新型预应力路基静力加固性能与机理研究.pdf

第 20 卷 第 7 期2023 年 7 月铁道科学与工程学报Journal of Railway Science and EngineeringVolume 20 Number 7July 2023新型预应力路基静力加固性能与机理研究张期树1，冷伍明1,2，徐方1,2,3，阮波1,2,3，董俊利1(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075；2.中南大学 重载铁路工程结构教育部重点实验室，湖南 长沙 410075；3.湖南铁院土木工程检测有限公司，湖南 长沙 410075)摘要：预应力路基作为一种新型铁路路基结构形式和路堤快速加固技术，其实际加固性能与机理方面的研究还相对滞后。以重载路基为背景，通过填筑室内大比尺物理路基模型，对其开展条形荷载板试验，主要测试分析路基在3种不同加固状态下路基面沉降、边坡侧向变形的变化规律。此外，为进一步探究预应力差异化加固模式对路基承载变形特性的影响，建立与条形荷载板试验相匹配的三维有限元模型，开展多工况数值仿真对比计算，重点探究加固结构布设位置、排数以及不同预应力大小对路基体受荷变形规律的影响。研究结果表明：预应力路基在控制路基面沉降和坡面侧向变形方面较普通路基存在显著优势，预应力加固结构可有效提升路基的弹性工作区间，延缓路基进入塑性发展阶段，且其加固效果随分级荷载的增大得以逐步显现。在控制路基边坡侧向变形方面，增加加固排数是最有效的加固途径。在排数限定时，考虑在坡面侧向变形最大区域布置加固结构对约束边坡整体变形最有利，提高预应力也可进一步限制边坡侧向变形。因预应力钢筋具有较高的抗拉强度，可与路基体协同承载抗变形。研究结果论证了预应力路基的加固效果，并初步揭示了其作用机理。关键词：预应力路基；加固性能与机理；荷载板试验；数值仿真；差异化加固中图分类号：TU473 文献标志码：A 开放科学(资源服务)标识码(OSID)文章编号：1672-7029（2023）07-2488-12Static reinforcement performance and mechanism of new prestressed embankmentZHANG Qishu1,LENG Wuming1,2,XU Fang1,2,3,RUAN Bo1,2,3,DONG Junli1(1.School of Civil Engineering,Central South University,Changsha 410075,China;2.Key Laboratory of Engineering Structure of Heavy Railway,Central South University,Changsha 410075,China;3.Hunan Tieyuan Civil Engineering Testing Co.,Ltd.,Changsha 410075,China)Abstract:The study regarding the actual reinforcement performance and mechanism of prestressed subgrade,as a new subgrade structure and a rapid reinforcement technique for embankment,is relatively lagging.Based on a heavy haul subgrade,the strip plate load tests on indoor large-scale physical subrgade model were carried out to analyze the embankment settlement and slope lateral deformation of subgrade under three reinforcement 收稿日期：2022-07-19基金项目：国家自然科学基金资助项目(51978672)；湖南铁院土木工程检测有限公司检测研究基金资助项目(HNTY2021K09)通信作者：徐方(1986)，男，四川雅安人，副教授，博士，从事铁路路基教学与科研工作；Email：DOI:10.19713/ki.43-1423/u.T20221430第 7 期张期树，等：新型预应力路基静力加固性能与机理研究conditions.Furthermore,to further investigate the effect of the differential reinforcement modes for prestressed reinforcement structure,including reinforcement structure positions,rows and reinforcement pressures,on the subgrade bearing deformation behavior,a 3D finite