鐵路超重貨物作用下軌道路基動態(tài)響應(yīng)試驗研究

邵國霞，尹紫紅，朱　波，蔣良濰，蘇　謙

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

超重貨物是近些年隨著鐵路大件貨物運輸量增加而提出的一個新概念[1]。超重貨物是指裝車后，重車總重活載效應(yīng)超過橋涵標準活載(中?活載)的貨物[2]。 超重貨物通常投資大，技術(shù)含量高，多為工農(nóng)業(yè)和國防建設(shè)的大型設(shè)備[3]。2010?05?13鐵路首次使用新造DA37型370 t凹底平車運輸國內(nèi)首臺百萬千瓦發(fā)電組內(nèi)定子，這標志著我國鐵路超重貨物運輸時代的開始。目前，國內(nèi)外對超重貨物運輸?shù)睦碚撗芯枯^少，大多數(shù)研究也只是分析了超重貨物對運輸安全和運輸能力等方面的影響，并沒有深入地研究超重貨物作用下軌道路基的動態(tài)響應(yīng)。李笑紅[4]闡述了長大超重貨物對運輸安全的影響，分析了長大貨物產(chǎn)生超重的原因。劉立存[5]分析了超限超重列車對鐵路運輸能力的影響，并對超限超重車的掛運方案進行了優(yōu)化設(shè)計。盡管目前國內(nèi)外學(xué)者對超重貨物作用下軌道、路基動態(tài)響應(yīng)方面的研究較少，但是在普速、高速、重載鐵路方面開展了較多的理論研究和現(xiàn)場實測，比如在軌道動力學(xué)方面，雷曉燕[6]對各種軌道結(jié)構(gòu)理論模型中必要的計算參數(shù)進行了分析研究，同時還提供了普通軌道結(jié)構(gòu)各主要部件動力響應(yīng)特征參數(shù)，如自振頻率、振動加速的的實測值范圍。孫曉靜等[7]在京哈線某圓曲線路段進行了軌道系統(tǒng)振動測試，并對其進行了時域分析和頻域分析，分析結(jié)果表明：客車通過時，各車輛引起的軌道系統(tǒng)垂向振動加速度較為均勻，貨車通過時，由于編組內(nèi)各車輛裝載的貨物重量不一致而導(dǎo)致軌道系統(tǒng)垂向振動加速度差異較大，其中鋼軌振動加速度峰值的差異甚至超過 900 m/s2。在路基動力學(xué)方面，Dawn等[8]對英國鐵路路基動力響應(yīng)進行了測試，重點研究了行車速度、激振頻率和軌道參數(shù)的相互關(guān)系以及共振現(xiàn)象。Fujikake[9]對新干線高速列車對環(huán)境振動的影響進行了現(xiàn)場測試，總結(jié)并分析了橋梁、軌道、車輛等不同部位的振動特點。實測結(jié)果表明：動應(yīng)力隨頻率增大而增加，當頻率到一定值后，這一影響很小，當車速超過一定數(shù)值后車速對路基應(yīng)力無影響。蘇謙等[10]設(shè)計實施了不同厚度級配碎石基床表層結(jié)構(gòu)大模型試驗，測試了路基土體的動力響應(yīng)，分析了級配碎石厚度對路基動態(tài)特性的影響，進而提出了一個確定級配碎石合理厚度的方法。趙洪雁[11]在大秦線及北同蒲線進行了萬噸列車試驗，研究萬噸列車運行速度對軌道路基動力響應(yīng)的影響。周鎮(zhèn)勇[12]對武廣高速鐵路武漢咸寧綜合試驗段路基內(nèi)動應(yīng)力、動加速度、動位移進行了現(xiàn)場測試，探討了高速列車荷載作用下路基內(nèi)動力響應(yīng)的分布規(guī)律。綜上所述，國內(nèi)外學(xué)者對普速、高速、重載鐵路軌道路基結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)方面做了較多的研究，但對超重貨物作用下軌道路基響應(yīng)的研究幾乎是空白。因此，本文通過現(xiàn)場試驗分別獲取了鋼軌垂向力、橫向力、豎向位移、橫向位移和振動加速度，以及基床表面的位移、振動加速度和基床不同深度處的豎向動應(yīng)力等參數(shù)，初步掌握了軌道路基在超重貨物作用下的響應(yīng)機理。在此基礎(chǔ)上，對同一現(xiàn)場測試點進行了數(shù)值模擬，將實測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進行比較，二者較為吻合。研究成果將為重載和超重貨物作用下軌道路基的設(shè)計、施工以及養(yǎng)護維修提供重要的參考。

