重載鐵路隧道基底結(jié)構(gòu)的動壓力響應(yīng)

李自強(qiáng)，王明年，于　麗，李　博

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都　610031；2.西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都　610031)

重載鐵路因其運(yùn)量大、速度快、能耗小、成本低等優(yōu)勢，已成為世界各國運(yùn)輸大宗貨物的最佳選擇[1-4]，也是我國鐵路發(fā)展的方向。重載鐵路隧道是重載鐵路的重要建筑結(jié)構(gòu)，因?yàn)橹剌d鐵路具有車輛軸重大、列車總重大、行車密度和運(yùn)量均特大的特點(diǎn)，與普通鐵路隧道相比，重載鐵路隧道結(jié)構(gòu)若設(shè)計、施工不當(dāng)，更易發(fā)生嚴(yán)重的結(jié)構(gòu)病害，特別是底部結(jié)構(gòu)病害問題，且維修養(yǎng)護(hù)更為困難，因此，很有必要開展重載鐵路隧道基底結(jié)構(gòu)在重載列車動荷載作用下的動力響應(yīng)研究。目前，國內(nèi)針對重載鐵路隧道基底結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行了一定研究，薛繼連[5]研究了在30 t軸重條件下重載鐵路隧道隧底密實(shí)度對其結(jié)構(gòu)自身的影響，并提出采取聚氨酯樹脂加固隧底以減小振動的加固措施；尹成斐等[6]通過實(shí)測，研究了雙線鐵路隧道填充層表面在重載列車作用下的動力響應(yīng)，同時通過有限元軟件模擬其他部位結(jié)構(gòu)所受的影響；李幸吉[7]研究了不同軸重下基底結(jié)構(gòu)動壓力的變化規(guī)律，通過試驗(yàn)分析了仰拱的抗沖擊性能；婁會彬[8]對重載鐵路隧道無砟軌道結(jié)構(gòu)的動靜力學(xué)性能進(jìn)行分析，建立了相應(yīng)的有限元分析模型。但是，這些研究多基于有限元模擬分析，存在缺少現(xiàn)場數(shù)據(jù)佐證或有現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)但測點(diǎn)有限等問題。

鑒于重載鐵路隧道實(shí)際情況復(fù)雜，針對其基底結(jié)構(gòu)各部位動壓力分布及傳遞規(guī)律的相關(guān)研究較為缺乏。本文根據(jù)晉中南線重載鐵路太行山隧道隧底結(jié)構(gòu)動壓力響應(yīng)的有限元模擬結(jié)果及實(shí)測數(shù)據(jù)，研究分析重載鐵路隧道底部結(jié)構(gòu)的動壓力響應(yīng)規(guī)律。

1　工程概況

太行山隧道位于山西省與河南省交界處，起于山西省長治市平順縣石城鎮(zhèn)克昌村，止于河南省安陽市林縣姚村鎮(zhèn)墳頭村。隧道采用雙洞單線方案，線間距30 m。左線隧道全長18.125 km(DK578+875—DK597+000)，右線隧道全長18.108 km(DYK578+865—DYK596+973)。隧道采用無砟道床型式，在進(jìn)、出口段設(shè)置有曲線，其余地段均為直線。該隧道所在地段均為Ⅲ級圍巖，采用雙層襯砌，襯砌斷面如圖1所示。

圖1　襯砌斷面圖(單位：cm)

2　有限元模擬分析

采用FLAC3D軟件對重載列車動荷載作用下的隧道進(jìn)行三維有限元模擬分析，以初步確定隧道基底結(jié)構(gòu)各部位的動壓力變化情況，從而指導(dǎo)現(xiàn)場的動壓力監(jiān)測。

2.1　模型的建立

1)有限元模型及監(jiān)測點(diǎn)位置

模型左右邊界至隧道外側(cè)面的距離各取3倍洞徑，則模型橫向長度約為44 m；模型上下邊界至隧道頂面和基底均取3倍洞高，則模型高度約為63 m；模型的縱向長度取2個重載列車車輛的長度，則取16 m；由此建立的模型尺寸為44 m×63 m×16 m。隧道埋深980 m，通過等效重力場實(shí)現(xiàn)模擬。各層之間采用接觸單元進(jìn)行模擬。因?yàn)樗淼莱叽绾秃奢d布置均相對于線路中心線左右對稱，因此監(jiān)測點(diǎn)僅設(shè)置在隧道左側(cè)。在道床下表面布置測點(diǎn)1和2；仰拱上表面布置測點(diǎn)3，4，5；圍巖表面布置測點(diǎn)6，7，8，9。建立的有限元模型及監(jiān)測點(diǎn)具體位置如圖2所示。