element model matched with the strip loading plate test was established to make a comparative numerical calculation for multiple reinforcement cases.The results are drawn as follows.In contrast with ordinary subgrade,the prestressed subgrade has the significant advantages in controlling the surface settlement and slope lateral deformation,and the reinforcement structure can effectively improve the elastic capacity of subgrade or delay it enter plastic stage,and the reinforcement effect was gradually exhibited with increasing the loading steps.In controlling the slope lateral deformation,increasing rows is the most effective solution.While with limitation of rows,it is most favorable solution that with consideration of placing reinforcement structure on the maximum lateral deformation zone of slope in the ordinary subgrade case to restrict the slope overall deformation.Besides,improving reinforcement pressure can also further restrict this deformation behavior.Owing to the steel bar having higher tensile strength,it can bear the loads and resist deformations together with the subgrade.The research results demonstrate the reinforcement effect of prestressed subgrade and reveal its working mechanism preliminarily.Key words:prestressed embankment;reinforcement performance and mechanism;loading plate test;numerical simulation;differential reinforcement 铁路路基当属线路中最为薄弱和最不稳定的环节，而客运高速与货运重载是当前世界铁路运输的主要发展趋势。因此，这些发展举措将加剧路基静动力响应程度，对路基质量的要求大大提高。然而，即使达到现行设计和施工质量标准的路基，在服役多年后仍会产生不同程度的劣化和病害等问题。实际上，路基工作状态的恶化与路基土围压不足及边坡缺乏侧向约束密切有关。对此，冷伍明等1提出一种新型预应力路基结构。目前，前期既有研究聚焦于预应力在路基内部的扩散规律分析、板间距优化设计、预应力路基边坡稳定性分析和预应力损失模型研究等工作上27，而未对其实际承载性能及其工作机制开展深入探索。对此，本文通过开展室内大比尺物理模型试验，测试分析预应力加固结构对路基体承载性能的真实提升效果。此外，运用ABAQUS有限元数值仿真进行多工况扩展研究，进一步探明不同加固模式下预应力路基的受力变形特性，并掌握其基本工作原理。1 试验概况依据重载铁路设计规范(TB 106252017)8，选取单线标准断面路基为原型，结合试验条件和可靠性，按几何缩尺比CL=1 5与材料密度相似比C=1 1构建室内路基物理模型。最终确定模型的几何尺寸，具体为：路基面宽1.66 m，路基坡率采用 11，路基高度 1.0 m。为模拟自然地基状态，在路基底部设置厚0.2 m的地基层，路基体纵向总长为2.7 m。对于预应力加固结构，在路基坡面两侧各布置25块侧压力板，按5排5列满布于中部坡面。同时，为尽量避免侧压力板在坡面出现滑动，板底面采用锯齿阶梯状设计，以增大板与坡面的摩擦力，也便于预压应力向路基内部传递扩散以达到较佳的加固状态。此外，为保证钢筋螺纹与螺母在最大预应力荷载下仍可正常工作(避免滑丝)，实现钢筋与路基土分隔以及筋体在套管内可自由抽动，并尽量弱化加筋效应，则经前期测试比选，最终考虑在路基内部预埋 25 根内径14.2 mm的PVC外套管，并内穿直径12 mm的预应力钢筋，钢筋两端将两侧坡面侧压力板进行对拉锚固，形成预应力路基。