1　試驗設(shè)計

1.1　試驗概況

為探索超重貨物對軌道路基的作用機理，修建一段軌距為1 435 mm的單線有砟軌道試驗線路。線路坡度為平坡；鋼軌采用60 kg/m軌；軌枕為預(yù)應(yīng)力混凝土Ⅲ型軌枕，鋪枕根數(shù)為1 667根/km。單線碎石道床頂面寬3.3 m，厚度為0.5 m，其中面砟0.3 m，底砟0.2 m，道床邊坡坡度為1:1.75?；脖韺禹斆鎸?.1 m，厚度為0.6 m，基床底層厚度為1.9 m，基床邊坡坡度為1:1.5?；脖韺硬捎肁組填料，基床底層采用B組填料。

圖1　試驗?zāi)Ｐ蜋M斷面Fig.1　Cross-section of the test model

1.2　試驗方案設(shè)計

貨運重載將是世界鐵路未來發(fā)展的一大方向，而實現(xiàn)貨運重載運輸?shù)闹饕侄问窃黾迂涍\車輛的軸重。目前，世界上最高軸重已達40 t[13]，我國現(xiàn)役車輛軸重基本為 23～25 t，重載貨車最高已達30 t，貨車轉(zhuǎn)向架固定軸距主要為1 750 mm。綜合考慮軸重和軸距的研究背景，以及結(jié)合前期靜載試驗(分級加載，最大軸重80 t，固定軸距1 350 mm)，對試驗進行如下設(shè)計：根據(jù)實際需要，通過試驗裝置對軌道路基結(jié)構(gòu)施加 0～40 t(單輪載)六軸荷載，分別獲取鋼軌垂向力、橫向力、豎向位移、橫向位移和振動加速度，以及基床頂面的位移、振動加速度和基床不同深度處的豎向動應(yīng)力等參數(shù)。圖2為荷載時程曲線，t1時刻開始對結(jié)構(gòu)施加荷載，t2時刻，六軸荷載均達到最大值。荷載位置見圖3。

圖2　荷載時程曲線Fig.2　Time history of loads

圖3　荷載位置Fig.3　Position of loads

1.3　測點及元器件布置

試驗中采用應(yīng)變片組橋的方式來測鋼軌垂向力和橫向力。位于軌枕正上方的加載點F3和F6處垂向力的測試采用軌腰壓縮法組成半橋進行測試，其余測點垂向力的測試均采用軌腰剪力法：即在距離荷載作用點0.14 m范圍內(nèi)的軌腰中性軸處貼45°方向應(yīng)變片，組成全橋來測試。橫向力的測試均采用剪力法組成全橋進行測試。鋼軌豎向位移和振動加速度分別采用位移計和加速度計測試。基床頂面豎向位移和振動加速度分別采用基床頂面的沉降板配合位移計和加速度計進行測試。動應(yīng)力的測試均采用土壓力盒。 具體測點及元器件位置見圖4。

圖4　測點及元器件位置Fig.4　Position of measuring point and components

1.4　試驗元器件標定

1.4.1應(yīng)變片的標定

鋼軌上所貼應(yīng)變片在正式工作前先要進行垂向力和橫向力的標定，以得到所施加的力和輸出值(微電壓)之間的關(guān)系曲線，以此作為后期的計算依據(jù)。標定時需要有提供反力的裝置、分離式液壓千斤頂、力傳感器等設(shè)備以及數(shù)據(jù)采集儀IMC。標定方法均為在輪軌作用位置處分級加載，得出標定曲線。

1.4.2土壓力盒的標定

土壓力盒是土工試驗中進行土壓力實測的基本工具，廠家在出廠前通過油標對其進行了標定。但是土壓力盒實際的工作環(huán)境是土介質(zhì)，這與廠家標定環(huán)境有一定差異。因此，在現(xiàn)場測試前要對其重新進行標定，即砂標。以得到與實際環(huán)境相似情況下土壓力盒的工作參數(shù)。標定時采用的裝置和儀器設(shè)備分別為標定桶、承壓板、量力環(huán)、分離式液壓千斤頂和IMC數(shù)據(jù)采集儀。