圖2　有限元模型及監(jiān)測點(diǎn)位置示意圖

2)模型參數(shù)

按照TB10003—2005《鐵路隧道設(shè)計規(guī)范》[9]，并結(jié)合太行山隧道設(shè)計資料，圍巖及支護(hù)等結(jié)構(gòu)的物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

表1　結(jié)構(gòu)的主要物理力學(xué)參數(shù)

3)重載列車動荷載

根據(jù)國內(nèi)外研究現(xiàn)狀，選擇常用的激振力函數(shù)模擬重載列車動荷載。激振力函數(shù)包括靜荷載和由一系列正弦函數(shù)疊迭加而成的動荷載[10-11]，即

Ft=A0+A1sinω1t+A2sinω2t+A3sinω3t

(1)

其中，

ωi=2πv/Lii=1，2，3

式中：A0為輪對的靜荷載；A1，A2，A3分別為與鋼軌振動圓頻率ω1，ω2，ω3對應(yīng)的振動荷載幅值；m為列車的簧下質(zhì)量，取列車輪對質(zhì)量，即m=2.8 t，αi為對應(yīng)于軌道幾何不平順管理值3種條件的典型矢高；v為列車運(yùn)行速度；Li為軌道幾何不平順波長管理值。

取列車的軸重為27 t，運(yùn)行速度為80 km·h-1，根據(jù)式(1)可以得到模擬重載列車動荷載的人工激振力，如圖3所示，該人工激振力施加在道床表面左、右軌道處。

圖3　模擬重載列車動荷載的人工激振力

2.2　有限元計算結(jié)果

1)道床下表面

道床下表面1號和2號監(jiān)測點(diǎn)動壓力時程曲線如圖4所示。由圖4可知：左軌處(1號監(jiān)測點(diǎn))和線路中心線處(2號監(jiān)測點(diǎn))道床下表面的動壓力幅值分別為17.7和26.6 kPa，平均值分別為10.1和17.1 kPa，說明線路中心線處動壓力變化較左軌處的更為劇烈。由此可見，線路中心線處道床下表面的動壓力受到左右兩側(cè)軌道處的疊加影響，其幅值和平均值均比左右軌處的要大。

圖4　1號和2號監(jiān)測點(diǎn)的動壓力時程曲線

2)仰拱上表面

仰拱上表面3，4，5號監(jiān)測點(diǎn)動壓力時程曲線如圖5所示。由圖5可知：左軌處(4號監(jiān)測點(diǎn))的變化最劇烈，仰拱上表面動壓力的幅值達(dá)到14.3 kPa，平均值為7.1 kPa；線路中心處(5號測點(diǎn))反應(yīng)的相對平緩，動壓力的幅值為9.9 kPa，平均值為6.1 kPa；左側(cè)溝底部(3號監(jiān)測點(diǎn))的反應(yīng)最弱，動壓力的幅值為11.4 kPa，平均值為6.4 kPa。由此可見，重載列車動荷載經(jīng)過仰拱填充層的緩沖，仰拱上表面動壓力的幅值和平均值均出現(xiàn)不同程度的下降，其中，左軌處的最大，側(cè)溝處的次之，線路中心處的最小(說明該處的動壓力衰減得最快。

圖5　3，4，5號監(jiān)測點(diǎn)的動壓力時程曲線

3)圍巖表面

圍巖表面6，7，8，9號監(jiān)測點(diǎn)的動壓力時程曲線如圖6所示。由圖6可知：左軌處(8號測點(diǎn))受到的影響最大，變化最劇烈，圍巖表面動壓力的幅值達(dá)到10.8 kPa，平均值達(dá)到6.1 kPa；左側(cè)溝底部(7號測點(diǎn))受到的影響次之，動壓力的幅值為8.9 kPa，平均值為5.1 kPa；拱腳處(6號測點(diǎn))受到的影響最小，動壓力的幅值為6.9 kPa，平均值為4.0 kPa；拱底處(9號測點(diǎn))動壓力的幅值為7.0 kPa，平均值為5.0 kPa。