其中，预应力采用穿心千斤顶对钢筋螺杆进行张拉，然后采取紧固螺母方式锁定预应力，并用锚索计对预应力大小进行准确控制，且锚索计在使用前均在万能试验机上进行了标定测试。模型横断面与试验全貌图如图1所示。2489铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月基床的2个结构层选用A组填料，基床以下路堤和地基层分别选用2种不同B组填料。其中，采用电动手扶式冲击夯进行动力夯实，各层填土压实质量均满足规范要求8。路基模型按预应力的施加水平可分为3种路基工况，并采用条形荷载对路基进行逐级加载测试，具体试验工况如表1所示，条形板的位置如图2所示。条形荷载采用宽翼缘 H 型钢(底面长宽=74 cm30 cm)底面施加，74 cm对应为自轨枕底端按 45向下扩散至路基面上的分布宽度(换算土柱法)，从而了解路基在不同加固工况下，路基核心受荷区在承载变形特性方面的响应区别。反力荷载采用量程为20 t的液压千斤顶施加，且在试验前采用岩石压力机对其进行了标定。条形荷载板试验按10个分级荷载逐级施加，每级增量 50 kPa，此种加载方式参考了路基基床表层的K30检测结果(荷载增量40 kPa，共加载了11级，加载板为直径30 cm的圆形刚性板)，目的在于既要确保路基处在弹性界限荷载P0内工作，又能对比评价出预应力加固结构的加固效果。在条形板上布置3个百分表测点V1V3，测试加载面长边的两端以及中线位置沉降，如图2和图3(a)所示。结合荷载扩散特征可知，路堤受荷变形主要发生在基床层，而基床以下路堤影响相对较小，故仅在南侧坡面第1排第3排中间列侧压力板的锚固面上水平布置3个千分表测点H1H3，测试坡面侧向变形，具体布置见图3(b)。2 试验结果与分析试验前按最大加载值的10%预压30 s，等卸压稳定后开展逐级加载测试，试验操作依照K30规程。图4为3种路基工况在条形荷载作用下，6处测点的最终累积变形结果。由图4可知，坡面侧向变形很小，与路基面沉降相比存在数量级差异。普通路基在条形荷载作用下，板端测点V1和V3较中线测点V2的下沉量偏小约24.6%，即中线沉降大于板(a)横断面布置图(单位：cm)；(b)预应力路基模型全貌图1预应力路基物理模型Fig.1Physical model of prestressed subgrade表1模型试验工况Table 1Details of model tests试验名称预应力路基与普通路基条形荷载板对比试验荷载板类型条形荷载板板底面74 cm30 cm路基加固工况预应力路基工况2(50,100,100,100,100 kPa)，简称“预基2”预应力路基工况1(25,50,50,50,50 kPa)，简称“预基1”普通路基(未施加预应力，卸除螺母)图2条形荷载板试验平面布置图Fig.2Layout diagram of subgrade surface of strip plate loading tests2490第 7 期张期树，等：新型预应力路基静力加固性能与机理研究端沉降，这与上部反力荷载传递方式以及H型钢的刚度有关。对于侧向变形，第1排测点H1的侧向变形均表现为内缩，而测点H2和H3均表现为外挤变形。当采用预应力加固结构后(比较普通路基和预基 1)，路基面沉降和坡面侧向外挤变形均有所降低，特别是外挤变形受约束明显。而进一步提高预应力时(比较预基1和预基2)，路基承载后产生的整体变形量更小。(a)路基面加载方式与竖向变形测点；(b)坡面侧向变形测点图3变形测点布置图Fig.3Arrangement of measurement points of tests(a)预基2；(b)预基1；(c)普通路基图43种路基工况下的最终累积变形结果Fig.4Cumulative deformation results of subgrade under three reinforcement conditions2491铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月图 5 为路基面 3 处测点的荷载沉降曲线图。由图5可知，在前几级加载阶段，加固结构的减沉作用并不突出，而随着荷载级数的增加，预应力结构的强化效果得以逐步体现。换言之，预应力加固结构能在一定程度上提高路基体的弹性工作状态区间，延缓路基体进入塑性变形阶段。综上表明，预应力结构本身以及增大预应力均对控制路基沉降和坡面侧向外挤变形起到了积极作用。此外，依据 Buckingham 定理，模型试验中所测得的变形量可按位移相似比Cu=1 5(模型原型)反演预估原型路基变形量。3 预应力路基缩尺数值仿真分析由于模型试验中的2种预应力路基工况均采用坡面满布式加固，而未深究各排预应力加固结构对路基整体承载变形特性的影响。因此，为进一步探究不同(差异化)加固方案下，预应力加固结构对路基体受力变形特性的影响，通过建立与条形荷载板相匹配的有限元数值模型，以开展多工况仿真对比计算分析。3.1预应力路基缩尺仿真模型建立与模型试验具有相同几何尺寸的三维有限元仿真模型，如图6所示。