1.4.3其余元器件的標定

試驗開始之前，還對加速度計、位移計等儀器設(shè)備進行了標定。

圖5　有限元模型Fig.5　Finite element model

1.5　有限元模型建立

依據(jù)室內(nèi)試驗?zāi)Ｐ统叽?，利用ANSYS軟件建立軌道路基有限元模型，見圖 5。鋼軌、軌枕、道床、基床均采用 8節(jié)點實體單元模擬；扣件采用Combin14彈簧單元模擬，并且只考慮豎向作用，忽略縱向和橫向作用，彈簧剛度為60 kN/mm。鋼軌與軌枕采用彈簧單元連接；道床與基床的連接采用共用節(jié)點的方式。各材料物理力學(xué)參數(shù)見表 1。模型中，沿線路縱向設(shè)為Z軸，沿深度方向設(shè)為Y軸，沿橫向設(shè)為X軸；路基的邊界在Z方向設(shè)置為約束，路基底部則在X，Y和Z 3個方向設(shè)置約束，鋼軌兩端設(shè)置X方向、Z方向和繞X軸轉(zhuǎn)動的約束。將鋼軌實測垂向力(見表 2)作為集中荷載按圖 3位置施加于有限元模型，計算采用線彈性本構(gòu)模型。提取相應(yīng)數(shù)值計算結(jié)果，和實測值進行比較分析。

表1　材料物理力學(xué)參數(shù)Table1　Material physical and mechanical parameters

2　試驗結(jié)果及分析

2.1　軌道結(jié)構(gòu)測試分析

2.1.1鋼軌垂向力和橫向力

本次試驗通過在左側(cè)鋼軌上貼應(yīng)變片的方式間接測出輪軌垂向力和橫向力。在t2時刻，各軸對應(yīng)位置下6個測點處的輪軌垂向力和橫向力分別見表2。最大輪軌垂向力出現(xiàn)在測點F5，為35.99 t。在該力作用下，鋼軌頭部所受壓應(yīng)力為 172.15 MPa，鋼軌底部所受拉應(yīng)力為147.38 MPa，二者均未超出鋼軌容許應(yīng)力。輪軌最大橫向力為0.032 9 t，遠小于我國《鐵路車輛動力學(xué)性能評定和試驗鑒定規(guī)范》(GB5599—85)所規(guī)定的容許限度值7.78 t。綜上來看，現(xiàn)有的60 kg/m鋼軌強度滿足超重貨物運輸?shù)男枨蟆?/p>

表2　鋼軌垂向力和橫向力Table2　Vertical and transverse force of the rail t

2.1.2 鋼軌變形

軌道的高低平順性嚴重影響列車的行車安全，列車通過這些地方時，沖擊動力增加，加速道床變形。圖6為鋼軌豎向變形時程曲線，加載后鋼軌最大豎向變形為 4.16 mm，卸載后殘余變形為 2.09 mm。圖7為鋼軌橫向變形時程曲線，加載后鋼軌最大橫向變形為7.31 mm，卸載后的殘余變形為3.68 mm。鋼軌豎向變形和橫向變形最大值均出現(xiàn)在加載點 F4位置處。按《鐵路線路修護維修規(guī)范》中Vmax＞160 km/h正線的高低標準為5 mm，軌距標準為+4mm作為試驗標準，本次加載最大豎向殘余變形和最大橫向殘余變形均未超出限制，滿足要求。

圖6　鋼軌豎向變形時程曲線Fig.6　Time history of vertical deformation of the rail

圖7　鋼軌橫向變形時程曲線Fig.7　Time history of transverse deformation of the rail

2.1.3鋼軌振動加速度

隨著行車速度的提高和軸重的增加，輪軌間的沖擊和軌道的振動加劇，而輪軌的共振是引發(fā)鋼軌波磨的主要因素。因此需要準確測試鋼軌振動加速度，進而掌握鋼軌的振動特性。圖8為鋼軌豎向加速度時程曲線，此次試驗中，鋼軌最大振動加速度為5.06g，出現(xiàn)在加載點F3位置處。

圖8　鋼軌豎向加速度時程曲線Fig.8　Time history of vertical acceleration of the rail

2.1.4道床應(yīng)力

圖9為枕下30 cm處道床附加應(yīng)力沿線路縱向分布，模擬值略大于實測值，但總體趨勢基本保持一致。2轉(zhuǎn)向架之間的道床應(yīng)力明顯小于轉(zhuǎn)向架下方的應(yīng)力，道床最大動應(yīng)力出現(xiàn)在第 11根軌枕與左側(cè)鋼軌交點正下方，為173.18 kPa。道床內(nèi)部應(yīng)力較小，因此既有碎石道床的承載能力滿足超重貨物運輸?shù)男枨蟆?/p>

圖9　枕下30 cm處道床動應(yīng)力沿線路縱向分布Fig.9　Dynamic stress of the ballast 30 cm under the sleeper longitudinal distribution along the line