圖6　6，7，8，9號監(jiān)測點(diǎn)的動壓力時程曲線

4)基底結(jié)構(gòu)動壓力綜合分析

由有限元模擬結(jié)果可知：道床對重載列車動荷載的響應(yīng)最劇烈，其中線路中心線處動壓力的幅值和均值均比左右軌處大；隨著豎向深度的增加，各處的動壓力均出現(xiàn)不同程度的衰減，其中線路中心處動壓力衰減程度最大，動壓力幅值由仰拱表面的26.6 kPa減少至圍巖表面的7.0 kPa；左軌處的動壓力衰減程度最低，動壓力幅值由仰拱表面的17.1 kPa減少至圍巖表面的10.8 kPa；并且，在圍巖表面各處的動壓力變化相對平緩，動壓力的幅值和平均值分布也較為均勻。

3　動壓力現(xiàn)場監(jiān)測及其與有限元模擬結(jié)果的對比

3.1　監(jiān)測方案

為了測試重載列車動荷載作用下重載鐵路隧道基底結(jié)構(gòu)動壓力的實(shí)際傳播規(guī)律及各部位的實(shí)時動壓力，選用光纖光柵土壓力計，在無砟道床的上下表面、仰拱上表面和圍巖表面均設(shè)置測點(diǎn)，測點(diǎn)的具體埋設(shè)位置如圖7所示。

圖7　基底結(jié)構(gòu)傳感器布設(shè)示意圖

圖7中，DT-1—DT-3為道床上表面的動壓力測點(diǎn)，其傳感器量程選擇10 MPa；DT-3—DT-6為道床與仰拱填充層接觸面上的土壓力測點(diǎn)，其傳感器量程選擇5 MPa；GT-1—GT-5為仰拱填充層與仰拱接觸面上的土壓力測點(diǎn)，其傳感器量程選擇2 MPa；WT-1—WT-7為仰拱與圍巖接觸面上的土壓力測點(diǎn)，其傳感器量程選用2 MPa；采集頻率均為100 Hz，采樣間隔時間均為0.01 s。

3.2　動壓力現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果

因隧道結(jié)構(gòu)和測點(diǎn)均對稱分布，故部分圖僅列出隧道左側(cè)的動壓力時程曲線。

3.2.1道床動壓力

現(xiàn)場實(shí)測道床上、下表面動壓力時程曲線如圖8所示。由圖8可知：在重載列車動荷載作用下，道床上表面的動壓力變化較下層的更為劇烈；同時，線路中心處的道床動壓力變化比左右軌處更為明顯，表明線路中心處道床受重載列車動荷載的影響更大。

圖8　實(shí)測不同位置處道床上、下表面的動壓力時程曲線

現(xiàn)場實(shí)測的和有限元模擬的不同位置處道床的動壓力見表2。由表2可知：道床動壓力的實(shí)測值與有限元模擬值基本相同；道床上表面的動壓力始終大于下表面的；線路中心處道床的動壓力較左右軌處的更大，且衰減的最為明顯，最大動壓力由上表面的81.5 kPa衰減到下表面的26.7 kPa，左軌處道床的最大動壓力由上表面的50.7 kPa衰減到下表面的17.6 kPa，右軌處道床的最大動壓力由上表面的49.8 kPa衰減到下表面的18.4 kPa；左、右軌處道床的動壓力基本呈對稱分布。

表2　不同位置處道床的動壓力

3.2.2仰拱上表面的動壓力

現(xiàn)場實(shí)測不同位置處仰拱上表面的動壓力時程曲線如圖9所示。由圖9可知：左側(cè)溝底部處仰拱上表面的動壓力變化劇烈，表明該位置受到的影響最大；同時這種影響沿橫向向線路中心線處衰減。

圖9　實(shí)測不同位置處仰拱上表面的動壓力時程曲線

現(xiàn)場實(shí)測的和有限元模擬的不同位置處仰拱上表面的動壓力見表3。由表3可知：線路中心線處和左右軌處仰拱上表面動壓力的實(shí)測值要略小于有限元模擬結(jié)果，表明動壓力在仰拱填充層的實(shí)際衰減程度要大于理論分析結(jié)果；而左側(cè)溝底部處仰拱上表面實(shí)測動壓力的幅值和平均值均大于有限元模擬結(jié)果，表明該位置實(shí)際受到重載列車動荷載的影響更大，容易發(fā)生破壞。造成該現(xiàn)象的原因主要有2種：①隧道所處地質(zhì)條件較為復(fù)雜，仰拱與圍巖之間存在積水，重載列車動荷載使?jié)B壓力發(fā)生變化，從而對動土壓力造成影響；②隧道仰拱實(shí)際情況與現(xiàn)場施工質(zhì)量密不可分，因此與有限元理想狀態(tài)下的模擬結(jié)果存在差異。