其中，路基坡面按锯齿台阶状构建，除钢筋外套管外，其他加固组件均有创建。由于试验中外套管将钢筋与路基土隔离开，以确保钢筋在套管内自由，可认为钢筋与土体间是一种无黏结模式。因此，在有限元模型中无需建立外套管。值得注意的是，模型试验中的侧压力板带有张拉锚固孔，但本次仿真重点对象是路基体，则在数值模型中并未对侧压力板锚固孔进行精细切削创建。此外，钢筋预应力按“螺栓预紧力法”施加，并采用分布耦合约束代替螺母的锁定功能9。(a)测点V1；(b)测点V2；(c)测点V3图5路基面测点荷载沉降曲线Fig.5Load-settlement curves of measurement points on subgrade surface2492第 7 期张期树，等：新型预应力路基静力加固性能与机理研究3.2材料参数与边界条件钢筋和侧压力板采用线弹性材料，其参数选自混凝土结构设计规范10。由于基床层均采用A组填料，且压实质量基本相当，可近似概化为一层。路基体与地基层均选用常用的Mohr-Coulomb弹塑性本构模型，其参数易确定且对土体的实际受力变形状态反映良好。其中，路基体的变形参数源于既有文献1118中对A组和B组填料变形参数的常用取值范围，并结合路基填筑质量和多次调参试算后得到，其力学强度指标依据室内相关试验获取，具体如表2所示。模型的边界条件设定为：模型底面采用全固定约束，模型四周端部均限制其法向位移。3.3模拟工况与模型网格由于3种路基加固工况受条形荷载作用，在靠路肩处的第1排侧压力板均产生内缩变形。同时，当单独张拉第1排加固结构预应力时，靠外侧路肩段内产生隆起变形，而受荷核心区内的路基面产生下沉，如此易造成路肩段填土出现上拱剪切破坏，这对路基稳定和竖向承载抗变形均构成不利影响，故在本次数值模拟工况中将不再考虑采用第1排加固结构。模拟工况具体如表3所示，重点分析单排、不同组合双排、加固排数以及预应力大小对路基体承载变形的影响。为高效模拟条形板试验中的加载作用，同时兼顾数值仿真准确性，依据抗弯刚度等效原则采用 3 cm 厚的条形钢板替代试验中加载的 H 型钢。另外，由图 3(a)可知，在 H 型钢表面放置了一块图6预应力路基数值模型Fig.6Numerical model of prestressed subgrade表2有限元模型材料参数Table 2Material parameters used in finite element model名称基床层(A组填料)路堤本体(B组填料)地基层(B组填料)侧压力板预应力钢筋弹性模量E/MPa19515013532 500200 000泊松比0.270.30.320.200.25密度/(kgm-3)2 3002 2502 1752 4007 850黏聚力c/kPa534441内摩擦角/()363332表3差异化加固模式计算工况Table 3Calculation cases under differential reinforcement modes差异化加固模式单排加固双排加固加固排位置仅第2排仅第3排仅第4排仅第5排第2+3排第2+4排第2+5排第3+4排第3+5排第4+5排预压应力/kPa100100+100差异化加固模式降排加固不同预应力加固普通路基(未施加预应力)加固排位置第2+3+4+5排第2+3+4排第2+3排仅第2排第2+3+4+5排预压应力/kPa100+100+100+100100+100+100100+10010025+25+25+2550+50+50+5075+75+75+75100+100+100+10002493铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月30 cm30 cm的方形板传递荷载，在数值模型中对应创建参考点对钢板表面30 cm30 cm区域建立点面耦合，以实现对局部区域平稳施加分级荷载。加载板底面与路基面间采用Tie绑定接触，模型网格图和变形测点如图7所示。3.4数值模型验证为验证有限元模型的合理性，将3种不同加固工况路基在条形荷载作用下的模型试验结果与数值仿真模拟结果汇总于表4。可知2种研究手段在路基面两测点处沉降的最大偏差仅为1.54%，表明二者结果吻合良好，这与选用较为准确的计算参数有关，且有限元仿真计算可合理反映土体材料的力学特性。图8为2个预应力路基工况和普通路基的最终竖向变形云图。对于坡面侧向变形，2种手段所得结果相对偏差为 20.65%45%，二者吻合度稍差，这可能与坡面台阶切割质量(板土接触并非完全密贴)、路基中存在外套管等原因有关。同时，人工削坡和台阶切割均对坡面土体产生了一定扰动。尽管存在些许差别，但其间的侧向变形量级大体接近，且路基在对应相同加固工况下，3处水平测点的侧向变形规律基本相符。综上，论证了数值模拟的正确性，可为后续多工况仿真计算提供可靠基础。3.5数值结果与分析将4种差异化加固模式下的3种路基工况在受条形荷载作用下的各测点结果进行提取整理。首先分析路基面测点处的沉降变形，然后再探究坡面侧向变形规律。