2.2　基床測試分析

2.2.1基床動應(yīng)力

在基床表層頂面，動應(yīng)力橫向分布是不均勻的，在鋼軌對應(yīng)的軌枕正下方動應(yīng)力最大，軌枕端部和軌枕中心處動應(yīng)力較小，總體上呈“M”型分布。圖 10為基床頂面動應(yīng)力沿橫向分布，右側(cè)鋼軌正下方基床頂面動應(yīng)力實測值與模擬值差距較大，左側(cè)鋼軌下基床頂面最大動應(yīng)力為92.95 kPa，枕端動應(yīng)力分別為最大動應(yīng)力的51.31%和41.81%，枕中動應(yīng)力為最大動應(yīng)力的31.31%。圖11為基床動應(yīng)力沿深度的分布，實測值與模擬值總體趨勢一致?；脖韺禹斆鎰討?yīng)力為92.95 kPa，基床表層底面動應(yīng)力為27.54 kPa，動應(yīng)力衰減比為0.3，即經(jīng)過基床表層動應(yīng)力已衰減70%，大于規(guī)范中所提到的40%～60%?；驳讓拥酌鎰討?yīng)力為11.25 kPa，動應(yīng)力衰減比為0.12。可見基床衰減動應(yīng)力的效果比較顯著，尤其是基床表層。

圖10　基床頂面動應(yīng)力沿橫向分布Fig.10　Dynamic stress in subgrade top surface along the transverse distribution

圖11　基床動應(yīng)力沿深度的分布Fig.11　Dynamic stress in subgrade along the depth distribution

2.2.2基床頂面豎向變形

基床頂面豎向變形時程曲線見圖12。最大豎向變形為1.93 mm，殘余變形為1.39 mm，出現(xiàn)在加載點F5位置處，變形值小于我國《新建時速200 km客貨共線鐵路設(shè)計暫行規(guī)定》路基變形設(shè)計控制值3.5 mm，滿足超重貨物運輸需求。但較大的殘余變形會引起鋼軌的不平順，其不平順性會激起更大的車輛振動，因此在超重貨物運輸過后，要及時對線路進行養(yǎng)護維修，確保其他列車的安全運行。

圖12　基床頂面豎向變形時程曲線Fig.12　Time history of vertical deformation in subgrade top surface

圖13　基床頂面豎向加速度時程曲線Fig.13　Time history of vertical acceleration in subgrade top surface

2.2.3基床頂面振動加速度

路基在列車荷載作用下為一復(fù)雜的振動系統(tǒng)，由此而產(chǎn)生的振動加速度是導(dǎo)致道床沉陷、邊坡坍塌以及整個軌道幾何變形的重要因素[14]。試驗資料表明：加速度是判斷列車振動荷載對路基破壞作用的重要指標，路基剛度愈大，則加速度愈大[15]。 因此，準確掌握路基振動加速度對研究路基動力特性尤為重要。圖13為基床頂面豎向加速度時程曲線，在此次試驗中，基床表層頂面的豎向加速度最大值為2.87g，出現(xiàn)在加載點F6位置處。

3　結(jié)論

1) 超重貨物作用下，最大輪軌垂向力為35.99 t，在該力作用下，軌頭壓應(yīng)力為172.15 MPa，軌底拉應(yīng)力為 147.38 MPa，二者均未超出鋼軌容許應(yīng)力；輪軌橫向力也較小，因此，現(xiàn)有的60 kg/m鋼軌強度滿足超重貨物運輸?shù)男枨蟆?/p>

2) 超重貨物作用下，鋼軌最大豎向變形為4.16 mm，殘余變形為 2.09 mm；最大橫向變形為 7.31 mm，殘余變形為3.68 mm。兩者均滿足正線高低標準5 mm，軌距標準+4 mm的試驗標準。 鋼軌最大振動加速度為5.06g。

3) 道床與基床的應(yīng)力方面，模擬值略大于實測值，但總體趨勢基本保持一致；枕下30 cm處道床內(nèi)部應(yīng)力為173.18 kPa，道床內(nèi)部應(yīng)力較小，既有的碎石道床可以滿足超重貨物運輸?shù)男枨?；基床表層頂面實測最大動應(yīng)力為92.95 kPa，經(jīng)基床表層動應(yīng)力已衰減70%，大于規(guī)范中所提到的40%～60%，可見基床表層衰減動應(yīng)力的效果比較顯著。

4) 基床表層頂面最大豎向變形為1.93 mm，殘余變形為1.39 mm，較大的殘余變形會引起鋼軌的不平順，因此，在超重貨物運輸過后，要及時對線路進行養(yǎng)護維修，確保其他列車的安全運行；基床表層頂面的豎向加速度實測最大為2.87g。