的隆起变形均以较快速率增长；在降雨后期(约40 h后)，轨道板隆起变形增长速率逐渐减缓，且在不同位置增长速率产生明显差异；停止降雨时，轨道板上千分表C1，C0和C2处的隆起变形分别为0.940，0.901和0.855 mm，之后，其隆起变形增长不明显。

图6　轨道板隆起变形随时间的变化

Fig. 6　Variation of heave of track slab with time

轨道板不同位置的隆起变形发展不同步现象说明在模拟降雨期间轨道板产生了倾斜。为进一步分析轨道板的倾斜状态，基于千分表C0，C1和C2处的隆起变化监测结果，可用3种方式计算轨道板倾斜角度，定义轨道板倾斜角度α₁，α₂和α₃的计算公式分别如下：

(1)

(2)

(3)

式中：d_C0，d_C1和d_C2分别为千分表C0，C1和C2处的隆起变形(mm)；d为轨道板宽度，其值等于1 500 mm。

轨道板倾斜角度的计算结果如图7所示。由图7可知：整个试验过程中，轨道板的倾斜状态发生了多次变化。为了便于分析，将轨道板倾斜变化曲线划分为如下5个阶段。

1) 第Ⅰ阶段([0，5) h)：模拟降雨初期，路基面上水分的分布及其下渗均存在非均匀特征，这导致轨道板倾斜变化处于波动状态。轨道板最先出现顺时针倾斜，这是因为在降雨初始阶段，轨道板左侧(路基中线所在一侧)的水分大部分积存在路基面上，而轨道板右侧(靠近路基坡面一侧)的水分大部分顺着排水坡度流走，造成轨道板左侧的路基表层填料浸水膨胀变形发展较快。

2) 第Ⅱ阶段([5，14) h)：随着时间增加，轨道板右侧的水分逐渐下渗至基床内部，结合图4中湿度计M12比M11更早出现湿度增长，轨道板右侧下方基床内部填料(M12周围区域)更早产生浸水膨胀变形，这也可以由图5中S2处先出现隆起变形增长得到验证。因此，该阶段轨道板转而产生逆时针旋转，并呈现出逆时针倾斜。

图7　降雨作用下轨道板倾斜角度变化

Fig. 7　Variation of the inclination angle of the track slab under simulated rainfall

3) 第Ⅲ阶段([14，49) h)：在此阶段，轨道板左侧的水分也逐渐下渗至基床内部，使得轨道板左侧下方基床(M11周围区域)产生膨胀变形，进而导致轨道板再次出现顺时针旋转，并呈现出顺时针倾斜状态。轨道板的最大顺时针倾斜角度平均值为5.42×10^-3 (°)。

4) 第Ⅳ阶段([49，108) h)：在该阶段，基床(特别是基床底层)内湿度场趋于均匀，这可由图4中湿度计M21和M22所测结果证实。对于双线铁路路基，基床内应力场沿路基横向呈非均匀分布，即随着距路基中线的距离增加，基床内竖向应力逐渐减小，这使得在均匀湿度场作用下基床的隆起变形随着距路基中线的距离增加而增加，故轨道板的顺时针倾斜角度将逐渐减小。

5) 第Ⅴ阶段(108 h至试验结束)：该阶段属于停止降雨的后续监测，由于路基中土体湿度响应的滞后性，路基隆起变形仍存在微小幅度增长，这使得轨道板的顺时针倾斜角度继续减小，但其变化幅度较小。随着路基土体湿度逐渐降低并达到稳定状态，轨道板的倾斜状态也将趋于稳定。受路基侧向膨胀变形影响，试验结束时轨道板仍保持顺时针倾斜状态，对应倾斜角度为2.46×10^-3 (°)。

需要说明的是，地基产生了小幅度二次隆起变形，该隆起变形随着距路基中线距离增大而减小，这应使得轨道板产生顺时针倾斜。但实际上，轨道板在85 h后保持逆时针旋转，其原因是地基隆起变形在沿路基本体向上传递时存在衰减现象^[26]，使得地基的小幅度二次隆起变形在衰减作用下对轨道板的倾斜变化影响很小。此外，轨道板倾斜角度与时间的关系曲线并未呈现出24 h周期性变化，这说明温度或温差没有对轨道板的倾斜变化造成影响。

根据以上分析可知：基床底层与轨道板的隆起变形横向不均匀特点及其差异与变形衰减、湿度场不均匀分布有关；路基内湿度场与应力场的不均匀分布造成微膨胀土路基上无砟轨道结构倾斜，而轨道板过大的倾斜状态引起列车高速运行存在安全隐患。因此，应在充分考虑轨道板可能出现的倾斜基础上，合理采取膨胀土路基的防排水措施与加固抗隆起措施。

图8所示为降雨结束与试验结束时轨道板隆起变形横向分布。由图8可知：随着距路基中线距离增加，轨道板隆起变形逐渐减小，即轨道板产生了顺时针倾斜。对其横向分布曲线进行线性拟合可知，轨道板隆起变形横向分布非常接近于线性分布，但仍有微小差距。为确定该微小差距是由千分表读数误差引起还是轨道板翘曲变形所致，下面分别予以讨论。

图8　降雨作用下轨道板隆起变形横向分布

Fig. 8　Horizontal distribution of heave of track slab under simulated rainfall

首先，定义隆起变化计算值D_C0和隆起变化差值△D分别为

(4)

(5)

根据式(4)和(5)可得△D与时间的关系如图9所示，其中，读数误差区间为千分表千分位读数估读引起的最大误差范围。根据千分表特点，其读数千分位估读引起的最大误差为0.005 mm，对应读数误差区间为-0.005~ +0.005 mm。