表4 仿真结果与模型试验结果对比Table 4 Results comparison between simulation and model testsmm路基工况预基2预基1普通路基路基面沉降测点板中线V2试验0.8260.8470.905仿真0.8300.8520.912板端V1/V3试验0.5670.5580.5930.5860.6880.677仿真0.5610.5950.685坡面侧向变形测点测点H1试验-0.029-0.027-0.020仿真-0.021-0.019-0.013测点H2试验0.0220.0280.075仿真0.0120.0160.056测点H3试验0.0280.0360.092仿真0.0210.0250.073(a)预基2；(b)预基1；(c)普通路基图8路基体竖向变形云图(放大150倍)Fig.8Vertical displacement contours of subgrade with magnification of 150图7模型网格与变形测点Fig.7Model meshing and deformation measurement points2494第 7 期张期树，等：新型预应力路基静力加固性能与机理研究3.5.1单排加固模式表5为单排模式下路基面两测点处的最终沉降量。由表5可知，当对第3排加固结构单独施加预应力时，路基面中线沉降相对最小，相比普通路基，减沉了约 3.4%；其余依次为第 4 排(减沉2.74%)、第5排(减沉1.21%)和第2排(减沉0.77%)。对于板端测点，当对第2排加固结构单独施加预应力时，该处沉降量最小，其余工况下的沉降量随张拉排位置下移而逐渐增大，表明上排加固结构对控制路基面受荷核心区边界沉降相对有利。3.5.2双排加固模式表6为双排加固模式不同组合工况下的最终沉降结果。由表6可知，当对第3排和第4排侧压力板同时张拉预应力时，该组合对控制路基面中线沉降最优，与普通路基相比，减沉了约5.26%，这可能与路基受条形荷载作用下，坡面侧向变形主要集中于坡面中部且稍偏下区域有关，如图 9所示。此外，结合单排加固结果可知，在坡面侧向变形最大位置处布置预应力结构对约束路基中部沉降最为奏效。而当同时张拉第2排和第3排侧压力板预应力时，板端下沉量最小，减沉约11.5%。3.5.3降排加固模式表 7为从下往上逐排卸除第 25排预应力时的最终沉降结果，表中加入了普通路基与预基2工况的仿真结果作参考。可知当卸除预基2中的第1排加固结构后(剩4排)，路基面两测点沉降均小于预基2(5排加固)，这再次表明第1排预应力加固结构对路基的承载稳定和抗变形并非起积极效应。而在从下往上逐排卸除第25排预应力时，最终沉降量均随之增加。特别是卸除第3排和第4排预应力时，中线测点处沉降显著增加；而卸除第2排和第5排预应力时，其沉降增量相对偏小。对于板端测点，其沉降增量在从下往上逐排卸除预应力过程中是逐渐增大的，特别是卸除第2排和第3排预应力时，板端沉降增量大。图9普通路基受条形荷载作用下的侧向变形云图Fig.9Lateral deformation contour of ordinary subgrade subjected to strip load表6双排模式下路基面测点沉降对比Table 6Settlement comparison of measurement points on subgrade surface under double-rows modemm加固工况路基面中线荷载板端部普通路基0.9120.685第2+3排0.8790.606第2+4排0.8840.619第2+5排0.8970.631第3+4排0.8640.635第3+5排0.8740.640第4+5排0.8810.666表7降排模式下路基面测点沉降对比Table 7Settlement comparison of measurement points on subgrade surface under reduction-rows modemm加固工况路基面中线荷载板端部普通路基0.9120.685预基20.8300.561第2+3+4+5排0.8270.557第2+3+4排0.8340.565第2+3排0.8790.606仅第2排0.9050.635表5单排模式下路基面测点沉降对比Table 5Settlement comparison of measurement points on subgrade surface under single-row modemm加固工况路基面中线荷载板端部普通路基0.9120.685第2排0.9050.635第3排0.8810.642第4排0.8870.666第5排0.9010.6812495铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月3.5.4不同预应力加固模式表 8 为第 25 排侧压力板分别同时施加 25，50，75和100 kPa预应力时，路基面两测点沉降结果对比。由表8可知，与普通路基相比，25 kPa工况下的路基面中线沉降下降约7%，板端沉降下降约13.87%；而在100 kPa工况下，路基面中线减沉了约9.3%，板端处减沉了约18.7%。