表3　不同位置處仰拱上表面的動壓力

實(shí)測的左、右側(cè)溝底部處仰拱上表面動壓力的幅值最大，分別為21.4和18.5 kPa，線路中心處的動壓力幅值最小，為8.2 kPa；動壓力分布表現(xiàn)為沿橫向由兩側(cè)向線路中心處遞減，左、右軌處基本呈對稱分布。

3.2.3圍巖表面的動壓力

實(shí)測不同位置處圍巖表面的動壓力時程曲線如圖10所示。由圖10知：圍巖表面上動壓力的影響主要集中在軌道處和線路中心處，拱腳處的動壓力變化相對平緩。

圖10　實(shí)測不同位置處圍巖表面的動壓力時程曲線

現(xiàn)場實(shí)測和有限元模擬的不同位置處圍巖表面的動壓力見表4。

表4　不同位置處圍巖表面的動壓力

由表4可知：圍巖表面的實(shí)測動壓力幅值大于有限元模擬結(jié)果，而平均值與數(shù)值模擬較為接近；圍巖表面的實(shí)測動壓力幅值分布表現(xiàn)為沿橫向由兩側(cè)向線路中心處遞增，其中，線路中心處動壓力幅值最大，為13.9 kPa，左右軌處的次之，分別為12.0和11.8 kPa；實(shí)測動壓力平均值分布表現(xiàn)為軌道處最大，線路中心處和側(cè)溝底部次之，拱腳處最小；這種分布規(guī)律與仰拱上表面的分布規(guī)律相反。由此說明，線路中心處圍巖表面的動壓力變化更為劇烈，從而極易造成該處隧道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)病害。

3.2.4現(xiàn)場實(shí)測各位置處動壓力豎向傳遞規(guī)律

現(xiàn)場實(shí)測各位置處動壓力幅值和平均值的豎向分布如圖11所示。由圖11可以得出：各位置處動壓力的幅值和平均值均隨著豎向深度的增加而逐漸減小；動壓力豎向向下傳遞過程可分為2個階段。第1階段為快速衰減階段，位于道床與仰拱填充層內(nèi)，在該階段，線路中心處動壓力的幅值和平均值較左右軌衰減程度更大；第2階段為緩慢衰減階段，位于仰拱結(jié)構(gòu)內(nèi)，在該階段，左右側(cè)溝底仰拱上表面動壓力的幅值和平均值衰減程度相對較大，而線路中心線處和左右軌處衰減的程度較小，并且線路中心處動壓力幅值的出現(xiàn)一定程度的反向增長，而平均值仍隨深度的增加而衰減，同時，仰拱上表面動壓力幅值橫向分布規(guī)律與圍巖上表面的相反，因此容易引發(fā)仰拱出現(xiàn)病害。

圖11　現(xiàn)場實(shí)測各位置處動壓力的豎向分布規(guī)律

4　結(jié)　論

(1)道床動壓力的模擬值與實(shí)測值基本相同；左右軌處動壓力基本呈對稱分布，其中線路中心線處動壓力變化較左右軌更為劇烈，且衰減最為明顯。表明線路中心處道床受重載列車動荷載的影響更大。

(2)仰拱上表面線路中心線處和左右軌處的動壓力實(shí)測值略小于有限元模擬結(jié)果，表明該位置的重載列車動荷載在仰拱填充層內(nèi)的實(shí)際豎向衰減程度要大于理論分析；而左右側(cè)溝底部處仰拱上表面實(shí)測動壓力的幅值和平均值均大于有限元模擬結(jié)果，表明該位置實(shí)際受到重載列車動荷載的影響更大，容易造成仰拱大變形從而發(fā)生道床損壞和側(cè)溝外擠等病害。

(3)圍巖表面的實(shí)測動壓力幅值大于有限元模擬結(jié)果；線路中心處動壓力最大，左右軌道處次之，拱腳最??；這種橫向分布規(guī)律與仰拱上表面相反。由此說明，拱底長期受到重載列車動荷載的反復(fù)循環(huán)作用，極易形成裂縫從而出現(xiàn)病害。

(4)隧道基底結(jié)構(gòu)動壓力的豎向傳遞過程主要分為2個階段：第1階段，為快速衰減階段，位于道床與仰拱填充層內(nèi)，在該階段，線路中心處動壓力的幅值和平均值較左右軌衰減程度更大；第2階段，為緩慢衰減階段，位于仰拱結(jié)構(gòu)內(nèi)，在該階段，線路中心處壓力幅值出現(xiàn)一定程度的反向增長，而平均值仍隨深度的增加而衰減。

(5)因篇幅有限，本文結(jié)論僅針對Ⅲ級圍巖單線隧道，能否適用于其他圍巖級別，將在以后研究補(bǔ)充。

[1]李宏. 國外重載鐵路綜述[J]. 鐵道工程學(xué)報, 2000(4): 32-34.