图9　△D随时间的变化

Fig. 9　△D changes with time

由图9可知：在整个降雨过程中，△D总体上位于读数误差区间外，仅在降雨初期和停止降雨后，△D在读数误差区间内。这说明在降雨期间，△D并非主要由千分表读数估读误差所导致，其可能原因是降雨作用下路基不均匀隆起变形使得轨道板发生翘曲变形，这也能够很好地解释△D主要发生在降雨后期而不是在降雨初期和停止降雨后。

此外，对轨道板倾斜特征进一步分析，规定千分表读数估读误差引起的角度误差△α。△α与式(1)，(2)和(3)计算所得轨道板倾斜角度差值见图10，其中，读数致使角度误差区间为-△α~+△α。△α计算式为

(6)

式中：△d为千分表读数的估读误差，其值等于0.005 mm。

图10　不同计算方式所得倾斜角度之差

Fig. 10　Differences between inclination angles obtained by different calculation methods

由图10可知：除降雨初期和停止降雨后外，由式(1)，(2)和(3)计算所得倾斜角度差值均超过读数估读的误差区间，且最大差值达2.56×10^-3 (°)。这进一步说明不同计算方式所得轨道板倾斜角度的差异并非千分表读数估读所引起，而主要是轨道板翘曲变形所引起，且轨道板翘曲变形也是导致轨道板倾斜的重要因素之一。因此，降雨作用下轨道板的倾斜主要是路基不均匀隆起变形及其引起的轨道板翘曲变形所致。

2.3.2　路基面隆起变形　

图11所示为降雨作用下路基面隆起变形的变化。由图11可知：在降雨初期，轨道板所在范围外路基面迅速出现隆起变形，并快速增长；降雨约40 h后，其隆起变形增长速率减缓，并逐渐趋于稳定；停止降雨时，千分表C3，C4和C5处隆起变形分别为5.836，6.940和7.246 mm。这说明随着距路基中线距离增大，路基面隆起变形沿横向呈现逐渐增大的非均匀分布；停止降雨后，其隆起变形发生了小幅度回落；此外，受轨道板荷载抑制作用，轨道板的隆起变形及其倾斜程度明显小于轨道板范围外路基面的隆起变形及其倾斜程度，表明合理的荷载作用于路基可有效地减小轨道结构的隆起变形与倾斜。

图11　降雨作用下路基面隆起变形的变化

Fig. 11　Variation of heave of subgrade surface under simulated rainfall

2.3.3　路基坡面隆起变形与水平变形　

图12所示为降雨作用下路基坡面隆起变形的变化。由图12可知：与路基面隆起变形发展规律类似，路基坡面上隆起变形随时间也呈现出先快速增长后慢速增长的变化趋势；停止降雨后，其隆起变形仅有微小回落；千分表C5，C6和C7处最大隆起变形分别为7.246，4.936和0.979 mm，表明随着距路基中线距离增加，路基坡面隆起变形依次递减。

图12　降雨作用下路基坡面隆起变形的变化

Fig. 12　Variation of heave of subgrade slope under simulated rainfall

图13所示为降雨作用下路基坡面水平变形随时间的变化。由图13可知：在降雨作用下基床发生膨胀变形，包括隆起变形和侧向变形，使得路基坡面的水平变形表现为外鼓式，这也促使轨道板产生顺时针倾斜；由于水分首先浸润的是路基表面部分填料，因此，千分表C8处的水平变形在初期增长速度比千分表C9处的快；随着降雨时间增加，水分进入坡体内部，千分表C9处的水平变形加快；千分表C8位于坡顶，该位置同时发生了较大隆起变形且比千分表C9处的隆起变形大，这可从图12中看出，故千分表C9处后期的水平变形逐渐超过千分表C8处的水平变形；降雨约20 h后，坡面水平变形增长变得缓慢，并逐渐进入稳定状态；停止降雨时，千分表C8和C9处的外鼓式水平变形分别为0.868 mm和1.004 mm；停止降雨后，其水平变形发生小幅度回缩。

图13　降雨作用下路基坡面水平变形随时间的变化

Fig. 13　Variation of horizontal deformation of subgrade slope with time under simulated rainfall

3 结论

1) 在降雨作用下，微膨胀性安山岩路基发生隆起变形；停止降雨后，路基的隆起变形仅出现小幅度回落；随着距离路基中线距离增加，路基面的隆起变形增加，而路基坡面的隆起变形逐渐减小。

2) 降雨期间，由于双线铁路路基内应力场呈不均匀分布特性以及路基内湿度场不断发生变化，引起路基产生不均匀隆起变形并导致轨道板翘曲变形，进而使得轨道板出现倾斜现象且反复变化。在试验过程中，测得的最大倾角均值为5.42×10^-3 (°)，且呈现顺时针倾斜状态。

3) 轨道板的隆起变形明显小于轨道板范围外的路基面隆起变形，说明施加合适的上覆荷载可有效地减小轨道结构的隆起变形及其倾斜程度。此外，在降雨过程中，安山岩路基坡面产生了外鼓变形，这对轨道板的顺时针倾斜具有促进作用。

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（编辑 陈灿华）

收稿日期： 2019 -12 -19; 修回日期： 2020 -03 -22

基金项目(Foundation item)：国家重点研发计划项目(2019YFC1509800)；国家自然科学基金资助项目(51678571，51778641)；中国铁路设计集团有限公司科技开发项目(721630) (Project(2019YFC1509800) supported by the National Key Research and Development Program of China; Projects(51678571, 51778641) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(721630) supported by Science and Technology Development of China Railway Design Corporation)

通信作者：段君义，博士研究生，从事特殊土路基与边坡稳定性研究；E-mail: junyidjy@163.com