表明增大预应力可限制路基面沉降，且板端减沉效果优于路基面中线。3.5.5坡面侧向变形图 10分别为 4种差异化模式对应不同加固工况下，坡面中间列侧压力板测点处的侧向变形结果，并引入普通路基的仿真结果作对比数据。可知，第1排测点在所有工况下均表现为内缩变形，且内缩量基本随加固标准的提高而增大。而普通路基在第 3排测点处产生的侧向外挤变形量最大U1max=0.073 mm，其余依次为第 4 排 U1=0.06 mm，第2排U1=0.056 mm和第5排U1=0.031 mm。除第1排测点外，中间列其余4排测点的平均侧向变形量为U1ave=0.055 mm。经对比可知，坡面侧向变形远低于路基面沉降。由图10(a)可知，在单排模式下，当张拉某排预应力时，对应测点的侧向变形受到明显约束，且对上、下相邻未张拉排的侧向变形也起到了一定的约束带动作用。当张拉某排的位置越靠近路肩，则第1排测点处的内缩量越大，而剩余4排均表现为侧向外挤变形，平均外挤量依次为：第3排(U1ave=0.033 mm)第 4 排(U1ave=0.038 mm)第 2 排(U1ave=0.039 mm)第5排(U1ave=0.048 mm)普通路基(a)单排加固模式；(b)双排加固模式；(c)降排加固模式；(d)不同预应力加固模式图104组差异化模式下坡面侧向变形对比Fig.10Comparison of slope lateral deformations under four differential reinforcement modes表8不同预应力模式下路基面测点沉降对比Table 8Settlement comparison of measurement points on subgrade surface under different pressures modemm加固工况路基面中线荷载板端部普通路基0.9120.68525 kPa0.8490.59050 kPa0.8420.57175 kPa0.8350.561100 kPa0.8270.5572496第 7 期张期树，等：新型预应力路基静力加固性能与机理研究(U1ave=0.055 mm)。因此，在单排模式下，单独对第3排施加预应力时，它对坡面整体侧向变形的限制程度最高。对比图10(a)和10(b)可知，双排比单排模式下产生的侧向变形小，表明采用双排较单排可进一步约束路基体的侧向外挤变形。而同样以平均外挤变形量(第25排)为评价指标，则不同双排组合下的侧向变形量依次为：第3+4排(U1ave=0.022 mm)第 2+3 排(U1ave=0.235 mm)第 2+4 排(U1ave=0.024 4 mm)第3+5排(U1ave=0.027 1 mm)第2+5排(U1ave=0.032 2 mm)第4+5排(U1ave=0.033 3 mm)。可见，在双排模式下，同时张拉第3排和第4排预应力对降低坡面侧向变形最有利。此外，由3.5.2节内容可知，该组合在限制路基面中部沉降方面也是最优方案。由图10(c)可知，加固排数对控制坡面侧向变形具有显著影响，当采用4排加固时，整个路堤坡面侧向外挤变形量最小，而每拆卸一排加固结构时，则该坡面对应位置处的外挤变形量明显增大。而在降排模式中，对不同排数工况，坡面外挤变形水平依次为：第 2+3+4+5排(U1ave=0.011 5 mm)第 2+3+4 排(U1ave=0.014 6 mm)第 2+3 排(U1ave=0.023 5 mm)第 2 排(U1ave=0.038 7 mm)普通路基(U1ave=0.055 mm)。综上可知，加固排数越多，坡面侧向变形受约束效果越佳。由图10(d)可知，当对第25排侧压力板同时施加不同大小预应力时，坡面侧向变形响应规律为：预应力水平越高，路肩测点处的内缩量略微增加，而坡面侧向外挤变形量越小。具体来说，在不同预应力工况下的平均外挤量依次为：预应力100 kPa(U1ave=0.011 5 mm)预 应 力 75 kPa(U1ave=0.012 8 mm)预应力50 kPa(U1ave=0.014 7 mm)预应力 25 kPa(U1ave=0.016 1 mm)普 通 路 基(U1ave=0.055 mm)。表明，提高预应力对控制坡面侧向外挤变形同样有益。对比图10(c)和10(d)可知，与增加排数的加固作用相比，预应力对提升路基侧限约束效果一般。综上可知，在实际工程中，为控制路基坡面侧向变形，考虑增加预应力加固结构排数是切实有效的加固途径。而在加固排数限定的情况下，尽量考虑在坡面侧向变形量最大区域布设加固结构，对约束整个坡面变形更为有利。此外，在相同排数条件下，合理提高预应力水平亦可进一步约束路基的侧向变形。3.5.6预应力路基加固机理分析由综合模型试验和数值仿真结果可知，预应力路基的工作特点主要体现在：当路基承受上部外荷载时，路基面以沉降变形为主，同时引起坡面侧向外挤变形。当采用预应力加固结构后，一部分坡面变形以及在路基内产生的水平外挤作用力将转移至预应力加固结构上，外荷载由路基体和加固结构共同承担，二者协同承载变形。