(LI Hong. Comprehensive Description of Heavy Haul Railways Abroad[J]. Journal of Railway Engineering Society 2000(4): 32-34. in Chinese)

[2]徐倩, 王悅明, 倪純雙. 重載列車縱向沖動分布試驗(yàn)研究[J]. 中國鐵道科學(xué), 2013, 34(4): 77-83.

(XU Qian, WANG Yueming, NI Chunshuang. Test Study on the Longitudinal Impulse Distribution of Heavy Haul Train[J]. China Railway Science, 2013, 34(4): 77-83. in Chinese)

[3]楊春雷, 李芾, 付茂海, 等. 重載貨車軸重與速度匹配關(guān)系研究[J]. 中國鐵道科學(xué), 2012, 33(3): 92-97.

(YANG Chunlei, LI Fu, FU Maohai, et al. Research on the Matching Relationship between the Axle Load and Running Speed of Heavy Haul Freight Train[J]. China Railway Science, 2012, 33(3): 92-97. in Chinese)

[4]張志超，李谷，儲高峰，等. 重載機(jī)車扁銷鉤緩裝置的受壓穩(wěn)定性[J]. 中國鐵道科學(xué), 2015, 36(4): 101-107.

(ZHANG Zhichao, LI Gu, CHU Gaofeng. Compressive Stability of Flattened Knuckle Pivot Pin Coupler of Heavy Haul Locomotive[J]. China Railway Science, 2015, 36(4): 101-107. in Chinese)

[5]薛繼連. 30 t軸重下隧底密實(shí)度對隧底結(jié)構(gòu)受力的影響及隧底加固效果分析[J]. 中國鐵道科學(xué), 2015, 36(1): 90-95.

(XUE Jilian. Analysis of the Influence of Tunnel Bottom Compactness on Structure Stress and Strengthening Measures under 30 t Axle Load Train [J]. China Railway Science, 2015, 36(1): 90-95 in Chinese)

[6]尹成斐, 付兵先, 馬偉斌. 重載列車作用下隧道結(jié)構(gòu)的動應(yīng)力分析[J]. 中國鐵道科學(xué), 2013, 34(3): 47-52.

(YIN Chengfei, FU Bingxian, MA Weibin. Analysis on Dynamic Stress of Tunnel Structure under Heavy Haul Train[J]. China Railway Science, 2013, 34 (3): 47-52 in Chinese)

[7]李幸吉. 重載鐵路隧道動態(tài)測試及仰拱抗沖擊性能試驗(yàn)研究[D]. 石家莊: 石家莊鐵道大學(xué), 2014.

(LI Xingji. Dynamic Monitoring and Experimental Study on Impact Resistance of Inverted Arch of Heavy-Haul Railway Tunnel[D]. Shijiazhuang: Shijiazhuang Tiedao University, 2014. in Chinese)

[8]婁會彬. 重載車輛作用下無砟軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)分析[D]. 成都：西南交通大學(xué), 2014.

(LOU Huibin. Mechanics Analysis of Ballastless Track Structure under Heavy-Haul Vehicle Loads[D]. Chengdu：Southwest Jiaotong University, 2014. in Chinese)

[9]中華人民共和國鐵道部.TB10003—2005 鐵路隧道設(shè)計規(guī)范[S]. 北京：中國鐵道出版社, 2005.

(Ministry of Railways of the People’s Republic of China.TB10003—2005 Code for Design on Tunnel of Railway[S]. Beijing： China Railway Publishing House, 2005. in Chinese)

[10]王祥秋, 楊林德, 高文華. 鐵路隧道提速列車振動測試與荷載模擬[J]. 振動與沖擊, 2005, 3(24):99-107.

(WANG Xiangqiu, YANG Linde, GAO Wenhua. In Situ Vibration Measurement and Load Simulation of the Raising Speed Train in Railway Tunnel[J]. Journal of Vibration and Shock, 2005, 3(24):99-107. in Chinese)

[11]聶志紅, 李亮, 劉寶琛，等. 秦沈客運(yùn)專線路基振動測試分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2005, 24(6):1067-1071.

(NIE Zhihong, LI Liang, LIU Baochen, et al. Testing and Analysis on Vibration of Subgrade for Qinhuangdao-Shenyang Railway[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(6):1067-1071. in Chinese)