钢筋弹性模量远高于路基土，具有较高的抗拉强度(EA)。路基上部受荷时，预应力路基系统协同工作，钢筋的抗拉作用以及加固结构提供的附加围压均可使路基结构的整体抗变形能力得以提高，基本原理如图11所示。此外，由于路基是变形连续体，在坡面侧向变形受限的同时，路基下沉变形也将同步受到约束。结合广义胡克定律可知，增大侧向压力可减小竖向应变的产生，从而在力学原理上揭示了施加水平预应力能在一定程度上降低路基沉降的作用机理。本文所述模型试验与数值仿真着重从静力学角度论述了预应力加固结构对路基承载变形特性的影响，获得了一些基础性响应规律。其中，模型试验中的预应力加固方式为坡面连续满布，属于特定工况，而路基在静、动力荷载作用下的响应规律存在差异。因此，在列车动荷载作用下，如何科学设计预应力加固方案，应综合考量动荷图11预应力路基加固机理示意图Fig.11Schematic diagram of reinforcement mechanism of prestressed subgrade2497铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月载水平(轴重与速度)、填料静动力工程特性以及安定性等因素，在满足静、动力稳定的前提下，应尽量满足经济性原则，如可采取有间距布置形式等。综上，预应力路基的动力响应规律还有待深入研究。4 结论1)通过开展条形荷载板对比模型试验可知，预应力路基在控制路基面沉降以及坡面侧向变形方面较普通路基均存在显著优势，预应力加固结构可提升路基弹性工作区间，延缓路基进入塑性变形阶段，且其加固效果随分级荷载的施加得以逐步显现。2)通过开展多工况仿真对比计算可知，在路基上部(非路肩)布置加固结构对控制路基面受荷核心区边界沉降有利；在坡面侧向变形较大位置处布置加固结构，对限制路基面中部区域沉降最为有效。3)在实际工程设计中，增加预应力加固排数是约束路堤坡面变形的有效途径；而在排数限定情况下，在坡面侧向变形最大区域布置加固结构对控制坡面整体变形更为有效；同时，提高预应力可进一步约束路基侧向变形。4)预应力加固构件中的钢筋具有较高的抗拉刚度，可与路基体协同承载抗变形；预应力对路基所提供的附加围压也可降低路基沉降。参考文献：1冷伍明,聂如松,杨奇,等.新型预应力路基结构与性能初探J.铁道学报,2016,38(11):111119.LENG Wuming,NIE Rusong,YANG Qi,et al.A new type of prestressed embankment structure and its propertiesJ.Journal of the China Railway Society,2016,38(11):111119.2ZHANG Qishu,LENG Wuming,XU Fang,et al.Additional stress in soil embankments subjected to a new prestressed reinforcement deviceJ.Journal of Civil Engineering and Management,2019,25(7):700714.3冷伍明,艾希,徐方,等.新型预应力路基水平向附加应力扩散规律研究J.岩土工程学报,2019,41(8):14451454.LENG Wuming,AI Xi,XU Fang,et al.Diffusion laws of horizontal additional stress in a new prestressed subgradeJ.Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2019,41(8):14451454.4艾希,冷伍明,徐方,等.新型预应力路基水平附加应力计算的图表法J.岩土力学,2020,41(1):253266,277.AI Xi,LENG Wuming,XU Fang,et al.Graphic method for computing horizontal additional stress in a new prestressed subgradeJ.Rock and Soil Mechanics,2020,41(1):253266,277.5冷伍明,邓志龙,徐方,等.基于路基土蠕变效应的路基预应力损失模型研究J.岩土力学,2022,43(6):16711682.LENG Wuming,DENG Zhilong,XU Fang,et al.A prestress loss model for subgrade considering creep effect of subgrade soilJ.Rock and Soil Mechanics,2022,43(6):16711682.6ZHANG Qishu,LENG Wuming,XU Fang,et al.Stability analysis method for a prestressed railway embankment considering the addit